氫氣發(fā)動機氣缸注水燃燒的數(shù)值模擬

盧弘博, 姚清河

(中山大學航空航天學院,廣東廣州 510275)

引 言

與傳統(tǒng)燃料相比,盡管氫氣在儲存和運輸環(huán)節(jié)存在較大的安全隱患[1],然而將其作為發(fā)動機主要燃料仍然有諸多不可忽視的優(yōu)點,例如提高發(fā)動機燃料經(jīng)濟性、易于燃燒、降低點火能耗等[2-4],最重要的是,氫的燃燒產(chǎn)物是水并且沒有碳排放[5-6].盡管根據(jù)Carnot定理,氫氣燃燒的能量效率低于燃料電池中氫的電化學反應,但是氫燃料仍然具有較高的研究價值,因為采用傳統(tǒng)汽油或柴油發(fā)動機的結構可以輕易地支持氫燃料的燃燒[7-8].此外,燃料電池通常需要復雜的輔助系統(tǒng),如增濕器、蒸汽轉化器、加熱系統(tǒng)和電控設備來支持其運行,其建造和維護成本較高[9-11],因此,許多汽車制造商都在大力推動車用氫氣發(fā)動機的發(fā)展[12-15],包括東京城市大學1974年推出的“武藏系列”、福特的“E-450穿梭巴士”和寶馬的“Hydrogen 7”[16].然而,與傳統(tǒng)內(nèi)燃機相比,氫氣發(fā)動機在發(fā)展過程中遇到了不同的問題,例如發(fā)動機內(nèi)部溫度通常會增加40%,NO排放量增加,發(fā)動機劇烈振動和穩(wěn)定性降低等,這些問題降低了乘坐的舒適性,并縮短了發(fā)動機部件的壽命.出現(xiàn)這些問題的原因很簡單,因為單位體積氫氣的燃燒會比大多數(shù)常規(guī)燃料釋放更高的能量[17-18].

注水燃燒的方式能有效降低發(fā)動機氣缸的燃燒溫度,減少尾氣中NO的排放,同時提高發(fā)動機的能效,近年來在汽油和柴油發(fā)動機中得到了廣泛的應用[19-22].關于這方面的研究,由于活塞發(fā)動機內(nèi)部燃燒動力學是非線性的,并涉及復雜的公式,經(jīng)常使用數(shù)值模擬方法,如采用CFD程序進行分析,以彌補相關實驗研究周期長、費用高等方面的不足[23].例如,Nour等[24]研究了柴油機排氣歧管注水對發(fā)動機燃燒和排放的影響,得到的結論是:通過注水,缸內(nèi)壓強呈上升趨勢,同時NO排放將會減少.Berni等[25]對高性能渦輪增壓汽油直噴發(fā)動機的燃燒室中注入水和燃料混合物進行了數(shù)值模擬分析,通過化學反應器來評價充料稀釋和混合燃料改性對自燃延遲和層流火焰速度的影響,確定了最佳注水比率.Ma等[26]通過CFD模擬,研究了進氣歧管進水對4沖程直噴渦輪增壓柴油機燃燒和排放特性的熱力學和化學方面的影響,結果表明,進氣歧管注水可以降低缸內(nèi)的平均壓強和溫度,顯著降低氮氧化物和煙塵排放,然而,這些積極的結果也帶來了增加點火延遲時間的代價.此外,也有學者采用實驗方法研究注水對發(fā)動機的影響,如Arabaci等[27]通過實驗研究了注水量和注水時間對6沖程發(fā)動機性能和尾氣排放的影響,在實驗的基礎上得出以下結論:首先,通過注水,排氣溫度和發(fā)動機壁溫分別下降了7%和2%.此外,由于水的冷卻作用,容積效率提高.其次,隨著注水量的增加,制動功率提高了10%.相比之下,比油耗下降了9%.

