Capitolo 5
Simulazione CFD del motore Rotax completo
5.1 Introduzione
In questo capitolo saranno illustrati i risultati delle simulazioni svolte col codice commerciale AVL_Fire relativamente al motore Rotax alimentato ad idrogeno nella configurazione predisposta per le prove sperimentali al banco della EDI di Pontedera.
Si sottolinea che il dimensionamento del sistema di iniezione, i tempi di apertura della valvola di iniezione, nonché la geometria della valvola stessa, erano stati determinati sulla base di simulazioni precedenti a questo lavoro di tesi e svolte col un codice open source KIVA. Qui si è usato, per la prima volta nell’ambito del progetto idrogeno, il codice commerciale AVL_Fire. Le condizioni operative ipotizzate sono state due:
• 6000 giri/min e pieno carico (rapporto di equivalenza unitario). In tale condizione il motore eroga la massima potenza e richiede quindi la massima portata di idrogeno. Poiché è il caso più gravoso che il sistema di iniezione deve poter ottemperare, la simulazione CFD ha lo scopo di verificare che il dimensionamento di tutto il sistema di iniezione risulti sufficiente (sufficiente volume del serbatoietto di accumulo, sufficiente luce di passaggio attraverso la valvola di iniezione). La simulazione consente anche di verificare che al momento dell’accensione la distribuzione della carica in camera di combustione sia il più possibile uniforme e adatta all’accensione in zona candela;
• 3000 giri/min con carico parziale (nella fattispecie, rapporto di equivalenza 0,34). In condizioni di questo tipo, ovvero carico basso unitamente a basso numero di giri, si prevede che il sistema di iniezione darà “il peggio di sé” poiché, essendo a fasatura fissa, dopo un rapido travaso dell’idrogeno nel cilindro si verificherà un certo riflusso di miscela dal cilindro al serbatoietto di accumulo (è come se il sistema di iniezione in
vedrà, a particolari inconvenienti. Occorre invece verificare, attraverso le simulazioni che anche in caso di miscela globalmente magra il rapporto di equivalenza nella zona di accensione stia perlomeno entro i limiti di infiammabilità della miscela. Questo ultimo obiettivo è sempre il più gravoso quando si voglia realizzare un sistema di iniezione diretta (di benzina o di un combustibile gassoso, non ha importanza) con regolazione del carico per qualità. Ai carichi bassi si rischia infatti di non ottenere un rapporto di equivalenza in zona candela sufficiente all’accensione a alla corretta propagazione del fronte di fiamma. La condizione ideale sarebbe di poter realizzare la stratificazione della carica, compito difficile di per sé e ancora di più nel caso del motore Rotax non avendo libertà di intervenire con adeguate modifiche geometriche della testata e dello stantuffo.
Per concludere, la scelta di queste due condizioni operative è giustificata dal fatto che il corretto comportamento del sistema di iniezione dell’idrogeno in queste due casi limiti dovrebbe confortare, lasciando presagire un corretto comportamento in tutto il range operativo del motore.
Le simulazioni coprono il periodo che va dalla fine della fase di incrocio con lo scarico (395° di angolo di manovella) fino all’istante che precede l’accensione (si ipotizza 710° di angolo di manovella). Sono quindi stati simulati: buona parte dell’aspirazione, l’iniezione diretta dell’idrogeno, la fase di compressione. Non è stata invece analizzata la combustione, non risultando attendibile dal momento che Fire non è mai stato usato per motori ad idrogeno e non sono disponibili dati in letteratura. Successivamente alle prove sperimentali sul motore Rotax al banco sarà possibile (prossimi lavori di tesi) testare la validità dei modelli semiempirici disponibili nel pacchetto, settare le costanti di detti modelli e procedere quindi allo svolgimento di simulazioni attendibili e corrette del processo di combustione.
Il numero di celle computazionali è, come detto, variabile durante la simulazione con un massimo di circa 520.000 celle.
