不同氫氣噴孔直徑對汽油摻氫X型轉子發動機性能及污染物排放的影響

張澤奇,杜洋,楊正浩,高旭,何光宇,

(1. 西安交通大學機械工程學院,710049,西安;2. 空軍工程大學航空動力系統與等離子體技術全國重點實驗室,710038,西安)

三角轉子發動機,作為內燃機的一種分支,與往復式活塞發動機有著明顯的不同。它不依靠往復式活塞發動機的曲柄連桿機構,通過其內部的轉子直接帶動偏心曲軸旋轉進行做功,具有結構緊湊、體積小、扭矩均勻、噪聲低、功率質量比高等優點[1]。在油電混合動力汽車、增程器、小型無人機等領域,三角轉子發動機具有明顯優勢,但因為其燃燒室狹窄、燃燒室間相互漏氣等結構缺陷,存在油耗高、密封困難、熱力學效率低等問題[2-4]。為克服傳統三角轉子發動機的這些缺點,美國Liquid Piston公司提出了一種反三角結構的X型轉子發動機(XRE)。XRE采用“8”字型轉子型線,轉子型線與缸體倒置,以外旋輪線作為轉子型線,外包絡線作為缸體型線。這種新型XRE結構有更高的理論壓縮比、更高的高效混合循環(HEHC)循環熱效率、更高的熱效率和更高的功重比等特點[5-6],能完美解決上述三角轉子發動機的高油耗、易磨損、易泄露等問題[7]。

目前,X型轉子發動機的研究還處于起步階段,比較成熟的XRE型號主要都來自美國Liquid Piston公司的X1型、XMv3型、X4型。經過理論計算,X1型發動機能達到60%的熱效率,而實驗熱效率只有33%。通過優化密封方法、燃燒室形狀和火花塞,XMv3型發動機的指示熱效率從22%提升至34%。對于X4型發動機,經過性能預測后發現,使用預燃室柴油和航空煤油燃料,熱效率為45%,轉速為7 000 r/min時,功率為30 kW[5,8-10]。

作為一種二次清潔能源,氫氣具有火焰傳播速度高、熱值高等優點,有望成為化石燃料枯竭的救星[11-12]。由于其優越的性能和近乎無限的資源,已成為了一種得天獨厚的替代燃料。與常見的碳氫化合物(HC)相比,氫氣具有更好的物理化學參數,包括較寬的可燃極限、較快的擴散速率、較高的絕熱火焰溫度和較低的點火能量[13-14]。盡管氫氣能量密度低,儲存困難,不適合作為發動機的唯一燃料,但在發動機中摻入少量氫氣可以有效提高燃燒穩定性和運行性能[15-17]。在三角轉子發動機的研究中,Fedyanov等[18-19]研究了氫氣質量分數(摻氫量)為30%時對火焰傳播的影響,得到了火焰前位置隨曲軸轉角和摻氫量的變化。同時,研究發現采用分段摻氫方法可以使得未燃燒的HC排放量減少到原來的一半,CO排放量減少40%。Su等[20]重點探究了富氫氣條件對正丁醇稀燃性能的影響,發現加氫氣后發動機運行的更加穩定,且NOx的排放降低。Ji等[21]發現提高摻氫量能有效縮短火焰的發展和傳播周期。當氫氣體積分數由0提高到5.2%時,HC排放量減少了44.8%,CO和CO2排放量也有所減少。在XRE的研究中,Yang等[7]研究了氫氣-汽油預混XRE性能,發現隨著摻氫量增加,實際工作流體引起的損失增大,理想HEHC和真實HEHC的能量損失增大,摻氫量為0.3時最佳點火角330°和345°的最大循環效率分別為42.6%和41.5%,且在轉速為9 000 r/min 時,摻氫量增加0.3,HEHC循環效率提高了1.3%。