目前,大多數(shù)關于發(fā)動機注水燃燒流動穩(wěn)定性的研究是基于汽油或柴油發(fā)動機進行的.由于水-油混合乳狀液顆粒會引起發(fā)動機內(nèi)的微小爆燃,Ismael等[28]在噴射系統(tǒng)內(nèi)的幾個位置采集了從油箱到噴油器噴嘴的乳狀液,并測量了乳狀液分散相的液滴尺寸和分布,結果表明,乳化液經(jīng)高壓燃油泵壓縮,再通過噴嘴噴射后,分散的液滴尺寸明顯減小,發(fā)動機的穩(wěn)定性提高.Bozza等[29]采用一維仿真模型研究了注水對發(fā)動機爆震阻力和油耗的影響,結果表明,在缸內(nèi)引入惰性氣體有助于降低爆震傾向,導致燃燒階段提前,減少甚至避免了注入過量混合燃料的可能性.

由于氫氣的燃燒更加劇烈,會比使用傳統(tǒng)燃料產(chǎn)生更高的溫度和壓強,因此有必要對氫氣發(fā)動機采取適當?shù)睦鋮s方式,使發(fā)動機能夠安全運行,延長使用壽命.對氫氣發(fā)動機來說,注水是一種潛在可行的解決方案,因為它可以降低燃燒室溫度,同時改善壓強和內(nèi)部流動特性,最終提高發(fā)動機的能量效率.目前,業(yè)內(nèi)在這方面的研究不多,其中,Taghavifar等[30]利用CFD模擬研究了氫、柴油和氫柴油混合燃料在發(fā)動機中的注水情況,并對各計算參數(shù)進行了分析以確定最佳的注水比率,結果表明,當注水比率取15%,水溫為333.15 K時,發(fā)動機扭矩和功率的峰值壓強最大.然而,這篇論文主要集中在對缸內(nèi)溫度和壓強的影響,沒有對發(fā)動機的內(nèi)部流場和流動穩(wěn)定性進行分析.

根據(jù)上述研究,盡管關于注水對汽油、柴油發(fā)動機內(nèi)部流場和流動穩(wěn)定性影響的研究[26]已廣為人知,但在氫氣發(fā)動機中并非如此.然而,氫氣的燃燒會產(chǎn)生更高的溫度、壓強,以及流動不穩(wěn)定性.流動不穩(wěn)定性是指缸內(nèi)湍流動能過大或分布不均勻,最終會導致安全隱患、乘坐體驗不佳和能量效率降低的問題.事實上,注水對發(fā)動機的流動穩(wěn)定性有重大影響,因此,選擇合適的注水量以避免缸內(nèi)流動的不穩(wěn)定,同時保持較高的能量效率至關重要.例如,Ma等[26]研究了柴油發(fā)動機注水時的流動不穩(wěn)定性,但對于能量密度較高的氫氣發(fā)動機卻沒有這樣的研究.

因此,本文擬分析注水對氫氣發(fā)動機的影響,重點研究其內(nèi)部流動特性和穩(wěn)定性.具體來說,采用AVL-FIRE軟件開發(fā)的CFD模型對基于進氣口燃油噴射(port fuel injection,PFI)的氫氣發(fā)動機氣缸進行了模擬.本文詳細分析了不同注水比率下發(fā)動機氣缸內(nèi)湍流動能、耗散速率和脈動強度的變化情況.在這些流動相關特性與相應的溫度、壓強以及發(fā)動機的能量效率(量化為指示平均有效壓力(indicated mean effective pressure,IMEP)之間建立了聯(lián)系,最后綜合分析注水對發(fā)動機流動穩(wěn)定性的影響,進而對發(fā)動機能效進行綜合分析,得到最優(yōu)注水量.

1 系統(tǒng)模型

1.1 模擬機型

本文用于CFD仿真的機型是嘉陵JH-600發(fā)動機.它的特點是構造簡單、材料成本低,其各項參數(shù)如表1所示.為簡化計算,本文將針對發(fā)動機單缸燃燒情況進行模擬.

