第10章-氫發(fā)動機

氫能及新型能源動力系統(tǒng)動力工程多相流國家重點實驗室第10章氫發(fā)動機11．氫內燃機發(fā)展歷程2．純氫內燃機3．氫混合燃料4．氫發(fā)動機的理論循環(huán)5．氫發(fā)動機的工作過程

本章內容2第十章氫發(fā)動機

1.各類發(fā)動機簡介3第十章氫發(fā)動機

—各類發(fā)動機簡介廣義上的內燃機包括往復活塞式內燃機、旋轉活塞式發(fā)動機和自由活塞式發(fā)動機，也包括旋轉葉輪式的燃氣輪機、噴氣式發(fā)動機等通常所說的內燃機是指活塞式內燃機,以往復活塞式最為普遍。內燃機與外燃機（斯特林發(fā)動機）區(qū)別外燃機使用氫氣作為工質加熱膨脹做功。燃料在氣缸外的燃燒室內連續(xù)燃燒，通過加熱器傳給工質，工質不直接參與燃燒，也不更換.4第十章氫發(fā)動機

—各類發(fā)動機簡介由于外燃機避免了傳統(tǒng)內燃機的震爆做功問題，從而實現(xiàn)了高效率、低噪音、低污染和低運行成本。外燃機可以燃燒各種可燃氣體，如：天然氣、沼氣、石油氣、氫氣、煤氣等，也可燃燒柴油、液化石油氣等液體燃料，還可以燃燒木材，以及利用太陽能等。只要熱腔達到700℃，設備即可做功運行，環(huán)境溫度越低，外燃機最大的優(yōu)點是出力和效率不受海拔高度影響，非常適合于高海拔地區(qū)使用。斯特林發(fā)動機問題:散熱器大、密封困難，膨脹室、壓縮室、加熱器、冷卻室、再生器等的成本高，熱量損失是內燃發(fā)動機的2-3倍等。5第十章氫發(fā)動機

2.內燃機分類和基本概念6第十章氫發(fā)動機

—內燃機分類和基本概念內燃機的品種繁多、其主要分類方法有：(1)按所用燃料：柴油機、汽油機、煤氣機、天然氣機、雙燃料機(柴油和天然氣兩用內燃機)、氫內燃機等。(2)按燃料在汽缸內著火性質：有壓燃式內燃機和點燃式內燃機。壓燃式內燃機是利用汽缸內的空氣被高度壓縮后所產(chǎn)生的高溫，使燃料自行骸燒著火，如柴油機、雙燃料機等。點燃式內燃機采用電火花點燃可燃混合氣，如汽油機、煤氣機等。(3)按一個工作循環(huán)過程:四沖程內燃機和二沖程內燃機。7(4)按活塞運動方式：往復活塞式內燃機和旋轉活塞式內燃機。(5)按汽缸冷卻方式：水冷式內燃機和風冷式內燃機。(6)按汽缸數(shù)目和排列方式：有單缸內燃機(臥式)和多缸內燃機（直列式、v型、w型、H型等)。(7)按活塞平均速度或額定轉速：有低速機(＜300r/min)，中轉速（300～1000r/min）、高速機(＞1000r/min)。(8)按進氣方式：增壓式內燃機和自然吸氣式內燃機。第十章氫發(fā)動機

—內燃機分類和基本概念8第十章氫發(fā)動機

—內燃機分類和基本概念圖10-1內燃機基本結構簡圖9第十章氫發(fā)動機

—內燃機分類和基本概念2往復活塞式內燃機的基本術語

往復活塞式內燃機是靠燃料燃燒后產(chǎn)生的熱能轉變?yōu)闄C械能而進行工作的，基本結構簡圖如圖10-1所示。（1）上止點活塞移動能達到的最上端位置稱為上止點，此時活塞與曲軸的旋轉中心距離最遠。（2）下止點活塞移動能達到的最下端位置稱為下止點，此時活塞與曲軸旋轉中心的距離最近。

10第十章氫發(fā)動機

—內燃機分類和基本概念（3）活塞行程活塞上止點與下止點之間的距離稱為活塞行程。曲軸每轉過半周(180o)，活塞便移動一個行程，曲軸每轉過一周(360o)，活塞便完成兩個行程。因此，活塞行程的長度等于曲軸旋轉半徑的兩倍。（4）燃燒室容積活塞在汽缸內位于上止點位置時，在活塞頂面以上的空間稱為燃燒室容積或壓縮容積。（5）汽缸工作容積活塞從上止點到下止點所掃過的汽缸容積，又稱沖程容積或活塞排量。11（6）汽缸總容積活塞位于下止點時，汽缸內的空間稱為汽缸總容積，它等于燃燒室容積與汽缸工作容積之和。（7）壓縮比（ε）汽缸總容積與燃燒室容積之比稱為壓縮比。壓縮比表示活塞從下止點移動到上止點時，氣體在汽缸內被壓縮的程度。壓縮比越大，壓力和溫度將升得越高?，F(xiàn)代柴油機的壓縮比般為15～22，汽油機的壓縮比一般為6～9。（8）余氣系數(shù)（α）可燃混氣中空氣量（或氧氣量）與理論空氣量（或氧氣量）之比。第十章氫發(fā)動機

—內燃機分類和基本概念12第十章氫發(fā)動機

—內燃機分類和基本概念（9）氣缸充氣系數(shù)（ηv）發(fā)動機氣缸換氣過程中，氣缸實際充氣量與在標準大氣狀態(tài)下充滿氣缸工作容積的充氣量之比。（10）點火提前角(點燃式發(fā)動機)

從點火時刻起到活塞到達壓縮上止點，這段時間內曲軸轉過的角度稱為點火提前角。最佳點火提前角:氣體膨脹趨勢最大段處于活塞做功下降行程,這樣效率最高，振動最小，溫升最低。(11）噴油延遲角（壓燃式發(fā)動機）柴油入氣缸時要與缸內氧氣混合同時吸收熱量.達到燃點時才可以燃燒.從噴油開始到開始燃燒這段時間.在曲軸轉角上叫做噴油延遲角大約20度。13日本本田3.5L發(fā)動機實物及圖截面圖14水平對置四缸發(fā)動機15直列四缸發(fā)動機16V型六缸發(fā)動機1718往復活塞式內燃機技術上基于Otto循環(huán)19（1）直接噴射式燃燒室:也稱為直噴發(fā)動機，燃燒室設在活塞頂上，是一個統(tǒng)一的空間。噴油器將零狀高壓柴油直接噴入活塞上部。

直噴式燃燒室圖

20

分開式燃燒室（2）分開式燃燒室：分開式燃燒室被明顯隔成兩部分，其一部分由活塞頂面及氣缸蓋底面組成；另一部分在氣缸蓋或氣缸體中，兩者以一條或數(shù)條通道相聯(lián)接21凸輪軸是屬于發(fā)動機的配氣機構,其功能結構如上圖22第十章氫發(fā)動機