Le simulazioni sono state condotte in ambiente Linux poiché il solutore, in tal caso, supporta il calcolo parallelo. È stato così possibile sfruttare tutti e quattro i processori del computer (multicore a 4 processori di 2,8 GHz ciascuno; 4 GB di memoria RAM) con notevole riduzione dei tempi di calcolo. La simulazione più gravosa (6000 giri/min e pieno carico) ha richiesto meno di due giorni. Questo è un enorme vantaggio rispetto all’uso del codice KIVA che, non supportando il calcolo parallelo, risulta assai più lento (la medesima simulazioni
5.2 Particolarità nei campi di moto dell’aria per il motore Rotax
Prima di discutere dei risultati delle simulazioni si richiamano in questo paragrafo alcune nozioni basilari sui campi di moto e la turbolenza che riguardano in generale i motori a combustione interna. Ciò pare utile, dal momento che il motore in oggetto presenta delle “anomalie” o, meglio, delle “specificità” dovute alle modifiche che sono state apportare per adattarlo al funzionamento ad idrogeno.
Nei motori la combustione avviene entro un ridotto angolo di manovella in virtù della turbolenza, che, grazie al frastagliamento del fronte di fiamma, fa aumentare notevolmente la velocità di avanzamento macroscopico del fronte di fiamma. Tale turbolenza può essere prodotta sia dai moti indotti nel fluido durante la fase di aspirazione, sia da quelli indotti durante la fase di compressione.
Figura 5.1: Origine del moto di swirl (sinistra) e del moto di tumble (destra).
Per quanto riguarda i primi, se sono incoerenti, si estinguono quasi completamente prima della combustione e pertanto in pratica producono un effetto quasi nullo, salvo quello di contribuire all’omogeneità della carica, mentre se sono coerenti in forma di swirl (vortice con asse parallelo al cilindro, figura 5.1, condizione tipica dei motori Diesel) o tumble (vortice con asse ortogonale al cilindro, figura 5.1; è tipico, pur se non esclusivo, dei motori a quattro valvole), per effetto degli attriti si degradano progressivamente dando luogo a scale di turbolenza sempre minori (vortici più piccoli), fino ad arrivare in fase di combustione ad una
contenuto energetico ancora sufficiente [15]. Dobbiamo ricordare che durante la fase di aspirazione della carica nei motori ad A.C. si hanno perdite dovute al pompaggio; tali perdite aumentano ai carichi parziali perché la parzializzazione avviene riducendo l’apertura della valvola a farfalla e dunque la resistenza che il fluido incontra nella fase di aspirazione è maggiore. Invece sono circa costanti al variare del carico nel caso di funzionamento in carica stratificata, dove non viene effettuata la parzializzazione dell’aria aspirata.
Il moto indotto durante la compressione è lo squish (figura 5.2) che dà luogo ad un moto turbolento ad asse perpendicolare a quello del cilindro. Lo squish consiste nello schiacciamento di una parte della carica, in genere periferica, quando lo stantuffo si avvicina al PMS. A tal fine occorre che al PMS una certa area del cielo dello stantuffo (area di squish) venga quasi in contatto con un’area corrispondente del tetto della camera di combustione. Lo squish induce in fase di combustione una turbolenza con scala maggiore di quella accennata al punto precedente [15].
Figura 5.2: Origine del moto di squish.
Per contro, occorre precisare che la turbolenza dà anche luogo ad un nocivo incremento dello scambio termico del fluido con le pareti e che una macroturbolenza eccessiva al momento dell’innesco può causare mancate accensioni (misfire). Pertanto solo da un compromesso si può ottenere il migliore grado di turbolenza di combustione per un certo motore in certe condizioni di funzionamento, mentre in genere è bene che la scala sia piccola. È anche preferibile, per ridurre l’angolo di combustione, aumentare il numero dei punti di innesco piuttosto che incrementare troppo la turbolenza.
Il motore Rotax in oggetto è caratterizzato dai moti di tumble e squish (tipici dei moti a benzina). Occorre però ricordare che, rispetto alla versione originale a benzina con tre valvole di aspirazione, ha subito la decurtazione della valvola centrale (adibita ora all’iniezione dell’idrogeno). Questa modifica non solo ha implicato un riduzione del riempimento del motore ma anche uno stravolgimento del campo di moto durante la fase di aspirazione. Con due sole valvole di aspirazione, per di più radiali, le caratteristiche del moto di tumble risultano infatti alquanto diverse da quelle convenzionali, come risulta dall’andamento delle streamlines tridimensionali riportate in Fig. 5.3, 5.4 e relative al punto morto inferiore (540° di angolo di manovella) a all’istante immediatamente precedente l’inizio dell’iniezione dell’idrogeno (589° di angolo di manovella).
