第10章-氢发动机

氢能及新型能源动力系统动力工程多相流国家重点实验室第10章氢发动机11．氢内燃机发展历程2．纯氢内燃机3．氢混合燃料4．氢发动机的理论循环5．氢发动机的工作过程

本章内容2第十章氢发动机

1.各类发动机简介3第十章氢发动机

—各类发动机简介广义上的内燃机包括往复活塞式内燃机、旋转活塞式发动机和自由活塞式发动机，也包括旋转叶轮式的燃气轮机、喷气式发动机等通常所说的内燃机是指活塞式内燃机,以往复活塞式最为普遍。内燃机与外燃机（斯特林发动机）区别外燃机使用氢气作为工质加热膨胀做功。燃料在气缸外的燃烧室内连续燃烧，通过加热器传给工质，工质不直接参与燃烧，也不更换.4第十章氢发动机

—各类发动机简介由于外燃机避免了传统内燃机的震爆做功问题，从而实现了高效率、低噪音、低污染和低运行成本。外燃机可以燃烧各种可燃气体，如：天然气、沼气、石油气、氢气、煤气等，也可燃烧柴油、液化石油气等液体燃料，还可以燃烧木材，以及利用太阳能等。只要热腔达到700℃，设备即可做功运行，环境温度越低，外燃机最大的优点是出力和效率不受海拔高度影响，非常适合于高海拔地区使用。斯特林发动机问题:散热器大、密封困难，膨胀室、压缩室、加热器、冷却室、再生器等的成本高，热量损失是内燃发动机的2-3倍等。5第十章氢发动机

2.内燃机分类和基本概念6第十章氢发动机

—内燃机分类和基本概念内燃机的品种繁多、其主要分类方法有：(1)按所用燃料：柴油机、汽油机、煤气机、天然气机、双燃料机(柴油和天然气两用内燃机)、氢内燃机等。(2)按燃料在汽缸内着火性质：有压燃式内燃机和点燃式内燃机。压燃式内燃机是利用汽缸内的空气被高度压缩后所产生的高温，使燃料自行骸烧着火，如柴油机、双燃料机等。点燃式内燃机采用电火花点燃可燃混合气，如汽油机、煤气机等。(3)按一个工作循环过程:四冲程内燃机和二冲程内燃机。7(4)按活塞运动方式：往复活塞式内燃机和旋转活塞式内燃机。(5)按汽缸冷却方式：水冷式内燃机和风冷式内燃机。(6)按汽缸数目和排列方式：有单缸内燃机(卧式)和多缸内燃机（直列式、v型、w型、H型等)。(7)按活塞平均速度或额定转速：有低速机(＜300r/min)，中转速（300～1000r/min）、高速机(＞1000r/min)。(8)按进气方式：增压式内燃机和自然吸气式内燃机。第十章氢发动机

—内燃机分类和基本概念8第十章氢发动机

—内燃机分类和基本概念图10-1内燃机基本结构简图9第十章氢发动机

—内燃机分类和基本概念2往复活塞式内燃机的基本术语

往复活塞式内燃机是靠燃料燃烧后产生的热能转变为机械能而进行工作的，基本结构简图如图10-1所示。（1）上止点活塞移动能达到的最上端位置称为上止点，此时活塞与曲轴的旋转中心距离最远。（2）下止点活塞移动能达到的最下端位置称为下止点，此时活塞与曲轴旋转中心的距离最近。

10第十章氢发动机

—内燃机分类和基本概念（3）活塞行程活塞上止点与下止点之间的距离称为活塞行程。曲轴每转过半周(180o)，活塞便移动一个行程，曲轴每转过一周(360o)，活塞便完成两个行程。因此，活塞行程的长度等于曲轴旋转半径的两倍。（4）燃烧室容积活塞在汽缸内位于上止点位置时，在活塞顶面以上的空间称为燃烧室容积或压缩容积。（5）汽缸工作容积活塞从上止点到下止点所扫过的汽缸容积，又称冲程容积或活塞排量。11（6）汽缸总容积活塞位于下止点时，汽缸内的空间称为汽缸总容积，它等于燃烧室容积与汽缸工作容积之和。（7）压缩比（ε）汽缸总容积与燃烧室容积之比称为压缩比。压缩比表示活塞从下止点移动到上止点时，气体在汽缸内被压缩的程度。压缩比越大，压力和温度将升得越高。现代柴油机的压缩比般为15～22，汽油机的压缩比一般为6～9。（8）余气系数（α）可燃混气中空气量（或氧气量）与理论空气量（或氧气量）之比。第十章氢发动机

—内燃机分类和基本概念12第十章氢发动机

—内燃机分类和基本概念（9）气缸充气系数（ηv）发动机气缸换气过程中，气缸实际充气量与在标准大气状态下充满气缸工作容积的充气量之比。（10）点火提前角(点燃式发动机)

从点火时刻起到活塞到达压缩上止点，这段时间内曲轴转过的角度称为点火提前角。最佳点火提前角:气体膨胀趋势最大段处于活塞做功下降行程,这样效率最高，振动最小，温升最低。(11）喷油延迟角（压燃式发动机）柴油入气缸时要与缸内氧气混合同时吸收热量.达到燃点时才可以燃烧.从喷油开始到开始燃烧这段时间.在曲轴转角上叫做喷油延迟角大约20度。13日本本田3.5L发动机实物及图截面图14水平对置四缸发动机15直列四缸发动机16V型六缸发动机1718往复活塞式内燃机技术上基于Otto循环19（1）直接喷射式燃烧室:也称为直喷发动机，燃烧室设在活塞顶上，是一个统一的空间。喷油器将零状高压柴油直接喷入活塞上部。

直喷式燃烧室图

20

分开式燃烧室（2）分开式燃烧室：分开式燃烧室被明显隔成两部分，其一部分由活塞顶面及气缸盖底面组成；另一部分在气缸盖或气缸体中，两者以一条或数条通道相联接21凸轮轴是属于发动机的配气机构,其功能结构如上图22第十章氢发动机