3.氫內燃機/氫發(fā)動機的發(fā)展歷程23第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機/氫發(fā)動機的發(fā)展歷程1820年，Rev.W.Cecil發(fā)表文章，談到用氫氣產(chǎn)生動力的機械，還給出詳盡的機械設計圖要使燃油耗進一步降低至3L/100km，排放達到接近于零排放的要求，技術上困難，經(jīng)濟代價也昂貴。美國、德國、日本等世界著名汽車生產(chǎn)集團都把目光轉向了以氫作為燃料的氫能汽車動力裝置。在氫和氧反應釋放能量的過程中，不會產(chǎn)生HC、CO，也沒有CO2及固體顆粒。視反應的方法不同，NOx極低甚至為零。要滿足21世紀的要求，氫能汽車幾乎成為惟一的選擇。24第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機/氫發(fā)動機的發(fā)展歷程氫內燃機(HydrogenInternalCombustionEngine，HICE)繼承了傳統(tǒng)內燃機(ICE)100多年來發(fā)展過程所積累的全部理論和經(jīng)驗，沒有特別不可逾越的技術障礙德國的BMW公司、DaimlerCrysler公司、日本的三菱公司、美國的別林公司，在70-80年代開始對HICE進行系統(tǒng)研究HICE初期使用液氫作為燃料，后來的實驗使用車上直接重整(如汽油等)碳氫燃料來獲得所需的氫燃料?，F(xiàn)在一般采用高壓氣氫作為燃料福特公司氫內燃機外形圖及其主要性能見圖10-225第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機/氫發(fā)動機的發(fā)展歷程圖10-2福特公司氫內燃機外形圖264.9literHECsixcylinderhydrogeninternalcombustionenginewithacompressionfactorof13.5:127HydrogenInternalCombustionEngine28第十章氫發(fā)動機

4.氫燃料內燃機的特點29第十章氫發(fā)動機

—氫燃料內燃機的特點（1）氫氣作為內燃機燃料的優(yōu)點①燃氫發(fā)動機兼具柴油機的高效率和汽油機的高轉速特性，燃氫發(fā)動機的理論循環(huán)最接近otto循環(huán)，相同的測試條件下氫發(fā)動機的效率高出汽油機15％～20％。②氫的燃燒速度快，有非常廣泛的燃燒范圍(4％～75％)，這樣氫氣可以來用稀燃的燃燒方式，在更寬的空燃比范圍內工作而不會引發(fā)提前點火或者敲缸等現(xiàn)象，因此在負荷變化的時候只需要調節(jié)供氫量就可以滿足汽車實際行駛時的各種負荷要求。30基于Otto循環(huán)的引擎其理論熱效率取決于其壓縮比及燃料的比熱:這里,V1/V2=thecompressionratioγ=ratioofspecificheatsηth=theoreticalthermodynamicefficiency

燃料的壓縮比取決于其抗爆震的性能。富氫混合氣的抗爆震性能優(yōu)于汽油，因此可以達到更高的壓縮比。比熱取決于分子結構，分子結構越簡單，其比熱越大。氫γ=1.4；汽油γ=1.131第十章氫發(fā)動機

—氫燃料內燃機的特點③氫的可燃性好，氫空氣混合物的點火能量只是其他可燃氣體的1/3～1/6，同時氫在-253℃以上的條件下都以氣態(tài)的形式存在，這樣氫內燃機就不存在冷啟動的障礙，也不會發(fā)生氣鎖、冷壁熄火、氣化不足及混合不當?shù)默F(xiàn)象。氫內燃機與傳統(tǒng)汽油內燃機的主要技術經(jīng)濟指標見表10-1.（2）氫氣作為內燃機燃料的主要問題氫的特殊性質，使氫作為內燃機燃料時，會帶來新的問題如早燃、回火、爆燃等異常燃燒現(xiàn)象，使發(fā)動機正常工作遭到破壞。32早燃（pre-ignition）指火花塞點火以前，混合氣已被一些熱點點燃，開始燃燒。熱點可能是燃燒室的尖角、火花塞的過程電極、排氣門、機油高溫分解的碳粒、雜質的過程沉積物等。在濃混合氣發(fā)生早燃時，火焰?zhèn)鞑ニ俣葮O快，壓力急劇升高，使發(fā)動機正常工作遭到破壞。33第十章氫發(fā)動機

—氫燃料內燃機的特點

回火（backflash）在進氣過程中，進氣門尚未關閉，汽缸內混合氣未經(jīng)火花塞點燃而被熱點引燃，火焰?zhèn)鞑サ竭M氣管內的一種不正?，F(xiàn)象。在以濃混合氣工作時，進氣管回火造成強烈的噪聲，也容易損壞發(fā)動機。進氣過程中的回火當以稀混合氣運轉時，燃燒速度較慢，燃燒過程從排氣形成持續(xù)到進氣形成，當進氣門開啟時燃燒尚未完畢，此時會點燃可燃混合氣，引起回火?；鼗鹆勘惹罢咝〉亩?，但也造成發(fā)動機工作不穩(wěn)定。34

爆燃由于氫的滯燃期短，火焰?zhèn)鞑ニ俣认喈敻撸瑢е氯細鈮毫眲≡龈?，燃燒過程過早結束，飛輪因克服不了壓縮功，會造成突然停車。35第十章氫發(fā)動機

—氫燃料內燃機的特點

研究表明，采取措施減緩混合氣著火的化學準備過程及火焰燃燒速度，降低燃燒溫度，并盡可能減少熱點形成的趨勢，即可防止早燃、回火等的發(fā)生。一般采取一下措施：尾氣再循環(huán)向汽缸中氫—空氣混合氣噴水提高壓縮比36第十章氫發(fā)動機

—氫燃料內燃機的特點目前，氫燃料汽車研究過程中表現(xiàn)出來的其它問題還有：①氫密度小、能量密度高，要求有更大的汽缸空間，相對減少氧氣的量，從而可能使得汽車的動力性能受到影響。②氫內燃機的燃燒產(chǎn)物是水蒸氣，凝結水有可能沿著汽缸壁漏入潤滑油中，引起機油乳化喪失潤滑能力、銹蝕汽缸，需要采用抗乳化潤滑油或合成機油。37③火花塞受潮后可能不點火，因此點火系統(tǒng)也應具有不被短路的能力和抗干擾的高屏蔽能力④氫內燃機氣缸中仍有部分潤滑油，仍有部分污染物的排放，不是真正意義上的零排放汽車⑤實測結果表明發(fā)動機燃用純氫還存在功率下降的問題。38

