Проблемы машиностроения и надежности машин, 2019, № 7, стр. 105-112
ВЛИЯНИЕ ФОРМЫ КАМЕРЫ СГОРАНИЯ И КОНСТРУКЦИИ ФОРСУНКИ НА ОБРАЗОВАНИЕ ОКСИДОВ АЗОТА В ВОДОРОДНОМ ДИЗЕЛЕ
Р. З. Кавтарадзе 1, 2, *, Т. М. Натриашвили 2, Г. Ж. Сахвадзе 3, Ван Ичунь 4, Лю Сяохао 1
1 Московский государственный технический университет им. Н.Э. Баумана
г. Москва, Россия
2 Институт механики машин имени Р. Двали
г. Тбилиси, Грузия
3 Институт машиноведения им. А.А. Благонравова РАН
г. Москва, Россия
4 Пекинский технологический институт
г. Пекин, Китай
* E-mail: kavtaradzerz@mail.ru
Поступила в редакцию 17.07.2019
Принята к публикации 26.08.2019
Аннотация
Перспективным направлением улучшения экологических показателей серийных транспортных дизелей является применение альтернативных топлив, прежде всего, водорода. Изложены результаты 3D-моделирования рабочего процесса водородного дизеля с непосредственным впрыскиванием, приведен анализ его экологических и эффективных показателей. Минимизация эмиссии оксидов азота, единственных из нормированных законодательством вредных веществ (СО, СН, NOx и твердые частицы), содержащихся в продуктах сгорания водородного дизеля, осуществляется путем изменения формы камеры сгорания, числа и диаметра сопловых отверстий форсунки.
Введение. Быстрый рост производства автомобилей, а также других транспортных средств, оснащенных поршневыми двигателями внутреннего сгорания (ДВС), особенно в интенсивно развивающихся странах, способствует дальнейшему экономическому развитию и ведет к техническому прогрессу, но в то же время усугубляет экологические и энергетические проблемы. С этой точки зрения использование альтернативных видов топлива, прежде всего, водорода, в поршневых двигателях является эффективным способом решения указанных проблем [1]. Очевидно, что 3D-моделирование внутрицилиндровых процессов пока еще мало исследованной концепции водородного двигателя имеет важное значение при конвертировании серийного дизеля на водород.
Задача данной статьи – исследование влияния формы камеры сгорания (КС) и конструкции распылителя форсунки на образование оксидов азота с целью определения оптимального сочетания указанных конструктивных факторов, обеспечивающих приемлемые экологические и эффективные показатели водородного дизеля.
Объект исследования – четырехтактный V-образный шестицилиндровый двигатель с непосредственным впрыскиванием водорода и воспламенением от сжатия, с наддувом и промежуточным охлаждением надувочного воздуха. Размерность двигателя D/S = 130/140 мм/мм, степень сжатия ε = 16.5, мощность 315 кВт при частоте вращения коленчатого вала n = 2000 мин–1.
Краткое описание 3D-модели внутрицилиндровых процессов. Математическая модель нестационарных процессов переноса, основанная на фундаментальных уравнениях количества движения (Навье–Стокса), энергии (Фурье–Кирхгофа), концентрации (Фика) и неразрывности, подробно описана в [1–4], а здесь дано ее краткое изложение. Для решения системы из указанных уравнений используется метод осреднения параметров турбулентного потока газа, предложенный Фавром (A. Favre) [1, 3], при котором плотность ρ играет роль весовой функции. В результате осреднения уравнения переноса принимают форму Рейнольдса
(1)