表1 JH-600發(fā)動機相關參數(shù)Table 1 Parameters of JH-600 engine

1.2 用于數(shù)值模擬的模型和計算方法

用于CFD仿真的氣缸模型如圖1所示.氫氣發(fā)動機氣缸的工作循環(huán)包含4個沖程,分別為吸氣、壓縮、膨脹和排氣.在進入氣缸之前,氫氣首先通過專用的注入裝置與一定量的水進行預混.混合物和助燃空氣均通過2個進氣閥進入燃燒室,隨后在氣缸內(nèi)部燃燒,致使缸內(nèi)溫度、壓強等各項參數(shù)發(fā)生變化,最終導致活塞的機械運動.最后,燃燒反應的產(chǎn)物通過排氣沖程排出氣缸.圖1(b)是發(fā)動機氣缸的正視圖,反映了缸套和活塞的幾何特征.活塞在氣缸中的瞬時位置可用曲柄轉角(CA)來量化,以進氣沖程活塞運動到上止點時曲柄的位置作為零參考點.

(a)Top surface

本文的數(shù)值模擬基于以下3點假設:

(1)本文只關注氫燃料的燃燒階段,不包括進氣沖程及其相關部件.因此,這里假設進入氣缸前燃料與空氣已經(jīng)充分混合,初始時當量比為1.

(2)燃燒過程中,無論實際溫度、壓強和振動水平如何,發(fā)動機氣缸壁都假定是剛性的.換言之,假設發(fā)動機氣缸材料經(jīng)過合理設計,能夠承受氫燃料的燃燒.

(3)氫燃料的初始溫度和壓強條件假定與所選JH-600發(fā)動機數(shù)據(jù)表[31]中標明的參數(shù)相同.

本文對氫氣發(fā)動機氣缸內(nèi)部燃燒進行數(shù)值模擬的流動控制方程包括質量守恒方程,動量守恒方程和能量守恒方程.其中,質量守恒方程為

式中,ρ為密度,t為時間,u為速度矢量在x方向上的分量,v為速度矢量在y方向上的分量,w為速度矢量在z方向上的分量.動量守恒方程為

式中,V為速度矢量,Fx,Fy,Fz為流體單元上的體力，τij(i=x,y,z;j=x,y,z)為黏性應力τ的分量,P為流體單元上的壓力.能量守恒方程為

式中,ST為流體的內(nèi)熱源和流體的機械能轉換的熱能,T為溫度,k為流體的傳熱系數(shù),Cp為比熱容.

流動控制方程中包括的空間變量、時間變量和物理變量分別對應著空間求解域、時間和定義在求解域上流動問題的解.描述流體的流動控制模型建立后,接著就須對計算區(qū)域進行離散,即對空間上連續(xù)的計算區(qū)域進行分割,形成若干子區(qū)域,并確定各區(qū)域節(jié)點,然后生成網(wǎng)格.隨后,控制方程在網(wǎng)格上進行離散,轉化成各個節(jié)點上的代數(shù)方程組進行求解.

本文對氫氣發(fā)動機氣缸內(nèi)部燃燒時氣體的流動模擬采用的離散方法是有限體積法,該方法以有限差分法為基礎,是目前在計算流體力學的商業(yè)軟件中應用最廣泛、最成熟的算法[32],其基本思路是把所要計算的區(qū)域分成一系列不重復的控制體,且每個網(wǎng)格點周圍有一個控制體積,待求解的微分方程對各個控制體積進行積分,進而得到一組離散的方程,方程的未知數(shù)是網(wǎng)格點上因變量的值.采用這種方法得到的離散方程需要因變量的積分守恒對所有控制體積都能滿足,對整個計算區(qū)域也是如此[33].另外,該方法有助于求解多面體網(wǎng)格[34].

控制方程離散化之后,須對各體積單元上離散后的方程組進行求解.本文采用的AVL-FIRE軟件使用壓力耦合方程組的半隱式算法(semi-implicit pressure-linked equations,SIMPLE)進行方程組的求解,是壓力修正法的一種,被各種CFD軟件廣泛采用.

1.3 邊界條件

在本文的數(shù)值模擬中,溫度邊界條件共施加到5個不同的邊界表面上,即氣缸壁,活塞,氣缸頂部,排氣閥和進氣閥(見圖1).此外,將氣缸壁,氣缸頂部,排氣閥和進氣閥視為固定部件，而活塞是運動部件.所有表面溫度的邊界條件如表2所示,這些設定值來源于JH-600發(fā)動機的運行數(shù)據(jù)[31].