各種燃料占用燃燒室及所含能量相同計量比情況下,氫占用30%的燃燒室空間,而汽油僅占用1-2%39第十章氫發(fā)動機

5.氫內燃機飛機及氫燃料火箭40第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機飛機及燃料火箭因為氫氣質量輕以及優(yōu)秀的燃燒特性，氫是飛機的理想燃料。早在1956年，氫動力的渦輪噴氣發(fā)動機便有報道。1973年美國宇航局(NASA)開始研究超、亞音速液氫飛機的設計方案，洛克希德公司也對以氫為燃料的商業(yè)飛機進行了系統(tǒng)的設計和研究。液氫飛機必須向超音速，遠航程，超高空發(fā)展，才能更好地發(fā)揮液氫的優(yōu)越性，以替代現(xiàn)在航速較低、飛行時間長、航空煤油消耗量多種大型客機。41第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機飛機及氫燃料火箭（1）氫內燃機飛機人類活動產(chǎn)生的溫室氣體中，有3.5％來自飛機廢氣。在高對流層，客機排出的氮氧化物卻會加快破壞臭氧層。大型客機由降落至另一次起飛期間，發(fā)動機空轉所產(chǎn)生的廢氣，相當于一輛汽車行駛6400km；一架波音747飛機每次飛行消耗超過200t燃料，相當于6600輛小轎車的油耗。42第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機飛機及氫燃料火箭（2）氫燃料火箭對現(xiàn)代航天飛機而言，減輕燃料自重、增加有效載荷變得更為重要。氫的能量密度很高，是普通汽油的3倍，這意味著燃料的自重可減輕2/3，這對航天飛機無疑是極為有利的。我國自行開發(fā)了一系列運載火箭，用于航空航天的長征系列運載火箭都是三級火箭；第三子級使用液氧和液氫作為推進劑；氫發(fā)動機可以多次啟動。長征三號系列運載火箭三子級推進系統(tǒng)見圖10-3。43第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機飛機及氫燃料火箭

圖10-3長征三號系列運載火箭三子級推進系統(tǒng)44第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機飛機及氫燃料火箭表10-2YF75發(fā)動機的主要性能45第十章氫發(fā)動機

6.氫混合燃料46第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料1氫-油混合燃料氫油混合燃料對發(fā)動機的功率有很大影響。實驗表明純燃氫發(fā)動機缸外混合，功率僅能實現(xiàn)原機的85％，而缸內混合，則可達118％。①因氫碳比(H/C)提高，則在足夠空燃比(A/F)下煙度必定降低。實際上現(xiàn)有研究已證明所測煙度最大值一般不超過2.0BSU．一般都在1.0-2.0BSU變動或小于1.0BSU。②燃油摻氫后，為了減少負功，噴油提前角延后，但氫的燃速遠大于燃油，故有可能導致少量燃油被推遲至膨脹過程燃燒，從而使排氣溫度提高。但因氫的速燃有助于減少碳氫化合物的排出，從而使得熱效率提高。47第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料③因噴油延遲且氫氣早燃，故從放熱角度，在出現(xiàn)最大放熱峰值后的平均放熱速率可能降低，從而導致缸內高溫持續(xù)期縮短，使NOx的生成量因高溫而增長的趨勢受到抑制。④在等熱值情況下，由于氫摻入后的空氣只有部分留在副室中，使副室中的燃油在初期與較多的氧氣接觸，從而提高副室中的燃燒壓力并因之使渦流強度增長。48第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料HC排放量降低至原汽油機的3/4以下。汽油-氫混合燃料汽車在實際應用時，在常用的中、低負荷工況下，加氫率應高些，以便較多地克服汽油機中、低負荷時油耗率高和有害排放量高的缺點；在高負荷時，少加氫，以免功率下降，保持其動力性。氫-汽油雙燃料發(fā)動機，這種雙燃料發(fā)動機裝有余熱制氫裝置，可用甲醇制取氫并燃用氫與汽油混合燃料。對余熱制氫裝置及氫-汽油雙燃料發(fā)動機的各項性能進行試驗研究表明，裝有余熱制氫裝置的氫-汽油雙燃料發(fā)動機功率和扭矩有所提高，外特性和負荷特性燃油消耗率下降5.3％~7.5％；怠速排放中CO和HC均有所減少。汽油和摻氫混油對發(fā)動機的各種性能影響見表10-3、表10-4、表10-5和表10-6。49第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料

表10-3汽油和摻氫混油對發(fā)動機外特性的影晌

表10-4汽油和摻氫混油對發(fā)動機怠速排放對比50第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料表10-5汽油和摻氫汽油對發(fā)動機負荷特性最低燃油消耗率對比/[g/(kw·h)]表10-6汽油和摻氫汽油對發(fā)動機模擬汽車等速行駛(百公里)排放試驗對比51第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料2氫和天然氣混合燃料

參考書:《內燃機替代燃料燃燒學》作者:蔣德明，黃佐華主編

將氫按一定比例添加到管道天然氣中混合(Hythane)，混合后的燃氣按原加氣方式注入燃料罐直接使用。美國已經(jīng)在大型客車上成功地使用了氫和天然氣混合燃料，認為是連接CNG汽車和零排放氫燃料電池汽車之間的橋梁。增加了少量的氫后，CNG原本已很低的排放又大幅降低.52對于天然氣產(chǎn)氫缸內直噴發(fā)動機，以不同比例的天然氣—氫氣混合氣預先混合在高壓天然氣氣瓶中，混合燃料以噴射壓力8MPa噴入氣缸，借助火花塞將混合氣點燃。由于噴射壓力始終高于臨界噴射壓力，因此，燃料噴射量由噴射時間控制。圖10-4給出了混合燃料體積低熱值和H/C比值隨氫氣摻混比的關系53第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料圖10-4混合燃料的低熱值和H/C比值54第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料

圖10-5發(fā)動機有效熱效率與混合燃料中氫氣含量的關系55第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料圖10-6混合燃料HC排放與摻氫比的關系56第十章氫發(fā)動機

—氫混合燃料表10-7發(fā)動機的實驗工況參數(shù)

57氫作為單一燃料——氫發(fā)動機按混合氣形成方式的不同分為外部形成混合氣和缸內直接噴氫兩種類型。

1．外部形成混合氣

氫發(fā)動機的研究初期一般采用外部形成混合氣的方式，通常采用化油器、進氣歧管噴射和進氣口噴射等方法形成混合氣。對于氫發(fā)動機，通過化油器輸送燃料是最簡單的燃料供給方法，但化油器發(fā)動機容易產(chǎn)生早燃和回火等不正常燃燒。為此采用了進氣歧管噴氫和進氣口噴氫技術來解決早燃和回火問題。

58關于化油器汽油不是直接通過導管進入發(fā)動機的燃燒室的。汽油必須與經(jīng)過凈化的空氣混合，形成一種薄霧狀的混合氣，這樣進入燃燒室才容易燃燒?；推骶褪歉鶕?jù)發(fā)動機的不同轉數(shù)，使之產(chǎn)生濃度和份量相匹配的混合氣。因此，當發(fā)動機在怠速、低、中、高速等不同的轉數(shù)時，化油器供應的混合氣的濃度和份量也隨之調整。59

