氫內(nèi)燃機(jī)噴射系統(tǒng)與燃料電池氫噴系統(tǒng)的研究及應(yīng)用

姬廣存，韋依寒，馮 琦，張建明

(英嘉動(dòng)力科技無(wú)錫有限公司，無(wú)錫 214135)

0 引言

氫能因具有儲(chǔ)備豐富、燃燒熱值高、生態(tài)經(jīng)濟(jì)效益高、能解決環(huán)境保護(hù)與經(jīng)濟(jì)持續(xù)增長(zhǎng)之間矛盾的優(yōu)勢(shì)，在未來(lái)的智慧能源系統(tǒng)中將替代傳統(tǒng)能源[1-2]。

隨著科技不斷進(jìn)步，尤其是計(jì)算機(jī)技術(shù)、控制技術(shù)和氣體儲(chǔ)運(yùn)技術(shù)的更新?lián)Q代，各大汽車公司為了保持強(qiáng)勁的市場(chǎng)競(jìng)爭(zhēng)力，紛紛推出了新型的發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)和燃料控制噴射技術(shù)[3-4]。2003 年，美國(guó)福特公司研發(fā)的氫內(nèi)燃機(jī)越野車，其發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力系統(tǒng)的熱效率達(dá)到了38%，與氫燃料電池的燃料利用率水平持平[5-6]。2004 年寶馬公司推出的H2R 氫內(nèi)燃機(jī)汽車創(chuàng)造了9 個(gè)世界紀(jì)錄。2006 年，馬自達(dá)RX-8RE 汽車誕生，該汽車可以在氫氣或汽油任意一種燃料下運(yùn)行。

目前，國(guó)內(nèi)氫燃料電池系統(tǒng)的功率大多在80～100 kW 之間，相比于國(guó)外先進(jìn)水平仍有較大差距；而且國(guó)內(nèi)大多數(shù)整機(jī)廠仍采用“氫噴射器+引射器+氫循環(huán)泵”的技術(shù)路線，而國(guó)外先進(jìn)技術(shù)路線已取消了氫循環(huán)泵，這樣既可以降低成本，又能減少寄生功率的消耗。

中國(guó)對(duì)氫內(nèi)燃機(jī)及天然氣缸內(nèi)高壓直噴技術(shù)的研究[7-8]比國(guó)外晚。早在20 世紀(jì)90 年代，國(guó)外就已經(jīng)設(shè)計(jì)出能夠?qū)崿F(xiàn)天然氣缸內(nèi)高壓直噴的噴射系統(tǒng)[9-10]，而中國(guó)此項(xiàng)研究仍處于空白階段；直至2020 年，英嘉動(dòng)力科技無(wú)錫有限公司協(xié)同無(wú)錫威孚高科技股份有限公司設(shè)計(jì)并制造出了國(guó)內(nèi)首個(gè)適用于天然氣缸內(nèi)高壓直噴的雙燃料高壓直噴噴射器，填補(bǔ)了國(guó)內(nèi)在這方面的空白。

本文首先介紹了氫燃料電池系統(tǒng)中氫氣循環(huán)系統(tǒng)的發(fā)展階段；然后通過流體動(dòng)力學(xué)(CFD)仿真模擬了120 kW 大功率氫燃料電池系統(tǒng)中氫氣循環(huán)系統(tǒng)的氫噴射器在不同進(jìn)氣口壓力下的流量情況，分析了銜鐵的運(yùn)動(dòng)升程對(duì)氫噴射器流量和噴射速度的影響，并對(duì)不同占空比下的氫噴射器耗氫量進(jìn)行了仿真值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比；最后對(duì)氫內(nèi)燃機(jī)的優(yōu)勢(shì)與劣勢(shì)進(jìn)行了分析，并介紹了氫內(nèi)燃機(jī)的氫噴射技術(shù)路線。

1 氫燃料電池系統(tǒng)的研究與應(yīng)用

1.1 各種類型燃料的性能對(duì)比

對(duì)各種類型燃料在燃燒時(shí)釋放的能量進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，具體如表1 所示。

表1 各種類型燃料燃燒釋放的能量Table 1 Energy released when various types of fuel are burned

從表1 中可以看出，同樣是使用1 g 的燃料，無(wú)論是氣態(tài)氫氣，還是液態(tài)氫氣，其燃燒時(shí)釋放的能量都比其他類型的燃料燃燒時(shí)釋放的能量多很多。