表2 邊界條件設定Table 2 Boundary conditions

為了研究注水量與氫氣發(fā)動機內(nèi)部流動穩(wěn)定性的關系,本文分別采用水與氫燃料質量分數(shù)之比WI=0%,5%,10%,15% 這4種注水比率作為算例,這些設定值的選取是在Wang等[31]研究結論的基礎上總結歸納的.發(fā)動機的曲柄轉角(CA),壓強和溫度初始設定分別為580°,0.1 MPa和400 K.AVL-FIRE的SPRAY模塊用于模擬注水,注水始于CA=721°,終于CA=725°,注水溫度設為333.15 K,這一設定的依據(jù)是Taghvifar等[30]的研究結論:氫氣發(fā)動機注水時刻取CA=723°,水溫為333.15 K時工作效率最高.設定發(fā)動機轉速為3 000 r/min,點火時點為CA=697°,當量比為1.具體初始條件見表3,注水參數(shù)設置如表4所示.

表3 初始參數(shù)設定Table 3 Initial parameters

表4 注水參數(shù)設定Table 4 Water injection parameters

1.4 參數(shù)計算與子模型

指示平均有效壓力(indicated mean effective pressure,IMEP)定義了發(fā)動機氣缸在一個完整的工作循環(huán)中所做的功,其表達式如下

式中,J為熱功當量,Q2-3為燃燒產(chǎn)生的熱量,η為循環(huán)效率,p1為進氣壓力,M為氣體的分子量,m為混合氣體質量,R為通用氣體常數(shù),T1為發(fā)動機進氣溫度,r為壓縮比.IMEP與發(fā)動機氣缸的輸出功率成正比,因此可以作為評價發(fā)動機性能的指標,IMEP越大往往表示發(fā)動機具有更好的性能.

本文運用AVL-FIRE軟件研究注水對氫氣發(fā)動機工況的影響,數(shù)值模擬包括湍流、燃燒、噴霧和排放4個子模型.湍流子模型采用計算成本低、數(shù)值穩(wěn)定性好、精度高的k-ζ-f模型.選擇耦合火焰模型(coupled flame model,CFM)作為燃燒子模型是因為假設火焰和燃料表面之間的薄區(qū)域是層流,從而簡化了計算過程,具有很高的計算效率.噴霧模型采用WAVE模型.AVL-FIRE中主要有兩種NO排放模型,Zeldovich模型和Heywood模型,由于Zeldovich模型比Heywood模型具有更廣泛的應用范圍,因此本文采用Zeldovich模型.

1.5 網(wǎng)格的劃分及無關性驗證

靜態(tài)體網(wǎng)格的劃分在AVL-FIRE軟件的FIRE FAME HEXA模塊中實現(xiàn),模型采用六面體網(wǎng)格,主體部分的最大單元尺寸為2.0 mm,細化至最小尺寸的等級均為1級.另外,進、排氣閥閥座表面處采用了網(wǎng)格精細化處理,細化等級為3級;進、排氣閥和燃燒室的邊界處也引入了等級為1級的細化處理.

隨后,使用FAME ENGINE PLUS模塊來實現(xiàn)靜態(tài)網(wǎng)格到動態(tài)網(wǎng)格的轉化,為便于驗證網(wǎng)格無關性,先后選取不同的最大單元尺寸生成了3組網(wǎng)格,這3組網(wǎng)格的最大單元尺寸分別為1.2，1.0和0.8 mm.初始網(wǎng)格數(shù)目分別為391 254,488 033，610 862,分別使用這3組網(wǎng)格對不注水的氫氣發(fā)動機同在上文提到的初始條件下展開計算,在CA=726° 時三者對于氣缸內(nèi)平均溫度的計算結果如表5所示.

表5 網(wǎng)格無關性驗證數(shù)據(jù)Table 5 Data for mesh independence validation

對驗證計算得到的數(shù)據(jù)進行對比分析,發(fā)現(xiàn)第2,3組網(wǎng)格的數(shù)據(jù)趨于一致,這說明取第2組網(wǎng)格能夠在保證計算精度的前提下保持良好的計算效率,因此在后續(xù)計算中均采用第2組網(wǎng)格.

