噴孔直徑和噴射壓力對進氣管噴射氫發動機進氣過程的影響

張　威　李丹丹　張　孚

（華北水利水電大學，河南　鄭州　45500004455）

·機械設計與制造·

噴孔直徑和噴射壓力對進氣管噴射氫發動機進氣過程的影響

張威李丹丹張孚

（華北水利水電大學，河南鄭州45500004455）

針對進氣管噴射式氫發動機功率密度低的問題，本文創新性地從進氣過程著手，借助數值模擬的方法，分析了噴孔直徑和噴射壓力對進氣過程的影響，發現過高的噴射壓力會讓氫氣射流變得不穩定，且過大的噴氫流量會引起進氣管內出現空氣倒流現象。同時還發現單孔直徑或噴氫壓力對進氣管內的流動狀態影響較小，兩者的影響耦合在一起體現在質流量上。

氫發動機；功率密度；流量；壓力

根據我國環保部第五次公布的《2014年中國機動車污染防治年報》顯示，2013年機動車尾氣排放已成為我國空氣污染的主要原因，其排放的NOX和PM超過90%，HC和CO超過80%，是造成灰霾、光化學煙霧污染的主要原因［1］。這使得人們更能意識到環保問題的嚴重性。再加上能源危機和溫室效應問題的日益突出，車用發動機的節能和減排問題更是迫在眉睫。

目前內燃機的研究主要集中在現有石油類燃料發動機的節能和污染物控制、石油替代燃料發動機和新型燃燒方式發動機上［2］。但是石油類燃料發動機的節能只能延長石油資源的使用期，并不能從根本上解決上述的能源和環境問題。而新型燃燒方式目的是實現高效清潔地燃燒，當前正處于理論研究階段，存在著燃燒的著火時刻和反應速度難以控制及運行工況范圍較窄等問題［3-5］，研究樣機均處于實驗室階段，還未出現相應的車用水平發動機。相比之下，已經具有車用水平發動機的氫燃料發動機因其燃燒沒有HC、CO、CO2和碳煙排放，只有很少的NOX排放且燃料來源范圍廣成為過渡階段的理想動力系統。

目前純氫發動機根據混合氣形成方式的不同可以分為缸內直噴（DI）和進氣管噴射（PFI）兩種。由于缸內直噴需要采用較高的噴射壓力且氫氣的潤滑性能較差，對氫氣噴嘴的設計（最大流率和持續期）和使用壽命提出了巨大的挑戰［6-8］，成為實現缸內直噴的瓶頸。因此，進氣管噴射的方式以其結構簡單的優勢成為目前最佳的選擇，但其也存在著功率密度低等問題。

針對進氣管噴射式氫發動機功率密度低的問題，目前公認的因素是氫氣的體積密度較低，且擴散系數很大，進入氣缸后會迅速擴散膨脹，占據缸內的一部分容積，使得新鮮空氣的進入量減少。但是，正是由于氫氣的高擴散性，高壓氫氣噴入到進氣管后對進氣管內的流動狀態有著如何的影響，是否會引起進氣管內出現“堵塞”現象，甚至是空氣的倒流現象，目前還沒有學者對此進行研究。因此，本文將借助數值模擬的方法，研究低轉速下采用不同的噴孔直徑和噴射壓力噴氫對發動機進氣管內的流動狀態的影響。

1　研究對象

表1　氫發動機的基本參數

本文的研究對象是一臺由嘉陵JH600汽油機改裝而來的四氣門進氣道噴射式單缸氫發動機，其基本參數如表1所示。由于該氫發動機的進氣管-燃燒室-排氣管部分的幾何模型關于過氣缸軸線和鼻梁區中心的平面對稱，且為了減少計算所需的機時，故只取了其一半的模型，圖1即為相應的CAD表面模型，該模型用于生成計算所需的動態網格。圖中1、2分別指通過進氣門軸線的縱截面和與對稱面重合的縱截面（也過噴孔軸線）。

1.1計算網格

圖1　發動機的CAD模型

本文數值模擬所借助的三維CFD軟件為AVL FIRE，計算所需動態網格是用其前處理模塊自帶的全自動網格劃分工具FAME Engine Plus（FEP）生成。由于氫氣是在進氣期間噴入到進氣管，所以筆者只模擬了從進氣門開到進氣門關的過程，其網格數為25～53萬。

