CC BY
58
ИССЛЕДОВАНИЕ HCCI-ПРОЦЕССА С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ НУЛЬМЕРНОЙ ОДНОЗОННОЙ ХИМИКО-КИНЕТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ГОРЕНИЯ
С.В. Гусаков, И.В. Епифанов
Кафедра комбинированных ДВС Российский университет дружбы народов ул. Миклухо-Маклая, 6, Москва, Россия, 117198
Выполнен расчет с использованием химико-кинетического механизма окисления природного газа GRI-Mech 3 и анализ процесса сгорания топливовоздушной смеси в зависимости от температуры на впуске, коэффициента избытка воздуха в ЖО-процессе и степени сжатия двигателя.
В отличие от процесса сгорания в двигателях с искровым зажиганием и в дизелях HCCI режим горения не имеет возможности непосредственного управления моментом самовоспламенения [3]. В двигателе с принудительным воспламенением моментом начала сгорания топливовоздушной смеси управляют посредством изменения угла опережения зажигания, а в дизеле — за счет изменения угла опережения впрыскивания топлива в цилиндр.
Известно, что HCCI-режим чувствителен к изменению начальных условий. Без точного управления температурой, давлением и составом рабочей смеси возможны пропуски воспламенения, высокие давления сгорания, приводящие к динамическим перегрузкам кривошипно-шатунного механизма двигателя и к значительному росту концентрации NOx в отработавших газах. В связи с этим для обеспечения нормальной работы HCCI-двигателя в широком диапазоне изменения режимов необходимо осуществлять фазировку горения смеси. Даже при незначительной вариации нагрузки момент начала самовоспламенения изменяется в широких пределах — от слишком раннего до слишком позднего. Поэтому требуется малоинерционное управление моментом начала самовоспламенения топливовоздушной смеси, которое может быть осуществлено посредством изменения исходной температуры смеси Ты и оперативным регулированием степени сжатия 8 при различных значениях коэффициента избытка воздуха а.
Рабочими условиями необходимо управлять так, чтобы начало горения происходило при оптимальном угле поворота коленчатого вала (ПКВ). При возрастании нагрузки угол опережения самовоспламенения увеличивается и его необходимо «сдвинуть» ближе к ВМТ, так как при раннем угле сгорание смеси происходит при недопустимо высоких пиковых значениях давления и высокой температуре, что может ограничивать максимальную мощность двигателя. Таким образом, важно в первую очередь управлять фазой начала самовоспламенения, а не длительностью процесса горения в целом.
При одних и тех же начальных условиях в цилиндрах многоцилиндрового HCCI-двигателя наблюдаются вариации основных характеристик процесса горения. В работе [4] показано, что небольшие изменения температуры в системе охлаждения или смазки, неоднородности во впускном коллекторе, разница степени сжатия по цилиндрам и т.д. могут вызывать значительные отклонения
в процессе горения смеси. Поэтому в целях преодоления неравномерности горения по цилиндрам HCCI-двигателя необходима система управления, учитывающая эти изменения для каждого из цилиндров в отдельности.
Для создания эффективной системы управления HCCI-режимом двигателя необходимо изучить суть происходящих в камере сгорания процессов.
Исследователи HCCI-режима часто используют химико-кинетический (ХК) механизм окисления природного газа (ПГ) ОШ-Мвек 3, учитывающий кинетику горения, с участием 53 компонентов и 325 реакций. Этот механизм включает основные реакции горения метана, этана, пропана, включая реакции образования N0 и других компонентов. Механизм позволяет моделировать горение ПГ в диапазоне изменения температуры 1000—2500 К, коэффициента избытка воздуха 0,2—10 и давления от 1 кПа до1 МПа. ОШ-Мвек 3 можно использовать также в исследованиях, связанных с догоранием природного газа при низких температурах. К его недостаткам можно отнести отсутствие механизма образования сажи и учета селективного некаталитического восстановления N0 [7]. Несмотря на учет в механизме ОШ-Мвек метанола и ацетилена, расчет горения чистого метанола с его помощью не может быть осуществлен [6].