2 計算結果與討論

2.1 注水對氣缸內(nèi)溫度的影響

本文通過計算,分別得到了不同注水比率下,注水剛結束時(CA=726°,見圖2)和注水結束一段時間以后(CA=746°,見圖3)氣缸內(nèi)溫度分布情況.

圖2 CA=726°時不同注水比率下氣缸內(nèi)溫度分布Fig.2 Temperature distribution in cylinder at CA=726° for different WI ratios

如圖2所示,在注水剛結束時(CA=726°),注水比率為5%與未注水時的溫度分布相似,最高溫度約為3 800 K,氣缸內(nèi)的溫度分布比較均勻.隨著注水比率的提高,燃燒室在CA=726° 開始出現(xiàn)低溫區(qū)域,當注水比率達到10%時,在氣缸的兩側產(chǎn)生了兩片溫度低于1 800 K的區(qū)域.注水比率為15%的情況與注水比率為10%時相似,但其低溫區(qū)域的范圍會進一步擴大.根據(jù)Carnot定理,較高的缸內(nèi)整體溫度等同于較高的能量轉換效率,這意味著從溫度的角度來看,氣缸的能量效率隨注水比率的升高而降低.此外,低溫區(qū)域的燃燒質量較低,從而導致能量效率進一步降低.

圖3是CA=746° 時,各注水比率下缸內(nèi)溫度分布情況,隨著注水比率的上升,氣缸內(nèi)部此時的整體溫度呈下降趨勢,且位于燃燒室下部和周邊的低溫區(qū)域范圍也在逐漸擴大.此外,從整個循環(huán)的角度來看,提高注水量會使氣缸內(nèi)的平均溫度持續(xù)下降,起到良好的冷卻效果.

圖3 CA=746°時不同注水比率下氣缸內(nèi)溫度分布Fig.3 Temperature distribution in cylinder at CA=746° for different WI ratios

圖4是整個計算區(qū)間氣缸內(nèi)平均溫度隨曲柄轉角的變化情況,在不注水的情況下,氣缸內(nèi)最高平均溫度出現(xiàn)在CA=729° 處,為3 283 K.當注水比率提高到5%時,缸內(nèi)平均溫度的峰值大幅下降至3 041 K,且出現(xiàn)時點提前至CA=723°.隨著注水量的持續(xù)增大,缸內(nèi)平均溫度的峰值點會出現(xiàn)較小程度的下降和提前.從整體來看,通過提高注水量從而達到降低缸內(nèi)平均溫度的效果比較明顯且具有持續(xù)性.在通過數(shù)值計算所得到的這4組數(shù)據(jù)中,15%的注水比率使氣缸內(nèi)部整體溫度下降最多,實現(xiàn)了最佳的發(fā)動機冷卻效果.

圖4 不同注水比率下氣缸內(nèi)平均溫度的變化Fig.4 In-cylinder mean temperature with different WI ratios

2.2 注水對氣缸內(nèi)壓強的影響

不同注水比率下氣缸內(nèi)的平均壓強隨曲柄轉角的變化規(guī)律如圖5所示,在不注水的情況下,缸內(nèi)最高平均壓強出現(xiàn)在CA=725°,為8.08 MPa,隨著注水比率的升高,氣缸內(nèi)的平均壓強變化主要集中在峰值處,當注水比率分別為5%,10%和15%時,缸內(nèi)平均壓強的峰值均出現(xiàn)在CA=726°,分別為8.21,8.41,8.57 MPa,注水比率為15%時的缸內(nèi)最高平均壓強較不注水時提高了約6%.由于缸內(nèi)壓強的增大能提高氣缸的輸出功率,因此從壓強的角度來看,通過注水可以提高發(fā)動機的能量效率,其中,15%的注水比率對發(fā)動機性能的提升最為顯著.

圖5 不同注水比率下氣缸內(nèi)壓強的變化Fig.5 In-cylinder mean pressure with different WI ratios

在氣缸內(nèi)平均壓強數(shù)據(jù)的基礎上,可通過計算得到氫氣發(fā)動機單氣缸的指示平IMEP.