上述研究都對兩種轉子發動機摻氫性能進行了研究,但基本上都以進氣道噴氫(缸內噴射前預混)為主,少有人對缸內直噴氫氣進行研究。在三角發動機上,Shi等[22]研究了氫氣缸內直噴方案下噴氫壓力和噴孔直徑對三角轉子發動機燃燒性能的影響,發現考慮燃燒特性和污染物的形成時,0.4 MPa的噴氫壓力和1 mm噴孔直徑與1.2 MPa和3 mm時相比,峰值燃燒溫度和放熱率最大值分別提高了24.1%和40.5%,CO、HC的含量分別降低了61.5%和54.7%。在此基礎上,又進行了氫氣噴射型線和分段噴氫方案對發動機燃燒性能的研究[23-24],結果發現梯形和三角形噴射氫氣方案下發動機性能表現較好,且分段噴氫可以有效提高火花塞附近湍流動能,對混合物分層和火焰傳播有顯著的有益效果,特別是轉子室的后部,有助于提高燃燒特性和熱效率。在XRE轉子發動機上:Geng等[25]研究了缸內噴氫位置對XRE燃燒過程的影響,發現在燃燒室前側噴氫時,燃燒最劇烈、溫度最高、可達到26.56%的最高熱效率,在此基礎上又進行了點火時機對發動機燃燒性能的研究,發現點火時機提前可以顯著提高燃燒階段缸內溫度和壓力峰值,在點火時機為上止點前曲軸轉角35°時,熱效率達到最高,為24.49%。

綜上所述可知,以往學者針對傳統摻氫三角轉子發動機已經開展了卓有成效的研究工作,但在XRE上的研究還十分缺乏,尤其是在缸內直接噴射氫氣的研究方面。因此,本文建立了氫氣缸內直噴以及汽油預混條件下新構型XRE的三維CFD數值仿真模型,對比研究了噴氫與不噴氫發動機的性能差異,進一步揭示了在相同摻氫能量分數條件下噴氫孔直徑對發動機缸內流動、燃燒、熱力性能以及污染物排放特性的影響規律。

1 實驗方法及研究方案

1.1 XRE模型介紹

XRE與三角轉子發動機的對比圖如圖1所示。可以看出,XRE具有與三角轉子發動機正好相反的“8”字形轉子和“類三角”形缸體。同時,它們的燃燒室容積變化規律、進排氣位置、密封方式也不同。

(a)三角轉子發動機結構

(b)XRE結構

XRE結構主要由橢圓形轉子、類三角形缸體、前后端蓋、排氣道、進氣道等組成。轉子圍繞曲軸公轉的同時反方向自轉,曲軸轉角每轉720°為一個做功循環。燃燒階段XRE燃燒室由兩部分組成,固定的半球形區域和隨轉子旋轉變化的狹縫區域。火花塞位于燃燒室的頂部。腔室的體積在曲軸轉角360°的上死點處達到最小。

XRE的工作流程與二沖程往復式發動機相似,轉子同時負責進氣與排氣,燃燒室凸坑置于轉子外部,火花塞置于凸坑內[26-27]。可燃混合氣從進氣道進入轉子內腔后通入缸體,已燃廢氣通過轉子周向排氣口通入轉子內腔與冷卻氣體混合,通過前端蓋的3個排氣道排出發動機。

圖2 XRE轉子理論型線的創成過程Fig.2 The generating process of XRE rotor theoretical profile

XRE轉子理論型線的創成過程如圖2所示。圖中:x-O-y坐標為缸體(外齒輪)部件,固定不動;xr-Or-yr坐標為轉子(內齒輪)部件,根據行星齒輪機構的運動特性進行順時針自轉,同時原點Or繞原點O逆時針公轉,公轉角速度為自轉角速度的兩倍;P點為x-O-y坐標系下固定的一點,將P點在xr-Or-yr坐標下運動形成的軌跡作為轉子的理論型線,轉子理論型線在xr-Or-yr坐標系下的數學描述為

(1)

