自由活塞氫內(nèi)燃機性能仿真分析

李延驍,楊君,王明杰,侯慶高,王健

1.山東交通學院 汽車工程學院,山東 濟南 250357;2.山東交通學院 機動車檢測實驗中心,山東 濟南 250100

0 引言

在以節(jié)能與綠色為目標的時代背景下,研究人員不斷研發(fā)更為高效的車用動力裝置以降低油耗與排放。對比傳統(tǒng)曲軸式內(nèi)燃機,自由活塞內(nèi)燃機摒除了曲柄連桿機構(gòu)與飛輪慣性裝置,將內(nèi)燃機與直線發(fā)電機相耦合,利用自由活塞往復運動直接發(fā)電,具有壓縮比可變、燃料適應(yīng)性強、比功率大、能量傳遞路徑短等優(yōu)勢[1-3],更適合作為混合動力汽車內(nèi)燃發(fā)電裝置[4]。但自由活塞內(nèi)燃機活塞在上止點的加速度大,燃燒放熱過程等容度低、后燃嚴重,導致熱效率比傳統(tǒng)內(nèi)燃機低[5]。氫氣作為清潔燃料,具有火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤臁⑽廴镜偷奶攸c[6],目前研究主要集中在氫氣在傳統(tǒng)曲軸式內(nèi)燃機上的應(yīng)用[7-8],將氫燃料的優(yōu)勢與自由活塞內(nèi)燃機相結(jié)合,是促進內(nèi)燃機行業(yè)發(fā)展,緩解環(huán)境危機的一種新嘗試。本文中以二沖程自由活塞氫內(nèi)燃機為研究對象,通過MATLAB/Simulink建立數(shù)值計算模型,仿真分析系統(tǒng)工作過程及系統(tǒng)參數(shù)變化對性能的影響,為后續(xù)試驗樣機設(shè)計提供參考。

1 基礎(chǔ)理論與模型

1.1 結(jié)構(gòu)與工作原理

為提高充氣效率,同時避免氫氣回流進入進氣道導致回火,自由活塞氫內(nèi)燃機采用缸內(nèi)直接噴氫方式。自由活塞氫內(nèi)燃機基本結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

由圖1可知:2個二沖程氫內(nèi)燃機氣缸于系統(tǒng)左、右兩側(cè)對置分布,直線發(fā)電機布置于系統(tǒng)中間,各氣缸內(nèi)自由活塞與發(fā)電機動子通過連桿連接,構(gòu)成了系統(tǒng)中唯一的運動組件。系統(tǒng)穩(wěn)定運行時,左、右兩側(cè)氣缸交替做功,推動運動組件軸向往復運動;氫內(nèi)燃機通過進、排氣口完成換氣過程,當左側(cè)排氣口打開時,右側(cè)排氣口恰好關(guān)閉,此時噴氫系統(tǒng)以較高的噴射壓力將氫氣直接噴入氣缸內(nèi),由于氫氣在空氣中的擴散系數(shù)約為汽油的12倍,氫氣迅速與空氣混合,在活塞到達點火位置時已形成較為均勻的混合氣,隨后火花塞點燃氫氣混合氣,運動組件在缸內(nèi)爆發(fā)壓力作用下反向運動,將燃料的化學能轉(zhuǎn)化為電能輸出。

圖1 自由活塞氫內(nèi)燃機基本結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 模型

1.2.1 系統(tǒng)動力學模型

自由活塞氫內(nèi)燃機在運行過程中,活塞運動規(guī)律不受曲柄連桿機構(gòu)的機械約束,只取決于兩側(cè)缸內(nèi)氣體作用力、運動組件慣性力以及直線發(fā)電機電磁阻力的瞬時平衡。對比傳統(tǒng)曲軸式內(nèi)燃機,自由活塞氫內(nèi)燃機摩擦副僅存在于活塞組件與氣缸套之間且活塞不受側(cè)向力作用,摩擦力較小,可以忽略。