3.氢内燃机/氢发动机的发展历程23第十章氢发动机

—氢内燃机/氢发动机的发展历程1820年，Rev.W.Cecil发表文章，谈到用氢气产生动力的机械，还给出详尽的机械设计图要使燃油耗进一步降低至3L/100km，排放达到接近于零排放的要求，技术上困难，经济代价也昂贵。美国、德国、日本等世界著名汽车生产集团都把目光转向了以氢作为燃料的氢能汽车动力装置。在氢和氧反应释放能量的过程中，不会产生HC、CO，也没有CO2及固体颗粒。视反应的方法不同，NOx极低甚至为零。要满足21世纪的要求，氢能汽车几乎成为惟一的选择。24第十章氢发动机

—氢内燃机/氢发动机的发展历程氢内燃机(HydrogenInternalCombustionEngine，HICE)继承了传统内燃机(ICE)100多年来发展过程所积累的全部理论和经验，没有特别不可逾越的技术障碍德国的BMW公司、DaimlerCrysler公司、日本的三菱公司、美国的别林公司，在70-80年代开始对HICE进行系统研究HICE初期使用液氢作为燃料，后来的实验使用车上直接重整(如汽油等)碳氢燃料来获得所需的氢燃料。现在一般采用高压气氢作为燃料福特公司氢内燃机外形图及其主要性能见图10-225第十章氢发动机

—氢内燃机/氢发动机的发展历程图10-2福特公司氢内燃机外形图264.9literHECsixcylinderhydrogeninternalcombustionenginewithacompressionfactorof13.5:127HydrogenInternalCombustionEngine28第十章氢发动机

4.氢燃料内燃机的特点29第十章氢发动机

—氢燃料内燃机的特点（1）氢气作为内燃机燃料的优点①燃氢发动机兼具柴油机的高效率和汽油机的高转速特性，燃氢发动机的理论循环最接近otto循环，相同的测试条件下氢发动机的效率高出汽油机15％～20％。②氢的燃烧速度快，有非常广泛的燃烧范围(4％～75％)，这样氢气可以来用稀燃的燃烧方式，在更宽的空燃比范围内工作而不会引发提前点火或者敲缸等现象，因此在负荷变化的时候只需要调节供氢量就可以满足汽车实际行驶时的各种负荷要求。30基于Otto循环的引擎其理论热效率取决于其压缩比及燃料的比热:这里,V1/V2=thecompressionratioγ=ratioofspecificheatsηth=theoreticalthermodynamicefficiency

燃料的压缩比取决于其抗爆震的性能。富氢混合气的抗爆震性能优于汽油，因此可以达到更高的压缩比。比热取决于分子结构，分子结构越简单，其比热越大。氢γ=1.4；汽油γ=1.131第十章氢发动机

—氢燃料内燃机的特点③氢的可燃性好，氢空气混合物的点火能量只是其他可燃气体的1/3～1/6，同时氢在-253℃以上的条件下都以气态的形式存在，这样氢内燃机就不存在冷启动的障碍，也不会发生气锁、冷壁熄火、气化不足及混合不当的现象。氢内燃机与传统汽油内燃机的主要技术经济指标见表10-1.（2）氢气作为内燃机燃料的主要问题氢的特殊性质，使氢作为内燃机燃料时，会带来新的问题如早燃、回火、爆燃等异常燃烧现象，使发动机正常工作遭到破坏。32早燃（pre-ignition）指火花塞点火以前，混合气已被一些热点点燃，开始燃烧。热点可能是燃烧室的尖角、火花塞的过程电极、排气门、机油高温分解的碳粒、杂质的过程沉积物等。在浓混合气发生早燃时，火焰传播速度极快，压力急剧升高，使发动机正常工作遭到破坏。33第十章氢发动机

—氢燃料内燃机的特点

回火（backflash）在进气过程中，进气门尚未关闭，汽缸内混合气未经火花塞点燃而被热点引燃，火焰传播到进气管内的一种不正常现象。在以浓混合气工作时，进气管回火造成强烈的噪声，也容易损坏发动机。进气过程中的回火当以稀混合气运转时，燃烧速度较慢，燃烧过程从排气形成持续到进气形成，当进气门开启时燃烧尚未完毕，此时会点燃可燃混合气，引起回火。回火量比前者小的多，但也造成发动机工作不稳定。34

爆燃由于氢的滞燃期短，火焰传播速度相当高，导致燃气压力急剧增高，燃烧过程过早结束，飞轮因克服不了压缩功，会造成突然停车。35第十章氢发动机

—氢燃料内燃机的特点

研究表明，采取措施减缓混合气着火的化学准备过程及火焰燃烧速度，降低燃烧温度，并尽可能减少热点形成的趋势，即可防止早燃、回火等的发生。一般采取一下措施：尾气再循环向汽缸中氢—空气混合气喷水提高压缩比36第十章氢发动机

—氢燃料内燃机的特点目前，氢燃料汽车研究过程中表现出来的其它问题还有：①氢密度小、能量密度高，要求有更大的汽缸空间，相对减少氧气的量，从而可能使得汽车的动力性能受到影响。②氢内燃机的燃烧产物是水蒸气，凝结水有可能沿着汽缸壁漏入润滑油中，引起机油乳化丧失润滑能力、锈蚀汽缸，需要采用抗乳化润滑油或合成机油。37③火花塞受潮后可能不点火，因此点火系统也应具有不被短路的能力和抗干扰的高屏蔽能力④氢内燃机气缸中仍有部分润滑油，仍有部分污染物的排放，不是真正意义上的零排放汽车⑤实测结果表明发动机燃用纯氢还存在功率下降的问题。38

各种燃料占用燃烧室及所含能量相同计量比情况下,氢占用30%的燃烧室空间,而汽油仅占用1-2%39第十章氢发动机

5.氢内燃机飞机及氢燃料火箭40第十章氢发动机

—氢内燃机飞机及燃料火箭因为氢气质量轻以及优秀的燃烧特性，氢是飞机的理想燃料。早在1956年，氢动力的涡轮喷气发动机便有报道。1973年美国宇航局(NASA)开始研究超、亚音速液氢飞机的设计方案，洛克希德公司也对以氢为燃料的商业飞机进行了系统的设计和研究。液氢飞机必须向超音速，远航程，超高空发展，才能更好地发挥液氢的优越性，以替代现在航速较低、飞行时间长、航空煤油消耗量多种大型客机。41第十章氢发动机