Ниже приведены результаты параметрического расчета сгорания пропана на базе ХК механизма ОШ-Мвек 3 [7] в одноцилиндровой установке от момента закрытия впускного клапана до момента открытия выпускного при задании вариаций начальной температуры гомогенной смеси, степени сжатия и коэффициента избытка воздуха. С этой целью была разработана нульмерная однозонная модель, учитывающая химическую кинетику горения.
При расчете допускается, что все компоненты обладают свойствами идеального газа и пространственное распределение давления и температуры гомогенной смеси в текущий момент времени по объему цилиндра однородно; не учитываются: неоднородность распределения смеси по объему, тепловые потери в стенки цилиндра, степень турбулизации заряда и объем смеси, находящейся в тепловых зазорах над уплотнительными поршневыми кольцами.
Основные параметры нульмерной однозонной математической модели для одноцилиндровой установки приведены в табл.1.
Таблица 1
Основные характеристики одноцилиндровой установки
Диаметр цилиндра 8,25 см Открытие выпускного клапана 10° до ВМТ
Объем цилиндра 0,612 л Закрытие впускного клапана 38° до НМТ
Ход поршня 11,4 см Частота вращения 1800 мин-1
Степень сжатия изменялась в пределах от 16,0 до 19,8; давление на впуске принято постоянным — 107 кПа; начальная температура менялась в диапазоне 425—463 К; коэффициент избытка воздуха задавался равным 5,0; 3,85; 3,0.
Результаты совместного решения уравнений первого закона термодинамики и химической кинетики [2] представлены на рис.1. Как видно, зависимости момента начала самовоспламенения (А1/_Г) от начальной температуры смеси Ты и степени сжатия 8 для разных коэффициентов избытка воздуха а нелинейны.
Для сравнения приводятся две поверхности для а3 = 3 (верхняя поверхность) и для а1 = 5 (нижняя). С уменьшением а воспламенение происходит позже из-за растущих затрат энергии на разогрев большего числа молекул топлива. Причем поверхность для а3 = 3 идет круче чем для а, = 5 с уменьшением Тш и 8.
Рис. 1. Расчетные зависимости угла начала самовоспламенения ^^) в HCCI-двигателе от исходной температуры смеси (Тю, К), степени сжатия (е) при фиксированных коэффициентах избытка воздуха (а1 = 5; а3 =3)
Из рис. 1 следует, что повышение начальной температуры гомогенной смеси от 425 до 463 К для различных степеней сжатия после закрытия впускного клапана, приводит к уменьшению угла начала самовоспламенения, причем на темп снижения угла А!/_Г оказывают существенное влияние и температура и степень сжатия. При этом наблюдается наиболее высокая чувствительность угла начала самовоспламенения к температуре. Этот результат и следовало ожидать, так как согласно закона Аррениуса скорость химических реакций растет экспоненциально с ростом температуры.
На рис. 2 представлены три поверхности, отражающие зависимость индикаторной мощности от исходной температуры смеси Ты и степени сжатия е при трех значениях коэффициента избытка воздуха а. При увеличении начальной температуры гомогенной смеси от 425 до 463 К и фиксированной степени сжатия, равной 19,8 наблюдается понижение индикаторной мощности вследствие снижения плотности рабочего тела. При той же е (нижняя поверхность для а1 = = 5) мощность N с ростом начальной температуры гомогенной смеси также уменьшается. Таким образом, максимальная индикаторная мощность в цилиндре НСС1-двигателя развивается при наименьшей Ты и наибольшей е. Это объясняется наибольшей большей плотностью рабочего заряда в данных условиях.
При фиксированной температуре, например, равной 460 К, с уменьшением степени сжатия происходит снижение индикаторной мощности (см. рис. 2).
Для заданных Ты и е при а1 = 5 (нижний график) нижняя граница диапазона устойчивой работы (линия Ь) определяется прямой проведенной по двум точкам
с координатами (s = 17,3; Tin = 425 К) и (16; 440). При а2 = 3,85 (17,9; 425) и (16; 446). При а3 = 3 (18,45; 425) (16; 450). К видно из рис. 1, при уменьшении а диапазон устойчивой работы сужается. При этом за указанными границами происходят пропуски самовоспламенения (N = 0).