1.2 氫燃料電池系統(tǒng)的氫氣循環(huán)系統(tǒng)

氫燃料電池系統(tǒng)中氫氣循環(huán)系統(tǒng)的發(fā)展主要經(jīng)歷了以下幾個(gè)階段：1)氫噴射器(或比例閥)+氫循環(huán)泵；2)氫噴射器(或比例閥)+單極引射器；3)氫噴射器(或比例閥)+單極引射器+氫循環(huán)泵；4) 氫噴射器( 或比例閥)+ 多級(jí)引射器并聯(lián)；5)主噴射器與引射器串聯(lián)后，再與旁通噴射器并聯(lián)。

由于氫循環(huán)泵的體積較大、價(jià)格昂貴、寄生功率高；而引射器的體積小，無(wú)需額外功耗，但其很難適用于全工況，因此需要針對(duì)每個(gè)工況進(jìn)行匹配。本文主要針對(duì)第5 個(gè)階段進(jìn)行氫氣循環(huán)系統(tǒng)中主噴射器、旁通噴射器和引射器的設(shè)計(jì)。基于第5 個(gè)階段的氫氣循環(huán)系統(tǒng)工作原理圖如圖1 所示。

圖1 基于第5 個(gè)階段的氫氣循環(huán)系統(tǒng)工作原理圖Fig. 1 Working principle diagram of hydrogen circulation system based on fifth stage

2 氫燃料電池系統(tǒng)的氫氣循環(huán)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

2.1 噴射器與引射器的設(shè)計(jì)

以某公司120 kW 大功率氫燃料電池系統(tǒng)中氫氣循環(huán)系統(tǒng)的氫噴射器的設(shè)計(jì)為例進(jìn)行分析。該氫噴射器集成了截止閥、主噴射器、旁通噴射器、引射器及壓力傳感器，其結(jié)構(gòu)如圖2 所示。

圖2 氫噴射器的3D 模型Fig. 2 3D model of hydrogen injector

氫噴射器的4 個(gè)接口分別為主噴射器的高壓進(jìn)氣口(即氫噴射器的進(jìn)氣口)、旁通噴射器的出氣口(即氫噴射器的出氣口)、引射器入口和引射器出口，2 個(gè)壓力傳感器分別為高壓傳感器和中壓傳感器。其中，高壓傳感器用于監(jiān)測(cè)氫噴射器進(jìn)氣口的壓力，中壓傳感器用于監(jiān)測(cè)主噴射器后端與引射器前端之間的壓力，氫氣循環(huán)系統(tǒng)通過閉環(huán)控制及監(jiān)測(cè)到的壓力變化來(lái)調(diào)整脈沖寬度調(diào)制(PWM)的參數(shù)，從而控制主噴射器和旁通噴射器的噴射頻率和占空比，使氫噴射流量和氫噴射器出氣口壓力達(dá)到設(shè)定值。

氫噴射器的性能參數(shù)如表2 所示。需要說明的是，本文中主噴射器與旁通噴射器的電磁線圈結(jié)構(gòu)及流量孔徑均相同。

表2 氫噴射器的性能參數(shù)Table 2 Performance parameters of hydrogen injector

2.2 氫噴射器的CFD 仿真

2.2.1 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分在數(shù)值模擬中扮演著重要角色，本文利用Fluent Meshing 進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為提高計(jì)算速度和計(jì)算精度，本文對(duì)氫噴射器半模型流體計(jì)算域進(jìn)行四面體網(wǎng)格劃分，并進(jìn)行邊界層加密處理，具體如圖3 所示。數(shù)值模擬中，網(wǎng)格數(shù)的選擇會(huì)受到計(jì)算機(jī)運(yùn)算能力的限制，在硬件設(shè)備允許的條件下，選取的網(wǎng)格數(shù)越多，因網(wǎng)格引起的誤差會(huì)越低。本文采用的網(wǎng)格數(shù)控制在165 萬(wàn)個(gè)。

圖3 氫噴射器半模型流體計(jì)算域網(wǎng)格劃分Fig. 3 Mesh division of hydrogen injector semi-model fluid computational domain

