低速二沖程氫氣發動機氫氣逃逸抑制及混合氣質量改善

曲文靜，孫洪杰，龔震，馮立巖

大連理工大學 能源與動力學院，遼寧 大連 116024

為保護環境，有效控制溫室氣體排放，2018 年4 月國際海事組織(International Martime Orgaization，IMO)海上環境保護委員會第72 屆會議通過了IMO 海運溫室氣體(greenhouse gas,GHG)初步減排戰略[1]，爭取國際航運GHG 總排放量盡早達峰并開始降低，到2050 年GHG排放至少在2008 年基礎上降低50%。以2008 年建造船舶的CO2比排量為參照，2030 年的單位航運碳排放量要降低40%，2050 年降低70%。船用柴油機可通過提高效率、余熱回收等手段再降低10%的CO2排放；天然氣機因天然氣的主要成分甲烷氫碳比高可比傳統柴油降低21% 的CO2排放，這都與減排目標相差甚遠。可見傳統燃料發動機無法達到近期和遠期的CO2減排目標。

船用氫氣發動機燃用可再生能源制取的氫氣則可以實現CO2零排放，相關技術尤其是遠洋船舶動力——低速二沖程氫氣機技術將為我國船舶行業實現CO2減排目標提供重要戰略支撐。“船用氫氣發動機”具備高效、高功率密度、可靠、長里程的優勢，且在成本和壽命方面遠優于燃料電池，是目前最現實可行的無碳船舶動力。

盡管船舶CO2減排的要求迫在眉睫，而船用氫氣發動機卻發展緩慢，其核心原因就是受到“異常燃燒”問題的嚴重阻礙。雖然氫氣發動機在小型四沖程機上并非新鮮事物，自本世紀初開始，車用氫氣發動機即已受到眾多研究機構的重視。德國寶馬公司、奧地利格拉茨技術大學、丹麥根特大學、美國Argonne 國家實驗室等研究機構的科研實踐表明氫氣發動機在車用動力領域能夠滿足歐盟和美國關于動力性、可靠性、安全性、能耗指標、排放控制的法規要求并實現實用化[2?7]。但是受制于“異常燃燒”的羈絆，氫氣發動機在船舶動力領域卻舉步維艱，至2016 年開始方有船用發動機燃用氫氣的相關研究論文陸續公布。

由于對氫氣“異常燃燒”抑制手段不足，早期國外科研機構先以氫氣摻混方式開展船用機燃用氫氣的相關研究[8?12]。這些船用氫氣機研發實例均顯示了一個明確信息：隨著氫氣比例提高，早燃等“異常燃燒”現象顯現，再提高氫氣比例或者燃用純氫氣就需要在設計上采取相應措施抑制“異常燃燒”。“異常燃燒”問題是船用氫氣發動機(尤其是船用低速二沖程氫氣發動機)發展及應用的首要障礙。因此，解決“異常燃燒”問題是船用低速二沖程氫氣發動機開發所面臨的首要任務。大量研究顯示“異常燃燒”的起因與燃料?空氣預混合氣組織質量緊密相關，因此本文以氫氣噴射及氫氣?空氣混合為核心研究內容展開。

1 本文研究對象及內容

1.1 氫氣異常燃燒機理及處理方法

異常燃燒現象在缸徑小、轉速高、平均有效壓力(brake mean effective pressure,Pme)低的四沖程車用機上抑制難度相對較低，但在缸徑大、轉速低、Pme高的船用機上卻非常難以抑制，尤其在缸徑更大、沖程超長、轉速特低的船用低速二沖程機上，“異常燃燒”問題極難解決，實現低速二沖程氫氣發動機高效穩定燃燒的難度極高。