Figura 5.3: Campo di moto dell’aria al PMI a 3000 giri/min e 6000 giri/min (540°).
Figura 5.4: Campo di moto dell’aria pochi istanti prima dell’iniezione a 3000 giri/min e a 6000 giri/min (589°).
E tuttavia l’assenza di un ben definito moto organizzato di tumble (tipicamente assai utile nel supportare lo svolgimento della combustione nei motori tradizionali a benzina) non è atteso penalizzare il corretto funzionamento del motore ad idrogeno, dal momento che la combustione dell’idrogeno è di per sé assai rapida ed efficiente (anche in condizioni di miscela magra).
5.3 Simulazione a 6000 rpm e pieno carico
La pressione nel serbatoietto di accumulo necessaria per realizzare il pieno carico è di 5,8 bar (condizione iniziale per la simulazione).
La serie di figure che seguono mostra la frazione in massa dell’idrogeno durante l’iniezione e la pura compressione. Si riportano anche in sovrapposizione l’andamento delle linee di corrente (streamlines). Il range di angoli di manovella considerato nelle immagini va da 600° a 710°. Da queste figure si ottiene una panoramica completa sulla qualità dell’iniezione e del successivo mescolamento dell’idrogeno con l’aria. La scala graduata a colori parte da zero (assenza di idrogeno) ed arriva fino a 0,056 (tale valore è stato scelto poiché è pari al doppio della frazione in massa di idrogeno che corrisponde alla stechiometria, ovvero 0,028); si precisa che questa impostazione è stata fatta di proposito per facilitare al lettore la comprensione dei risultati (che localmente variano nel range 0÷1, con i valori massimi dentro al serbatoietto dove all’inizio della simulazione è presente solo idrogeno).
c) 624°: d) 636°:
e) 646°: f) 657°:
g) 688°: h) 710°:
Figura 5.5: Distribuzione della frazione in massa ed andamento delle linee di corrente durante l’iniezione e la compressione a pieno carico a 6000 giri/min.
Si può osservare che la dinamica di formazione della miscela è dominata dall’effetto Coanda: il getto di idrogeno che emerge dalla luce della valvola è dotato di velocità tali (localmente anche superiori a quella del suono) che, unitamente al particolare profilo di valvola e sede valvola (quest’ultima caratterizzata da un raccordo molto lungo e dolce con la testata), implicano un fenomeno di risucchio a parete. La testata viene quindi lambita quasi completamente da un “film” di idrogeno che avviluppa gradualmente, ma assai rapidamente, tutte le pareti della camera di combustione (liner, cielo dello stantuffo). La miscelazione con l’aria avviene progressivamente dalla periferia verso l’interno della camera di combustione, grazie ai forti gradienti di velocità che caratterizzano l’interfaccia getto di idrogeno/aria e ai conseguenti sforzi di taglio che richiamano altra aria verso il getto (l’andamento delle streamlines evidenzia gli imponenti vortici indotti nell’aria dall’ingresso dell’idrogeno nel cilindro). Il campo globale e locale di velocità che si realizza durante l’iniezione si può meglio cogliere in figura 5.6 che riporta velocità e streamlines a 623°, che corrisponde alla massima alzata della valvola di iniezione, calcolate sul paino di simmetria del motore (si consideri che la velocità del suono per l’idrogeno vale circa 1200 m/s).
Figura 5.6: Velocità e streamlines alla massima apertura della valvola
La sequenza delle immagini riportate in figura 5.8 consente di seguire l’evoluzione dell’iniezione e della formazione della miscela anche su di una sezione interna al dominio di calcolo (in figura 5.7 la sezione di riferimento).
a) 624°: b) 646°:
c) 688°: d) 710°:
Figura 5.8: Sezione della distribuzione della frazione in massa con sovrapposizione delle linee di corrente durante l’iniezione a pieno carico a 6000 giri/min.
Come si può osservare a fine compressione (710°) la miscela risulta complessivamente abbastanza uniforme; in particolare in zona candela (una candela è presente al centro della testata) risulta avere titolo soddisfacente all’accensione (praticamente stechiometrico, la frazione in massa di idrogeno è infatti prossima a 0,028).
Figura 5.9: Istante di accensione della miscela a 6000 giri/min.