—氢内燃机飞机及氢燃料火箭（1）氢内燃机飞机人类活动产生的温室气体中，有3.5％来自飞机废气。在高对流层，客机排出的氮氧化物却会加快破坏臭氧层。大型客机由降落至另一次起飞期间，发动机空转所产生的废气，相当于一辆汽车行驶6400km；一架波音747飞机每次飞行消耗超过200t燃料，相当于6600辆小轿车的油耗。42第十章氢发动机

—氢内燃机飞机及氢燃料火箭（2）氢燃料火箭对现代航天飞机而言，减轻燃料自重、增加有效载荷变得更为重要。氢的能量密度很高，是普通汽油的3倍，这意味着燃料的自重可减轻2/3，这对航天飞机无疑是极为有利的。我国自行开发了一系列运载火箭，用于航空航天的长征系列运载火箭都是三级火箭；第三子级使用液氧和液氢作为推进剂；氢发动机可以多次启动。长征三号系列运载火箭三子级推进系统见图10-3。43第十章氢发动机

—氢内燃机飞机及氢燃料火箭

图10-3长征三号系列运载火箭三子级推进系统44第十章氢发动机

—氢内燃机飞机及氢燃料火箭表10-2YF75发动机的主要性能45第十章氢发动机

6.氢混合燃料46第十章氢发动机

—氢混合燃料1氢-油混合燃料氢油混合燃料对发动机的功率有很大影响。实验表明纯燃氢发动机缸外混合，功率仅能实现原机的85％，而缸内混合，则可达118％。①因氢碳比(H/C)提高，则在足够空燃比(A/F)下烟度必定降低。实际上现有研究已证明所测烟度最大值一般不超过2.0BSU．一般都在1.0-2.0BSU变动或小于1.0BSU。②燃油掺氢后，为了减少负功，喷油提前角延后，但氢的燃速远大于燃油，故有可能导致少量燃油被推迟至膨胀过程燃烧，从而使排气温度提高。但因氢的速燃有助于减少碳氢化合物的排出，从而使得热效率提高。47第十章氢发动机

—氢混合燃料③因喷油延迟且氢气早燃，故从放热角度，在出现最大放热峰值后的平均放热速率可能降低，从而导致缸内高温持续期缩短，使NOx的生成量因高温而增长的趋势受到抑制。④在等热值情况下，由于氢掺入后的空气只有部分留在副室中，使副室中的燃油在初期与较多的氧气接触，从而提高副室中的燃烧压力并因之使涡流强度增长。48第十章氢发动机

—氢混合燃料HC排放量降低至原汽油机的3/4以下。汽油-氢混合燃料汽车在实际应用时，在常用的中、低负荷工况下，加氢率应高些，以便较多地克服汽油机中、低负荷时油耗率高和有害排放量高的缺点；在高负荷时，少加氢，以免功率下降，保持其动力性。氢-汽油双燃料发动机，这种双燃料发动机装有余热制氢装置，可用甲醇制取氢并燃用氢与汽油混合燃料。对余热制氢装置及氢-汽油双燃料发动机的各项性能进行试验研究表明，装有余热制氢装置的氢-汽油双燃料发动机功率和扭矩有所提高，外特性和负荷特性燃油消耗率下降5.3％~7.5％；怠速排放中CO和HC均有所减少。汽油和掺氢混油对发动机的各种性能影响见表10-3、表10-4、表10-5和表10-6。49第十章氢发动机

—氢混合燃料

表10-3汽油和掺氢混油对发动机外特性的影晌

表10-4汽油和掺氢混油对发动机怠速排放对比50第十章氢发动机

—氢混合燃料表10-5汽油和掺氢汽油对发动机负荷特性最低燃油消耗率对比/[g/(kw·h)]表10-6汽油和掺氢汽油对发动机模拟汽车等速行驶(百公里)排放试验对比51第十章氢发动机

—氢混合燃料2氢和天然气混合燃料

参考书:《内燃机替代燃料燃烧学》作者:蒋德明，黄佐华主编

将氢按一定比例添加到管道天然气中混合(Hythane)，混合后的燃气按原加气方式注入燃料罐直接使用。美国已经在大型客车上成功地使用了氢和天然气混合燃料，认为是连接CNG汽车和零排放氢燃料电池汽车之间的桥梁。增加了少量的氢后，CNG原本已很低的排放又大幅降低.52对于天然气产氢缸内直喷发动机，以不同比例的天然气—氢气混合气预先混合在高压天然气气瓶中，混合燃料以喷射压力8MPa喷入气缸，借助火花塞将混合气点燃。由于喷射压力始终高于临界喷射压力，因此，燃料喷射量由喷射时间控制。图10-4给出了混合燃料体积低热值和H/C比值随氢气掺混比的关系53第十章氢发动机

—氢混合燃料图10-4混合燃料的低热值和H/C比值54第十章氢发动机

—氢混合燃料

图10-5发动机有效热效率与混合燃料中氢气含量的关系55第十章氢发动机

—氢混合燃料图10-6混合燃料HC排放与掺氢比的关系56第十章氢发动机

—氢混合燃料表10-7发动机的实验工况参数

57氢作为单一燃料——氢发动机按混合气形成方式的不同分为外部形成混合气和缸内直接喷氢两种类型。

1．外部形成混合气

氢发动机的研究初期一般采用外部形成混合气的方式，通常采用化油器、进气歧管喷射和进气口喷射等方法形成混合气。对于氢发动机，通过化油器输送燃料是最简单的燃料供给方法，但化油器发动机容易产生早燃和回火等不正常燃烧。为此采用了进气歧管喷氢和进气口喷氢技术来解决早燃和回火问题。

58关于化油器汽油不是直接通过导管进入发动机的燃烧室的。汽油必须与经过净化的空气混合，形成一种薄雾状的混合气，这样进入燃烧室才容易燃烧。化油器就是根据发动机的不同转数，使之产生浓度和份量相匹配的混合气。因此，当发动机在怠速、低、中、高速等不同的转数时，化油器供应的混合气的浓度和份量也随之调整。59