式中:R為轉子的創成半徑;e為偏心距;v為xr-Or-yr坐標系下的特征轉角,取值范圍為[0,6π]。

XRE缸體理論型線則為外旋輪線的外包絡線,其創成過程如圖3所示。圖中:xr-Or-yr轉子(內齒輪)坐標系圍繞x-O-y缸體(外齒輪)坐標原點公轉,同時還圍繞原點Or自轉,自轉角速度為公轉角速度的一半,方向相反。缸體理論型線的數學描述為

(2)

式中:u為x-O-y坐標系下的特征轉角,與v相關。

圖3 XRE缸體理論型線的創成過程Fig.3 The generating process of XRE cylinder block theoretical profile

1.2 數學模型和邊界條件

本文基于某型號的XRE進行仿真研究,具體幾何參數如表1所示

表1 XRE幾何形狀參數

本文采用CFD方法對XRE內部燃燒過程進行模擬。由于轉子在轉動過程中腔室形狀變化極大,導致XRE流體域的計算量較大,因此選用CONVERGE軟件進行仿真研究。在建立CFD仿真模型時,首先基于XRE的具體參數建立三維模型,隨后將通過CONVERGE軟件進行網格劃分。每個區域的表面網格劃分為5個區域:進氣道、排氣口和3個燃燒室。基本網格尺寸設置為4 mm,同時打開自適應網格細化設置。通過CONVERGE軟件的自適應網格劃分和細化功能,設置細化級別為3級。

在計算模型上,選用RNGκ-ε湍流模型[28-29],其計算精度較高,預測能力較好[30],壁面傳熱模型選擇Han-Reitz傳熱模型,該模型表達式[31]為

(3)

式中:qc為對流換熱密度;ρ為工質密度;cp為比定壓熱容;Tg為缸內工質溫度;Tw為壁面溫度;y+為無量綱距離;G為能量源項;ν為工質運動黏度;μ*為摩擦速度,表達式為

μ*=cDk1/2

(4)

其中,cD為常數,k為湍流動能。

燃燒模型采用SAGE模型[32],SAGE模型是一種通用的燃燒模型,可以使穩態流體的模擬更加簡單[33]。選擇CONVERGE軟件中精度最高的擴展Zeldovich 模型作為NOx形成模型[34]。化學反應機理選擇Liu等提出的異辛烷和正庚烷混合物的簡化骨架機理[35],該機理包含48個組分與152個基元反應,其中包括了詳細的氫氣氧化機理,可用于氫氣-汽油燃料燃燒特性研究[36-38]。點火模型采用附加點火能量的形式。在3個燃燒室中心設置點火位置,并設置0.5 mm的球形點火芯域,3個芯的點火能量為20 mJ。計算初始條件如表2所示。

表2 計算初始條件

為了保證數值模擬精度,本文考慮了邊界條件對工質的影響,預設的邊界條件如表3所示。

表3 邊界條件

1.3 噴氫方法

ε(H2)=

(5)

式中:q(IC8H18)=44 MJ/kg和q(H2)=120 MJ/kg分別代表汽油和氫氣的低位熱值。

氫氣采用缸內直噴的方式,即氫氣噴孔在發動機特定位置穿孔,氫氣通過噴嘴直接進入燃燒室。假設計算域完全封閉,建模過程為瞬態過程;假定汽油和進入燃燒室內的空氣立即與缸內混合物混合,即為均值狀態。選擇曲軸轉角上止點前75°作為每個工況下的噴氫時機,分別設置不噴氫和噴孔直徑為2、3、4 mm的4種工況,噴氫壓力為0.8 MPa。為使得仿真結果明顯,設置摻氫能量分數為10%。在相同的噴氫總量、相同的噴氫壓力下,增大氫氣噴孔直徑會使得氫氣噴射的質量流量增大,進而導致噴氫脈寬縮短。表4給出了不同噴孔直徑下的噴氫參數。

