張　威　李丹丹　張　孚

（華北水利水電大學(xué)，河南　鄭州　45500004455）

·機(jī)械設(shè)計(jì)與制造·

噴孔直徑和噴射壓力對(duì)進(jìn)氣管噴射氫發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣過程的影響

張威李丹丹張孚

（華北水利水電大學(xué)，河南鄭州45500004455）

針對(duì)進(jìn)氣管噴射式氫發(fā)動(dòng)機(jī)功率密度低的問題，本文創(chuàng)新性地從進(jìn)氣過程著手，借助數(shù)值模擬的方法，分析了噴孔直徑和噴射壓力對(duì)進(jìn)氣過程的影響，發(fā)現(xiàn)過高的噴射壓力會(huì)讓氫氣射流變得不穩(wěn)定，且過大的噴氫流量會(huì)引起進(jìn)氣管內(nèi)出現(xiàn)空氣倒流現(xiàn)象。同時(shí)還發(fā)現(xiàn)單孔直徑或噴氫壓力對(duì)進(jìn)氣管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)影響較小，兩者的影響耦合在一起體現(xiàn)在質(zhì)流量上。

氫發(fā)動(dòng)機(jī)；功率密度；流量；壓力

根據(jù)我國環(huán)保部第五次公布的《2014年中國機(jī)動(dòng)車污染防治年報(bào)》顯示，2013年機(jī)動(dòng)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(xué)煙霧污染的主要原因［1］。這使得人們更能意識(shí)到環(huán)保問題的嚴(yán)重性。再加上能源危機(jī)和溫室效應(yīng)問題的日益突出，車用發(fā)動(dòng)機(jī)的節(jié)能和減排問題更是迫在眉睫。

目前內(nèi)燃機(jī)的研究主要集中在現(xiàn)有石油類燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的節(jié)能和污染物控制、石油替代燃料發(fā)動(dòng)機(jī)和新型燃燒方式發(fā)動(dòng)機(jī)上［2］。但是石油類燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的節(jié)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(huán)境問題。而新型燃燒方式目的是實(shí)現(xiàn)高效清潔地燃燒，當(dāng)前正處于理論研究階段，存在著燃燒的著火時(shí)刻和反應(yīng)速度難以控制及運(yùn)行工況范圍較窄等問題［3-5］，研究樣機(jī)均處于實(shí)驗(yàn)室階段，還未出現(xiàn)相應(yīng)的車用水平發(fā)動(dòng)機(jī)。相比之下，已經(jīng)具有車用水平發(fā)動(dòng)機(jī)的氫燃料發(fā)動(dòng)機(jī)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(dòng)力系統(tǒng)。

目前純氫發(fā)動(dòng)機(jī)根據(jù)混合氣形成方式的不同可以分為缸內(nèi)直噴（DI）和進(jìn)氣管噴射（PFI）兩種。由于缸內(nèi)直噴需要采用較高的噴射壓力且氫氣的潤滑性能較差，對(duì)氫氣噴嘴的設(shè)計(jì)（最大流率和持續(xù)期）和使用壽命提出了巨大的挑戰(zhàn)［6-8］，成為實(shí)現(xiàn)缸內(nèi)直噴的瓶頸。因此，進(jìn)氣管噴射的方式以其結(jié)構(gòu)簡單的優(yōu)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(duì)進(jìn)氣管噴射式氫發(fā)動(dòng)機(jī)功率密度低的問題，目前公認(rèn)的因素是氫氣的體積密度較低，且擴(kuò)散系數(shù)很大，進(jìn)入氣缸后會(huì)迅速擴(kuò)散膨脹，占據(jù)缸內(nèi)的一部分容積，使得新鮮空氣的進(jìn)入量減少。但是，正是由于氫氣的高擴(kuò)散性，高壓氫氣噴入到進(jìn)氣管后對(duì)進(jìn)氣管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)有著如何的影響，是否會(huì)引起進(jìn)氣管內(nèi)出現(xiàn)“堵塞”現(xiàn)象，甚至是空氣的倒流現(xiàn)象，目前還沒有學(xué)者對(duì)此進(jìn)行研究。因此，本文將借助數(shù)值模擬的方法，研究低轉(zhuǎn)速下采用不同的噴孔直徑和噴射壓力噴氫對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)的影響。

1　研究對(duì)象

表1　氫發(fā)動(dòng)機(jī)的基本參數(shù)