$\left\{ \begin{gathered} \bar {\rho }~\frac{{D{{{\bar {W}}}_{i}}}}{{D\tau }} = {{{\bar {G}}}_{i}} - \frac{{\partial{ \bar {p}}}}{{\partial {{x}_{i}}}} + \frac{\partial }{{\partial x}}\left[ {{\mu }\left( {\frac{{\partial {{{\bar {W}}}_{i}}}}{{\partial {{x}_{j}}}} + \frac{{\partial {{{\bar {W}}}_{j}}}}{{\partial {{x}_{i}}}} - \frac{2}{3}{{\delta }_{{ij}}}\frac{{\partial {{{\bar {W}}}_{k}}}}{{\partial {{x}_{k}}}}} \right) - \bar {\rho }~\overline {W_{i}^{'}W_{j}^{'}} ~} \right]; \hfill \\ \bar {\rho }~\frac{{D\bar {H}}}{{D\tau }} = {{{\bar {G}}}_{j}}{{{\bar {W}}}_{j}} + \frac{{\partial{ \bar {p}}}}{{\partial \tau }} + \frac{\partial }{{\partial {{x}_{j}}}}\left( {{{{\bar {\tau }}}_{{ij}}}{{{\bar {W}}}_{j}}} \right) + \frac{\partial }{{\partial {{x}_{j}}}}\left( {\lambda \frac{{\partial{ \bar {T}}}}{{\partial {{x}_{j}}}} - {{c}_{p}}\bar {\rho }~\overline {T{\text{'}}W_{j}^{'}} ~~} \right) + \overline {{{w}_{r}}} ~\overline {{{Q}_{r}}} + ~\frac{{\partial {{{\bar {q}}}_{{{{R}_{j}}}}}}}{{\partial {{x}_{j}}}}; \hfill \\ \frac{{D\bar {C}}}{{D\tau }} = ~\frac{\partial }{{\partial {{x}_{j}}}}\left( {{{D}_{c}}\frac{{\partial{ \bar {C}}}}{{\partial {{x}_{j}}}} - \overline {C{\text{'}}W_{j}^{'}} } \right) + \bar {\dot {m}}; \hfill \\ \frac{{\partial{ \bar {\rho }}}}{{\partial \tau }} + \frac{\partial }{{\partial {{x}_{j}}}}(\bar {\rho }~{{{\bar {W}}}_{j}}) = 0,~ \hfill \\ \end{gathered} \right.$Система уравнений Рейнольдса замыкается k–ζ–f-моделью турбулентности, специально разработанной для моделирования процессов в поршневых двигателях [1, 3, 5]. Для описания процессов в пристеночных слоях применяются так называемые пристеночные функции [1, 5].
Процесс горения учитывается с помощью интенсивности внутреннего источника теплоты ${{q}_{v}}$, Вт/м3, и массового расхода $\dot {m}$, кг/(м3 с). Значения этих параметров могут быть вычислены с помощью скорости wr химической реакции сгорания [1, 2, 4]: ${{q}_{v}} = {{Q}_{r}}{{w}_{r}}$; $\dot {m} = - {{w}_{r}}$, где Qr – выделившееся в результате химической реакции количество теплоты на единицу массы, Дж/кг. Скорость процесса сгорания определяется на основе модели когерентного пламени (CFM), описанной в [3, 5]. Образование NO моделируется на основе расширенного механизма Я.Б. Зельдовича [5].
Описанная 3D-математическая модель внутрицилиндровых процессов реализуется с помощью CRFD-программы FIRE, разработанной фирмой AVL List GmbH (Австрия) [3]. Ядро FIRE основано на численном методе контрольных объемов с использованием усовершенствованного алгоритма SIMPLE. Дискретизация уравнений переноса (1) осуществляется с использованием интерполяционной схемы второго порядка точности, являющейся оптимальной, как по точности, так и по времени счета.
Верификация модели. Сравнительный анализ рабочих процессов в водородном и базовом дизелях. Расчетная область представляет собой объем цилиндра двигателя, образованный подвижными (поршень, а в случае сквозного расчета двигателя впускные и выпускные клапаны тоже) и неподвижными (головка цилиндра и гильза) границами. Камера сгорания базового дизеля и его водородной модификации имели форму, традиционную для дизелей Ярославского моторного завода (ЯМЗ). Движение поршня задается через кинематическую схему при известных геометрических параметрах кривошипно-шатунного механизма (длина шатуна L, ход поршня S).
Верификация 3D-модели осуществлялась путем сравнения расчетных индикаторных диаграмм с диаграммами, полученными с применением хорошо апробированных в теории ДВС 0D-моделей, использованных, например, в программах BOOST (AVL) или NKIU (МГТУ им. Н.Э. Баумана). Сравнение показало хорошее согласование результатов как по величине максимальных значений давления и температуры в цилиндре (разница составила порядка 3%), так и по УПКВ их достижения (порядка 1%).