表4 不同噴孔直徑下的噴氫具體參數

另外,在3個燃燒室中分別安裝3個噴嘴,均置于燃燒室頂端,噴射方向如圖4中紅線所示。

圖4 氫氣噴射方向Fig.4 Hydrogen injection direction

1.4 模型驗證

由于本型號XRE目前仍處于研制階段,為保證計算結果的準確性,采用相同建模方法對美國liquid公司的XMv3發動機進行建模仿真。本模型驗證的實驗數據基于美國Liquid Piston公司進行的實驗[5]。該實驗在測功機試驗設施中進行,發動機由美國國家儀器系統控制。此外,動態壓力信號由Kistler 6052C壓電傳感器測量,燃料是商用無醇汽油。在靜止燃燒室下選擇轉速10 000 r/min為驗證工況[5],并將仿真結果與實驗結果進行對比,缸內壓力與放熱率的對比結果如圖5所示。

經過對比發現,仿真得到的缸內壓力和放熱率變化趨勢與實驗結果相符合。對于峰值壓力和峰值放熱率,其各自的仿真結果和實驗結果幾乎相等,且缸壓和放熱率變化趨勢相同。驗證區間內,缸壓最大相對誤差約為8%。此外,該發動機的實驗功率約為2.408 kW,所構建驗證模型的仿真功率為2.531 kW,誤差約為5.11%。進一步說明以相同建模方法對本文所研究的發動機同樣具有較高的精度和可靠性。

(a)缸內壓力

(b)放熱率

2 結果與討論

2.1 缸內流場分布與混合物形成

氫氣-汽油混合物在燃燒室內的分布決定了發動機的燃燒性能。研究缸內流場運動和混合物的形成對于隨后的燃燒過程是很重要的。圖6展示了在不同噴孔直徑下,氫氣噴射中期、氫氣噴射結束和氫氣擴散后期(上止點前曲軸轉角60°)缸內渦量以及流線分布,并且還對半球形燃燒室進行了局部放大,以便更清晰地展示其流場特征。

(a)2 mm

(b)3 mm

(c)4 mm

由圖6可知,缸內平均渦量在噴氫過程中持續增大,在噴射結束后又逐漸減少。如圖6(a)所示,噴孔直徑為2 mm時,氣流在噴射過程中噴射到燃燒室底處,流線聚集形成渦團1,噴氫中期與結束時刻缸內平均渦量分別為7 551.01 s-1和8 530.98 s-1。隨后在擴散過程,隨著轉子轉動,燃燒室對氣流不斷壓縮,渦團1逐漸向左邊移動,且逐漸消散,收斂程度減小,缸內平均渦量降至6 773.88 s-1。

噴孔直徑為3 mm的噴氫缸內流場流線變化如圖6(b)所示。在噴射開始時,氣流首先隨氫氣噴入,在燃燒室中部流線聚集收斂,逐漸形成渦團2,此時缸內平均渦量為8 005.19 s-1。在噴射結束時,渦團2移動到燃燒室底部收斂,并形成對向渦團,使得燃燒室內流場流線紊亂,同時平均渦量達到極值8 939.41 s-1。在擴散階段隨著轉子轉動,渦團2逐漸移動到左側,渦量降為6 173.58 s-1。

自然功率因數是供配電系統未輸入無功補償裝置時的有效功率與無功補償裝置輸入配電系統后的功率之比。自然功率因數的選擇可以有效改善整個動力系統。為了實現這一目標，可以減少線路損耗并減少無功功率和恒定有功功率下的負載電流負載，可以使用改進的自然功率因數無功功率補償器實現就地補償。該補償器可以減少無功功率傳輸線損耗并實現電氣工程中的節能目標，達到電氣工程節能的目的[9]。