На плоскости XOY на рис. 2 показаны линии уровня, отображающие описанный выше характер изменения Ni от параметров Tin, s при трех значениях а.
Для наглядности на рис. 3 представлено три поверхности зависимости максимальной температуры цикла (Ттах, К) от исходной температуры смеси (Tin, К), степени сжатия (s) при различных коэффициентах избытка воздуха а. Верхняя поверхность — для а3 = 3, средняя — для а2 = 3,85 и нижняя — для а1 = 5.
5,25
4,67
4,38
4,08
3,79
3,50
2,92
2,33
1,00
0,00
19,8 425
Рис. 2. Зависимости индикаторной мощности (Ы, кВт) от исходной температуры смеси (Т1п, К), степени сжатия (е) при фиксированных коэффициентах избытка воздуха ^ = 5; а2 = 3,85; а3 = 3)
Рис. 3. Зависимость максимальной температуры цикла (7^, К) от исходной температуры смеси Т, К), степени сжатия (е) при фиксированных коэффициентах избытка воздуха (а1 = 5; а2 = 3,85; аз = 3)
Как следует из приведенных результатов расчета (рис. 3), увеличение Tin и е приводит к росту максимальной температуры в цилиндре, причем максимумы температуры процесса горения для указанных трех вариантов по коэффициенту избытка воздуха а находятся в точке с максимальными показателями по Tin и е.
На рис. 4 приведены три поверхности зависимостей выбросов оксидов азота КОх для значений коэффициента избытка воздуха а) = 5 (нижняя); а2 = 3,85 (средняя); а3 = 3 (верхняя). Приведенные выбросы КОх зависят от максимальной температуры (рис. 3), что учитывается константами скорости химических реакций в механизме Зельдовича, включенного в модель GRI-Mech 3.0. Согласно рис. 3 топливовоздушная смесь при а3 = 3 обуславливает максимальные температуры процесса горения по сравнению с а1 = 5.
№ [кВт] 5,25 4,67 4,38 4,08 3,79 3,50 2,92 2,33 1,00 0,00
Рис. 4. Зависимость выбросов оксидов азота (1\Юх, г/(кВт ч)) от исходной температуры смеси (Тп, К), степени сжатия (е) при фиксированных коэффициентах избытка воздуха (а1 = 5; а2 = 3,85; а3 = 3)
Из рис. 4 следует, что при а3 = 3 наблюдается резкий рост содержания компонентов КОх в ОГ с увеличением Тпп и е. Содержание вредных компонентов в рамках диапазона ограниченного линией, проведенной по точкам (е = 19,2; Тп = = 463 К) и (19,8; 457,7) лежит в пределах 2 г/(кВт-ч). Это дает основание считать, что НСС1-двигатель преодолевает нормы по токсичным выбросам «Евро-5». Кроме того, высокий индикаторный КПД процесса НСС1 (результаты расчета показали следующее: индикаторный КПД до 0,53 при а1 = 5; до 0,54 при а2 = 3,85 и до 0,55 при а3 = 3) объясняется меньшим временем протекания процесса тепловыделения в сравнении с дизелями и с двигателями с искровым зажиганием. Горение гомогенной смеси при а > 2 не приводит к образованию сажи [1]. Как показали результаты расчета, удельный индикаторный расход топлива не превышает 150 г/(кВт-ч). Он понижается при увеличении ТПп, е и равен 138 г/(кВт-ч) для а1 = 5; 142 г/(кВт-ч) для а2 = 3,85 и 144 г/(кВт-ч) для а3 = 3.
Влияние на начало самовоспламенения Ты и 8 в работе анализировалось не случайно, именно эти параметры выбраны в качестве основных для управления НСС1-процессом в экспериментальных конструкциях НСС1-двигателей.