計算中，定義發動機進氣上止點為360°CA（Crank Angle），燃燒上止點為720°CA。本文中進氣門打開的時間為351°CA，關閉的時間為634°CA。

1.2數值模型和計算方法

計算中，湍流模型選取的是精度和穩定性都比工程上常用的κ-ε雙方程模型好的κ-ζ-f四方程模型；壁面處理采用的是AVL官方建議的與四方程模型聯合使用的復合壁面函數；壁面熱傳導模型采用的是標準壁函數。

為了能夠模擬復雜邊界區域的流體運動，偏微分方程的空間離散化采用有限體積法。由于內燃機進氣是一個復雜的三維流，具有非定常、高瞬變的流動特點，微分方程數值解法中速度與壓力的解耦采用PISO算法，同時加快了每步迭代的收斂速度。

1.3初邊值條件

為了提高本文模擬的精度，同時為氫發動機的進氣及噴氫系統優化設計提供依據，本文計算所采用的初始條件和邊界條件來自于經驗值。具體為：進氣道溫度、壓力分別為300K、99 000Pa，燃燒室溫度、壓力分別為700K、108 000Pa，排氣道溫度、壓力分別為650K、106 000Pa，氣缸壁溫450K，燃燒室壁溫550K，活塞表面溫度573K，空氣進氣溫度294K，氫氣進氣溫度294K。

2　模擬方案

本文所選取的發動機轉速為1 000r/min，缸內燃空當量比為0.68。噴孔采用單孔，位置位于進氣歧管的鼻梁上，已盡可能靠近進氣門。固定氫氣開始噴射時刻，其值為從排氣門關閉時刻向后推遲20°CA，即414°CA。選取氫氣噴孔的直徑和噴射壓力作為研究對象，其中噴孔直徑取3mm和4mm兩個參數，噴射壓力取200 000Pa 和300 000Pa兩個參數。模擬工況為將上述兩個參數進行組合的工況，具體如表2。計算從排氣門打開時刻開始至進氣門關閉時刻結束，計算持續時間為283°CA。

3　結果分析

表2　研究工況

3.1不同工況下噴孔、空氣進口質流量對比

圖2、圖3分別為氫氣噴孔質流量、空氣進口質流量隨曲軸轉角的變化關系。圖2顯示了四種工況下噴孔橫截面上平均質流量的大小關系為：工況1＜工況2＜工況3＜工況4，且工況2、3的噴氫結束時間相差不大，即其平均質流量較為接近。同時還可以看到工況2、4的瞬時質流量波動比較大，而工況1、3基本上沒有波動，這說明采用過大的噴氫壓力會導致噴出的氫氣射流不穩定。而氫氣射流的不穩定會給精確控制缸內的當量比帶來一定的困難，進而會帶來循環變動、燃油經濟性等問題，不宜采取過高的噴射壓力。

圖2　氫氣噴孔質流量隨曲軸轉角的變化

圖3　空氣進口質流量隨曲軸轉角的變化

注：負值代表流入，正值代表流出。

圖3中的第五個工況“倒拖”代表發動機不噴氫氣，只有進氣的工況。從圖3可見，相比“倒拖”工況，當氫氣從414°CA開始噴射之后，四種試驗工況下的空氣進口質流量均會急劇下降，這是因為氫氣的擴散系數很大，高壓氫氣被噴射出來之后會迅速膨脹，占據進氣管一部分空間，使新鮮空氣的有效流通截面減小。仔細對比四種試驗工況下的瞬時質流量還會發現，噴氫期靠前的階段，工況2、3、4下空氣進口均出現了新鮮空氣的倒流現象，且隨著氫氣質流量的增加，新鮮空氣倒流時的質流量增大，持續期變長。因此低速工況下，應采取較小的噴氫流量，以避免新鮮空氣的倒流現象。

3.2噴孔直徑、噴射壓力共同對進氣過程的影響

結合圖3、4可以發現，在氫氣噴孔平均質流量相接近的情況下，工況2、3空氣進口瞬時質流量隨曲軸轉角的變化趨于一致。因此，為了盡量減小流量對進氣管內流動狀態的影響，本文選取了工況2、3作為對比。