圖6(c)為噴孔直徑為4 mm的噴氫缸內流場流線。隨著噴孔直徑增加,噴口處的質量流量增大,使得在固定噴氫總量一定下,噴射脈寬縮短。因此,4 mm 噴孔直徑方案下,在噴氫中期流線仍在氫氣噴孔附近聚集,形成渦團3。噴射結束時,渦團3還未隨氫氣流噴射到燃燒室底部,只在停留在燃燒室中部。在噴射擴散過程中,由于氫氣噴射流動,在燃燒室中部的形成渦團3逐漸向燃燒室底部移動消散,缸內平均渦量達到7 422.07 s-1。之后隨壓縮過程持續到擴散階段,在噴孔處存在少量流線聚集,缸內渦量降為6 590.38 s-1。

這些混合物的流動和旋渦的變化又會影響隨后的氫氣流動,從而導致點火前缸內氫氣分布的差異。圖7給出了不同噴孔直徑下氫氣噴射開始、氫氣噴射結束和氫氣擴散后期(上止點前曲軸轉角60°)的氫氣分布情況。

(a)2 mm

(b)3 mm

(c)4 mm

由圖7可知,在噴氫開始階段,隨噴孔直徑增大,氫氣噴射流線的彌散角和穿透長度增加,這是由于噴孔直徑的改變會直接影響噴射出口截面面積,從而影響出口氫氣的質量流量。在噴氫壓力不變下,噴孔直徑的增大會使得在相同噴孔處可以觀察到更多的氫氣量,但這會產生更多的氫氣噴射流對發動機內壁的撞擊,從而降低了高速射流的湍流強度,使得射流與轉子表面的相互作用對氣流運動和混合氣質量產生不利影響。

由于氣流由氫氣噴孔噴出,打斷了后續的圓柱流動運動,因此在噴氫結束階段,氫氣噴射流附近由噴孔尾部向燃燒室內的定向流動逐漸加強。隨著氫氣噴孔直徑增加,高速區明顯增大。由于噴孔直徑增大導致噴射質量流量增大,脈寬降低,所以噴氫結束時3 mm噴孔直徑方案下的氫氣噴射剛到轉子壁面上,且氫氣在下半部分分布更多,寬度更大,而4 mm方案噴射脈寬過短,噴射結束時氫氣噴射流末端還未抵達轉子壁。

在擴散階段后期,2 mm方案時氫氣已經開始在轉子內壁和兩側狹縫中均勻擴散,3 mm方案時氫氣還有部分在燃燒室內進行擴散,而在轉子內壁上的氫氣擴散不均勻,且兩側狹縫中右側狹縫擴散量明顯大于左側。4 mm方案時由圖6(c)可知,擴散階段在噴孔位置存在一定渦度的漩渦,因此氫氣有小部分擴散至轉子壁上,而大部分會向燃燒室頂部聚集,形成圖7(c)中氫氣上下各自擴散的現象。可以看出,噴孔直徑越小,氫氣在半球形燃燒室分布越少,在兩側狹縫中分布越廣越均勻。這樣的氫氣分布結果也導致發動機燃燒過程產生差異。

2.2 燃燒過程分析

為了比較燃燒階段不同噴孔直徑產生的燃燒過程差異,圖8給出了燃燒階段3個時刻缸內溫度云圖以及燃燒前期半球形燃燒室中部截面溫度云圖。根據溫度場分布,溫度梯度較大的可視為火焰前表面。通過觀察火焰前表面的傳播過程,可以更清楚地了解缸內燃燒過程。

(a)不噴氫

(b)噴孔直徑為2 mm

(c)噴孔直徑為3 mm

(d)噴孔直徑為4 mm

由圖8可知,在燃燒前期,火焰前表面在燃燒室內部傳播,圖中顯示出缸內溫度截面圖。在不噴氫方案下,火焰只在燃燒室右半部分進行傳播,而噴氫后火焰已經開始向燃燒室左半部分進行擴散,且噴孔直徑越大,向左擴散越明顯,這是因為由上一節可知,噴孔直徑越大,擴散過程中半球形燃燒室內氫氣分布量越大,向轉子壁上和兩側狹縫擴散氫氣量越少。