根據(jù)牛頓第二定律建立運動組件的動力學方程

式中:m為運動組件的質(zhì)量,kg;x為運動組件的位移,m,連桿居于2個氣缸中間位置(記為中點位置)時,位移為0,以向右為正;t為時間,s;pl、pr分別為左、右2氣缸內(nèi)的壓力,Pa,由缸內(nèi)熱力學模型計算得出;A為氣缸的橫截面積,m2;Fe為直線電機的電磁阻力,N,由直線電機模型計算得出。

1.2.2 缸內(nèi)熱力學模型

不考慮氣缸內(nèi)混合氣的成分、溫度以及壓力在空間上的差異性,假設(shè)缸內(nèi)氣體在任意時刻均處于熱力學平衡狀態(tài),采用零維單區(qū)熱力學模型對自由活塞氫內(nèi)燃機缸內(nèi)工作過程建模,該模型與系統(tǒng)動力學模型相耦合,忽略壓縮、燃燒和膨脹行程中的漏氣損失,根據(jù)熱力學第一定律導出缸內(nèi)氣體壓力變化率[9]

式中:p為氣缸內(nèi)壓力,Pa;V為氣缸內(nèi)容積,m3;γ為絕熱指數(shù);Qc為燃燒釋放的能量,J;Qt為傳熱損失的能量,J。

缸內(nèi)燃燒放熱過程近似為按照一定規(guī)律向系統(tǒng)內(nèi)加入熱量的過程,采用Wiebe函數(shù)描述燃燒放熱速率[10]

式中:Hu為燃料的低熱值,J/kg;Gb為每循環(huán)噴氫量,kg;a、b為經(jīng)驗參數(shù);t′為仿真運行時刻;t0為燃燒開始的時刻;tc為燃燒持續(xù)時間,s。

近似模擬缸內(nèi)氣體與燃燒室壁面間的傳熱損失能量的Hohenberg公式[11]為:

1.2.3 直線電機模型

系統(tǒng)工作過程分為起動和穩(wěn)態(tài)運行2個階段。起動時直線發(fā)電機處于電動機模式,通過控制使預設(shè)的恒定電機推力與運動組件同向,當自由活塞首次達到點火位置時切換到發(fā)電機工作模式,進入穩(wěn)態(tài)運行階段,此時直線電機產(chǎn)生的電磁阻力[12]

Fe=Kdx/dt,

式中:K為電磁阻力系數(shù),N/(m·s-1)。

1.2.4 狀態(tài)機模型

自由活塞氫內(nèi)燃機在整個運行過程中,自由活塞的位移與速度是連續(xù)的,但由于進、排氣口開閉,電機模式切換及點火等離散事件的存在,導致氫內(nèi)燃機與直線電機在工作過程中不同階段的數(shù)理方程發(fā)生改變,需運用狀態(tài)機對離散狀態(tài)及事件進行描述,運行過程狀態(tài)機示意圖如圖2所示。

圖2 運行過程狀態(tài)機示意圖

由圖2可知:氫內(nèi)燃機工作循環(huán)包括換氣、壓縮、燃燒、膨脹4個狀態(tài)機,直線電機工作過程包括電動機模式、發(fā)電機模式2個狀態(tài)機,狀態(tài)機之間根據(jù)活塞運動組件位移與速度觸發(fā)條件進行切換。以左側(cè)氣缸為例,起動階段直線發(fā)電機處于電動機模式,拖動運動組件左右振蕩,振幅不斷增大;當活塞位移達到左側(cè)點火位置-xi時,氣缸點火完成后,直線電機由電動機模式切換到發(fā)電機模式,系統(tǒng)進入穩(wěn)態(tài)發(fā)電階段;此時左側(cè)氣缸內(nèi)氫燃料燃燒放熱后,缸內(nèi)氣體膨脹做功克服直線電機電磁阻力推動活塞運動組件向右側(cè)運動;當活塞位移大于0時,左側(cè)氣缸由膨脹狀態(tài)變?yōu)閾Q氣狀態(tài),此時右側(cè)氣缸由換氣狀態(tài)正好變?yōu)閴嚎s狀態(tài),之后左右氣缸交替工作。