本文的研究對(duì)象是一臺(tái)由嘉陵JH600汽油機(jī)改裝而來的四氣門進(jìn)氣道噴射式單缸氫發(fā)動(dòng)機(jī)，其基本參數(shù)如表1所示。由于該氫發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣管-燃燒室-排氣管部分的幾何模型關(guān)于過氣缸軸線和鼻梁區(qū)中心的平面對(duì)稱，且為了減少計(jì)算所需的機(jī)時(shí)，故只取了其一半的模型，圖1即為相應(yīng)的CAD表面模型，該模型用于生成計(jì)算所需的動(dòng)態(tài)網(wǎng)格。圖中1、2分別指通過進(jìn)氣門軸線的縱截面和與對(duì)稱面重合的縱截面（也過噴孔軸線）。

1.1計(jì)算網(wǎng)格

圖1　發(fā)動(dòng)機(jī)的CAD模型

本文數(shù)值模擬所借助的三維CFD軟件為AVL FIRE，計(jì)算所需動(dòng)態(tài)網(wǎng)格是用其前處理模塊自帶的全自動(dòng)網(wǎng)格劃分工具FAME Engine Plus（FEP）生成。由于氫氣是在進(jìn)氣期間噴入到進(jìn)氣管，所以筆者只模擬了從進(jìn)氣門開到進(jìn)氣門關(guān)的過程，其網(wǎng)格數(shù)為25～53萬。

計(jì)算中，定義發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣上止點(diǎn)為360°CA（Crank Angle），燃燒上止點(diǎn)為720°CA。本文中進(jìn)氣門打開的時(shí)間為351°CA，關(guān)閉的時(shí)間為634°CA。

1.2數(shù)值模型和計(jì)算方法

計(jì)算中，湍流模型選取的是精度和穩(wěn)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(lián)合使用的復(fù)合壁面函數(shù)；壁面熱傳導(dǎo)模型采用的是標(biāo)準(zhǔn)壁函數(shù)。

為了能夠模擬復(fù)雜邊界區(qū)域的流體運(yùn)動(dòng)，偏微分方程的空間離散化采用有限體積法。由于內(nèi)燃機(jī)進(jìn)氣是一個(gè)復(fù)雜的三維流，具有非定常、高瞬變的流動(dòng)特點(diǎn)，微分方程數(shù)值解法中速度與壓力的解耦采用PISO算法，同時(shí)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(shí)為氫發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣及噴氫系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)，本文計(jì)算所采用的初始條件和邊界條件來自于經(jīng)驗(yàn)值。具體為：進(jìn)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(jìn)氣溫度294K，氫氣進(jìn)氣溫度294K。

2　模擬方案

本文所選取的發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000r/min，缸內(nèi)燃空當(dāng)量比為0.68。噴孔采用單孔，位置位于進(jìn)氣歧管的鼻梁上，已盡可能靠近進(jìn)氣門。固定氫氣開始噴射時(shí)刻，其值為從排氣門關(guān)閉時(shí)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(duì)象，其中噴孔直徑取3mm和4mm兩個(gè)參數(shù)，噴射壓力取200 000Pa 和300 000Pa兩個(gè)參數(shù)。模擬工況為將上述兩個(gè)參數(shù)進(jìn)行組合的工況，具體如表2。計(jì)算從排氣門打開時(shí)刻開始至進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻結(jié)束，計(jì)算持續(xù)時(shí)間為283°CA。

3　結(jié)果分析

表2　研究工況

3.1不同工況下噴孔、空氣進(jìn)口質(zhì)流量對(duì)比

圖2、圖3分別為氫氣噴孔質(zhì)流量、空氣進(jìn)口質(zhì)流量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化關(guān)系。圖2顯示了四種工況下噴孔橫截面上平均質(zhì)流量的大小關(guān)系為：工況1＜工況2＜工況3＜工況4，且工況2、3的噴氫結(jié)束時(shí)間相差不大，即其平均質(zhì)流量較為接近。同時(shí)還可以看到工況2、4的瞬時(shí)質(zhì)流量波動(dòng)比較大，而工況1、3基本上沒有波動(dòng)，這說明采用過大的噴氫壓力會(huì)導(dǎo)致噴出的氫氣射流不穩(wěn)定。而氫氣射流的不穩(wěn)定會(huì)給精確控制缸內(nèi)的當(dāng)量比帶來一定的困難，進(jìn)而會(huì)帶來循環(huán)變動(dòng)、燃油經(jīng)濟(jì)性等問題，不宜采取過高的噴射壓力。