如圖6所示,在不注水的情況下,氣缸IMEP值為3.42,隨著注水比率的增加,IMEP也隨之升高,且二者之間呈線性關系.在所有4組數(shù)據(jù)中,WI=15%對應的IMEP最大,為3.54 MPa,較不注水時提高了3.5%,再次說明了注水可以改善發(fā)動機的工況.

圖6 氣缸IMEP隨注水比率的變化規(guī)律Fig.6 IMEP for different WI ratios

2.3 注水對氣缸內(nèi)流動特征的影響

本節(jié)通過對比分析不同注水比率下氫氣發(fā)動機氣缸內(nèi)部的流動速率,湍流動能和耗散速率來評價注水對氣缸內(nèi)部流動及穩(wěn)定性的影響.

2.3.1 流動速率

如圖7所示,隨著注水比率的增加,氣缸內(nèi)部的流動變得愈加劇烈.在不注水的情況下,氣缸燃燒室中心區(qū)域處的渦流相對均勻,流速也較低,此時,氣缸內(nèi)部最大流速出現(xiàn)在燃燒室底部周邊以及左上方.當注水比率為5%時,缸內(nèi)流動出現(xiàn)了顯著的變化,燃燒室中心區(qū)域的流動速率大幅提升,氣缸內(nèi)渦的數(shù)量由1個增加至2個,最大流動速度出現(xiàn)在燃燒室中心和底部周邊的區(qū)域.隨著注水比率上升至10%和15%,氣缸內(nèi)的流動更加紊亂,渦的數(shù)量進一步增加,這也促進了氣缸內(nèi)部氣體的混合,缸內(nèi)最大流動速率分別達到了43.5 m/s和 77.63 m/s,且最大流速均出現(xiàn)在燃燒室底部周邊區(qū)域.

圖7 在CA=726° 時不同注水比率下氣缸內(nèi)速度矢量的分布Fig.7 Velocity distribution in cylinder at CA=726° for different WI ratios

通過對比圖2,7注水比率為15%的圖像,發(fā)現(xiàn)它們之間存在一定的相關性,即在CA=726°時,氣缸內(nèi)部高速流動的區(qū)域與低溫區(qū)域相重合,這是由于注水量過大,缸內(nèi)兩側燃燒不充分,形成低溫區(qū),而氣缸中心的溫度遠高于低溫區(qū)域,大量未燃混合氣體進入這些低溫區(qū)域,從而導致高速分布.事實上這一現(xiàn)象會引起發(fā)動機能量效率的下降,因為在某些區(qū)域沒有發(fā)生燃燒.

2.3.2 氣缸內(nèi)的湍流

對發(fā)動機湍流動能和耗散速率分布的研究,有助于理解注水對缸內(nèi)湍流的影響.氣缸內(nèi)的湍流決定了缸內(nèi)氣體的混合質量和燃料燃燒質量.定量描述氣缸內(nèi)湍流的指標主要是湍流動能和耗散速率.其中,湍流動能是湍流速度漲落方差與流體質量乘積的1/2.湍流總動能隨時間的變化體現(xiàn)湍流動能的凈收支,是衡量湍流發(fā)展或衰退的指標.其表達式為

式中,k為湍流動能,u為平均速度,l為湍流強度.耗散速率是各向同性的小尺度渦的機械能轉化為熱能的速率.其表達式為

式中,ε為耗散速率,k為湍流動能,Λ為湍流尺度.

此外,湍流動能的增加意味著燃燒產(chǎn)生的能量轉化為混合氣體的動能,而不是以廢熱的形式散失.然而,湍流動能的增高也會導致發(fā)動機能量效率降低,因為湍流動能的主要作用是提高氣缸內(nèi)的燃燒質量,而無法促進活塞做功.耗散速率能夠反映湍流動能的消耗.例如,湍流動能可以通過與活塞頂部或氣缸內(nèi)壁的摩擦而消耗,也可以通過混合氣體的微觀粒子相互摩擦而消耗.在氣缸壁面上消耗的湍流動能會影響氣缸的穩(wěn)定性.