2 仿真結(jié)果分析

2.1 工作過程仿真

分別采用MATLAB軟件中的Simulink和Stateflow工具對系統(tǒng)工作過程中的連續(xù)部分和離散部分進行建模仿真,模型主要參數(shù)如表1所示,仿真運動組件位移曲線和兩側(cè)缸壓曲線如圖3所示。

表1 模型主要參數(shù)

a)運動組件位移曲線 b)兩側(cè)缸壓曲線

由圖3可知:起動階段直線電機輸出與運動組件運動方向相同的恒定電機推力,做正功向系統(tǒng)輸入能量,隨著壓縮比不斷增大,缸內(nèi)壓力峰值不斷升高;大約經(jīng)過0.3 s,左側(cè)缸內(nèi)活塞達到點火位置,點火完成后直線電機切換為發(fā)電機工作模式,起動推力變?yōu)?,系統(tǒng)進入穩(wěn)定發(fā)電狀態(tài),左、右兩側(cè)氣缸交替燃燒做功,壓縮比與缸壓逐漸穩(wěn)定。

2.2 運行特性分析

采用相同模型參數(shù),對比分析自由活塞氫內(nèi)燃機、曲軸式氫內(nèi)燃機及自由活塞汽油機穩(wěn)態(tài)運行模式下,不同曲軸轉(zhuǎn)角時的活塞加速度及缸壓仿真分析結(jié)果如圖4所示,圖4中,曲軸轉(zhuǎn)角為0°時,活塞處于上止點位置。

a)活塞加速度 b)缸壓

由圖4a)可知:對比曲軸式氫內(nèi)燃機,自由活塞氫內(nèi)燃機在上、下止點時出現(xiàn)較大加速度峰值,這是由于在上、下止點附近運動組件速度較低,所受電磁阻力較小,且系統(tǒng)沒有飛輪儲能元件,缸內(nèi)爆發(fā)壓力所做的功直接轉(zhuǎn)化為運動組件動能,引起較大加速度峰值;自由活塞氫內(nèi)燃機與自由活塞汽油機運動組件加速度變化規(guī)律相似,自由活塞氫內(nèi)燃機在止點附近加速度峰值更大。

由圖4b)可知:對比曲軸式氫內(nèi)燃機,自由活塞氫內(nèi)燃機缸壓峰值略小,燃燒爆發(fā)壓力保持時間略短,這是由于氫內(nèi)燃機的活塞在上止點附近時加速度較大,燃燒室容積變化較快,燃燒過程等容度較低;對比自由活塞汽油機,自由活塞氫內(nèi)燃機缸壓峰值較高,這是由于氫燃料比汽油燃料熱值高,燃燒速度更快,燃燒等容度較高,在相同的排量與當量比條件下,循環(huán)釋放熱量與熱功轉(zhuǎn)換效率均高于汽油機。

2.3 性能影響因素分析

由于自由活塞氫內(nèi)燃機不受曲柄連桿機構(gòu)的約束,運動組件的運動規(guī)律與缸內(nèi)熱力學狀態(tài)間存在強耦合作用,系統(tǒng)參數(shù)變化對自由活塞氫內(nèi)燃機的影響較大,在模型參數(shù)不變的情況下,分析點火位置為26～29 mm、燃空當量比為0.5～0.8時自由活塞氫內(nèi)燃機的性能。

2.3.1 點火位置

不同點火位置下自由活塞氫內(nèi)燃機性能變化仿真結(jié)果如圖5所示。

a)缸壓 b)壓縮比與運行頻率 c)指示熱效率與指示功率

由圖5a)可知:點火位置為26～28 mm時,隨著點火位置推后,缸壓峰值升高;當點火位置為28 mm時缸壓峰值最高,為3.7 MPa;當點火位置推后至29 mm時,缸壓峰值小幅下降;當點火位置為30 mm時,活塞無法到達點火位置導致系統(tǒng)失火,停止運行。