缸内直接喷氢不仅可以完全避免回火的产生，而且可以产生较高的输出功率。根据喷射压力的不同，缸内直接喷氢可以分为低压喷射和高压喷射。低压喷射:在进气门关闭后压缩行程的前半行程喷入氢，喷射压力可降低至1MPa。高压喷射:在活塞接近上止点附近时将氢喷入，通过精确控制点火正时避免回火、早燃和敲缸的产生，并使发动机产生较高的热效率，通常情况下高压喷射的压力要高于8MPa。

2．缸内直接喷氢60第十章氢发动机

7.氢发动机的理论循环61根据格林内维茨基－伯利林格的方法，针对以下情况进行氢发动机的理论循环计算:计算结果与已公布的汽油和甲烷气的理论循环的研究结果进行了对比。余气系数α值和压缩比ε在很大的范围内变化混合气体在气缸内形成和气缸外形成第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环62第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环1用氢和空气的混合气作为工质，燃烧时其化学成分发生变化，排气时工质在气缸内的数量发生变化。2进气和排气时没有流动损失：

理论计算的主要假设氢发动机的理论循环是一个封闭的不可逆循环，它应满足以下条件：其中，P0外界压力；Pr

进气时气缸内气体的压力；Pa气缸内气体开始被压缩时的压力63第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环3.进气过程中没有热交换，因此进入气缸后的混合气仍具有外界空气的温度，而且条件2和3共同保证充填系数4.压缩和膨胀都是在变绝热指数条件下进行的，绝热指数只考虑比热随温度的变化5.燃烧和压力下降都是在死点瞬时进行的，并且容积不变646.阀门的开闭时间准确地与上、下死点重合7.工质进行理想的混合和燃烧，没有任何热损失，因此燃烧时的放热系数等于1，燃烧时的热损失只是由于理论空气含量不够，即α<1造成的第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环65内混气时，由于被压缩的氢气对气缸补充充气，压缩过程的参数发生变化。因此，在计算循环时，应假设以下补充条件：a)氢气是活塞处于下死点的那一瞬间进入气缸的。b)氢气在进气喷嘴前方的温度保持不变，氢气在进气嘴的压力始终能保持临界压降。c)氢气带入气缸内的动能全部转变成热能。66第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环图10-7内混气和外混气的氢发动机的理论循环示功图67根据上述简化条件，可以求出给定燃料的循环参数与两个主要因素—余气系数α和和压缩比ε的关系此时剩余气体系数（废气系数）用下式求出:A进气过程根据已采用的简化条件：式中T0为外界空气温度；Tr—剩余气体的温度，其值是开始计算时选定的。（10-1）2计算公式和计算方法的特点68知识补充:剩余气体系数进气过程结束时,气缸内的残余废气量mr与进入气缸中的新气量ma的比值:即式中:△t—进气管等高温机件对进气的加热引起新气温度的升高值,铝活塞△t=15~25℃;Vr进气门关闭时气缸工作容积;ηv充气效率;Vs在进气状态下,充满气缸工作容积的新气充量体积;ρr残余废气密度;ρs新气密度;Pr,Tr残余废气的压力和温度,Pa进气终点压力;Ta大气温度;ε压缩比69Ta为气缸内气体开始被压缩时的温度。要计算内混气条件下进气过程终点的参数，除了根据前面采用的假设条件所得到的上述公式外，还要用到下列关系式。进气结束时，混合气的温度由下式求出：（10-2）Cr≈C0

mr/m0=γ70式中为临界压力比.第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环进气喷嘴出口处的气体温度（即进入气缸时的氢气温度），根据简化条件（b），可以按临界温度来计算T1为喷嘴前的气体温度.对于氢:x=0.528;绝热指数k=1.41;此时Tkp=0.83T1

71进气喷嘴出口的气体流速用下式表示：（10-4）1摩尔氢以动能形式带入气缸的热量：（10-5）式中Ｇ

--1摩尔氢的重量。根据W2=0的假设条件，Qk的最终表示式可以写成下列形式：（10-6）72m—在给定的α下，1摩尔氢所需的空气摩尔数；

—分别为空气和氢气的平均摩尔比热容（以绝对温度零度为计算的起点）；

—空气与剩余气体的混合气温度，按（10-2）式计算。第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环

压缩过程开始时的混合气温度，也就是气体的混合温度，可由下式求出：（10-7）式中:Ta73第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环T=0-350K范围内的平均摩尔比热容与温度的关系:对于氢对于空气（10-8）（10-9）压缩起点的压力可以根据已知混合气的温度，由下列关系式求出:（10-10）新鲜混合气中压缩开始时的空气分压:式中V—按外界条件（P0,T0）计算时的摩尔体积74氢的分压：

（10-11）内混气条件下，混合气体在压缩开始时的压力，可由氢和空气分压之和来求：（10-12）B压缩过程根据已知的计算条件，压缩过程的参数可以从考虑变化热容的绝热方程求出：

（10-13）

（10-14）式中k0和r—绝热指数与温度线性关系式中的系数（表2）：

（10-15）第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环

75第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环表10-8α为不同值时，压缩过程和膨胀过程的绝热方程中系数k0和r的值76根据已知条件，燃烧过程结束时的温度由燃烧方程来计算，它是c-z（图10-7）燃烧曲线的热平衡方程：C燃烧过程（10-16）式中β0为理论分子体积变化系数；

—燃烧产物由0到t℃时的平均定容摩尔比热容；—新鲜混合气由0到t℃时的平均定容摩尔比热容；—由于理论空气量不够造成的热值损失。77式中β为实际分子体积变化系数（10-17）内混气时，由于提高了气缸的填充量，剩余气体的相对含量减少，式（10-16）中用到的剩余气体系数可由下式求出：式中，m为当α给定时，1mol氢所需的空气摩尔数。根据已知的温度Ta，可由下式求出燃烧过程结束时的压力：（10-18）78外混气及内混气均可用（10-19）和（10-20）式来计算示功图上所有特征点的温度和压力。计算的起始值是剩余气体的温度（图10-7上的r点）。可将燃烧产物在排气期间绝热流动时继续膨胀的终点温度（）作为剩余气体的温度（参看图10-7）。第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环C膨胀过程膨胀过程的参数用变指数的绝热方程来求：（10-19）（10-20）79式中—示功图上分别用注脚标明的几点所对应的燃烧产物的内能

