CC BY
12Влияние частичной гомогенизации смеси на образование оксидов азота в камере сгорания водородного дизеля
■
Р.З. Кавтарадзе, профессор МГТУ им. Н.Э. Баумана, д.т.н., В.М.Краснов, аспирант МГТУ им. Н.Э. Баумана
Впервые в трехмерной постановке было проведено детальное исследование влияния частичной гомогенизации смеси на образование оксидов азота в камере сгорания дизеля с непосредственным впрыскиванием газообразного водорода. Частичная гомогенизация водородно-воздушной смеси достигается увеличением числа сопловых отверстий водородной форсунки. Адекватность результатов моделирования оценивается путем сопоставления с экспериментальными данными. Определены оптимальные конструктивные параметры водородной форсунки, обеспечивающие минимизацию эмиссии оксидов азота.
__Ключевые слова:
дизель, гомогенизация смеси, оксиды азота.
Состояние проблемы
В связи с обострением экологических и энергетических проблем создание высокоэффективных водородных двигателей является актуальной задачей современного двигателестроения. В настоящее время многие ведущие производители (BMW, MAN, Honda, Mazda, Fiat и др.) выпускают транспортные средства, использующие в качестве моторного топлива водород [1, 2]. Необходимо отметить, что практически во всех существующих водородных двигателях (моно- или битопливных, на газообразном или жидком водороде) используется принудительное зажигание водородно-воздушной смеси. В дизелях водород используется только в качестве добавки к основному топливу (примерно 5 % от массы дизельного топлива), в основном для снижения эмиссии твердых частиц сажи [1].
В исторически первой публикации по водородному дизелю [3] описана конструкция и подтверждена работоспособность такого двигателя, созданного Р. Эрреном, однако характеристики и подробности протекания рабочего процесса не указаны. Исключение представляют собой исследования, проведенные в Мюнхенском техническом университете [4, 5] и МГТУ им. Н. Э. Баумана [6-9], в которых проанализированы проблемы реализации дизельного процесса на водороде и доказана целесообразность создания водородного дизеля.
Следует подчеркнуть, что единственными из вредных компонентов отработавших газов (ОГ), содержание которых ограничено законодательными актами, в случае водородного двигателя являются оксиды азота. Заметим, что незначительным количеством токсичных веществ, образующихся в результате выгорания смазочного масла, обычно пренебрегают.
чЧШШШШШШШ
Таким образом, улучшение экологических показателей водородного двигателя подразумевает минимизацию эмиссии оксидов азота, образование которых согласно термическому механизму Я.Б. Зельдовича происходит из-за наличия высоких локальных температур (7М700.. .1800 К) в камере сгорания.
Исходя из этого была поставлена задача снижения концентрации NOx в продуктах сгорания водородного дизеля с непосредственным впрыскиванием газообразного водорода путем частично гомогенного сгорания водородно-воз-душной смеси.
Заметим, что в случае традиционного дизеля нет цели гомогенизации то-пливовоздушной смеси, скорее наоборот. Очевидно также, что достижение полной гомогенизации смеси, сгорание которой принято называть гомогенным сгоранием [10], при внутреннем смесеобразовании сильно затруднено. В связи с этим в данной работе частичная гомогенизация водородно-воздушной смеси и осуществление альтернативного (частично гомогенный) процесса сгорания обеспечиваются путем изменения конструкции водородной форсунки, число сопловых отверстий которой заметно влияет на уровень гомогенизации процессов смесеобразования и сгорания.
Технические данные исследуемого водородного дизеля
Исследования проводились на одноцилиндровом отсеке четырехтактного дизеля MAN 24/30, конвертированного в водородный дизель с непосредственным впрыскиванием и автономной системой подачи газообразного водорода. Степень сжатия базового дизеля составляет е=13,5, что недостаточно для самовоспламенения водорода, поэтому был применен поршень с камерой типа Гессельмана, обеспечивающей е=16,8. Основные технические данные исследуемого водородного дизеля приведены в табл. 1, а подробные описания опытной установки и экспериментального метода даны в [4-6].
Установка оснащена системой наддува с автономным приводом, обеспечивающей требуемые параметры наддувочного воздуха (до 0,4 МПа). Для исследования влияния интенсивности вихревого движения воздуха, играющего заметную роль в гомогенизации смеси, в экспериментальных исследованиях ее значение увеличивалось от D„=0,42 (для серийного двигателя) до D„=1,36, благодаря установке клапана с ширмой на место одного из двух серийных впускных клапанов.