由圖5b)可知:隨著點火位置推后,壓縮比不斷增大,由6.0增加至7.5左右;系統(tǒng)運行頻率先增大后減小,為21.5～22.5 Hz;當點火位置為26 mm時,運行頻率較低;當點火位置為27～28 mm時,系統(tǒng)運行頻率較高;當點火位置推遲為29 mm時,運行頻率下降。分析原因為:由于點火位置為26 mm時缸壓較低,導致運行頻率較低;點火位置推后為29 mm時,自由活塞在壓縮過程接近上止點時速度顯著下降,壓縮過程用時過長,導致運行頻率較低。

由圖5c)可知:隨著點火位置推后,指示熱效率由36.8%升高至40.2%,指示功率隨指示熱效率的升高不斷增大,但點火位置由28 mm推后為29 mm時,指示功率未發(fā)生明顯變化。分析原因為:由于隨著點火位置推后,壓縮比不斷增大,指示熱效率不斷升高,且氫燃料燃燒速度快,燃燒過程等容度高,點火位置推后,沒有出現(xiàn)自由活塞汽油機后燃嚴重的情況,因此指示熱效率不斷升高;點火位置推后為29 mm時,由于運行頻率下降,導致指示功率在1.2 kW左右,未發(fā)生明顯變化。

2.3.2 燃空當量比

不同燃空當量比下自由活塞氫內(nèi)燃機性能變化仿真結(jié)果如圖6所示。

a)速度-位移曲線 b)壓縮比與運行頻率 c)指示熱效率與指示功率

由圖6a)可知,隨著燃空當量比增大,燃空當量比對自由活塞速度和實際沖程有顯著影響。分析原因為:由于每循環(huán)進入氣缸的氫燃料增多,燃燒速度加快,更多的熱能迅速釋放到系統(tǒng)中轉(zhuǎn)化為運動組件的動能,活塞速度峰值增大。

由圖6b)可知:隨著燃空當量比增大,運行頻率由22.3 Hz升高至36.6 Hz,壓縮比由7逐漸增加至12左右,當燃空當量比超過0.7后壓縮比增幅減小。分析原因為:燃空當量比增大,活塞平均速度加快,運行頻率升高;由于運動組件運動在中點位置時速度加快,系統(tǒng)在壓縮過程中會有更多的動能轉(zhuǎn)換為壓縮勢能,造成壓縮比增大。

由圖6c)可知:隨著燃空當量比增大,指示功率顯著增大,由1.2 kW增至3.3 kW;指示熱效率先增大后減小,在燃空當量比為0.7時指示熱效率最高,為43.8%;當燃空當量比為0.8時,指示熱效率降為42.6%。分析原因為:隨著燃空當量比增大,運行頻率增加,導致指示功率顯著增大;壓縮比增大,氫燃料燃燒速度加快,指示熱效率升高,但燃空當量比進一步增大導致運動組件在壓縮過程中速度較高,到達點火位置后,仍有較大的殘余動能,壓縮負功增加,造成指示熱效率降低。

3 結(jié)論

對自由活塞氫內(nèi)燃機通過MATLAB/Simulink建立了動力學與熱力學模型,分析了點火位置、燃空當量比對自由活塞氫內(nèi)燃機性能的影響。

1)適當推后點火位置有助于提高自由活塞氫內(nèi)燃機的指示功率與指示熱效率,但點火位置過于推后會導致失火停機。

2)增大燃空當量比,可以提高自由活塞氫內(nèi)燃機壓縮比與運行頻率,指示功率顯著增大,指示熱效率并未隨壓縮比增大持續(xù)升高,在燃空當量比為0.7時指示熱效率最大。