—示功图上分别用注脚标明的几点所对应的新鲜混合气的内能第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环理论热效率（ηT）(此处公式有误)（10-21）80在求发动机的功率的时候，常常应用一个假定的指数—平均指示压力Pi。平均指示压力意味着一个冲程内作用在活塞上的压力是一个假定的常数，在这种压力下所完成的功等于闭口循环的指示功。1mol新鲜混合气理论循环的平均指示压力可用下式计算：理论循环的平均指示压力（10-22）式中V—按外界条件（P0，T0）计算时的摩尔体积；为理论循环热效率，即工质对活塞所做的功。A为热功当量81

表示单位体积新鲜混合气的发热量或输入发动机的能量第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环理论循环的平均指示压力的表示式可写成两个数的乘积：ηT这部分能量在理论循环中的利用程度82第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环当采用内混气时，由于气体增压，带入气缸内的热量增加，平均指示压力按m/m+1比值增加：（10-23）下面将分析氢的理论循环的计算结果。计算时氢的低热值为hu=240.7MJ/mol（57500kcal/mol），外界条件（标准条件）：P0=0.1MPa（1kgf/cm2），T0=288K83第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环3理论循环热力计算结果的分析

氢的特点是分子体积变化系数值小（见图10-8）。当α=1时，该系数具有最小值β=0.852，混合气贫氢和富氢都会使该系数值增加。因为体积变化与水蒸气的生成反应有关，在α=1时，燃烧产物中的水蒸气含量最大，所以分子体积变化系数出现最小值。外混气氢发动机的理论循环参数其计算结果列于图10-9～10-11。在α接近1的范围内，参数变化最剧烈。随着混合气中氢含量减少，变化的剧烈程度也减弱。压缩比的变化对压力的影响，比对温度的影响大。84第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环图10-8混合气成分对分子体积变化系数的影响85第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环86氢-空气混合气的体积发热量较其他发动机燃料的低然而，氢的燃烧终点的温度比汽油高。原因为何?分子体积变化系数小。水蒸气的比热容较CO2的比热容低，这也是造成氢的燃烧终点温度比碳氢燃料的高的原因之一。87第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环分子体积变化系数对燃烧终点压力的影响(本质是对作功和功率的影响)（10-24）过去认为Pz（气缸内气体的最大压力）随分子体积变化系数增加而增大。该结论是根据如下公式得来:从该公式看,Pz似乎和β0有之间关联,事实是否如此?88然而这个结论并不反应真是情况，已经知道，燃烧终点的温度可由下式求出：

和—压缩终点新鲜混合气和燃烧产物的内能；—温度Tz时燃烧产物的平均摩尔比热容。（10-25）89第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环将Tz代入（10-24）式，得由上式可知，燃烧终点压力与分子体积变化系数无关。上述结论还可以用其它方法推出。（10-26）90燃烧时放出的能量分给燃烧产物的所有分子，释放能量的大小与反应物的化学性能和燃料与氧化剂的比值有关。当其他条件相同而燃烧时放出的热量又相等时，燃烧产物的分子愈少，相应的燃烧温度也就愈高。燃烧后分子数的增减也会引起压力变化。但是压力变化又被温度变化所抵消，结果是分子体积变化系数对燃烧终点的压力没有直接影响上述结论的物理意义可简述如下：91第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环系数β对理论循环参数的影响，只有通过比热容与温度的关系表现出来，其影响不大。当α由1变到4时，新鲜混合气的热值减少到1/3，同时燃烧终点的温度Tz减少到1/2，压力Pz减少到1/1.8。燃烧终点的温度和压力下降较慢的原因:由于随着混合气中氢含量减少而燃烧产物中的三原子气体（H2O）的数量也减少，三原子气体的比热容要比氮和氧的比热容高得多。92第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环图10-10混合气成分和压缩比对理论循环效率的影响（外混气）ε随α,ε增加热效率迅速增加93第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环α增加，一方面新鲜混合气的发热量减少，循环的平均温度也下降;另一方面，燃烧产物中三原子气体（H2O）含量减少。上述因素导致膨胀过程的绝热指数值增大，且膨胀过程终点的气体温度下降，排气的热损失减少。最终提高热效率94第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环图10-11混合气成分和压缩比对理论循环平均指示压力的影响(外混气)εα95第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环采用内混气时，将氢直接喷入气缸内的主要特点是填充量增加（见图10-7），这将导致示功图上所有特征点的压力都升高。与外混气相比较，内混气时压缩起点的混合气温度变化不大。例如，当α=1时，内混气的压缩起点温度为Ta=332K，而同样条件下，外混气的温度为Ta=340K，相差不过2.5%。因为反应热效应与压力无关，由于内混气的循环起始温度T0与外混气的差别不大，所以示功图上所有特征点的温度都保持不变。内混气式氢发动机的理论循环参数96内混气时剩余气体的温度下降，其原因是燃烧产物从气缸中排出时剩余气体膨胀得多一些。ε图12内混气(1)和外混气(2)的氢发动机理论循环参数与压缩比的关系曲线.α=1TbPbPzTz97第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环图13当ε=7时，内混气(1)和外混气(2)的理论循环平均指示压力Pi与混合气成分α的关系98图14ε=6的理论循环参数使用的燃料1.汽油2.天然气(甲烷)3.外混气条件下的氢99第十章氢发动机