2.2.2 湍流模型及邊界條件

有限體積法又稱為控制體積法，其原理為：將計(jì)算域劃分為網(wǎng)格，使每個(gè)網(wǎng)格點(diǎn)周圍都有1個(gè)互不重復(fù)的控制體積，并利用待解微分方程(控制方程)對(duì)每個(gè)控制體積積分，從而得出1 組離散方程。由于氫氣具有壓縮性，可通過Navier-Stokes 方程進(jìn)行控制，其動(dòng)量平衡方程為：

式中：ρ為密度；ui為笛卡爾坐標(biāo)系中xi(i=1, 2, 3)上的速度，i為指示標(biāo)號(hào)；uj為笛卡爾坐標(biāo)系中xj(j=1, 2, 3)上的速度，j為指示標(biāo)號(hào)；p為壓強(qiáng)；μ為動(dòng)力粘度；為雷諾應(yīng)力。

多項(xiàng)研究均證明了SSTk-ω模型[11-12]在廣泛操作范圍內(nèi)的準(zhǔn)確性，且其在某些條件下表現(xiàn)良好。該模型涉及的方程如式(2)～式(7)所示。

湍流粘度μT可表示為：

式中：ɑ1為 Bradshaw 數(shù)；k為湍流動(dòng)能；ω為湍動(dòng)能比耗散率；S為應(yīng)變速率；F2為混合函數(shù)。

其中，F(xiàn)2可表示為：

式中：y為計(jì)算域所有網(wǎng)格到最近邊界壁面的距離。

湍流動(dòng)能方程為：

式中：t為時(shí)間；Pk為湍流動(dòng)能生成項(xiàng)；β為湍流模型系數(shù)；σk為k的紊流普朗特?cái)?shù)。

比耗散率方程為：

式中：α為系數(shù)；σω為ω的紊流普朗特?cái)?shù)；F1為混合函數(shù)。

其中，F(xiàn)1可表示為：

綜上所述，本文采用有限體積法將計(jì)算域離散化；引入SSTk-ω湍流模型；仿真模型以壓力入口和壓力出口為邊界條件；控制方程組的對(duì)流項(xiàng)采用高階離散格式，設(shè)定收斂精度為10-5。

2.2.3 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

在氫噴射器進(jìn)氣口壓力分別為5、10、14 barA，氫噴射器出氣口壓力為1 barA 的工況下，對(duì)氫噴射器全開時(shí)的流量進(jìn)行實(shí)驗(yàn)與仿真模擬，其全開時(shí)銜鐵的運(yùn)動(dòng)升程為1.1 mm。實(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果如表3 所示。

表3 不同氫噴射器進(jìn)氣口壓力下氫噴射器全開時(shí)的流量實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of experimental and simulated results of flow of hydrogen injector at full opening under different inlet pressures

由表3 可知，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果的誤差在10%以內(nèi)。由于仿真模擬過程中未對(duì)運(yùn)動(dòng)部件表面的粗糙度進(jìn)行設(shè)置，導(dǎo)致仿真流量略大于實(shí)測(cè)流量，這是因?yàn)檫\(yùn)動(dòng)部件表面的粗糙度會(huì)形成運(yùn)動(dòng)反向摩擦力，造成部分電磁力和響應(yīng)時(shí)間的損失，故仿真結(jié)果的值高于產(chǎn)品實(shí)驗(yàn)結(jié)果的值。

2.2.4 銜鐵的運(yùn)動(dòng)升程對(duì)氫噴射器流量的影響

由于氫噴射器在開啟、關(guān)閉及全開過程中銜鐵的運(yùn)動(dòng)升程H會(huì)對(duì)流量產(chǎn)生一定的影響，因此對(duì)比分析了H分別為0.3、0.5、0.7、0.9、1.1 mm 時(shí)氫噴射器的質(zhì)量流量Qm的變化趨勢(shì)，結(jié)果如表4 所示。

表4 不同H 下的QmTable 4 Qm under different H

從表4 中可以看出，當(dāng)H介于0.3～0.5 mm時(shí)，Qm約有2%的差異。當(dāng)H高于0.5 mm 時(shí)，H的變化對(duì)Qm無(wú)太大影響；當(dāng)H低于0.5 mm 時(shí)，Qm隨H的減小而減小。

2.2.5 不同H下氫氣的噴射速度

隨著H的增加，其對(duì)Qm的影響逐漸減小，因此本文僅對(duì)H為0.3、0.5、0.7 mm 時(shí)的情況進(jìn)行仿真模擬，仿真結(jié)果如圖4 所示。