在燃燒中期,不噴氫方案下,火焰在燃燒室內只在右上方劇烈燃燒,燃燒室內大部分空間都沒有得到充分燃燒,且在燃燒室兩側夾縫中只有右側狹縫存在少量燃燒情況,即便到了燃燒后期,半球形燃燒室內也未得到完全燃燒,僅有一半的燃燒室區域得到燃燒,且只有右邊的狹縫內得到了燃燒反應。

噴氫方案下,在燃燒中期燃燒室內部得到充分反應,此時由圖8(b)～8(d)可以看出,在2 mm噴孔直徑方案下,火焰在燃燒室內的左側和右側都進行傳播,且火焰已經傳播到兩側狹縫中。3 mm噴孔直徑方案下,火焰主要向燃燒室右側和左上側進行傳播,因此兩側狹縫中右側狹縫的火焰燃燒與2 mm方案相近,而左側夾縫中燃燒不如2 mm充分。4 mm 方案下的火焰已經開始大量在燃燒室內傳播,且已經開始向左側狹縫中擴散,但左側狹縫火焰面積小于右側狹縫,且與3 mm方案相比在此時刻兩側狹縫火焰面積差距更大。

在燃燒后期,圖8(b)～8(d)3個噴氫方案的溫度云圖趨于一致。具體來說,火焰主要分布在半球形燃燒室和兩側狹縫中。2 mm方案下,燃燒室內火焰溫度最高,兩側狹縫燃燒面積最大,且形狀比較對稱;3 mm方案下,火焰傳播路徑重心不在燃燒室左側,所以燃燒后期左側的狹縫燃燒面積小于右側狹縫;4 mm方案下,燃燒室已經存在燃燒結束區域,且兩側狹縫火焰面積增長極小,說明該方案燃燒時間較短,燃燒不夠充分。

2.3 發動機整體燃燒性能

OH、H和O自由基是燃燒過程中必不可少的中間體,起著重要的作用,它們表明了化學反應的強度。特別是,氫氣的混合將提高OH + H2?H2O + H支鏈的反應速度,加速汽油的燃燒[40]。OH、O和H自由基在不同位置的峰值質量之和如表5所示。可以看出,噴孔直徑越小,自由基峰值質量之和越大。噴孔直徑為2 mm時,自由基峰值質量之和最大,為16.72×10-5g。噴孔直徑為4 mm時,自由基峰值質量之和最小,為15.11×10-5g。不噴氫時,自由基峰值之和為15.02×10-5g,小于任何噴氫方案。

表5 不同氫氣噴孔直徑下OH、H、O自由基峰值質量

由于燃燒過程中氫氣的分布差異,不同噴孔直徑下會產生OH自由基生成速率的差異。反過來會直接影響缸內的燃燒速率。圖9為缸內瞬時放熱率隨曲軸轉角變化曲線。可以看出,隨著曲軸轉角的增大,瞬時放熱率先增大后減小,且不噴氫方案下燃燒速度小于噴氫方案。噴氫方案下,上止點前曲軸轉角10°到上止點后曲軸轉角5°為明顯燃燒階段。在燃燒階段前期,噴孔直徑越大燃燒速度越快,但相對應的峰值瞬時放熱率越低,燃燒時間越短,這與上一小節結論相對應。噴孔直徑2 mm時,瞬時放熱率最高,可達到20.90 J/(°),說明燃燒時間持續較長。

圖9 不同氫氣噴孔直徑下瞬時放熱率的比較Fig.9 Comparison of instantaneous heat release rate under different hydrogen nozzle diameters

圖10 不同氫氣噴孔直徑下缸內平均壓力隨曲軸轉角的變化Fig.10 The average cylinder pressure changes with the crank angle under different hydrogen nozzle diameters