—氢发动机的理论循环图14所示，α>1的范围内,燃料的性质对理论循环中燃料燃烧后放出热量的利用程度(热效率)无显著影响在α<1的范围内，用氢氧作燃料时，理论循环的热效率随α减小而下降的程度比用甲烷和汽油时的小些。(空气缺少时,发动机热效率)循环的平均压力与新鲜混合气的发热量成正比。然而，循环的最大压力并不随新鲜混合气的发热量成比例地变化,而与产物热容有关,H2O的比热容值只等于CO2的比热容值的70%,因此Pz高些氢、甲烷和汽油的理论循环参数的比较100第十章氢发动机

8.氢发动机的工作过程101第十章氢发动机

—氢发动机的工作过程早期研究发现，只有余气系数α>1.2，氢发动机才能正常工作，在α=1.05时，氢发动机内就出现猛烈的早燃、回火。压缩比更高时，发动机氢量必须很小。氢—空气混合气体积发热量低。为了避免早燃，氢浓度受到限制，液体燃料发动机改用氢时升功率急剧下降。缸内直接喷氢，提高升功率和安全性。但氢空气混合不好，指示热效率低于外混气。内混气式氢发动机工作效率很大程度上取决于供氢系统和发动机的构造。1发动机的供氢系统102103内混气的技术问题采用内混气时，由于时间太短，要在这样短的时间内把氢气喷入发动机的气缸里，还要混合成可燃烧的混合气，再加上氢气的密度小，改善气体混合的质量就成了一个难题。104氢气进入气缸的阶段；氢气流在充满空气的容积内扩散的阶段氢气和空气一起运动的阶段。影响最后一个阶段的可能性有限，因此要想改善气体混合的质量，只有设法在第二阶段结束时使氢气更均匀地分布在整个容积内。内混气过程简略地分为三个连续的阶段：氢气在气缸的容积内分布的均匀程度，取决于氢气射流进入气缸的位置、方间、形状和喷射距离。105第十章氢发动机

—氢发动机的工作过程图10-15氢气喷入的位置和方向对指示效率的影响1，2，3-3ИЦ-3发动机；4-Л-3发动机106第十章氢发动机

—氢发动机的工作过程采用的进气喷嘴位置有三种：图10-15所示，氢气喷入发动机气缸的位置和方向对指示效率有很大影响。其他条件相同的情况下，由于进气喷嘴的位显和方向相同，会变化22%(1的ηf=31%,而2的ηf=24%)。

喷嘴装在发动机气缸头上，气流方向与气缸轴线一致喷嘴装在发动机气缸上，气流为向是气缸的径向喷嘴装在发动机气缸上，气流方向与气缸的内表面相切107第十章氢发动机

—氢发动机的工作过程

采用内混气时，要想进一步改进气体混合过程，可以选用多孔喷嘴，这种喷嘴沿适当的方向喷入氢气流，能使氢气更均匀地分布在气缸的容积内。此时应该注意，射流数增加会缩短射流的喷射距离。图10-16绘出多孔喷嘴的研究结果，采用铃木汽车公司生产的二冲程气缸发动机，发动机的总工作容积是0.55L，研究了下述两种供氢工况。

108第十章氢发动机

—氢发动机的工作过程低压喷氢活塞将排气孔关闭后，氢气立即在0.3-1.7MPa的较低压力下供入气缸内，喷氢的持续时间为曲轴转角。研究了三种多孔喷嘴，它们的特性曲线，孔的尺寸、数目和方向都标在图10-16。射流方向与气缸轴线成45°的三孔喷嘴具有较好的性能指标。高压喷氢利用氢气压力得到附加功，把喷氢过程安排在活塞快到上死点时才进行，喷氢用的压力是1～4MPa，喷氢的开始时间分别为距上死点为30°、35°、45°曲轴转角，喷氢的持续时间为45°曲轴转角。试验了十孔和五孔喷嘴，孔的方向标在图10-15c上。在压力高而混气时间短的情况下，十孔喷嘴得到的试验结果较好，并且开始喷氢的时间以45°曲轴转角较好。109图10-16用多孔喷嘴时，氢气射流的大小和方向对发动机工作效率的影响110图10-17发动机速度工况对其效率的影响；1高压喷氢；2低压喷氢发动机速度工况对其效率的影响111第十章氢发动机

—氢发动机的工作过程当转速为2000r/min时，高压喷氢有效效率较高转速为3000r/min时，两种供氢系统效率相近当转速为4500r/min时，高压供氢系统效率明显下降原因为何？因为在高压喷氢的情况下，混气时间短，内混气的三个阶段要在曲轴转动的短暂时间内完成，所以气体混合质量急剧下降，有效效率由25%降到23%。112燃烧产物的分析证明：无论是高压喷氢、还是低压喷氢，燃烧完全程度都是97%~99%，因此气体混合质量对燃料的燃烧完全将没有显著的影响。α<2时，两种混气系统的主要燃烧期的持续时间是一样的。混合气中进一步减少氢的含量，内混气的可见燃烧期增加得快些。当α≈3时，内混气的可见燃烧期比外混气的相应值增加了50%,同时指示效率急剧下降。113第十章氢发动机

—氢发动机的工作过程混和气成分对工作过程情形情况的影响混和气成分α对活塞式发动机的工作过程有决定性的影响。如果发动机用汽油作燃料时，由于汽油-空气混和气的可燃范围很窄，就很难研究这种影响改用氢气，就可能在非常宽的α范围内研究工作过程的特点，混和气成分可以一直变化到α=4对氢发动机，混合气的成分由α=1.3变化到α=3.6。指示效率与混合气成分的关系曲线ηi=f(α)具有变化平缓的特点，并且在α=2.5处有一个明显的最大值。114第十章氢发动机

—氢发动机的工作过程氢发动机工作的特点是指示效率与转速的关系很大。发动机改用氢气后，以内混气方式和外混气方式试验时，转速n=2000r/min的指示效率比n=1500r/min的高5.5~6%。然而用汽油工作时，这两种速度工况的指示效率是一样的。速度工况和提前点火角的影响原因：氢-空气混合气的火焰传播速度高。还可以从化学和流体动力学因素对发动机内燃烧过程的影响进行解释。115第十章氢发动机