圖4 不同H 下氫氣的噴射速度矢量圖Fig. 4 Vector diagram of injection velocity of hydrogen under different H

從圖4 可以看出，隨著H的降低，氫氣在閥芯與密封面間的噴射速度增加，說明其壓力損失逐漸變大。

2.3 不同占空比下的氫噴射器耗氫流量

氫燃料電池系統(tǒng)的功率為120 kW 時(shí)，氫噴射器理論上的耗氫總流量為2.52 g/s；功率為110 kW 時(shí)，耗氫總流量為2.29 g/s。通過相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到主噴射器噴嘴與旁通噴射器噴嘴在不同系統(tǒng)功率下的占空比，結(jié)果如表5 所示。

表5 主噴射器噴嘴與旁通噴射器噴嘴在不同系統(tǒng)功率下的占空比Table 5 Duty ratio of main injector nozzle and bypass injector nozzle under different system power

從表5 可以看出，當(dāng)系統(tǒng)功率為110 kW 時(shí)，在主噴射器噴嘴和旁通噴射器噴嘴的占空比分別為35%和32%情況下，耗氫總流量的實(shí)驗(yàn)值為2.324 g/s，與模擬值2.290 g/s 的誤差為1.38%；當(dāng)系統(tǒng)功率為120 kW 時(shí)，在主噴射器噴嘴和旁通噴射器噴嘴的占空比分別為41%和44%情況下，耗氫總流量的實(shí)驗(yàn)值為2.633 g/s，與模擬值2.520 g/s 的誤差為4.43%。整體結(jié)果說明，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差較小。

3 氫內(nèi)燃機(jī)的研究與應(yīng)用

自2000 年以來(lái)，重型車輛一直依賴壓燃式柴油發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)，盡管當(dāng)前柴油發(fā)動(dòng)機(jī)仍是重型運(yùn)輸工具的主要選擇，但氣體燃料發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)的發(fā)展也在不斷進(jìn)步。在歐VI 市場(chǎng)上存在著2 種截然不同的燃燒技術(shù)：低壓預(yù)混合電火花點(diǎn)火技術(shù)和高壓直噴技術(shù)[13]。與運(yùn)輸行業(yè)廣泛使用的傳統(tǒng)化石燃料壓縮天然氣(CNG)、汽油和柴油相比，氫氣具有獨(dú)特的物理與化學(xué)性質(zhì)[14]，這4種燃料的性質(zhì)對(duì)比如表6 所示。以氫氣作為內(nèi)燃機(jī)替代燃料的原因之一是因?yàn)槠涮己繛榱悖@意味著可以消除碳基(主要是一氧化碳、二氧化碳和煤煙)排放，燃燒副產(chǎn)品的有害物僅剩下氮氧化物[15]。

表6 不同燃料的性質(zhì)對(duì)比Table 5 Comparison of properties of different fuels

3.1 氫內(nèi)燃機(jī)的優(yōu)勢(shì)

氫內(nèi)燃機(jī)的優(yōu)勢(shì)主要體現(xiàn)在氫氣的可燃性范圍廣、擴(kuò)散率高、燃燒的火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤臁?/p>

由于氫氣的自燃溫度較高，與傳統(tǒng)柴油相比，內(nèi)燃機(jī)壓縮溫度不足以點(diǎn)燃?xì)錃猓虼似洳荒茏鳛閴嚎s點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)(CIE)的唯一燃料使用，但可以采用雙燃料模式。在雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)中，氫氣可以作為主要燃料，以柴油(也可以選用其他燃料)作為點(diǎn)火源引起燃燒時(shí)，再噴入氫氣，其中，柴油(也可以選用其他燃料)量可在10%～30%之間，而其余能量可由氫氣提供。

3.2 氫內(nèi)燃機(jī)的劣勢(shì)

氫內(nèi)燃機(jī)的劣勢(shì)主要體現(xiàn)在以下3 個(gè)方面。

1)滅火距離小：氫氣的火焰比其他大多數(shù)燃料的火焰更難熄滅，其火焰更容易穿過近似于全封閉狀態(tài)下的進(jìn)氣閥，而且回火的幾率也會(huì)增加；