圖10給出了缸內平均壓力和溫度隨曲軸轉角的變化曲線。可以看出,隨著曲軸轉角增大,缸內平均壓力先增大后減小,且噴氫可以使得缸壓上升速度更快,更快達到峰值,峰值更高。在不同氫氣噴孔直徑下,噴孔直徑越大,缸壓上升速度就越大,但峰值缸壓越低。不噴氫時,峰值缸壓為5.55 MPa。噴氫方案中,4 mm噴孔直徑時峰值缸壓最小,為7.09 MPa, 2 mm噴孔直徑時峰值缸壓最大,為7.85 MPa, 相比不噴氫和4 mm噴孔直徑下分別提高了41.41%和10.72%。

缸內平均溫度隨曲軸轉角的變化如圖11所示。可以看出,缸內溫度隨曲軸轉角增大而提高,且噴氫可以提高缸內點火升溫速度。隨著氫氣噴孔直徑增大,缸內溫度上升速度增大,但峰值缸溫下降,導致達到最高缸內平均溫度的曲軸轉角位置靠前。不噴氫方案下,在曲軸轉角為381.01°時缸內溫度達到最大,為2 014 K。噴氫方案中,2 mm噴孔直徑的峰值缸溫最大,為2 270 K。相比于3、4 mm噴孔直徑下的峰值缸溫2 164、2 022 K,分別提升了4.90%和12.27%,且峰值溫度對應曲軸轉角與不噴氫相比提前了約10°。

圖11 不同氫氣噴孔直徑下平均缸內溫度隨曲軸轉角的變化Fig.11 The average in-cylinder temperature changes with the crank angle under different hydrogen nozzle diameters

圖9～11表明,燃燒速度和強度會直接影響燃燒過程中缸壓和溫度的變化,從而導致發動機整體性能變化。噴氫可以顯著提升發動機缸壓和溫度,在定摻氫能量分數下,噴孔直徑越小則發動機缸壓和溫度越高,燃燒性能越好。

指示熱效率是評價發動機經濟型和性能的重要參數。圖12與圖13給出了在不噴氫和不同氫氣噴孔直徑下的P-V(壓力-體積)圖和指示功指示熱效率。P-V圖線所圍成的面積可以表示發動機每次循環所做的有效功。可以發現,發動機峰值壓力越高,P-V圖線下方圍成的面積就越大,且燃燒后壓力下降就越快。結合指示熱效率可得:噴氫可以提高XRE的熱效率,并且噴孔直徑越小,每次循環做功就越多,熱效率就越高。噴孔直徑為2 mm時指示熱效率最高,為37.07%,比不噴氫時的熱效率相對提高了10.23%,比噴孔直徑為4 mm時相對提高了7.85%。

圖12 不同氫氣噴孔直徑下XRE的P-V曲線Fig.12 The P-V curves of XRE under different hydrogen nozzle diameters

圖13 不同氫氣噴孔直徑下XRE的指示功與指示熱效率 Fig.13 XRE indicated work and indicated thermal efficiency under different hydrogen nozzle diameters

通過上述仿真結果可知,氫氣噴孔直徑越小,缸內燃燒就越好,峰值缸壓和平均溫度就越高,指示功和指示熱效率就越高。

2.4 發動機排放性能

作為汽油燃燒的中間產物,缸內CO的分布和含量可以反映燃料燃燒的強度和完整性。圖14顯示了不同位置的缸內CO分布。可以看出,隨曲軸轉角增大,CO排放量先增大后緩慢減小。由上一小節可知,缸內噴氫會極大提高XRE的燃燒性能,且噴孔直徑越小,燃燒速度越慢,燃燒越充分,從而導致噴孔直徑越小CO生成速度越慢,排放量越高。