Si può anche constatare in figura 5.8 è evidente una certa magrezza della carica nella zona sottostante la valvola, dalla parte del deflettore, dovuta proprio alla presenza di quest’ultimo. A questo proposito occorre precisare che la distribuzione dell’idrogeno in camera di combustione risulta comunque più omogenea di quanto si sarebbe avuto senza il deflettore (per brevità non si riportano i risultati di simulazioni preliminari che non lo prevedevano), nel qual caso buona parte dell’idrogeno entrato nel cilindro si sarebbe cumulato sotto la valvola (esattamente dove ora la miscela si presenta magra) e là sarebbe rimasto fino allo scoccare della scintilla.
Alcune considerazioni si possono fare a proposito della qualità della distribuzione del combustibile in camera di combustione. Come osservato, la carica non è perfettamente uniforme, presenta infatti una certa stratificazione con concentrazione dell’idrogeno alla periferia del cilindro. Una tale stratificazione non comporta problemi di accensioni della miscela ai carichi medio/alti, mentre ai carichi bassi, caratterizzati da miscele mediamente magre, potrebbe causare mancate accensioni per la presenza intorno alla candela di una carica con rapporto di equivalenza inferiore alla soglia di infiammabilità. Questa eventualità è stata però prevista e scongiurata dalla predisposizione di una seconda candela (periferica, come si vedrà al paragrafo successivo). Altro inconveniente di una stratificazione periferica del combustibile è rappresentato conseguenti elevate perdite di calore verso le pareti, fenomeno che va ovviamente a discapito del rendimento indicato del motore. Un tale tipo di
motore ad idrogeno: considerato che il principale problema del funzionamento ai carichi è l’eccessiva velocità di rilascio del calore, la presenza, in tali condizioni operative, di zone ricche è addirittura auspicabile, poiché permette di ridurre sensibilmente la velocità di combustione e quindi ottenere un minore gradiente di crescita di pressione e temperatura (paragrafo 2.1.3). Ed ancora, sempre ai carichi alti, occorre anche considerare che, a parità di titolo medio/alto, miscele stratificate comportano minori livelli di NOx rispetto a miscele omogenee (paragrafo 2.2).
5.4 Simulazione a 3000 rpm e carico ridotto
Per realizzare il carico ridotto in questione, nel serbatoietto si devono fissare le seguenti condizioni iniziali per la simulazione: una pressione di 3,2 bar e una composizione in massa di 0,2 per l’idrogeno e 0,8 per l’aria (a differenza del caso precedente occorre tenere conto del ritorno di miscela, quindi anche di aria, nel serbatoietto durante l’ultimo periodo di apertura della valvola dell’idrogeno).
Come per il caso precedente, si riportano figure che illustrano la frazione in massa dell’idrogeno durante l’iniezione e la pura compressione nonché, in sovrapposizione, l’andamento delle streamlines. Al fine di facilitare il confronto, i risultati riportati si riferiscono agli gli stessi angoli di manovella del caso 6000 giri/min e pieno carico.
c) 624°: d) 636°:
e) 646°: f) 657°:
g) 688°: h) 710°:
Figura 5.10: Distribuzione della frazione in massa ed andamento delle linee di corrente durante l’iniezione e la compressione a carico ridotto a 3000 giri/min.
La sequenza delle immagini riportate in figura 5.11 consente, anche per questo caso, di seguire l’evoluzione dell’iniezione e della formazione della miscela anche su di una sezione interna al dominio di calcolo.
i) 624°: j) 646°:
k) 688°: l) 710°:
Figura 5.11: Sezione della distribuzione della frazione in massa con sovrapposizione delle linee di corrente durante l’iniezione a basso carico a 3000 giri/min.
Come si può osservare nelle figure 5.10 e 5.11, l’evoluzione dell’iniezione e della miscelazione è qualitativamente analoga al caso precedente con la differenza che, essendo ora la miscela globalmente magra (rapporto di equivalenza di 0,34), la frazione di idrogeno nella zona della candela centrale è troppo bassa per l’accensione, mentre raggiunge valori prossimi
posizionata come illustrato in figura 5.12, sarà utile ad assicurare il verificarsi dell’accensione nelle condizioni più svantaggiose (bassi carichi).
Figura 5.12: Istante di accensione con le due candele a 3000 giri/min.