圖2　氫氣噴孔質(zhì)流量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

圖3　空氣進(jìn)口質(zhì)流量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化

注：負(fù)值代表流入，正值代表流出。

圖3中的第五個(gè)工況“倒拖”代表發(fā)動(dòng)機(jī)不噴氫氣，只有進(jìn)氣的工況。從圖3可見，相比“倒拖”工況，當(dāng)氫氣從414°CA開始噴射之后，四種試驗(yàn)工況下的空氣進(jìn)口質(zhì)流量均會(huì)急劇下降，這是因?yàn)闅錃獾臄U(kuò)散系數(shù)很大，高壓氫氣被噴射出來之后會(huì)迅速膨脹，占據(jù)進(jìn)氣管一部分空間，使新鮮空氣的有效流通截面減小。仔細(xì)對(duì)比四種試驗(yàn)工況下的瞬時(shí)質(zhì)流量還會(huì)發(fā)現(xiàn)，噴氫期靠前的階段，工況2、3、4下空氣進(jìn)口均出現(xiàn)了新鮮空氣的倒流現(xiàn)象，且隨著氫氣質(zhì)流量的增加，新鮮空氣倒流時(shí)的質(zhì)流量增大，持續(xù)期變長。因此低速工況下，應(yīng)采取較小的噴氫流量，以避免新鮮空氣的倒流現(xiàn)象。

3.2噴孔直徑、噴射壓力共同對(duì)進(jìn)氣過程的影響

結(jié)合圖3、4可以發(fā)現(xiàn)，在氫氣噴孔平均質(zhì)流量相接近的情況下，工況2、3空氣進(jìn)口瞬時(shí)質(zhì)流量隨曲軸轉(zhuǎn)角的變化趨于一致。因此，為了盡量減小流量對(duì)進(jìn)氣管內(nèi)流動(dòng)狀態(tài)的影響，本文選取了工況2、3作為對(duì)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(shí)刻414°CA，結(jié)束時(shí)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(cè)圖形對(duì)應(yīng)工況2，右側(cè)圖形對(duì)應(yīng)工況3。同時(shí)對(duì)兩圖進(jìn)行橫向?qū)Ρ劝l(fā)現(xiàn)，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?yàn)閮煞N工況下的噴氫壓力和噴孔直徑不一樣，大的噴氫壓力會(huì)產(chǎn)生更高的噴氫速度，大的噴孔直徑會(huì)產(chǎn)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(shí)間內(nèi)從低于一個(gè)大氣壓升高到二至三個(gè)大氣壓，產(chǎn)生的壓力波會(huì)在進(jìn)氣管內(nèi)傳播，引起速度場發(fā)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(jìn)氣口側(cè)產(chǎn)生了一個(gè)尺度比較大且明顯的旋渦，同時(shí)在進(jìn)氣口附近靠近上壁側(cè)存在著一個(gè)尺度小一些但更加明顯的旋渦。隨著噴氫的持續(xù)進(jìn)行，氫氣射流變得穩(wěn)定。噴氫中期時(shí)，二者進(jìn)氣管內(nèi)的速度場的相似程度極高，達(dá)到整個(gè)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?yàn)樵?44°CA時(shí)，工況3更加接近噴氫結(jié)束時(shí)刻，兩工況下噴入進(jìn)氣管內(nèi)的氫氣量差別較大。

從速度場的對(duì)比表明，噴孔直徑或者噴射壓力中的單一參數(shù)在噴氫期間對(duì)進(jìn)氣管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)影響較小，兩者的影響最終耦合在一起通過噴孔質(zhì)流量的變化反映出來。

4　結(jié)論

（1）過高的噴氫壓力會(huì)導(dǎo)致噴出的氫氣射流不穩(wěn)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(huì)引起進(jìn)氣管內(nèi)出現(xiàn)空氣的倒流現(xiàn)象。流量越大，倒流持續(xù)的時(shí)間越長，倒流時(shí)的瞬時(shí)質(zhì)量流量越大。

（3）單噴孔直徑或者噴氫壓力對(duì)噴氫期間進(jìn)氣管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)影響較小，兩者的影響耦合在一起通過質(zhì)流量反映出來。

［1］2014年中國機(jī)動(dòng)車污染防治年報(bào)［N］.2014.

［2］黃佐華，蔣德明，王錫斌.內(nèi)燃機(jī)燃燒研究及面臨的挑戰(zhàn)［J］.內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2008（S26）：101-106.

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［5］徐宏明.預(yù)混壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)的現(xiàn)狀與未來（英文）［J］.汽車安全與節(jié)能學(xué)報(bào)，2012（3）：185-199.

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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(fā)動(dòng)機(jī)燃燒優(yōu)化設(shè)計(jì)。