缸內直接噴氫不僅可以完全避免回火的產(chǎn)生，而且可以產(chǎn)生較高的輸出功率。根據(jù)噴射壓力的不同，缸內直接噴氫可以分為低壓噴射和高壓噴射。低壓噴射:在進氣門關閉后壓縮行程的前半行程噴入氫，噴射壓力可降低至1MPa。高壓噴射:在活塞接近上止點附近時將氫噴入，通過精確控制點火正時避免回火、早燃和敲缸的產(chǎn)生，并使發(fā)動機產(chǎn)生較高的熱效率，通常情況下高壓噴射的壓力要高于8MPa。

2．缸內直接噴氫60第十章氫發(fā)動機

7.氫發(fā)動機的理論循環(huán)61根據(jù)格林內維茨基－伯利林格的方法，針對以下情況進行氫發(fā)動機的理論循環(huán)計算:計算結果與已公布的汽油和甲烷氣的理論循環(huán)的研究結果進行了對比。余氣系數(shù)α值和壓縮比ε在很大的范圍內變化混合氣體在氣缸內形成和氣缸外形成第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)62第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)1用氫和空氣的混合氣作為工質，燃燒時其化學成分發(fā)生變化，排氣時工質在氣缸內的數(shù)量發(fā)生變化。2進氣和排氣時沒有流動損失：

理論計算的主要假設氫發(fā)動機的理論循環(huán)是一個封閉的不可逆循環(huán)，它應滿足以下條件：其中，P0外界壓力；Pr

進氣時氣缸內氣體的壓力；Pa氣缸內氣體開始被壓縮時的壓力63第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)3.進氣過程中沒有熱交換，因此進入氣缸后的混合氣仍具有外界空氣的溫度，而且條件2和3共同保證充填系數(shù)4.壓縮和膨脹都是在變絕熱指數(shù)條件下進行的，絕熱指數(shù)只考慮比熱隨溫度的變化5.燃燒和壓力下降都是在死點瞬時進行的，并且容積不變646.閥門的開閉時間準確地與上、下死點重合7.工質進行理想的混合和燃燒，沒有任何熱損失，因此燃燒時的放熱系數(shù)等于1，燃燒時的熱損失只是由于理論空氣含量不夠，即α<1造成的第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)65內混氣時，由于被壓縮的氫氣對氣缸補充充氣，壓縮過程的參數(shù)發(fā)生變化。因此，在計算循環(huán)時，應假設以下補充條件：a)氫氣是活塞處于下死點的那一瞬間進入氣缸的。b)氫氣在進氣噴嘴前方的溫度保持不變，氫氣在進氣嘴的壓力始終能保持臨界壓降。c)氫氣帶入氣缸內的動能全部轉變成熱能。66第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)圖10-7內混氣和外混氣的氫發(fā)動機的理論循環(huán)示功圖67根據(jù)上述簡化條件，可以求出給定燃料的循環(huán)參數(shù)與兩個主要因素—余氣系數(shù)α和和壓縮比ε的關系此時剩余氣體系數(shù)（廢氣系數(shù)）用下式求出:A進氣過程根據(jù)已采用的簡化條件：式中T0為外界空氣溫度；Tr—剩余氣體的溫度，其值是開始計算時選定的。（10-1）2計算公式和計算方法的特點68知識補充:剩余氣體系數(shù)進氣過程結束時,氣缸內的殘余廢氣量mr與進入氣缸中的新氣量ma的比值:即式中:△t—進氣管等高溫機件對進氣的加熱引起新氣溫度的升高值,鋁活塞△t=15~25℃;Vr進氣門關閉時氣缸工作容積;ηv充氣效率;Vs在進氣狀態(tài)下,充滿氣缸工作容積的新氣充量體積;ρr殘余廢氣密度;ρs新氣密度;Pr,Tr殘余廢氣的壓力和溫度,Pa進氣終點壓力;Ta大氣溫度;ε壓縮比69Ta為氣缸內氣體開始被壓縮時的溫度。要計算內混氣條件下進氣過程終點的參數(shù)，除了根據(jù)前面采用的假設條件所得到的上述公式外，還要用到下列關系式。進氣結束時，混合氣的溫度由下式求出：（10-2）Cr≈C0

mr/m0=γ70式中為臨界壓力比.第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)進氣噴嘴出口處的氣體溫度（即進入氣缸時的氫氣溫度），根據(jù)簡化條件（b），可以按臨界溫度來計算T1為噴嘴前的氣體溫度.對于氫:x=0.528;絕熱指數(shù)k=1.41;此時Tkp=0.83T1

71進氣噴嘴出口的氣體流速用下式表示：（10-4）1摩爾氫以動能形式帶入氣缸的熱量：（10-5）式中Ｇ

--1摩爾氫的重量。根據(jù)W2=0的假設條件，Qk的最終表示式可以寫成下列形式：（10-6）72m—在給定的α下，1摩爾氫所需的空氣摩爾數(shù)；

—分別為空氣和氫氣的平均摩爾比熱容（以絕對溫度零度為計算的起點）；

—空氣與剩余氣體的混合氣溫度，按（10-2）式計算。第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)

壓縮過程開始時的混合氣溫度，也就是氣體的混合溫度，可由下式求出：（10-7）式中:Ta73第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)T=0-350K范圍內的平均摩爾比熱容與溫度的關系:對于氫對于空氣（10-8）（10-9）壓縮起點的壓力可以根據(jù)已知混合氣的溫度，由下列關系式求出:（10-10）新鮮混合氣中壓縮開始時的空氣分壓:式中V—按外界條件（P0,T0）計算時的摩爾體積74氫的分壓：

（10-11）內混氣條件下，混合氣體在壓縮開始時的壓力，可由氫和空氣分壓之和來求：（10-12）B壓縮過程根據(jù)已知的計算條件，壓縮過程的參數(shù)可以從考慮變化熱容的絕熱方程求出：

（10-13）

（10-14）式中k0和r—絕熱指數(shù)與溫度線性關系式中的系數(shù)（表2）：

（10-15）第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)

75第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)表10-8α為不同值時，壓縮過程和膨脹過程的絕熱方程中系數(shù)k0和r的值76根據(jù)已知條件，燃燒過程結束時的溫度由燃燒方程來計算，它是c-z（圖10-7）燃燒曲線的熱平衡方程：C燃燒過程（10-16）式中β0為理論分子體積變化系數(shù)；

—燃燒產(chǎn)物由0到t℃時的平均定容摩爾比熱容；—新鮮混合氣由0到t℃時的平均定容摩爾比熱容；—由于理論空氣量不夠造成的熱值損失。77式中β為實際分子體積變化系數(shù)（10-17）內混氣時，由于提高了氣缸的填充量，剩余氣體的相對含量減少，式（10-16）中用到的剩余氣體系數(shù)可由下式求出：式中，m為當α給定時，1mol氫所需的空氣摩爾數(shù)。根據(jù)已知的溫度Ta，可由下式求出燃燒過程結束時的壓力：（10-18）78外混氣及內混氣均可用（10-19）和（10-20）式來計算示功圖上所有特征點的溫度和壓力。計算的起始值是剩余氣體的溫度（圖10-7上的r點）?？蓪⑷紵a(chǎn)物在排氣期間絕熱流動時繼續(xù)膨脹的終點溫度（）作為剩余氣體的溫度（參看圖10-7）。第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)C膨脹過程膨脹過程的參數(shù)用變指數(shù)的絕熱方程來求：（10-19）（10-20）79式中—示功圖上分別用注腳標明的幾點所對應的燃燒產(chǎn)物的內能