2)點(diǎn)火能量低：低點(diǎn)火能量意味著氣缸上的熱氣體和熱點(diǎn)可以作為點(diǎn)火源，會(huì)出現(xiàn)過早點(diǎn)火和回火的問題；

3)密度低：密度低意味著燃料與空氣混合物的能量密度低，這往往會(huì)減少內(nèi)燃機(jī)的功率輸出。因此，當(dāng)氫內(nèi)燃機(jī)運(yùn)行時(shí)，可能會(huì)出現(xiàn)功率不足的問題。

3.3 氫內(nèi)燃機(jī)的氫氣噴射技術(shù)路線

與傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)一樣，氫內(nèi)燃機(jī)的氫氣噴射技術(shù)也可分為進(jìn)氣口噴射技術(shù)、進(jìn)氣歧管噴射技術(shù)和缸內(nèi)高壓直噴技術(shù)。不同的氫氣噴射技術(shù)示意圖如圖5 所示。

圖5 不同的氫氣噴射技術(shù)示意圖Fig. 5 Schematic diagram of different hydrogen injection technologies

進(jìn)氣口噴射技術(shù)、進(jìn)氣歧管噴射技術(shù)和缸內(nèi)高壓直噴技術(shù)的技術(shù)特點(diǎn)如表7 所示。

表7 不同氫氣噴射技術(shù)的技術(shù)特點(diǎn)對(duì)比Table 7 Comparison of different hydrogen injection technologies

從表7 中可以看出，3 種氫氣噴射技術(shù)中，缸內(nèi)高壓直噴技術(shù)是最有效的方法。而且文獻(xiàn)[16]顯示，直噴式氫內(nèi)燃機(jī)的輸出功率比使用氣道噴射技術(shù)的氫內(nèi)燃機(jī)的輸出功率高出42%。

對(duì)于缸內(nèi)高壓直噴式噴射器(HPDI)，不僅要適應(yīng)較高的噴射壓力，而且設(shè)備還必須能夠承受燃燒室的惡劣環(huán)境；另外，噴射器運(yùn)動(dòng)部件之間的潤(rùn)滑也使缸內(nèi)高壓直噴式噴射器的設(shè)計(jì)更加復(fù)雜。典型的缸內(nèi)高壓直噴式噴射器的結(jié)構(gòu)示意圖如圖6 所示。

圖6 典型的缸內(nèi)高壓直噴式噴射器的結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 6 Schematic diagram of typical in-cylinder high-pressure direct injection injector

采用缸內(nèi)直噴技術(shù)的噴射器有2 種類型：一種是缸內(nèi)低壓直噴式噴射器(LPDI)，一種是缸內(nèi)高壓直噴式噴射器。缸內(nèi)低壓直噴式噴射器在缸內(nèi)壓力較低時(shí)，需要一關(guān)閉進(jìn)氣門就立即注入氫氣，而缸內(nèi)高壓直噴式噴射器需要在壓縮行程結(jié)束時(shí)噴射氫氣[17]。

由于氫氣的密度比CNG 的低，因此氫燃料噴射的穿透速度更快，噴射錐角更大。噴射角度越寬，噴射錐角越大，越有利于燃料的良好混合。隨著噴射壓力的增加，錐角和穿透度都會(huì)有所增加。

3.4 雙燃料高壓直噴式壓縮點(diǎn)火發(fā)動(dòng)機(jī)

由于氫氣的自燃溫度較高，在無(wú)任何點(diǎn)火輔助(如均勻充量壓縮燃燒技術(shù)或類似柴油的擴(kuò)散燃燒)的情況下，實(shí)現(xiàn)氫氣的自動(dòng)點(diǎn)火具有挑戰(zhàn)性。為了克服這一限制，可將少量柴油先導(dǎo)燃料注入燃燒室作為高壓氣體射流的點(diǎn)火源。