異常燃燒現象主要有回火、早燃和爆震3 種。這些“異常燃燒”問題在船用低速二沖程機上會更加突出。“回火”是進氣口噴射式氣體燃料發動機所面臨的主要問題。由于氫氣的化學性質活潑、著火能量低，當進氣時氫氣和空氣混合氣在缸內遇到殘余高溫熱點時會著火從而導致火焰從氣缸反沖至進氣口，造成危險[13?14]。鑒于“回火”的危害極大，現代氫氣發動機更傾向于采用缸內直接噴射氫氣來避免回火。然而，缸內直噴對于低速二沖程機而言絕非易事。由于低速二沖程機普遍采用沖程/缸徑比>4 的超長沖程，在缸蓋上布置噴氣會面臨混合氣分布均勻性差的問題，而混合氣均勻度差又容易誘發早燃和爆震，因此低速二沖程機不能像四沖程機那樣直接將噴氣閥布置在氣缸蓋上噴射，而應該采用氣缸壁布置噴氣閥，如圖1 所示。但這種噴氣布置又會面臨新的問題：必須保證精確的噴射時間控制和精細的噴射方向位置設計。氫氣噴射必須在活塞上行至噴氣閥之前噴射完畢；而且噴氣時間又不能過早，否則氫氣會從排氣閥處逃逸。可見，為了避免回火，在低速二沖程機結構和運轉特性限定條件下，精細的氫氣噴射布置設計和精準的噴射時間控制是實現高效穩定燃燒的基本前提。

圖1 缸壁布置噴射閥結構簡圖

采用缸內直噴后，回火的威脅得以消除，但殘余高溫熱點及缸內混合氣不均勻性仍會導致“早燃”和“爆震”。為了降低“早燃”和“爆震”傾向性，需要采用均質稀薄混合氣。現代氫氣發動機必須采用稀薄燃燒方式，并且盡量改善預混合氣均勻度，避免局部過濃。實際氫氣發動機研發面臨著兩項挑戰：一是保證稀薄高效燃燒，同時遠離異常燃燒傾向區域；二是低速二沖程機氫氣噴射過程嚴格受限的前提下，保證預混合氣均勻度。高質量稀薄混合氣形成是解決異常燃燒問題的根本前提。

為了解決船用低速二沖程氫氣發動機發展所面臨的瓶頸問題，本文應用三維CFD 數值分析軟件，研究了氫氣噴射閥布置方向對預混合氣形成質量及氫氣逃逸量的影響規律，尋找最優的噴射布置，以保證最佳的混合氣均勻度和最低的氫氣逃逸量。

1.2 研究對象

以我國自主研制的6EX340EF 型低速二沖程船用柴油機為基礎機型，設計低速二沖程氫氣發動機。柴油機原機基本結構參數和100%負荷下主要性能參數分別如表1 和表2 所示。

表1 6EX340EF 柴油機基本結構參數

表2 100%負荷下的主要性能參數

分別采用GT-Power 軟件和CONVERGE 軟件建立一維和三維計算模型，其中三維計算的邊界條件和初始條件從已標定好的一維計算模型導入，以保證三維計算的收斂性和準確性。同時，在三維模型中設置自適應和區域性網格加密策略，并進行網格敏感性分析，確保網格的加密策略和網格基本尺寸大小的合理性，避免因網格精度不夠而造成結果不準確。最終采用的缸內最小網格尺寸約為2.5 mm，其對應的缸內最大網格數量為180 萬左右。

1.3 驗證柴油機數值模擬模型

通過比對試驗值與模擬值，完成柴油機仿真模型的準確性和有效性驗證。缸壓曲線的標定情況如圖2 和表3 所示。

圖2 柴油機100%負荷缸壓曲線實驗值與模擬值對比

表3 柴油機100%負荷模擬值與實驗值對比

由圖2 可知，缸內壓力的模擬值和實驗值吻合，僅壓縮終點壓力及最高爆發壓力存在些許差別，但是差值絕對值均低于1.5%。從表3 中可以看出，原柴油發動機實驗結果和計算值中的主要性能參數相差都不大，最大的差值只有1.21%，遠小于工程所要求的5%限值。完成模型標定，在此模型基礎上，通過調整結構和相關參數，建立氫氣發動機模型。