Изменение температуры гомогенной смеси может достигаться, в частности, за счет подогрева воздушного заряда во впускном коллекторе. Для этого требуется установка электрического подогревателя или теплообменника с выхлопными газами. Подогрев заряда позволяет расширить рабочий диапазон НСС1-двигателя в область низких нагрузок (рис. 2). Однако при таком способе управления при относительно малых значениях а значительно возрастает концентрация N0* (рис. 4). Тепловая инерционность системы подогрева воздуха на впуске является препятствием к ее практическому применению на транспортных средствах в условиях быстроменяющейся дорожной ситуации [4].
С повышением 8 происходит раннее самовоспламенение топливовоздушной смеси, так как повышается температура и давление смеси. Более высокие 8 предпочтительнее для НСС1-двигателя, в частности, из-за повышенного КПД и индикаторной мощности. НСС1-двигатель с меньшим 8 больше подходит для поддержания устойчивой работы на малых нагрузках.
Благодаря незначительному времени отклика, управлять НСС1-процессом возможно в ДВС со встроенным в головку плунжером, позволяющим оперативно изменять действительную степень сжатия двигателя [8]. Такой механизм позволяет управлять рабочим процессом во время быстроменяющихся нагрузок, но существенно усложняет конструкцию двигателя. В работе [5] исследован искровой пяти цилиндровый двигатель фирмы БААБ рабочим объемом 1,6 л с переменной степенью сжатия (9—21), переведенный в НСС1-режим с добавлением подогрева воздуха на входе за счет ОГ. Автор разработал и испытал математическую модель НСС1-двигателя, в которой учитывается влияние различных факторов на момент самовоспламенения. В результате был создан контроллер управляющий фазой начала горения в НСС1-двигателе за счет изменения 8 и температуры воздуха на входе.
Разработанная однозонная нульмерная химико-кинетическая модель позволяет определять основные характеристики НСС1-процесса в двигателе, работающем в условиях разных начальных температур, степеней сжатия и нагрузок. Для расширения диапазона нагрузок, устойчивой и эффективной работы НСС1-двигателя необходима эффективная система управления, позволяющая реализовать оптимальные характеристики. Незначительные изменения нагрузки на НСС1-двигатель приводят к резкому изменению угла начала самовоспламенения и, следовательно, росту токсичных компонентов в ОГ. Расчетный эксперимент показал высокую эффективность, экономичность и экологичность НСС1-процесса.
ЛИТЕРАТУРА
[1] Гусаков С.В., Махмоуд М. Э.-Г. Э.-Х. Опыт моделирования рабочего процесса ДВС с воспламенением гомогенного заряда от сжатия // РУДН, 2004 г. — 4 с.
[2] Чесноков С.А. Химический турбулентный тепломассообмен в ДВС // ТулГУ, 2005 г.
[3] Bengtsson J. Closed-Loop Control of HCCI Engine Dynamics // Lund, Swe, 04.
[4] Flowers D.L. Combustion in HCCI Engines: Experiments and Detailed Chemical Kinetic Simulations // Thesis (Ph.D.), 2002 г.
[5] Pfeiffer R. Combustion control of the Homogenous Charge Compression Ignition dynamics // Lund Institute of Technology, Sweden 2003 г.
[6] Simmie J.M. Detailed chemical kinetic models for the combustion of hydrocarbon fuels // Department of Chemistry, National University of Ireland, 2003 г.
[7] Smith G.P. et al. GRI-Mech 3.0 // http://www.me.berkeley.edu/gri_mech/. 1999 г.
[8] Soylu S. Examination of Combustion Characteristics of an HCCI Engine // Department of Automotive Education Sakarya University, Turkey, 1999 г.
ZERO-DIMENTIONAL CHEMICAL-KINETICS HCCI RESEARCH
S.V. Gusakov, I.V. Epifanov
Internal Combustion Engines’ Department Peoples’ Friendship University of Russia
Miklukho-Maklaya str., 6, Moscow, Russia, 117198
Carried out the estimation of HCCI combustion process dependencies from inlet temperature, compression ratio and equivalence ratio using the natural gas chemical-kinetic mechanism GRI-Mech 3.