圖4　噴氫期間過噴孔軸線的縱截面速度場（圖1中1所指）

圖4和圖5給出了工況2、3在噴氫期間（起始時刻414°CA，結束時刻：工況2—452°CA，工況3—448.5° CA）每隔10°CA過噴孔軸線和氣門軸線的縱截面速度場，左側圖形對應工況2，右側圖形對應工況3。同時對兩圖進行橫向對比發現，除了氫氣射流附近的速度場相差比較大外，相比噴氫中期（b）和后期（c）的速度場，兩種工況在噴氫初期（a）速度場的相似程度也要低一些。前者是因為兩種工況下的噴氫壓力和噴孔直徑不一樣，大的噴氫壓力會產生更高的噴氫速度，大的噴孔直徑會產生大直徑的射流；后者原因是噴氫初期噴孔位置的壓力要在很短的時間內從低于一個大氣壓升高到二至三個大氣壓，產生的壓力波會在進氣管內傳播，引起速度場發生變化，但依然可以看到在過噴孔軸線的縱截面上二者均在氫氣射流的底部靠近進氣口側產生了一個尺度比較大且明顯的旋渦，同時在進氣口附近靠近上壁側存在著一個尺度小一些但更加明顯的旋渦。隨著噴氫的持續進行，氫氣射流變得穩定。噴氫中期時，二者進氣管內的速度場的相似程度極高，達到整個噴氫期間最高。

圖5　噴氫期間過氣門軸線的縱截面速度場（圖1中2所指）

到了噴氫后期，雖然相似度略有下降，但依然很相似，略有下降是因為在444°CA時，工況3更加接近噴氫結束時刻，兩工況下噴入進氣管內的氫氣量差別較大。

從速度場的對比表明，噴孔直徑或者噴射壓力中的單一參數在噴氫期間對進氣管內的流動狀態影響較小，兩者的影響最終耦合在一起通過噴孔質流量的變化反映出來。

4　結論

（1）過高的噴氫壓力會導致噴出的氫氣射流不穩定。為了能夠精確控制燃油噴射量，噴氫過程中不宜采用過高的噴氫壓力。

（2）在低速工況下，噴氫過程中，過大的噴氫流量會引起進氣管內出現空氣的倒流現象。流量越大，倒流持續的時間越長，倒流時的瞬時質量流量越大。

（3）單噴孔直徑或者噴氫壓力對噴氫期間進氣管內的流動狀態影響較小，兩者的影響耦合在一起通過質流量反映出來。

［1］2014年中國機動車污染防治年報［N］.2014.

［2］黃佐華，蔣德明，王錫斌.內燃機燃燒研究及面臨的挑戰［J］.內燃機學報，2008（S26）：101-106.

［3］堯命發.“均質壓燃、低溫燃燒”新一代內燃機燃燒技術［J］.內燃機，2012（2）：1-4.

［4］堯命發.均質壓燃與低溫燃燒的燃燒技術研究進展與展望［J］.汽車工程學報，2012（2）：79-90.

［5］徐宏明.預混壓燃發動機的現狀與未來（英文）［J］.汽車安全與節能學報，2012（3）：185-199.

［6］S.Verhelst.Recent progress in the use of hydrogen as a fuel for internal combustion engines［J］.International Journal of Hydrogen Energy，2014（39）：1071-1085.

［7］Welch A B，Mumford D，Munshi S，et al.Challenges in developing hydrogen direct injection technology for internalcombustionengines［C］.SAEPaper No.2008-01-2379，2008.

［8］Sopena C，Diéguez P M，Sáinz D，et al.Conversion of a commercial spark ignition engine to run on hydrogen：Performancecomparisonusinghydrogenandgasoline ［J］.International Journal of Hydrogen Energy，2010，35（3）：1420-1429.

Effect of Nozzle Diameter and Injection Pressure on Intake Process of Hydrogen Engine with Port Fuel Injection

Zhang Wei Li Dandan Zhang Fu
（North China University of Water Resources and Electric Power，Zhengzhou Henan 450045）

For the problem of low power density of hydrogen engine with port fuel injection（PFI），this paper researched the influences of nozzle diameter and injection pressure on intake process，innovatively based on the intake process，by the numerical simulation method.Results show that high injection pressure will result in unstable hydrogen jet and too large hydrogen flow can cause backflow of fresh air in the intake port.Also，the sole nozzle diameter or the hydrogen injection pressure has little influence on the flow state.But both effects are coupled together and reflected through the mass flow rate.

hydrogen engine；power density；mass flow rate；pressure

TK423

A

1003-5168（2015）10-0028-4

2015-9-2

張威（1989.9-），男，碩士研究生，研究方向：清潔能源車用發動機燃燒優化設計。