圖14 不同噴孔直徑下的CO排放曲線Fig.14 CO emission curves under different nozzle diameters

CO2、CO、HC、NOx和碳煙(SOOT)的生成排放質量如圖15所示。由圖15(a)可以看出,在燃燒階段,不同方案HC的消耗速度不同,不噴氫時燃燒室內燃燒速度慢,且燃燒不充分,所以HC消耗速度最低,最后余量最多。噴孔直徑越小,則燃燒越完全,HC消耗量越大,進而HC排放量減少,噴孔直徑2 mm時排放量最小,約為0.17 mg,與大噴孔直徑相比降低了79.08%。不同方案的CO和CO2排放差異如圖15(b)所示。可以看出,排放總量相差不大,不噴氫時的CO排放量最少,CO2排放量最多。這是因為不噴氫時XRE燃燒室內燃燒不劇烈,而缸內氧氣含量一定,氧氣可以充分與燃料反應生成CO2,且燃燒室內不存在多余的C基團與CO2反應生成CO。在不同噴孔直徑下,噴孔直徑越小,則CO和CO2的排放量越高,在噴孔直徑2 mm時分別達到了2.99和18.5 mg,與不噴氫和噴孔直徑4 mm時相比,CO增加了187.50%和14.12%,CO2降低了9.73%和3.35%。這側面說明了在小噴孔直徑時,XRE缸內燃燒更充分完全,與上一節的結論相印證。

不同方案的NOx排放和SOOT排放如圖15(c)所示。可以看出,噴氫會提高NOx的排放,而小噴孔直徑方案雖然燃燒性能更好,但NOx生成更多,噴孔直徑2 mm時NOx生成量可達到16×10-5g,與不噴氫和大噴孔直徑(4 mm)時相比增大了19.40%和21.12%。SOOT量隨噴孔直徑的增大而提高,且隨著噴孔直徑增大,SOOT生成量會逐漸超過不噴氫時的SOOT量。噴孔直徑為2 mm時,SOOT量最小為5.67×10-6g,與4 mm時相比降低了2.17%。

(a)HC

(b)CO和CO2

(c)NOx和碳煙

3 結 論

本文以高效XRE為研究對象,建立了XRE的三維CFD模型,研究了當采用汽油預混及氫氣缸內直噴方案時,在相同摻氫能量分數下噴孔直徑大小對XRE缸內流動、燃燒、熱力性能以及污染物排放特性的影響規律XRE燃燒,并與不噴氫的純汽油預混式XRE進行了對比分析,得出了以下主要結論。

(1)缸內流動與氫氣噴射之間的相互作用影響著點火前氫氣的分布。隨著噴孔直徑增加,氫氣質量流量增加,射流侵徹和射流彌散角增加,高速區域明顯擴大,射流壁碰撞增加,對缸內流場產生不利影響,當噴孔直徑過大時還會使得噴射脈寬過短,氫氣堆積于噴孔附近。

(2)不噴氫時,XRE燃燒室燃燒過程基本只在燃燒室右半部分劇烈燃燒,且只在右側狹縫中有燃燒反應。在噴氫方案下,小噴孔直徑(2 mm)下火焰傳播比較均勻,且在兩側狹縫中火焰都能有較大的較為對稱的火焰面積,燃燒更加充分。

(3)噴孔直徑越大,缸壓上升速度就越快,但峰值缸壓和最大平均缸內溫度就越低。2 mm噴孔直徑時,峰值缸壓和最大缸內平均溫度分別可達7.85 MPa和2 270 K,所對應的指示功和指示熱效率也最大,分別為105.30 J和37.07%。

(4)小噴孔直徑下:CO生成速度最快,CO和CO2生成量最高;HC反應最充分,消耗速度最快,排放最少,與大噴孔直徑相比降低了79.08%。雖然小噴孔直徑下NOx化合物生成量最高,為16×10-5g,與大噴孔直徑(4 mm)時相比增大了21.12%,但碳煙生成量最小,為5.67×10-6g,與4 mm時相比降低了2.17%。

綜上所述可知,雖然減小噴孔直徑會增大NOx污染物排放,但小噴孔直徑可以減少HC以及SOOT排放量,且能獲得良好的燃燒性能和熱力學性能,因此推薦小噴孔直徑(2 mm)為XRE的最佳噴氫方案。