盡管早在20 世紀(jì)80 年代就有研究人員提出了類似的注入策略[18]，但大多數(shù)研究還是將CNG 作為主要燃料。而針對(duì)雙燃料壓縮點(diǎn)火與氫氣的直噴研究較少，已有的研究[19-20]中通常在氣體直噴之前注入少量的柴油，以創(chuàng)造一個(gè)高溫環(huán)境，協(xié)助氣態(tài)燃料點(diǎn)火，實(shí)現(xiàn)壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)擴(kuò)散式燃燒。這種新型的氫內(nèi)燃機(jī)燃燒模式可以緩解充電爆震，并允許發(fā)動(dòng)機(jī)在更高的壓縮比下運(yùn)行，以提高熱效率，達(dá)到與當(dāng)代壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)相當(dāng)?shù)乃健Ｓ⒓蝿?dòng)力科技無(wú)錫有限公司協(xié)同無(wú)錫威孚高科技股份有限公司設(shè)計(jì)并試制出了國(guó)內(nèi)首個(gè)適用于天然氣缸內(nèi)高壓直噴的雙燃料高壓直噴噴射器，在內(nèi)燃機(jī)工作時(shí)，先向燃燒室內(nèi)噴射少量的柴油，提升燃燒室內(nèi)的溫度，再向燃燒室內(nèi)噴射大量的天然氣進(jìn)行主燃燒，此種技術(shù)路線既保留了柴油內(nèi)燃機(jī)高的熱效率，又保留了天然氣燃燒的清潔性。

由于CNG 具有與氫氣相當(dāng)?shù)淖匀紲囟龋虼薈NG 雙燃料直噴的研究結(jié)果可為深入研究潛在的高效燃燒模式提供有用見解，包括理解氣體噴射與先導(dǎo)柴油之間的相互作用。雙燃料缸內(nèi)高壓直噴式噴射器的截面示意圖如圖7所示，該噴射器通過柴油預(yù)噴壓燃的方式引燃高壓天然氣。

圖7 雙燃料缸內(nèi)高壓直噴式噴射器的截面示意圖Fig. 7 Section diagram of dual-fuel in-cylinder high-pressure direct injection injector

3.5 氣體噴射模型

在非預(yù)混擴(kuò)散燃燒模式下，氫射流很大程度上依賴于高壓射流特性；而在部分預(yù)混擴(kuò)散燃燒模式下，氫射流特征也同樣重要，這是因?yàn)闅渖淞魈卣鲿?huì)影響燃料和空氣的混合及燃料的分層。圖8 為湍流瞬態(tài)氣體噴射模型，即渦球模型[21]。

如果噴射器的噴嘴使用圓形噴管，則認(rèn)為在無(wú)約束環(huán)境下的氣體射流具有近似軸對(duì)稱的頭渦，大多數(shù)的空氣卷吸預(yù)計(jì)發(fā)生在穩(wěn)態(tài)區(qū)域，頭渦上游完全發(fā)育區(qū)域的速度分布為高斯分布。通過分析實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，對(duì)于湍流瞬態(tài)氣體射流，射流穿透深度(射流尖端與噴油器噴嘴之間的軸向距離)和射流錐角對(duì)周圍引氣有很大的影響。

4 結(jié)論

本文通過實(shí)驗(yàn)和仿真分析了120 kW 大功率氫燃料電池系統(tǒng)中氫氣循環(huán)系統(tǒng)的氫噴射器流量及噴射速度，并對(duì)比了氫內(nèi)燃機(jī)不同噴射技術(shù)的優(yōu)勢(shì)與劣勢(shì)，得到以下結(jié)論：

1) 針對(duì)120 kW 大功率氫燃料電池系統(tǒng)，不同占空比時(shí)氫噴射器耗氫流量的仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差較小。

2)通過控制氫噴射器銜鐵運(yùn)動(dòng)時(shí)的升程，能夠提高其流量的穩(wěn)定性，這說明氫噴射器的合理設(shè)計(jì)能夠提高流量的穩(wěn)定性及耐久性。

3) 通過對(duì)比CFD 仿真模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，氫噴射器流量隨銜鐵運(yùn)動(dòng)時(shí)升程變化的仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的數(shù)據(jù)趨勢(shì)一致，這說明CFD 仿真可以真實(shí)反映和預(yù)測(cè)氫噴射器的流量性能。

4) 通過對(duì)比分析氫內(nèi)燃機(jī)的幾種噴射技術(shù)，發(fā)現(xiàn)缸內(nèi)高壓直噴技術(shù)不僅升功率和熱效率均較高，而且無(wú)碳化物的生成，極大減少了污染物的排放。

5) 通過分析CNG 的雙燃料缸內(nèi)高壓直噴技術(shù)路線，為氫氣雙燃料缸內(nèi)高壓直噴技術(shù)奠定了理論基礎(chǔ)。