5.5 Ulteriori considerazioni sui risultati delle simulazioni
Per meglio chiarire e giustificare il processo di formazione della carica illustrato nei due paragrafi precedenti si riportano ora gli andamenti delle pressioni nel serbatoio di accumulo e nel cilindro (figura 5.13), nonché la massa di idrogeno cumulata nel cilindro durante l’iniezione (figura 5.14).
Figura 5.13: Pressione nel serbatoio e nel cilindro durante l’iniezione dell’idrogeno nei due 0,0 1,5 3,0 4,5 6,0 585 600 615 630 645 660
pressione [bar] serbatoio a 3000 giri/min a basso carico Pressione [bar] serbatoio a 6000 giri/min a pieno carico Pressione [bar] cilindro a 3000 giri/min a basso carico Pressione [bar] cilindro a 6000 giri/min a pieno carico bar
Figura 5.14: Idrogeno nel cilindro in grammi durante la fase di iniezione.
Dagli andamenti delle pressioni si evince che in entrambe le condizioni di funzionamento alla fine della fase di iniezione la pressione interna al cilindro supera la pressione interna al serbatoietto di accumulo. Nel funzionamento a regime di rotazione elevato e pieno carico si verifica solo un modestissimo riflusso di carica dal cilindro al serbatoietto in quanto (dato appunto l’elevato regime) non vi è tempo sufficiente affinché il fenomeno risulti significativo; la situazione è invece assai differente per il funzionamento a bassa regime e basso carico, per il quale la finestra temporale disponibile per il riflusso è maggiore, dal momento che la pressione nel cilindro uguaglia quella nel serbatoietto già a metà della fase di iniezione, per poi superarla sensibilmente. E tuttavia è bene osservare che il riflusso, anche quando cospicuo, non pone problemi seri di funzionamento. La presenza di aria comburente all’interno del serbatoietto non può infatti implicare combustioni accidentali all’interno dello stesso, dal momento che tali combustioni indesiderate dovrebbero essere innescate all’interno del cilindro (per poi, semmai, propagarsi nel serbatoietto), ma nel cilindro non vi sono le condizioni affinché ciò possa accadere. L’unico inconveniente derivante da riflussi abbondanti (nelle condizioni più sfavorevoli di regime e carico molto basso) sembrerebbe semplicemente un modesto incremento del lavoro di compressione, relativo al lavoro necessario a comprimere l’aliquota d’aria che poi transita nel serbatoietto.
Nell’osservare i diagrammi di cui sopra verrebbe da pensare che la valvola di iniezione potrebbe essere convenientemente chiusa prima (anche nel caso di alto regime ed alto carico),
0,000 0,002 0,004 0,006 0,008 0,010 0,012 585 600 615 630 645 660 3000 giri/min, 34% carico 6000 giri/min, pieno carico deg g
tuttavia precisare che la durata di apertura della valvola non può essere breve a piacere, si devono infatti rispettare i vincoli sulle massime accelerazioni ammissibili (nella fattispecie la camma è stata progettata per non superare l’accelerazione di 9.000 m/s2).
Preme inoltre sottolineare che il funzionamento del motore si sarebbe sicuramente potuto migliorare se ci fossero stati adeguati margini di intervento. L’obiettivo era però quello di arrivare, in breve tempo e con minime modifiche progettuali da apportare ad un motore preesistente, a testare la fattibilità del sistema di iniezione innovativo ipotizzato. Le simulazioni CFD hanno dimostrato che il sistema è in grado di funzionare correttamente nelle condizioni operative più disparate. Un pregio importante del sistema è che, pur essendo a fasatura fissa, esso risulta in grado di “autoregolarsi”: una volta dimensionato per la condizione più gravosa di massima potenza, in tutte le altre condizioni operative a regime la pressione nel serbatoietto si stabilizza ad un valore opportuno a far affluire al cilindro la portata di idrogeno dosata mediante l’elettroiniettore (semplicemente ci sarà un certo ritorno di aria nel serbatoietto ma tanto non gli fa nulla).
Ottimizzazione futura sarà fatta su un motore 4-cilindri che sarà progettato ex-novo, dove si ha la possibilità di avere la massima libertà di progettazione ed intervento senza essere quindi vincolati dalle geometrie già esistenti. In questa ottica si collocano gli studi CFD che saranno illustrati nei due capitoli successivi, dove il primo dei quali è per capire meglio certi effetti, il secondo per progettare al meglio i componenti più importanti del sistema di iniezione: valvola e sede valvola.