1.4 氫氣發動機數值模型

根據6EX340EF 型超長沖程低速船用柴油機的結構，改造而成的低速二沖程氫氣發動機的三維幾何模型如圖3 所示，包括了排氣道、排氣閥、氫氣噴射閥、掃氣箱、掃氣口和燃燒室等部分。為了降低最高爆發壓力，壓縮比由原來的19.8 減小至13.7，排氣閥開啟區間為110～275° CA。參考相關天然氣發動機的研究，當天然氣發動機噴射閥的側偏角為10°時，天然氣的均勻性最好[15]，因此將氫氣噴射閥的側偏角也設置為10°。在此基礎上，進一步對氫氣噴射閥的布置方案進行優化，在保證缸內氫氣不從排氣閥處逃逸的同時，在氣缸內形成更均勻的稀薄預混合氣。如圖4 所示，將噴射閥的側偏角定義為γ角(以逆時針方向為正，即順著缸內渦流繞軸線運動的方向)，噴射閥的下偏角定義為α角(為噴射閥軸線與水平線的夾角)。

圖3 氫氣發動機三維幾何模型

圖4 氫氣噴閥布置角度示意

2 防止氫氣由排氣閥處逃逸的研究

固定γ角為10°不變，氫氣噴射區間為228～248 °CA，針對4 種噴閥下偏角(α角 為0°、10°、20°和30°)，對缸內流動和混合氣形成過程進行了模擬計算，具體工況如表4 所示。為了便于對三維模擬結果進行詳細分析，選取了如圖5 所示的截面用于三維云圖的分析。橫截面1 為原柴油機噴油器噴孔所在平面；橫截面3 為活塞位于上止點位置時，活塞頂面附近的z軸垂直面；橫截面2 為橫截面1 與橫截面3 的中間平面；縱截面4 為氣缸軸線所在的中間平面；縱截面5 為垂直于縱截面4 的另一中間平面。

表4 不同噴閥下偏角的具體方案設置

圖5 三維云圖切片截取位置示意

圖6 為不同的α角工況下缸內平均渦流比的對比，總體來看，氫氣噴射引發了渦流比的迅速增加，在氫氣噴射結束之后，渦流比逐漸減小直到排氣門關閉時刻附近。此外，在氫氣噴射前，不同α角工況下的缸內平均渦流比完全一致，在氫氣噴射后到排氣門關閉之前，α角越大，平均渦流比越小。這是因為原方案(α=0°)將氫氣水平地噴入氣缸，這對于橫向渦流運動的加強效果最顯著。而噴閥下偏方案(α=10°、20°、30°) 中噴入的氫氣對原先的缸內大尺度橫向渦流有一定的擾動作用，因此對渦流運動的加強趨勢減弱。

圖6 噴閥下偏角對渦流比的影響

圖7 為不同的α角工況下混合氣形成過程的對比，原方案(α=0°)中，在噴射結束時刻(248 °CA)，噴射的氫氣已到達氣缸壁，混合氣沿著缸壁在缸內氣流的作用下擴散，由于靠近缸壁處的氣流以向上的高速掃氣氣流為主，因此混合氣沿缸壁向上擴散的速度明顯快于向氣缸軸線處的擴散速度，混合氣主要分布于缸壁四周，在氣缸中心區域的分布則較為稀少；在排氣門關閉時刻(275 °CA)，混合氣已開始向氣缸中心擴散，但擴散速度較慢；在壓縮后期(320 °CA)，混合氣沿氣缸徑向均勻性仍較差。隨著噴閥下偏角α的增加，在248 °CA，氫氣到達氣缸壁后其分布位置不斷下移，下偏角α的增加使得更多的混合氣聚集在氣缸底部和氣缸中心處，這種趨勢一直延續到排氣門關閉時刻(275 °CA)和壓縮后期(320 °CA)，缸內混合氣“上稀下濃”的分層趨勢更明顯。圖8 為噴閥下偏角(α)對流場的影響，由圖可知，氫氣噴入氣缸后，缸壁附近的氣流速度高于氣缸中心處流速，高速氣流區域均集中在缸壁處。對比圖8和圖7 可知，在氫氣噴氣結束時刻(248 °CA)及之后的一段時間內(258 °CA)，缸內的高流速區域幾乎和氫氣的高濃度區域重合，說明在這2 個時刻，缸內的高速氣流運動完全是由氫氣噴射引發的高速氣流擾動造成的。此外，不同的α角所引起的流場分布差異主要體現在高流速區域的分布位置上，隨著α角的增大，氫氣聚集的區域向氣缸下方偏移，因此，缸內高速氣流運動區域也向氣缸底部方向偏移。