При исследовании рабочего процесса водородного дизеля с целью сравнения его с традиционным (базовым) дизелем цикловая подача водорода ${{m}_{{{{{\text{H}}}_{2}}}}}$ определялась из условия: $\frac{{{{m}_{{df}}}}}{{{{m}_{{{{{\text{H}}}_{{\text{2}}}}}}}}} = \frac{{{{H}_{{df}}}}}{{{{H}_{{{{{\text{H}}}_{{\text{2}}}}}}}}}$, где mdf – цикловая подача дизельного топлива (ДТ), Нdf = = 42.9 МДж/кг и ${{H}_{{{{{\text{H}}}_{{\text{2}}}}}}}$ = 120 МДж/кг – низшие теплоты сгорания ДТ и водорода соответственно, т.е. при mdf = 0.24 г/цикл цикловая подача водорода ${{m}_{{{{{\text{H}}}_{{\text{2}}}}}}}$ = 0.085 г/цикл (расчетный режим – режим максимальной мощности). Сравнение индикаторных диаграмм традиционного и водородного (рис. 1) показывает, что при принятом условии соблюдения соотношения цикловых подач для традиционного и водородного дизелей удается добиться практически идентичных значений максимальных давлений цикла pz = 16 МПа (рис. 1а). Так как в случае водорода время задержки воспламенения значительно меньшее, чем в случае с ДТ, чтобы избежать резкого повышения давления еще до достижения поршнем ВМТ и получения высоких pz, продолжительность процесса впрыскивания водорода в цилиндр следует увеличивать. Это замедляет процесс сгорания водорода и дает возможность контролировать скорости тепловыделения (рис. 1б) и нарастания давления (рис. 1а). В результате удается избежать достижения слишком больших значений по pz (рис. 1а), что положительно влияет на ресурс основных деталей водородного дизеля. С другой стороны, увеличение продолжительности сгорания водорода (рис. 1б) приводит к увеличению интервала времени, в течение которого тепловоспринимающая поверхность КС находится под действием высокотемпературного газа, что способствует повышению термических нагрузок на основные детали двигателя, образующих объем КС [2].
Влияние формы камеры сгорания на рабочий процесс водородного дизеля. Исследования рабочего процесса водородного дизеля проводились для трех различных типов камеры сгорания, расположенных в поршне симметрично относительно оси цилиндра: КС типа ЯМЗ, КС конической формы и КС цилиндрической формы. Подчеркнем, что для всех исследуемых форм КС соблюдалась одинаковая степень сжатия, равная ε = 16.5.
Значения локальных температур рабочего тела в объеме КС, играющих определяющую роль в образовании оксидов азота, при прочих одинаковых условиях зависит от формы КС. Это подтверждается различием индикаторных диаграмм, полученных для различных форм КС, а также соответствующих значений нестационарных температур рабочего тела, усредненных по объему цилиндра. В частности, максимальное давление цикла заметно выше в случае КС типа ЯМЗ, а наименьшее его значение получается для цилиндрической КС. Максимальные значения осредненных по объему цилиндра нестационарных температур рабочего тела тоже меняются в зависимости от формы КС, при этом имеется полная корреляция с изменением максимальных давлений цикла. Причиной такого изменения параметров рабочего процесса является изменение кинетической энергии турбулентности в зависимости от формы КС. Действительно, КС типа ЯМЗ в силу своей конфигурации больше, чем другие исследуемые КС, способствует интенсивному завихрению впускного воздуха к моменту впрыскивания водорода. В результате интенсивного турбулентного перемешивания воздуха с водородом и качественного смесеобразования процесс сгорания протекает интенсивнее с высокой скоростью. Продолжительность основного периода тепловыделения по сравнению с цилиндрической и конической КС сокращается, а величина максимальной скорости тепловыделения становится выше. Кроме того, анализ результатов моделирования показывает, что в случае КС типа ЯМЗ момент достижения максимальной скорости тепловыделения располагается ближе к верхней мертвой точке (ВМТ), чем в случае других КС. Это указывает на то, что КС типа ЯМЗ является наилучшей по эффективности преобразования выделенной теплоты в механическую работу, т.е. приводит к повышению КПД рабочего цикла.
Влияние формы камеры сгорания на образование оксидов азота в водородном дизеле. Известно, что в любых (детальных или глобальных) механизмах образования NO решающее значение имеют локальные температуры в объеме камеры сгорания [1–4], вычисление которых в данном случае осуществляется с применением 3D-модели внутрицилиндровых процессов (1). Численные эксперименты по исследованию локальных образований оксидов азота в КС водородного дизеля для различных форм КС были проведены с соблюдением идентичности таких условий, как степень сжатия, место расположения форсунки, количество и направление сопловых отверстий, интенсивность воздушного вихря в момент впрыскивания водорода, давление впрыскивания.
На рис. 2 приведены мгновенные значения локальных температур и локальных концентраций оксидов азота в КС водородного дизеля для различных форм КС. Заметим, что угол поворота коленчатого вала (УПКВ) φ = 380° приблизительно соответствует моменту, когда осредненная по объему температура в цилиндре достигает своего максимального значения. Примерно одинаковое расположение зон высоких температур и, соответственно, зон высоких концентраций оксидов азота (рис. 2), заметное для всех исследуемых КС, объясняется идентичностью количества и направления сопловых отверстий распылителя форсунки, используемой в данных численных экспериментах.