Таблица 1
Технические данные водородного дизеля
Параметр Значение
Диаметр цилиндра В, мм 240
Ход поршня 5, мм 300
Частота вращения п, мин1 800
Степень сжатия £ 16,8
Давление впрыскивания водорода рвпр, МПа 30
№ водородной форсунки, суммарная площадь проходных сечений сопловых отверстий г йс (числохдиаметр, мм), мм2 № 1 (6 • 0,7) - 2,31; № 2 (12 • 0,5) - 2,36; № 3 (4 • 0,5+4 • 0,7) - 2,32; № 4 (18 • 0,5) - 3,53; № 5 (6 • 0,85) - 3,4
НП «Национальная газомоторная ассоциация» (НГА) ijpil
"^еоци»^
52
Система впуска с теплообменником для охлаждения наддувочного воздуха позволяла варьировать температуру заряда при впуске от 20 до 70 °С.
Указанные параметры (см. табл. 1) и ряд экспериментальных данных были использованы при 3D-моделировании рабочего процесса водородного дизеля.
Описание математической модели рабочего процесса водородного дизеля
В основе математической модели рабочего процесса водородного дизеля лежат уравнения количества движения (Навье-Стокса), энергии (Фурье-Кирхгофа), диффузии (Фика) и неразрывности, описывающие трехмерные нестационарные процессы в цилиндре двигателя. Представление мгновенных параметров рабочего тела в виде сумы осредненного по методу Фавра значения и турбулентных пульсаций приводит к незамкнутой системе уравнений Рейнольдса [6], для замыкания которой в данной работе были использованы как стандартная к-е, так и относительно новая к-(-/ модели турбулентности. Последняя относится к категории моделей турбулентности третьего порядка, то есть состоит из трех уравнений переноса - уравнений для к (кинетическая энергия турбулентности) и е (скорость диссипации этой энергии), известных из к-е-модели турбулентно -сти, а также уравнения для нормированного масштаба скорости 2/к [11]. В этой модели снижается чувствительность к виду ячейки и степени измельчения сетки, характерная для других моделей турбулентности, и улучшается устойчивость численного решения, что особенно важно для расчета нестационарного турбулентного переноса в камере сгорания поршневого двигателя. Для описания процессов течения и теплообмена в пристеночной области камеры сгорания используются пристеночные функции.
Процесс турбулентного горения моделируется на основе известной модели Магнуссена-Хартагера, преимуществом которой является отсутствие в ней турбулентных флуктуаций параметров, однако модель требует введения эмпирических коэффициентов. Для их определения были использованы экспериментальные индикаторные диаграммы, снятые на водородном дизеле в стендовых условиях [4, 6].
Локальные образования оксидов азота в камере сгорания водородного дизеля моделируются с использованием расширенного термического механизма Я.Б. Зельдовича, разработанного для монооксида азота. При этом принимается, что [NOJ=[NO], что вполне справедливо для поршневых двигателей. Механизмы образования «быстрых» и топливных оксидов азота ввиду их очень малого значения, которыми можно пренебречь, не рассматриваются [6].
Численная реализация модели осуществляется на основе SD-CFD-кода FIRE, разработанного фирмой AVL List GmbH (версии 2010-2015 гг.). Ядро FIRE основано на численном методе контрольных объемов с использованием усовершенствованного алгоритма SIMPLE [11], предложенного Б. Сполдингом.
Метод определения эмпирических коэффициентов для модели сгорания Магнуссена-Хартагера, а также результаты верификации математической модели рабочего процесса с применением экспериментальной индикаторной диаграммы, использованные в данной работе, изложены в [8, 9].
Влияние конструкции форсунки на суммарные и локальные образования оксидов азота в камере сгорания водородного дизеля
На рис. 1 приведены экспериментальные результаты изменения суммарной (цикловая) концентрации оксидов
чЧШШШШШШШ
азота [N0^, полученные на водородном дизеле при стендовых испытаниях [4, 5]. В целях обеспечения корректности сравнения измеренных эмиссий оксидов азота соблюдались идентичные значения регулируемых режимных параметров: частоты вращения коленчатого вала п, суммарного коэффициента избытка воздуха «в , угла опережения впрыскивания водорода фоп, давления рк и температуры Тк наддувочного воздуха.
Очевидно, что очаги самовоспламенения водорода в цилиндре возникают в локальных зонах, где имеются подходящие значения температуры и коэффициента избытка воздуха (концентрация) для окисления водорода. Локальные температуры в этих очагах достигают высоких значений и инициируют образование термических оксидов азота. На рис. 1 заметно, что при использовании форсунок № 1, 2, 3 практически с одинаковыми суммарными площадями проходных сечений сопловых отверстий (см. табл. 1) концентрации оксидов азота имеют значения, довольно близкие друг к другу. В [5] было высказано предположение, что уровень гомогенизации водородно-воздушной смеси при применении этих форсунок, несмотря на разное число сопловых отверстий, изменяется незначительно. В связи с этим локальные температуры и, следовательно, локальные концентрации оксидов азота примерно одинаково перераспределены по объему цилиндра и имеют приблизительно одинаковый уровень.