—示功圖上分別用注腳標明的幾點所對應的新鮮混合氣的內能第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)理論熱效率（ηT）(此處公式有誤)（10-21）80在求發(fā)動機的功率的時候，常常應用一個假定的指數(shù)—平均指示壓力Pi。平均指示壓力意味著一個沖程內作用在活塞上的壓力是一個假定的常數(shù)，在這種壓力下所完成的功等于閉口循環(huán)的指示功。1mol新鮮混合氣理論循環(huán)的平均指示壓力可用下式計算：理論循環(huán)的平均指示壓力（10-22）式中V—按外界條件（P0，T0）計算時的摩爾體積；為理論循環(huán)熱效率，即工質對活塞所做的功。A為熱功當量81

表示單位體積新鮮混合氣的發(fā)熱量或輸入發(fā)動機的能量第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)理論循環(huán)的平均指示壓力的表示式可寫成兩個數(shù)的乘積：ηT這部分能量在理論循環(huán)中的利用程度82第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)當采用內混氣時，由于氣體增壓，帶入氣缸內的熱量增加，平均指示壓力按m/m+1比值增加：（10-23）下面將分析氫的理論循環(huán)的計算結果。計算時氫的低熱值為hu=240.7MJ/mol（57500kcal/mol），外界條件（標準條件）：P0=0.1MPa（1kgf/cm2），T0=288K83第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)3理論循環(huán)熱力計算結果的分析

氫的特點是分子體積變化系數(shù)值?。ㄒ妶D10-8）。當α=1時，該系數(shù)具有最小值β=0.852，混合氣貧氫和富氫都會使該系數(shù)值增加。因為體積變化與水蒸氣的生成反應有關，在α=1時，燃燒產(chǎn)物中的水蒸氣含量最大，所以分子體積變化系數(shù)出現(xiàn)最小值。外混氣氫發(fā)動機的理論循環(huán)參數(shù)其計算結果列于圖10-9～10-11。在α接近1的范圍內，參數(shù)變化最劇烈。隨著混合氣中氫含量減少，變化的劇烈程度也減弱。壓縮比的變化對壓力的影響，比對溫度的影響大。84第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)圖10-8混合氣成分對分子體積變化系數(shù)的影響85第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)86氫-空氣混合氣的體積發(fā)熱量較其他發(fā)動機燃料的低然而，氫的燃燒終點的溫度比汽油高。原因為何?分子體積變化系數(shù)小。水蒸氣的比熱容較CO2的比熱容低，這也是造成氫的燃燒終點溫度比碳氫燃料的高的原因之一。87第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)分子體積變化系數(shù)對燃燒終點壓力的影響(本質是對作功和功率的影響)（10-24）過去認為Pz（氣缸內氣體的最大壓力）隨分子體積變化系數(shù)增加而增大。該結論是根據(jù)如下公式得來:從該公式看,Pz似乎和β0有之間關聯(lián),事實是否如此?88然而這個結論并不反應真是情況，已經(jīng)知道，燃燒終點的溫度可由下式求出：

和—壓縮終點新鮮混合氣和燃燒產(chǎn)物的內能；—溫度Tz時燃燒產(chǎn)物的平均摩爾比熱容。（10-25）89第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)將Tz代入（10-24）式，得由上式可知，燃燒終點壓力與分子體積變化系數(shù)無關。上述結論還可以用其它方法推出。（10-26）90燃燒時放出的能量分給燃燒產(chǎn)物的所有分子，釋放能量的大小與反應物的化學性能和燃料與氧化劑的比值有關。當其他條件相同而燃燒時放出的熱量又相等時，燃燒產(chǎn)物的分子愈少，相應的燃燒溫度也就愈高。燃燒后分子數(shù)的增減也會引起壓力變化。但是壓力變化又被溫度變化所抵消，結果是分子體積變化系數(shù)對燃燒終點的壓力沒有直接影響上述結論的物理意義可簡述如下：91第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)系數(shù)β對理論循環(huán)參數(shù)的影響，只有通過比熱容與溫度的關系表現(xiàn)出來，其影響不大。當α由1變到4時，新鮮混合氣的熱值減少到1/3，同時燃燒終點的溫度Tz減少到1/2，壓力Pz減少到1/1.8。燃燒終點的溫度和壓力下降較慢的原因:由于隨著混合氣中氫含量減少而燃燒產(chǎn)物中的三原子氣體（H2O）的數(shù)量也減少，三原子氣體的比熱容要比氮和氧的比熱容高得多。92第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)圖10-10混合氣成分和壓縮比對理論循環(huán)效率的影響（外混氣）ε隨α,ε增加熱效率迅速增加93第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)α增加，一方面新鮮混合氣的發(fā)熱量減少，循環(huán)的平均溫度也下降;另一方面，燃燒產(chǎn)物中三原子氣體（H2O）含量減少。上述因素導致膨脹過程的絕熱指數(shù)值增大，且膨脹過程終點的氣體溫度下降，排氣的熱損失減少。最終提高熱效率94第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)圖10-11混合氣成分和壓縮比對理論循環(huán)平均指示壓力的影響(外混氣)εα95第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)采用內混氣時，將氫直接噴入氣缸內的主要特點是填充量增加（見圖10-7），這將導致示功圖上所有特征點的壓力都升高。與外混氣相比較，內混氣時壓縮起點的混合氣溫度變化不大。例如，當α=1時，內混氣的壓縮起點溫度為Ta=332K，而同樣條件下，外混氣的溫度為Ta=340K，相差不過2.5%。因為反應熱效應與壓力無關，由于內混氣的循環(huán)起始溫度T0與外混氣的差別不大，所以示功圖上所有特征點的溫度都保持不變。內混氣式氫發(fā)動機的理論循環(huán)參數(shù)96內混氣時剩余氣體的溫度下降，其原因是燃燒產(chǎn)物從氣缸中排出時剩余氣體膨脹得多一些。ε圖12內混氣(1)和外混氣(2)的氫發(fā)動機理論循環(huán)參數(shù)與壓縮比的關系曲線.α=1TbPbPzTz97第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)圖13當ε=7時，內混氣(1)和外混氣(2)的理論循環(huán)平均指示壓力Pi與混合氣成分α的關系98圖14ε=6的理論循環(huán)參數(shù)使用的燃料1.汽油2.天然氣(甲烷)3.外混氣條件下的氫99第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的理論循環(huán)圖14所示，α>1的范圍內,燃料的性質對理論循環(huán)中燃料燃燒后放出熱量的利用程度(熱效率)無顯著影響在α<1的范圍內，用氫氧作燃料時，理論循環(huán)的熱效率隨α減小而下降的程度比用甲烷和汽油時的小些。(空氣缺少時,發(fā)動機熱效率)循環(huán)的平均壓力與新鮮混合氣的發(fā)熱量成正比。然而，循環(huán)的最大壓力并不隨新鮮混合氣的發(fā)熱量成比例地變化,而與產(chǎn)物熱容有關,H2O的比熱容值只等于CO2的比熱容值的70%,因此Pz高些氫、甲烷和汽油的理論循環(huán)參數(shù)的比較100第十章氫發(fā)動機