Динамика образования оксидов азота (рис. 3) в зависимости от формы КС водородного дизеля подтверждает предположения, сделанные выше на основе анализа турбулентной интенсификации процессов смесеобразования и сгорания, приводящие к увеличению скорости тепловыделения и повышению КПД цикла. Действительно, самая эффективная по КПД цикла КС типа ЯМЗ приводит к наибольшей эмиссии оксидов азота, тогда как цилиндрическая и коническая КС по выбросам NOx имеют примерно одинаковые, но заметно лучшие показатели (рис. 3), правда, по эффективности уступают КС типа ЯМЗ. Таким образом, так называемый “целевой конфликт” между эффективными и экологическими показателями, характерный для традиционных дизелей [5], имеет место и в водородных дизелях. Очевидно также, что частичная гомогенизация процесса сгорания, как способ разрешения “целевого конфликта”, может быть успешно применена и в случае водородного дизеля.
Существующая корреляция между значениями максимальных величин температур, осредненных по объему цилиндра, и суммарных за рабочий цикл концентраций оксидов азота (рис. 3), не означает, что в применяемых кинетических механизмах (неважно, в детальных или глобальных) образования NOx можно использовать значения осредненной температуры. Ее применение приводит к грубым ошибкам, что подтверждается классической теорией химической кинетики, основанной на экспоненциальных зависимостях характерных параметров реакции (скорость реакции, задержка воспламенения) от температуры [6]. В настоящей статье, как и в [1, 7–10], локальные концентрации оксидов азота для каждой расчетной ячейки определяются на основе локальных температур в КС, полученных с применением 3D-модели рабочего процесса (1). Суммарные за рабочий цикл концентрации NOx (рис. 3) вычисляются путем суммирования всех локальных концентраций NOx.
Влияние конструкции распылителя форсунки на экологические и эффективные показатели водородного дизеля. Численные эксперименты по моделированию рабочего процесса водородного дизеля были проведены для пяти различных конструкций сопловой части форсунки.
При этом давление впрыскивания, цикловая подача водорода и угол между осями сопловых отверстий и осью цилиндра (φ = 60°), соответствовали значениям, использованным при исследовании различных форм КС. В табл. 1 приведены значения варьируемых параметров сопловой части форсунки: z – число сопловых отверстий; dc – диаметр сопловых отверстий, мм; $F_{c}^{\Sigma }$ – суммарная площадь проходных сечений сопловых отверстий, мм2.
Таблица 1.
№ | Схема впрыскивания | z | dc, мм | $F_{c}^{\Sigma }$, мм2 |
---|---|---|---|---|
1 | 7 | 0.225 | 0.278 | |
2 | 6 | 0.243 | 0.278 | |
3 | 12 | 0.172 | 0.279 | |
4 | 18 | 0.172 | 0.418 | |
5 | 6 | 0.35 | 0.577 |
Самовоспламенение в цилиндре начинается в локальных очагах сгорания, в которых имеются наилучшие условия (т.е. подходящие значения температуры и концентрации) для окисления водорода, и в которых локальные температуры достигают высоких значений, инициируя при этом образование термических оксидов азота. В случае форсунок № 1, № 2 и № 3 по мере увеличения числа сопловых отверстий распределение локальных температур по объему цилиндра является более однородным и их максимальные значения уменьшаются, следовательно, снижаются локальные концентрации NOx. Равномерному распределению локальной температуры, снижению ее максимальных значений и минимизацию локальных концентраций оксидов азота в случае форсунок № 4 и № 5 способствует увеличение суммарной площади проходных сечений сопловых отверстий.
Процесс тепловыделения в случае форсунки № 5 получается наиболее растянутым, так как увеличение $F_{c}^{\Sigma }$ (при неизменных значениях давлений впрыскивания) обусловливает увеличение расхода водорода, при этом в цилиндр за короткое время попадает большое количество водорода. В локальных очагах сгорания, количество которых явно меньше из-за относительно небольшого количества сопловых отверстий, водородно-воздушная смесь получается обогащенной и горит относительно медленно. В случае форсунки № 5 заметное снижение усредненной температуры сопровождается также существенным снижением локальных температур в объеме КС. Это приводит к заметному снижению как локальных величин концентрации оксидов азота в цилиндре, так и их суммарных за цикл значений (рис. 4).