Иные результаты получаются при сравнении форсунок № 4 и 5 (см. рис. 1), суммарные площади проходных сечений у которых также почти одинаковые (см. табл. 1). Можно предположить, что форсунка № 4 с 18 сопловыми отверстиями способствует более высокому уровню гомогенизации водородно-воздуш-ной смеси, чем форсунка № 4, что приводит к снижению локальных температур и, соответственно, к уменьшению локальных, а в результате и суммарных концентраций оксидов азота.
Достоверность отмеченных предположений о роли гомогенизации во-дородно-воздушной смеси в процессе образования N0^ высказанных на основе экспериментальных значений суммарной концентрации оксидов азота (см. рис. 1), можно оценить только по результатам исследования изменений локальных параметров рабочего тела, что можно осуществить посредством 3D-моделирования рабочего процесса водородного дизеля.
В табл. 2 приведены локальные значения температуры и концентраций оксидов азота в перпендикулярном к оси цилиндра сечении при угле поворота коленчатого вала (УПКВ) ф=365° в зависимости от конструкции форсунки.
Прежде всего следует отметить почти полную корреляцию между локальными температурами и локальными образованиями оксидов азота, что, конечно, объясняется термическим механизмом возникновения последних. Как видно из результатов численного моделирования, форсунка № 5 (6-0,85)-3,4 меньше, чем форсунки № 2 (12-0,5)-2,36 и № 3 (4-0,5+4-0,7)-2,32, способствует гомогенизации смеси.
№2 №3 №4 №5 № форсунки
Рис. 1. Изменение суммарной (цикловая) концентрации оксидов азота в зависимости от конструкции форсунки (режим работы
водородного дизеля):
/7=800 мин"1; а; =2,4...2,5; фоп=15°;
Тк =296 К;д=0,129МПа
3200
1850
1770
1600
1500
Таблица 2
Форсунка
№ 5
(6 • 0,85)-3,4
3D-визуализация мгновенных локальных параметров в сечении цилиндра водородного дизеля
Локальные температуры
Локальные концентраций NOI
№ 3
(4 • 0,5+4 • 0,7)-2,32
№ 2
(12 • 0,5)-2,36
В случае ее применения создаются относительно крупные очаги сгорания с максимальной локальной температурой 3050 К при максимальной средней по объему цилиндра температуре 1550 К (см. табл. 2). Форсунка № 3
(4-0,5+4-0,7)-2,32 с восьмью сопловыми отверстиями из-за увеличенной степени гомогенизации смеси способствует снижению локальных максимальных температур до 2950...3000 К. Максимальное значение средней температуры
шшишш
цикла при работе этой форсунки составляет Гтах=1450 К.
Из трех рассмотренных в табл. 2 форсунок наибольшей гомогенизацией характеризуется форсунка № 2 (12^0,5)-2,36. Она имеет относительно большое число сопловых отверстий при их минимальном диаметре и позволяет снизить локальные температуры до 2850 К при максимальной средней температуре цикла Ттах=1350 К.
Следует отметить, что максимальные мгновенные значения нестационарных средних по объему камеры сгорания температур рабочего тела в исследуемом водородном дизеле примерно в два раза меньше по сравнению с максимальными мгновенными значениями локальных нестационарных температур, что обусловлено, прежде всего, высоким суммарным коэффициентом избытка воздуха («в =2,5).
Характер изменения локальных концентраций оксидов азота обусловлен характером изменения локальных температур, поэтому концентрационные и температурные поля подобны (см. табл. 2). К моменту ф=365° УПКВ локальные значения массовых долей оксидов азота составляют: [N0*] ,=0,005 для форсунки № 5; [N0*] ,=0,0046 для форсунки № 3; [N0*] ,=0,004 для форсунки № 2.
Как видно, из этих трех форсунок минимальную концентрацию оксидов азота демонстрирует форсунка № 2 с наибольшим числом (г=12) и наименьшим диаметром (¿с=0,5 мм) сопловых отверстий. Благодаря таким конструктивным параметрам форсунка № 2, повышая степень гомогенизации водородно-воз-душной смеси, минимизирует локальные, а как следствие, и суммарные за цикл концентрации оксидов азота. Эти результаты показывают, что характер изменения локальных концентраций оксидов азота согласуется с экспериментально полученной характеристикой изменения суммарных за цикл значений [N0 *] ц (см. рис.1). Следует отметить также,
что форсунка № 4, имеющая, как и форсунка № 2, сопловые отверстия с диаметром ¿с=0,5 мм, но в 1,5 раза больше их число (г=18), интенсивнее всех исследуемых форсунок гомогенизирует водородно-воздушную смесь, что, естественно, способствует выравниванию локальных температур рабочего тела. Вследствие этого суммарная эмиссия оксидов азота при работе форсунки № 4 получается минимальной (см. рис. 1).