8.氫發(fā)動機的工作過程101第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的工作過程早期研究發(fā)現(xiàn)，只有余氣系數(shù)α>1.2，氫發(fā)動機才能正常工作，在α=1.05時，氫發(fā)動機內就出現(xiàn)猛烈的早燃、回火。壓縮比更高時，發(fā)動機氫量必須很小。氫—空氣混合氣體積發(fā)熱量低。為了避免早燃，氫濃度受到限制，液體燃料發(fā)動機改用氫時升功率急劇下降。缸內直接噴氫，提高升功率和安全性。但氫空氣混合不好，指示熱效率低于外混氣。內混氣式氫發(fā)動機工作效率很大程度上取決于供氫系統(tǒng)和發(fā)動機的構造。1發(fā)動機的供氫系統(tǒng)102103內混氣的技術問題采用內混氣時，由于時間太短，要在這樣短的時間內把氫氣噴入發(fā)動機的氣缸里，還要混合成可燃燒的混合氣，再加上氫氣的密度小，改善氣體混合的質量就成了一個難題。104氫氣進入氣缸的階段；氫氣流在充滿空氣的容積內擴散的階段氫氣和空氣一起運動的階段。影響最后一個階段的可能性有限，因此要想改善氣體混合的質量，只有設法在第二階段結束時使氫氣更均勻地分布在整個容積內。內混氣過程簡略地分為三個連續(xù)的階段：氫氣在氣缸的容積內分布的均勻程度，取決于氫氣射流進入氣缸的位置、方間、形狀和噴射距離。105第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的工作過程圖10-15氫氣噴入的位置和方向對指示效率的影響1，2，3-3ИЦ-3發(fā)動機；4-Л-3發(fā)動機106第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的工作過程采用的進氣噴嘴位置有三種：圖10-15所示，氫氣噴入發(fā)動機氣缸的位置和方向對指示效率有很大影響。其他條件相同的情況下，由于進氣噴嘴的位顯和方向相同，會變化22%(1的ηf=31%,而2的ηf=24%)。

噴嘴裝在發(fā)動機氣缸頭上，氣流方向與氣缸軸線一致噴嘴裝在發(fā)動機氣缸上，氣流為向是氣缸的徑向噴嘴裝在發(fā)動機氣缸上，氣流方向與氣缸的內表面相切107第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的工作過程

采用內混氣時，要想進一步改進氣體混合過程，可以選用多孔噴嘴，這種噴嘴沿適當?shù)姆较驀娙霘錃饬鳎苁箽錃飧鶆虻胤植荚跉飧椎娜莘e內。此時應該注意，射流數(shù)增加會縮短射流的噴射距離。圖10-16繪出多孔噴嘴的研究結果，采用鈴木汽車公司生產(chǎn)的二沖程氣缸發(fā)動機，發(fā)動機的總工作容積是0.55L，研究了下述兩種供氫工況。

108第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的工作過程低壓噴氫活塞將排氣孔關閉后，氫氣立即在0.3-1.7MPa的較低壓力下供入氣缸內，噴氫的持續(xù)時間為曲軸轉角。研究了三種多孔噴嘴，它們的特性曲線，孔的尺寸、數(shù)目和方向都標在圖10-16。射流方向與氣缸軸線成45°的三孔噴嘴具有較好的性能指標。高壓噴氫利用氫氣壓力得到附加功，把噴氫過程安排在活塞快到上死點時才進行，噴氫用的壓力是1～4MPa，噴氫的開始時間分別為距上死點為30°、35°、45°曲軸轉角，噴氫的持續(xù)時間為45°曲軸轉角。試驗了十孔和五孔噴嘴，孔的方向標在圖10-15c上。在壓力高而混氣時間短的情況下，十孔噴嘴得到的試驗結果較好，并且開始噴氫的時間以45°曲軸轉角較好。109圖10-16用多孔噴嘴時，氫氣射流的大小和方向對發(fā)動機工作效率的影響110圖10-17發(fā)動機速度工況對其效率的影響；1高壓噴氫；2低壓噴氫發(fā)動機速度工況對其效率的影響111第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的工作過程當轉速為2000r/min時，高壓噴氫有效效率較高轉速為3000r/min時，兩種供氫系統(tǒng)效率相近當轉速為4500r/min時，高壓供氫系統(tǒng)效率明顯下降原因為何？因為在高壓噴氫的情況下，混氣時間短，內混氣的三個階段要在曲軸轉動的短暫時間內完成，所以氣體混合質量急劇下降，有效效率由25%降到23%。112燃燒產(chǎn)物的分析證明：無論是高壓噴氫、還是低壓噴氫，燃燒完全程度都是97%~99%，因此氣體混合質量對燃料的燃燒完全將沒有顯著的影響。α<2時，兩種混氣系統(tǒng)的主要燃燒期的持續(xù)時間是一樣的?；旌蠚庵羞M一步減少氫的含量，內混氣的可見燃燒期增加得快些。當α≈3時，內混氣的可見燃燒期比外混氣的相應值增加了50%,同時指示效率急劇下降。113第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的工作過程混和氣成分對工作過程情形情況的影響混和氣成分α對活塞式發(fā)動機的工作過程有決定性的影響。如果發(fā)動機用汽油作燃料時，由于汽油-空氣混和氣的可燃范圍很窄，就很難研究這種影響改用氫氣，就可能在非常寬的α范圍內研究工作過程的特點，混和氣成分可以一直變化到α=4對氫發(fā)動機，混合氣的成分由α=1.3變化到α=3.6。指示效率與混合氣成分的關系曲線ηi=f(α)具有變化平緩的特點，并且在α=2.5處有一個明顯的最大值。114第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的工作過程氫發(fā)動機工作的特點是指示效率與轉速的關系很大。發(fā)動機改用氫氣后，以內混氣方式和外混氣方式試驗時，轉速n=2000r/min的指示效率比n=1500r/min的高5.5~6%。然而用汽油工作時，這兩種速度工況的指示效率是一樣的。速度工況和提前點火角的影響原因：氫-空氣混合氣的火焰?zhèn)鞑ニ俣雀摺＿€可以從化學和流體動力學因素對發(fā)動機內燃燒過程的影響進行解釋。115第十章氫發(fā)動機

—氫發(fā)動機的工作過程當壓縮比ε=9時，只有在α>2.5的范圍內，發(fā)動機才能在上述兩種速度工況下，以最佳提前點火角工作，不會發(fā)生爆震。在轉速n>2000r/min的情況下，用貧氫混合氣（α>1.5）工作時，只有壓縮比ε>10，才能保證氫發(fā)動機正常工作。氫的抗爆震性研究表明：116第十章氫發(fā)動機