如圖8所示,在CA=726°,隨著注水量的增大,氣缸內(nèi)最大湍流動能在增大的同時,高湍流動能密集分布區(qū)域的范圍也在縮小.在不注水時,較高的湍流動能幾乎占據(jù)了除氣缸燃燒室底部和外圍的全部區(qū)域,然而當注水比率為5%時,湍流動能集中的區(qū)域明顯縮小,僅僅占據(jù)了燃燒室中間的部分區(qū)域.隨著注水比率的進一步提高,湍流動能的分布也更加分散,當注水比率分別達到10%和15%時,燃燒室底部和周邊均出現(xiàn)濃度點,此時,因缸內(nèi)湍流運動主要集中在氣缸的兩側,導致發(fā)動機的穩(wěn)定性降低.但是,由于湍流分布范圍的擴散,可促進氣體的混合,進一步減少有害排放.

圖8 在CA=726°時不同注水比率下湍流動能的分布Fig.8 Turbulence kinetic energy distribution in cylinder at CA=726° for different WI ratios

如圖9所示,在不注水的情況下,缸內(nèi)耗散速率偏高的區(qū)域集中在燃燒室頂部和底部,當注水比率達到5%時,燃燒室中心區(qū)域也出現(xiàn)了高耗散速率的集中,這意味著氣缸內(nèi)的湍流開始向燃燒區(qū)域集中,能夠有效增強燃料的燃燒效果.隨著注水量的進一步升高,注水比率為10%時,燃燒室中心的高耗散速率集中區(qū)域范圍大幅縮小,此時,高耗散速率更多集中在燃燒室底部和外圍區(qū)域,這表明氣缸內(nèi)的湍流并沒有主要用于氣體的混合,而是消耗在與活塞和氣缸內(nèi)壁的摩擦上,這不可避免地降低了發(fā)動機的穩(wěn)定性.當注水比率增至15%時,高耗散速率依然集中在燃燒室底部和外圍,情況與10%注水比率時類似.

圖9 在CA=726°時不同注水比率下耗散速率的分布Fig.9 Dissipation rate distribution in cylinder at CA=726° for different WI ratios

另外,當注水比率超過5%時,隨注水量的增加,耗散速率的峰值也會大幅上漲,10%和15%注水比率下氣缸內(nèi)耗散速率的最大值分別是5%注水比率時的27.7倍和217.8倍.綜上所述,當注水比率超過5%后,繼續(xù)加大注水量會顯著增加氣缸內(nèi)的耗散速率,而且還會降低發(fā)動機運行的穩(wěn)定性,因此,從耗散速率的角度來看,5%的注水比率對發(fā)動機的良好運轉最為有利.

2.4 脈動強度

脈動強度是在湍流控制燃燒模型中,用不同的反應過程變量來表示湍流反應區(qū)域的位置.其表達式為

c″=c(1-c)

式中,c″為脈動強度,c為反應過程變量.

利用AVL-FIRE測得的氣缸內(nèi)脈動強度能夠進一步論證注水對發(fā)動機穩(wěn)定性的影響.這里分析了在CA=726°時不同注水比率比下氣缸內(nèi)部脈動強度的分布.

如圖10所示,在不注水和注水比率為5%的情況下,脈動強度的最大值出現(xiàn)在氣缸燃燒室的邊緣區(qū)域.同時,燃燒室主體區(qū)域的脈動強度幾乎為零.當注水比率升至10%后,高脈動強度的區(qū)域雖然還分布在氣缸的周邊位置,但已經(jīng)開始向燃燒室中心區(qū)域擴散,且其范圍已經(jīng)較先前有較大幅度的增長,這說明氣缸內(nèi)流動的不穩(wěn)定性已明顯提高.注水比率達到15%時的脈動強度分布情況與之前10%注水比率的分布類似,但高脈動強度區(qū)域的范圍有進一步擴散的趨勢.

圖10 在CA=726°時不同注水比率下脈動強度的分布Fig.10 Fluctuation intensity distribution in cylinder at CA=726° for different WI ratios

綜上所述,如果保持較低的注水比率(如WI=10%),氣缸內(nèi)整體的脈動強度能控制在較低的范圍,且同不注水時基本處于相當?shù)乃?當注水比率達到或超過10%以后,氣缸內(nèi)部整體脈動強度明顯增強,且集中區(qū)域開始向燃燒室中心區(qū)域發(fā)展,這顯然會增大氣缸內(nèi)流動的不穩(wěn)定性,不利于發(fā)動機的運轉.因此,如果從氣缸內(nèi)脈動強度分布的角度來考慮,保持5%的注水比率可以在提升發(fā)動機性能的同時獲得合理的脈動強度分布.