Форсунки № 1, 2, 3 практически с одинаковыми суммарными площадями проходных сечений сопловых отверстий ($F_{c}^{\Sigma }$ = 0.278–0.279 мм2), приводят к различным значениям оксидов азота в зависимости от количества сопловых отверстий z (рис. 4). В частности, с увеличением z концентрация NОx уменьшается, что можно объяснить более гомогенным распределением топлива по объему цилиндра, способствующим снижению локальных температур, и как результат, уменьшению локальных, а потом и суммарных за цикл, концентраций NOx (рис. 4).
Почти двукратное увеличение суммарного проходного сечения сопловых отверстий по сравнению с форсунками № 1, № 2 и № 3 в случае форсунки № 5 ($F_{c}^{\Sigma }$ = 0.577 мм2) при минимальном их числе отверстий z = 5 (табл. 1) приводит к самой низкой эмиссии оксидов азота из всех исследованных вариантов конструкций распылителя форсунки (рис. 4). Это вызвано более низкими значениями давления и температуры в цилиндре, обусловленными ухудшением качества рабочего процесса. Уменьшение расстояния между водородно-воздушными факелами увеличивает степень гомогенизации смеси и способствует увеличению скорости продвижения фронта пламени от первичных очагов сгорания по объему камеры, сокращению продолжительности процесса сгорания и может привести к увеличению скорости нарастания давления в цилиндре. Этот вывод хорошо согласуется с экспериментальными данными, анализ которых приведен в [1, 11].
Заключение. Предложенные мероприятия, нацеленные на уменьшение эмиссии оксидов азота, подразумевают снижение локальных температур в КС. Проведенные исследования влияния формы камеры сгорания и конструкции распылителя форсунки позволяет подобрать сочетание указанных факторов, обеспечивающих приемлемые экологические и эффективные показатели дизеля непосредственным впрыскиванием водорода: форму камеры сгорания типа ЯМЗ и конструкцию распылителя с характерными параметрами z = 12 и dc = 0.172 мм.
Финансирование. Работа выполнена в рамках проекта FR-18-122 фонда Руставели.
Конфликт интересов. Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.
Список литературы
Kavtaradze, R., Natriashvili, T., Gladyshev, S. Hydrogen-Diesel Engine: Problems and Prospects of Improving the Working Process // SAE Technical Paper. 2019. № 01 (0541). P. 15.
Кавтарадзе Р.З. Влияние вихревого движения заряда на процессы образования оксидов азота и нестационарного теплообмена в водородном дизеле // Ж. Проблемы машиностроения и надежности машин. 2017. № 6. С. 92.
FIRE. User’s Manual Version 2017. / AVL List GmbH. Graz (Austria). 2018.
Кавтарадзе Р.З., Зеленцов А.А., Краснов В.М. Локальный теплообмен в камере сгорания дизеля, конвертированного на природный газ и водород // Теплофизика высоких температур. 2018. Т. 56. № 6. С. 986.
Merker, G., Teichmann R. Grundlagen Verbrennungsmotoren. Funktionsweise. Simulation. Messtechnik. / 7. Auflage. Stuttgart, Leipzig, Wiesbaden: Springer Vieweg-Verlag. 2014. P. 1132.
Семенов Н.Н. Тепловая теория горения и взрывов С. 434–477 / в книге: Семенов Н.Н. Избранные труды: в 4-х томах, т. 2. Горение и взрыв. Москва: Наука, 2005. С. 704.
Кавтарадзе Р.З. Улучшение экологических показателей водородного дизеля с непосредственным впрыскиванием газообразного водорода // Проблемы машиностроения и надежности машин. 2016. № 4. С. 20.
Natriashvili T., Kavtaradze R., Glonti M. Improvement of ecological characteristics of the hydrogen diesel engine. International Automobile Scientific Forum (IASF-2017) “Intelligent Transport Systems” // IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering. 2018. № 315. P. 1.
Fridriksson H., Sunden B., Hajireza Sh., Tuner M. CFD Investigation of Heat Transfer in a Diesel Engine with Diesel and PPC Combustion Modes// SAE Technical Paper. 2011. № 1 (1838). P. 10.
Saric S., Basara B., Suga K., Gomboc S. Analytical Wall-Function Strategy for the Modelling of Turbulent Heat Transfer in the Automotive CFD Applications// SAE Technical Paper. 2019. № 1 (0206). P. 5.
Rottengruber H., Wiebicke U., Woschni G., Zeilinger K. Wasserstoff-Dieselmotor mit Direkteinspritzung, hoher Leistungsdichte und geringer Abgasemission // Teil 3: Versuche und Berechnungen am Motor. MTZ. 2000. № 2. P. 122.
Дополнительные материалы отсутствуют.
Инструменты
Проблемы машиностроения и надежности машин