圖7 噴閥下偏角對混合氣形成過程中氫氣分布的影響

圖8 噴閥下偏角對流場的影響

圖9 為不同的α角工況下點火前(358°CA)缸內混合氣分布的對比。可以看出，隨著噴射閥的下偏角α增加，混合氣在截面4 和5 上形成“上稀下濃”的傾向越明顯；此外，混合氣集中于氣缸中心的趨勢也更顯著。從截面1、2 和3 上看，α＝10°時混合氣濃區(φ：0.5～0.7) 和稀區(φ：0.1～0.3)面積最小，徑向均勻度最好，和α=0°方案相比，雖然氣缸頂部的混合氣稀區略微擴大，但大幅減少了氣缸中心處的混合氣濃區，并使得原本完全位于氣缸邊緣的混合氣濃區逐漸向氣缸中心偏移，改善了整體混合氣的均勻性；α=20°和α=30°方案過大地加劇了混合氣上稀下濃和混合氣聚集在氣缸中心的趨勢，使得氣缸上方混合氣稀區和底部濃區以及氣缸中心的濃區均大幅增加。

圖9 噴閥下偏角對358°CA 時刻氫氣分布的影響

圖10 為α對358°CA 時刻混合氣不同濃度區域體積百分比的影響。α=10°方案和α=0°方案相比，濃區占比減小，混合氣濃度在平均當量比(φ=0.417)附近區域(φ：0.4～0.5)的占比增加，混合氣均勻性改善；α=20°和30°方案過大地增加了濃區和稀區的占比，并大幅減少了混合氣濃度在平均當量比附近區域的占比，惡化了混合氣均勻性。此外，圖11 也表明增加噴閥下偏角可降低氫氣的逃逸傾向，各方案在排氣門關閉時刻逃逸進入排氣道中的氫氣量均未超過0.2%。

圖10 噴閥下偏角對358°CA 時刻混合氣不同濃度區域體積百分比的影響

圖11 噴閥下偏角對氫氣逃逸比例的影響

綜上所述，當下偏角α過大時(α=20°和30°)，雖然氫氣逃逸現象得到了改善，但是大部分混合氣聚集在氣缸底部和氣缸中心處，不利于均質稀薄混合氣的形成；α=10°時，混合氣的均勻性比較好，氣缸邊緣處的混合氣濃度較高區域的分布面積較小，而且逃逸氫氣量占比僅為0.081 01%，所以α=10°可以作為最終的優化方案。

3 結論

為了避免氫氣逃逸并降低異常燃燒傾向性，應用三維CFD 模擬的方法詳細研究了噴射閥的下偏角對混合氣形成過程的影響，對比分析了氫氣逃逸程度和缸內混合氣均勻性。

計算結果顯示，當下偏角α過大時(α=20°和30°)，混合氣聚集在氣缸底部和氣缸中心處，不利于均質稀薄混合氣的形成；α=10°時氫氣逃逸量少，混合氣均勻性好，可以作為優化方案。因此，得出結論：在一定范圍內增加噴閥下偏角，能夠有效減少氫氣在排氣閥處的逃逸量，改善混合氣質量，但是下偏角過大會導致缸內混合氣均勻性變差，對抑制異常燃燒不利。