—氢发动机的工作过程当压缩比ε=9时，只有在α>2.5的范围内，发动机才能在上述两种速度工况下，以最佳提前点火角工作，不会发生爆震。在转速n>2000r/min的情况下，用贫氢混合气（α>1.5）工作时，只有压缩比ε>10，才能保证氢发动机正常工作。氢的抗爆震性研究表明：116第十章氢发动机

9.氢内燃机的热力学性能的理论分析117第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析内燃机实际循环偏离空气循环的诸多因素中,传热损失、换气损失、工质泄漏、时间损失、燃烧损失、节流损失等原则上都可避免,惟独工质组成及其热物理性质变化带来的损失不以人们的意志转移。为此,以实际气体替代标态空气以改进空气奥托循环,进而以此为模型讨论H2内燃机热力学性能,并探讨压缩H2与空气混合方式的选择具有重要的指导意义1181）模型进气终了缸内物态(pa

,Ta)，经压缩比(ε)作用到上止点(pc

,Tc)，等容燃烧后燃气(pz

,Tz)膨胀回到下止点(pb

,Tb)。缸内传热采用勃利林克关联式（高等内燃机学，魏春源等编北京理工大学出版社）。考虑工质热物理性质随组分与物态的变化，燃气在1500K以上保持化学平衡，随后冻结组分。得出有关变化趋势的相对结论而非绝对数值，从而减少模型对实际循环的偏离而引起的误差。

第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析119第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析通过与使用其他燃料的奥托发动机进行比较,可分析H2内燃机因使用小分子气体燃料而产生的特殊性。假定辛烷(C8H18)、甲醇(CH3OH)、甲烷(CH4)、H2各自与空气形成了均匀混合气(pa=0.08MPa,Ta=300K),应用于ε=10的奥托发动机时,一些特征指标随过量空气系数Φa的变化趋势如图10-23所示（注：过量空气系数Φa与余气系数α为相同）。2）燃料种类影响120第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析图10-23燃料种类的影响121气体燃料尤其是小分子气体的空气混合物,其压缩行程终了压力pc更大,温度Tc更高;最高燃烧压力pz较低而燃气初温Tz

较高;膨胀行程终了压力pb

较低而Tb

较高,这预示着缸内更高的传热水平和更高排气温度。相同参数的缸外预混奥托发动机,气体燃料平均指示压力pi

较小,指示热效率ηi

较低,尤以H2为甚。虽然奥托发动机pz与Tz

的峰值总是出现在稍微偏离Φa=1的浓侧,但使用气体燃料时pi

的最大值更靠近Φa=1处。122第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析3）功率与效率影响发动机热力性能的主要因素包括pa

,Ta

,ε及Φa等。图10-24示出了这些因素对缸外预混H2内燃机pi

和ηi的影响。pa

对pi的影响近似线性,而对ηi影响不大,这说明可采用废气涡轮增压来提升功率,从而提高机械效率并达到提高有效效率而节能的目的。123第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析

图10-24功率与效率的影响因素124Ta的升高可使pi

和ηi

同时下降,pi的降低导致机械效率下降,进而导致有效效率降低而增加燃料消耗;由于气体燃料不具有液体燃料气化吸热的性质,在自然吸气发动机上保持较低的进气温度和对增压发动机采用强力中冷显得尤为重要ε

的增加可使pi和ηi同时升高,但由于爆震燃烧的倾向和降低机械效率的风险,宜采用稍高的合理值。Φa的增加常使pi下降,ηi升高注意区别机械效率和热力学效率第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析125第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析4）特征点物态a压缩终了物态b燃气初态c膨胀终了物态影响混合气压缩行程的因素主要包括pa

,Ta

,ε及Φa等。对pz

影响最大的因素是ε,其次是pa

,Ta

及Φa126图10-25示出了扫气完全的假定下得到的压缩终了物态pc与Tc

、压缩功耗wc(单位MPa,其物理意义可参照pi来理解)及wcr(压缩功占混合气热值的百分比)。pa的增加可使得压缩行程平均压力水平较高而消耗更多压缩功,但因充气量的相应提高,作用于单位热值混合气的压缩功耗则基本不变。Tc升高是爆震倾向增加的主要因素,而图中显示Ta

对Tc

的影响可与ε的影响相比,说明保持低温进气和组织扫气的重要性。H2混合气均为双原子分子,Φa对混合气的压缩行程无影响。a压缩终了物态127第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析图10-25压缩终了物态128知识补充：二冲程的发动机需要新鲜的油气混合气将燃烧后的废气“挤”出汽缸外，该过程称为扫气，不过在这个过程中，新鲜的油气混合气会不可避免的被直接排出，这是也是二冲程发动机排放较高的原因之一。129第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析b燃气初态图10-26表明对pz

影响最大的因素是ε,其次是pa

,Ta

及Φa。对Tz影响最大的因素是Φa,其次是Ta

,ε,而pa

则无影响。控制pz

的最有效措施是适当降低ε(为保证充分膨胀可采用米勒循环),降低缸内传热水平和减少NOx排放的最有效措施是稀薄燃烧。c膨胀终了物态结合图10-26说明,随pa增加,Tz变化不大,而Tb

略有升高,意味着提高pa使缸内传热效率(占燃料热值的百分比)下降;Ta

升高时,Tb

的增长不如Tz

增长迅速,意味着提高Ta可导致传热率升高;ε越低,pb越高,越具备采用米勒循环的潜力;此外,pb

与Tb的峰值出现在Φa=1处。13010-26燃气初态131第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析图10-27膨胀终了物态132第十章氢发动机

—氢内燃机的热力学性能的理论分析高压气态储存是气体燃料的主要储运方式之一。发动机上使用高压气态燃料时,倾向于降压后缸外预混（外混气式）图10-28表明,采用高压缸内喷射（内混式）可获得更大功率和更高效率由于气体燃料摩尔数可与空气相比,这种混合方式意味着气体燃料压力能的损失较大,且H2甚于天然气。5）压缩H2的高效利用133图10-28内混式与外混式比较Φa假定有20MPa,300K的压缩H2,缸外预混和上止点附近喷射时的pi