9.氫內燃機的熱力學性能的理論分析117第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析內燃機實際循環(huán)偏離空氣循環(huán)的諸多因素中,傳熱損失、換氣損失、工質泄漏、時間損失、燃燒損失、節(jié)流損失等原則上都可避免,惟獨工質組成及其熱物理性質變化帶來的損失不以人們的意志轉移。為此,以實際氣體替代標態(tài)空氣以改進空氣奧托循環(huán),進而以此為模型討論H2內燃機熱力學性能,并探討壓縮H2與空氣混合方式的選擇具有重要的指導意義1181）模型進氣終了缸內物態(tài)(pa

,Ta)，經(jīng)壓縮比(ε)作用到上止點(pc

,Tc)，等容燃燒后燃氣(pz

,Tz)膨脹回到下止點(pb

,Tb)。缸內傳熱采用勃利林克關聯(lián)式（高等內燃機學，魏春源等編北京理工大學出版社）。考慮工質熱物理性質隨組分與物態(tài)的變化，燃氣在1500K以上保持化學平衡，隨后凍結組分。得出有關變化趨勢的相對結論而非絕對數(shù)值，從而減少模型對實際循環(huán)的偏離而引起的誤差。

第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析119第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析通過與使用其他燃料的奧托發(fā)動機進行比較,可分析H2內燃機因使用小分子氣體燃料而產(chǎn)生的特殊性。假定辛烷(C8H18)、甲醇(CH3OH)、甲烷(CH4)、H2各自與空氣形成了均勻混合氣(pa=0.08MPa,Ta=300K),應用于ε=10的奧托發(fā)動機時,一些特征指標隨過量空氣系數(shù)Φa的變化趨勢如圖10-23所示（注：過量空氣系數(shù)Φa與余氣系數(shù)α為相同）。2）燃料種類影響120第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析圖10-23燃料種類的影響121氣體燃料尤其是小分子氣體的空氣混合物,其壓縮行程終了壓力pc更大,溫度Tc更高;最高燃燒壓力pz較低而燃氣初溫Tz

較高;膨脹行程終了壓力pb

較低而Tb

較高,這預示著缸內更高的傳熱水平和更高排氣溫度。相同參數(shù)的缸外預混奧托發(fā)動機,氣體燃料平均指示壓力pi

較小,指示熱效率ηi

較低,尤以H2為甚。雖然奧托發(fā)動機pz與Tz

的峰值總是出現(xiàn)在稍微偏離Φa=1的濃側,但使用氣體燃料時pi

的最大值更靠近Φa=1處。122第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析3）功率與效率影響發(fā)動機熱力性能的主要因素包括pa

,Ta

,ε及Φa等。圖10-24示出了這些因素對缸外預混H2內燃機pi

和ηi的影響。pa

對pi的影響近似線性,而對ηi影響不大,這說明可采用廢氣渦輪增壓來提升功率,從而提高機械效率并達到提高有效效率而節(jié)能的目的。123第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析

圖10-24功率與效率的影響因素124Ta的升高可使pi

和ηi

同時下降,pi的降低導致機械效率下降,進而導致有效效率降低而增加燃料消耗;由于氣體燃料不具有液體燃料氣化吸熱的性質,在自然吸氣發(fā)動機上保持較低的進氣溫度和對增壓發(fā)動機采用強力中冷顯得尤為重要ε

的增加可使pi和ηi同時升高,但由于爆震燃燒的傾向和降低機械效率的風險,宜采用稍高的合理值。Φa的增加常使pi下降,ηi升高注意區(qū)別機械效率和熱力學效率第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析125第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析4）特征點物態(tài)a壓縮終了物態(tài)b燃氣初態(tài)c膨脹終了物態(tài)影響混合氣壓縮行程的因素主要包括pa

,Ta

,ε及Φa等。對pz

影響最大的因素是ε,其次是pa

,Ta

及Φa126圖10-25示出了掃氣完全的假定下得到的壓縮終了物態(tài)pc與Tc

、壓縮功耗wc(單位MPa,其物理意義可參照pi來理解)及wcr(壓縮功占混合氣熱值的百分比)。pa的增加可使得壓縮行程平均壓力水平較高而消耗更多壓縮功,但因充氣量的相應提高,作用于單位熱值混合氣的壓縮功耗則基本不變。Tc升高是爆震傾向增加的主要因素,而圖中顯示Ta

對Tc

的影響可與ε的影響相比,說明保持低溫進氣和組織掃氣的重要性。H2混合氣均為雙原子分子,Φa對混合氣的壓縮行程無影響。a壓縮終了物態(tài)127第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析圖10-25壓縮終了物態(tài)128知識補充：二沖程的發(fā)動機需要新鮮的油氣混合氣將燃燒后的廢氣“擠”出汽缸外，該過程稱為掃氣，不過在這個過程中，新鮮的油氣混合氣會不可避免的被直接排出，這是也是二沖程發(fā)動機排放較高的原因之一。129第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析b燃氣初態(tài)圖10-26表明對pz

影響最大的因素是ε,其次是pa

,Ta

及Φa。對Tz影響最大的因素是Φa,其次是Ta

,ε,而pa

則無影響。控制pz

的最有效措施是適當降低ε(為保證充分膨脹可采用米勒循環(huán)),降低缸內傳熱水平和減少NOx排放的最有效措施是稀薄燃燒。c膨脹終了物態(tài)結合圖10-26說明,隨pa增加,Tz變化不大,而Tb

略有升高,意味著提高pa使缸內傳熱效率(占燃料熱值的百分比)下降;Ta

升高時,Tb

的增長不如Tz

增長迅速,意味著提高Ta可導致傳熱率升高;ε越低,pb越高,越具備采用米勒循環(huán)的潛力;此外,pb

與Tb的峰值出現(xiàn)在Φa=1處。13010-26燃氣初態(tài)131第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析圖10-27膨脹終了物態(tài)132第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機的熱力學性能的理論分析高壓氣態(tài)儲存是氣體燃料的主要儲運方式之一。發(fā)動機上使用高壓氣態(tài)燃料時,傾向于降壓后缸外預混（外混氣式）圖10-28表明,采用高壓缸內噴射（內混式）可獲得更大功率和更高效率由于氣體燃料摩爾數(shù)可與空氣相比,這種混合方式意味著氣體燃料壓力能的損失較大,且H2甚于天然氣。5）壓縮H2的高效利用133圖10-28內混式與外混式比較Φa假定有20MPa,300K的壓縮H2,缸外預混和上止點附近噴射時的pi

和ηi的比較(均忽略H2

壓力能,仍記其低熱值為242kJ/mol)134①自然吸氣式H2內燃機的功率和效率均不如同等參數(shù)汽油機，而其所有行程的溫度水平均較高，預示著有高的熱負荷;②增壓、中冷、稀燃、高壓噴射及米勒循環(huán)等措施的合理組合使用，可以實現(xiàn)H2燃料在內燃機上的清潔高效使用。通過上述分析可得到如下結論：135第十章氫發(fā)動機