2.5 NO排放量

如圖11所示,注水有效地降低了發(fā)動機的NO排放水平,并且這種影響是持續(xù)性的,隨注水比率的上升,NO的排放量不斷下降.相比于不注水時的NO排放水平,采用5%,10%和15%注水比率分別使其下降了5.47%,15.10%和22.48%.這是由于注水量的提高加強了氣缸內(nèi)部,尤其是燃燒室中心區(qū)域的湍流,有助于促進氣缸內(nèi)氣體的混合,優(yōu)化燃燒質量,使氣缸內(nèi)的燃燒更加充分,進而減少了發(fā)動機尾氣中NO等有害排放的含量.

圖11 不同注水比率下排放NO的質量分數(shù)隨曲柄轉角變化Fig.11 Mass fraction of NO in emissions under different WI ratios

3 結論

注水能夠有效地提升氫氣發(fā)動機的輸出功率,同時對氣缸起到良好的冷卻效果,起到改善發(fā)動機性能、延長發(fā)動機壽命的作用.Taghavifar等[30]采用數(shù)值模擬的方法對氫氣發(fā)動機氣缸注水燃燒進行研究,得到了以下結論:隨著注水比率的升高,氫氣發(fā)動機氣缸內(nèi)平均壓強的峰值也隨之升高，而氣缸內(nèi)平均溫度呈下降趨勢,另外,注水能夠有效地降低NO的排放.上述結論與本文的計算結果一致,本文在此基礎上補充了對氣缸內(nèi)湍流的研究,并將這些研究的結果結合在一起,來探索維持氫氣發(fā)動機良好運轉的最佳注水比率.

本文采用數(shù)值模擬的方法研究了注水對氫氣發(fā)動機工作性能的影響.另外,通過對氣缸內(nèi)湍流動能、耗散速率和脈動強度的數(shù)值模擬來反映氣缸內(nèi)的流動穩(wěn)定性,本文特別關注了注水比率的變化對氣缸內(nèi)部流動穩(wěn)定性和湍流特性的影響,通過本文研究可得到以下結論:

(1)注水可以有效地優(yōu)化發(fā)動機各項性能指標,隨著注水比率的提高,氣缸內(nèi)的平均溫度降低,缸內(nèi)平均壓強和單缸的IMEP上升.因此,注水能夠改善發(fā)動機的工作性能,且在一定范圍內(nèi),注水比率越高,發(fā)動機性能的提升越明顯.

(2)氣缸內(nèi)的湍流動能、耗散速率和整體的脈動強度等流動穩(wěn)定性的相關參數(shù)也會隨著注水比率的增大而升高,雖然缸內(nèi)湍流增強能促進燃燒氣體的混合,但當注水比率達到10%以后,這些參數(shù)會大幅上漲且湍流會過多地集中在燃燒室邊緣區(qū)域,降低缸內(nèi)的流動穩(wěn)定性.因此,從發(fā)動機穩(wěn)定性的角度來說,注水比率不宜過大.

(3)由于注水比率的提高促進了氣缸內(nèi)燃燒氣體的混合,有助于改善燃燒質量,因此隨著注水比率的上升,發(fā)動機NO的排放量會持續(xù)下降.在4組計算數(shù)據(jù)中,15%注水比率下NO排放量的削減最為明顯,高達22.48%.

(4)在本文模擬計算的4組數(shù)據(jù)中,15%的注水比率對氫氣發(fā)動機性能的提升最為明顯,但是過高的注水量會降低發(fā)動機運行的穩(wěn)定性,不利于發(fā)動機的良好運轉,而當注水比率取5%時,氣缸內(nèi)各項流動特性參數(shù)增長并不顯著,不會過多地影響發(fā)動機的穩(wěn)定運行.綜上所述,維持氫氣發(fā)動機良好運轉的最佳注水比率應控制在5%～10%.