При конструкции с форсункой № 3 половина факелов (4 из 8) имеет увеличенную дальнобойность (см. табл. 2). Величина последней, как известно [12], зависит, кроме других параметров, и от диаметра соплового отверстия, то есть . Наличие факелов водорода с различной дальнобойностью меньше способствует гомогенизации процесса сгорания, что также подтверждается сравнением температурных и концентрационных полей в цилиндре в случае форсунок № 2 и 3 (см. табл. 2).
В целом с увеличением числа сопловых отверстий форсунки водород более равномерно распределяется по объему камеры сгорания, что способствует гомогенизации водородно-воздушной смеси и приводит к снижению локальных температур и локальных концентраций N0* в объеме цилиндра. Уровень гомогенизации водородно-воздушной смеси и, соответственно, максимальные температуры и суммарные за цикл концентрации оксидов азота при работе форсунок примерно с одинаковыми суммарными площадями проходных сечений сопловых отверстий (форсунки № 1, 2, 3) изменяются относительно мало, независимо от числа сопловых отверстий.
Из исследуемых конструкций форсунка № 4 с числом сопловых отверстий 18 способствует наиболее высокому уровню гомогенизации водородно-воз-душной смеси, что приводит к снижению локальных температур и, соответственно, локальных концентраций оксидов азота.
Начальная скорость тепловыделения в случае применения этой форсунки относительно выше, но затем в фазе расширения скорость тепловыделения снижается, и процесс сгорания затягивается, что, конечно, вносит вклад в уменьшение эмиссии N0^ В результате такая конструкция сопловой части приводит к минимизации концентрации оксидов азота в выпускных газах водородного дизеля.
Несмотря на то, что скорости нарастания давления для рассмотренных
вариантов форсунок находятся в допустимых пределах, следует указать на существование тенденции увеличения уровня шума и механических нагрузок на детали водородного дизеля с ростом числа сопловых отверстий форсунки, что связано с повышением скорости распространения фронта пламени от первичных очагов сгорания по объему цилиндра.
Работа выполнена при финансовой поддержке РФФИ (грант №15-08-01238а).
_ Литература
1. Eichlseder H., Klell M. Wasserstoff in der Fahrzeugtechnik. Erzeugung, Speicherung, Anwendung. - Wiesbaden: Vieweg Teubner Verlag, 2008. -288 s.
2. Schüers A.,Abel A., Fickel H.Ch., Preis M., Artmann R. Der Zwölfzylinder -Wasserstoffmotor im BMW 750hL // MTZ. - 2002. - № 2. - S. 98-105.
3. WesterkampL. Der Erren-Wasserstoffmotor // ATZ. -1939. - № 19.- S. 523-524.
4. Кавтарадзе Р.З., Цайлингер К., Цитцлер Г. Задержка воспламенения в дизеле при использовании различных топлив. РАН // Теплофизика высоких температур. -2005. -№6. - Т. 43. - С. 947-965.
5. Rottengruber H., Wiebicke U., Woschni G., Zeilinger K. Wasserstoff-Dieselmotor mit Direkteinspritzung, hoher Leistungsdiechte und geringer Abgasemission. Teil 3: Versuche und Berechnungen am Motor // MTZ. -2000. -№ 2. -S. 122-128.
6. Кавтарадзе Р.З. Теплофизические процессы в дизелях, конвертированных на природный газ и водород. - М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2011. -238 с.
7. Кавтарадзе Р.З. Рабочие процессы водородного дизеля и улучшение его экологических показателей //Транспорт на альтернативном топливе. -2012.-№ 2(26). -С. 61-64.
8. Кавтарадзе Р.З., Зеленцов А.А., Краснов В.М., Климова Е.В. Исследование локального образования оксидов азота в водородном дизеле //Транспорт на альтернативном топливе. - 2013. -№ 2 (32). - С. 34-40.
9. Кавтарадзе Р.З., Зеленцов А.А., Краснов В.М., Климова Е.В. Сравнительный анализ процессов теплообмена в камерах сгорания традиционного и водородного дизеля // Транспорт на альтернативном топливе. -2013. -№ 3(33).-С. 31-36.
10. Basshuesen R., Schäfer F. Handbuch. Verbrennungsmotor. 4. Aufgabe. Vieweg und Sohn Verlag. - Wiesbaden, 2007. 1032 s.
11. FIRE. Users Manual Version 2015.AVL List GmbH, Graz (Austria), 2015.
12. Кавтарадзе Р.З. Теория поршневых двигателей. Специальные главы. -М.: изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2008.-720 с.