和ηi的比较(均忽略H2

压力能,仍记其低热值为242kJ/mol)134①自然吸气式H2内燃机的功率和效率均不如同等参数汽油机，而其所有行程的温度水平均较高，预示着有高的热负荷;②增压、中冷、稀燃、高压喷射及米勒循环等措施的合理组合使用，可以实现H2燃料在内燃机上的清洁高效使用。通过上述分析可得到如下结论：135第十章氢发动机

10.氢内燃机工作过程的数值模拟136第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟为了在现有的汽油发动机上改用氢燃料,对氢燃料燃烧性能进行研究十分重要，它可以指导实现氢在发动机中最佳燃烧，提高发动机的动力性能和排放性能，以及提高燃氢发动机运行的经济性。虽然也可以在改装的汽油机中进行实验，但这种研究周期长,费用大,而且有局限性。本节介绍在实验基础上通过对氢燃料发动机燃烧过程的模拟计算,对其运行特性进行描述,采用模型计算方法可以弥补试验的不足,进一步指导氢发动机的设计和应用。1371燃烧模型目前,内燃机燃烧过程数值模拟所应用的模型主要有零维燃烧模型（单区燃烧模型）、准多维燃烧模型和多维燃模型。零维模型建立在热力学第一定律的基础上,不涉及内燃机中各种热力学参数在空间场的不均匀性问题以及工作过程的细节,而且从内燃机工作循环各系统内所发生的物理过程出发,用微分方程对各系统的实际工作过程进行数学描述,能够满足一般性能的计算需要,而且模型简单,计算方便,只要通过编制计算程序,就可得到数值解。138第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟本节介绍采用单区燃烧模型对氢气内燃机的运行进行模拟的方法;为了便于计算,模型作以下假定：不考虑气缸内各点的压力、温度与浓度场的差异；流入气缸内的空气与供入缸内的氢气及气缸内的残余废气能实现瞬间的完全混合,缸内的状态均匀;工质为理想气体,其内能仅与温度T有关,比热容为定值;气体流入与流出气缸为准稳定流动,不计流入与流出时的动能;不计进气系统内压力和温度波动的影响;缸内工质在封闭过程中无泄露。139根据上述假设,此系统的气体状态可用一组微分方程式描述。规定流入系统的能量、质量为正值，流出系统的能量、质量为负值。建立下面3个基本方程求解缸内压力P、温度T和质量m。140第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟10-271)状态方程2)质量守恒方程式中ms为进入气缸内的氢-空气混合气质量,kg;me为排气质量,kg;10-28PV=mRTR为气体常数;m为气缸内氢-空气混合气的质量,kg1413)能量守恒方程10-29式中QB为氢燃烧放热量,J;U为气缸内氢-空气混合气内能,J;P为气缸内气体压力,Pa;V为气缸内气体体积,m3;Qw为与气缸壁的热交换量,J;hs为单位质量氢-空气混合气焓值,J·kg-1;he为单位质量排气的焓值,J·kg-1;Qf

为气体高温分解热;J;φ为曲轴转角,°CACA:CrankAngle;ATDC:AfterTopDeadCenter

142方程(10-27)～(10-29)联立,可以求出P、T随曲轴转角φ的变化关系,但方程组中还有很多待求解的微分变量,如dV,dQB等,因此必须列出相关的约束条件,有关方程式如下:143第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟4)气缸工作容积可以根据活塞连杆机构运动学几何关系得出:式中D为缸径,m;S为行程,m;λ为曲柄连杆系数。10-30144第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟

5)燃烧放热率采用韦伯(Weibe)函数:10-3110-3210-3310-34145式中,Hu为氢燃料低热值,J·kg-1;gb循环进气量,kg;Ct为修正系数;φ为燃烧始角（时间）,°CA;φz为燃烧持续角（时间）,°CA;m为燃烧品质系数;Pε为平均有效压力,Pa;Pε0为额定工况下的平均有效压力,Pa;φc为气缸充气系数;Vs

为气缸工作容积,m3;ρs为进气管状态下空气密度,kg·m-3;φa为空气过量系数;l0为每1kg氢完全燃烧所需的理论空气量,kg;x为气缸径向；146第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟

6)质量流量气体流入、流出气缸的质量流量可根据流体力学推出:式中fs

为进气阀瞬时开启面积,m2;μs为进气流量系数;k为比热比;Ts

为进气管中空气的温度,K;Ps进气管中空气的压力,Pa;n为发动机转速,r·min-1。10-3514710-36式中,fe

为排气阀瞬时开启面积,m2

;μe为排气流量系数148第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟

7)内能的变化

10-37根据方程(10-27)可以得出dT/dφ的表达式,同理dm/dφ也可由方程(10-28)、(10-35)、(10-36)联立得出。10-38由于假定气体是理想气体,故质量比内能u是温度的单值函数,即u=CvT,取其定容比热容Cv为定值。而U=mu,从而进一步得出：149第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟

8)气体与气缸壁、活塞顶及缸盖底面的传热量式中,aw

为传热系数;Tw1为缸盖内表面平均温度,K;Tw2为活塞顶表面平均温度,K;Tw3为气缸内壁平均温度,K;10-3910-401502燃烧过程模拟结果及分析1）氢燃料发动机基本参数本节以K5A单缸氢发动机为例对其燃烧过程进行数值模拟,氢发动机基本参数见表10-10。151第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟

表10-10发动机基本参数152第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟

将以上微分方程联立求解可以计算得到缸内压力、温度等参数随曲轴转角的变化关系。龙格-库塔法作为求解微分方程的一种有力工具,一直以准确、稳定及容易编程等优点被广泛采用,其实质是间接地使用泰勒级数的一种方法,即设法在(xn,xn+1)内多预测几个点的斜率值,然后将它们加权平均作为平均斜率以构造出具有更高精度的算法。本节内容系采用Matlab工具箱中的龙格-库塔法对其进行求解。2）计算方法1533）缸内压力计算与分析图10-29所示为氢燃料发动机在转速为1700r·min-1,燃空当量比α=0.4(注：此节中的然空当量比也用α表示，注意与之前章节的余气系数α区别),点火提前角θ为25°CA时计算的示功图与实测示功图的对比结果。154第十章氢发动机

—氢内燃机工作过程的数值模拟