10.氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬136第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬為了在現(xiàn)有的汽油發(fā)動機上改用氫燃料,對氫燃料燃燒性能進行研究十分重要，它可以指導實現(xiàn)氫在發(fā)動機中最佳燃燒，提高發(fā)動機的動力性能和排放性能，以及提高燃氫發(fā)動機運行的經(jīng)濟性。雖然也可以在改裝的汽油機中進行實驗，但這種研究周期長,費用大,而且有局限性。本節(jié)介紹在實驗基礎上通過對氫燃料發(fā)動機燃燒過程的模擬計算,對其運行特性進行描述,采用模型計算方法可以彌補試驗的不足,進一步指導氫發(fā)動機的設計和應用。1371燃燒模型目前,內燃機燃燒過程數(shù)值模擬所應用的模型主要有零維燃燒模型（單區(qū)燃燒模型）、準多維燃燒模型和多維燃模型。零維模型建立在熱力學第一定律的基礎上,不涉及內燃機中各種熱力學參數(shù)在空間場的不均勻性問題以及工作過程的細節(jié),而且從內燃機工作循環(huán)各系統(tǒng)內所發(fā)生的物理過程出發(fā),用微分方程對各系統(tǒng)的實際工作過程進行數(shù)學描述,能夠滿足一般性能的計算需要,而且模型簡單,計算方便,只要通過編制計算程序,就可得到數(shù)值解。138第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬本節(jié)介紹采用單區(qū)燃燒模型對氫氣內燃機的運行進行模擬的方法;為了便于計算,模型作以下假定：不考慮氣缸內各點的壓力、溫度與濃度場的差異；流入氣缸內的空氣與供入缸內的氫氣及氣缸內的殘余廢氣能實現(xiàn)瞬間的完全混合,缸內的狀態(tài)均勻;工質為理想氣體,其內能僅與溫度T有關,比熱容為定值;氣體流入與流出氣缸為準穩(wěn)定流動,不計流入與流出時的動能;不計進氣系統(tǒng)內壓力和溫度波動的影響;缸內工質在封閉過程中無泄露。139根據(jù)上述假設,此系統(tǒng)的氣體狀態(tài)可用一組微分方程式描述。規(guī)定流入系統(tǒng)的能量、質量為正值，流出系統(tǒng)的能量、質量為負值。建立下面3個基本方程求解缸內壓力P、溫度T和質量m。140第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬10-271)狀態(tài)方程2)質量守恒方程式中ms為進入氣缸內的氫-空氣混合氣質量,kg;me為排氣質量,kg;10-28PV=mRTR為氣體常數(shù);m為氣缸內氫-空氣混合氣的質量,kg1413)能量守恒方程10-29式中QB為氫燃燒放熱量,J;U為氣缸內氫-空氣混合氣內能,J;P為氣缸內氣體壓力,Pa;V為氣缸內氣體體積,m3;Qw為與氣缸壁的熱交換量,J;hs為單位質量氫-空氣混合氣焓值,J·kg-1;he為單位質量排氣的焓值,J·kg-1;Qf

為氣體高溫分解熱;J;φ為曲軸轉角,°CACA:CrankAngle;ATDC:AfterTopDeadCenter

142方程(10-27)～(10-29)聯(lián)立,可以求出P、T隨曲軸轉角φ的變化關系,但方程組中還有很多待求解的微分變量,如dV,dQB等,因此必須列出相關的約束條件,有關方程式如下:143第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬4)氣缸工作容積可以根據(jù)活塞連桿機構運動學幾何關系得出:式中D為缸徑,m;S為行程,m;λ為曲柄連桿系數(shù)。10-30144第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬

5)燃燒放熱率采用韋伯(Weibe)函數(shù):10-3110-3210-3310-34145式中,Hu為氫燃料低熱值,J·kg-1;gb循環(huán)進氣量,kg;Ct為修正系數(shù);φ為燃燒始角（時間）,°CA;φz為燃燒持續(xù)角（時間）,°CA;m為燃燒品質系數(shù);Pε為平均有效壓力,Pa;Pε0為額定工況下的平均有效壓力,Pa;φc為氣缸充氣系數(shù);Vs

為氣缸工作容積,m3;ρs為進氣管狀態(tài)下空氣密度,kg·m-3;φa為空氣過量系數(shù);l0為每1kg氫完全燃燒所需的理論空氣量,kg;x為氣缸徑向；146第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬

6)質量流量氣體流入、流出氣缸的質量流量可根據(jù)流體力學推出:式中fs

為進氣閥瞬時開啟面積,m2;μs為進氣流量系數(shù);k為比熱比;Ts

為進氣管中空氣的溫度,K;Ps進氣管中空氣的壓力,Pa;n為發(fā)動機轉速,r·min-1。10-3514710-36式中,fe

為排氣閥瞬時開啟面積,m2

;μe為排氣流量系數(shù)148第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬

7)內能的變化

10-37根據(jù)方程(10-27)可以得出dT/dφ的表達式,同理dm/dφ也可由方程(10-28)、(10-35)、(10-36)聯(lián)立得出。10-38由于假定氣體是理想氣體,故質量比內能u是溫度的單值函數(shù),即u=CvT,取其定容比熱容Cv為定值。而U=mu,從而進一步得出：149第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬

8)氣體與氣缸壁、活塞頂及缸蓋底面的傳熱量式中,aw

為傳熱系數(shù);Tw1為缸蓋內表面平均溫度,K;Tw2為活塞頂表面平均溫度,K;Tw3為氣缸內壁平均溫度,K;10-3910-401502燃燒過程模擬結果及分析1）氫燃料發(fā)動機基本參數(shù)本節(jié)以K5A單缸氫發(fā)動機為例對其燃燒過程進行數(shù)值模擬,氫發(fā)動機基本參數(shù)見表10-10。151第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬

表10-10發(fā)動機基本參數(shù)152第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬

將以上微分方程聯(lián)立求解可以計算得到缸內壓力、溫度等參數(shù)隨曲軸轉角的變化關系。龍格-庫塔法作為求解微分方程的一種有力工具,一直以準確、穩(wěn)定及容易編程等優(yōu)點被廣泛采用,其實質是間接地使用泰勒級數(shù)的一種方法,即設法在(xn,xn+1)內多預測幾個點的斜率值,然后將它們加權平均作為平均斜率以構造出具有更高精度的算法。本節(jié)內容系采用Matlab工具箱中的龍格-庫塔法對其進行求解。2）計算方法1533）缸內壓力計算與分析圖10-29所示為氫燃料發(fā)動機在轉速為1700r·min-1,燃空當量比α=0.4(注：此節(jié)中的然空當量比也用α表示，注意與之前章節(jié)的余氣系數(shù)α區(qū)別),點火提前角θ為25°CA時計算的示功圖與實測示功圖的對比結果。154第十章氫發(fā)動機

—氫內燃機工作過程的數(shù)值模擬