进气道喷射（共3篇）
进气道喷射 篇1
根据我国环保部第五次公布的《2014 年中国机动车污染防治年报》显示, 2013 年机动车尾气排放已成为我国空气污染的主要原因, 其排放的NOX和PM超过90%, HC和CO超过80%, 是造成灰霾、光化学烟雾污染的主要原因[1]。这使得人们更能意识到环保问题的严重性。再加上能源危机和温室效应问题的日益突出, 车用发动机的节能和减排问题更是迫在眉睫。
目前内燃机的研究主要集中在现有石油类燃料发动机的节能和污染物控制、石油替代燃料发动机和新型燃烧方式发动机上[2]。但是石油类燃料发动机的节能只能延长石油资源的使用期, 并不能从根本上解决上述的能源和环境问题。而新型燃烧方式目的是实现高效清洁地燃烧, 当前正处于理论研究阶段, 存在着燃烧的着火时刻和反应速度难以控制及运行工况范围较窄等问题[3,4,5], 研究样机均处于实验室阶段, 还未出现相应的车用水平发动机。相比之下, 已经具有车用水平发动机的氢燃料发动机因其燃烧没有HC、CO、CO2和碳烟排放, 只有很少的NOX排放且燃料来源范围广成为过渡阶段的理想动力系统。
目前纯氢发动机根据混合气形成方式的不同可以分为缸内直喷 (DI) 和进气管喷射 (PFI) 两种。由于缸内直喷需要采用较高的喷射压力且氢气的润滑性能较差, 对氢气喷嘴的设计 (最大流率和持续期) 和使用寿命提出了巨大的挑战[6,7,8], 成为实现缸内直喷的瓶颈。因此, 进气管喷射的方式以其结构简单的优势成为目前最佳的选择, 但其也存在着功率密度低等问题。
针对进气管喷射式氢发动机功率密度低的问题, 目前公认的因素是氢气的体积密度较低, 且扩散系数很大, 进入气缸后会迅速扩散膨胀, 占据缸内的一部分容积, 使得新鲜空气的进入量减少。但是, 正是由于氢气的高扩散性, 高压氢气喷入到进气管后对进气管内的流动状态有着如何的影响, 是否会引起进气管内出现“堵塞”现象, 甚至是空气的倒流现象, 目前还没有学者对此进行研究。因此, 本文将借助数值模拟的方法, 研究低转速下采用不同的喷孔直径和喷射压力喷氢对发动机进气管内的流动状态的影响。
1 研究对象
本文的研究对象是一台由嘉陵JH600 汽油机改装而来的四气门进气道喷射式单缸氢发动机, 其基本参数如表1 所示。由于该氢发动机的进气管-燃烧室-排气管部分的几何模型关于过气缸轴线和鼻梁区中心的平面对称, 且为了减少计算所需的机时, 故只取了其一半的模型, 图1 即为相应的CAD表面模型, 该模型用于生成计算所需的动态网格。图中1、2 分别指通过进气门轴线的纵截面和与对称面重合的纵截面 (也过喷孔轴线) 。
1.1 计算网格
本文数值模拟所借助的三维CFD软件为AVL FIRE, 计算所需动态网格是用其前处理模块自带的全自动网格划分工具FAME Engine Plus (FEP) 生成。由于氢气是在进气期间喷入到进气管, 所以笔者只模拟了从进气门开到进气门关的过程, 其网格数为25~53万。
计算中, 定义发动机进气上止点为360°CA (Crank Angle) , 燃烧上止点为720°CA。本文中进气门打开的时间为351°CA, 关闭的时间为634°CA。
1.2 数值模型和计算方法
计算中, 湍流模型选取的是精度和稳定性都比工程上常用的κ-ε双方程模型好的κ-ζ-f四方程模型;壁面处理采用的是AVL官方建议的与四方程模型联合使用的复合壁面函数;壁面热传导模型采用的是标准壁函数。
为了能够模拟复杂边界区域的流体运动, 偏微分方程的空间离散化采用有限体积法。由于内燃机进气是一个复杂的三维流, 具有非定常、高瞬变的流动特点, 微分方程数值解法中速度与压力的解耦采用PISO算法, 同时加快了每步迭代的收敛速度。
1.3 初边值条件
为了提高本文模拟的精度, 同时为氢发动机的进气及喷氢系统优化设计提供依据, 本文计算所采用的初始条件和边界条件来自于经验值。具体为:进气道温度、压力分别为300K、99 000Pa, 燃烧室温度、压力分别为700K、108 000Pa, 排气道温度、压力分别为650K、106 000Pa, 气缸壁温450K, 燃烧室壁温550K, 活塞表面温度573K, 空气进气温度294K, 氢气进气温度294K。
2 模拟方案
本文所选取的发动机转速为1 000r/min, 缸内燃空当量比为0.68。喷孔采用单孔, 位置位于进气歧管的鼻梁上, 已尽可能靠近进气门。固定氢气开始喷射时刻, 其值为从排气门关闭时刻向后推迟20°CA, 即414°CA。选取氢气喷孔的直径和喷射压力作为研究对象, 其中喷孔直径取3mm和4mm两个参数, 喷射压力取200 000Pa和300 000Pa两个参数。模拟工况为将上述两个参数进行组合的工况, 具体如表2。计算从排气门打开时刻开始至进气门关闭时刻结束, 计算持续时间为283°CA。
3 结果分析
3.1 不同工况下喷孔、空气进口质流量对比
图2、图3 分别为氢气喷孔质流量、空气进口质流量随曲轴转角的变化关系。图2 显示了四种工况下喷孔横截面上平均质流量的大小关系为:工况1<工况2<工况3<工况4, 且工况2、3 的喷氢结束时间相差不大, 即其平均质流量较为接近。同时还可以看到工况2、4的瞬时质流量波动比较大, 而工况1、3 基本上没有波动, 这说明采用过大的喷氢压力会导致喷出的氢气射流不稳定。而氢气射流的不稳定会给精确控制缸内的当量比带来一定的困难, 进而会带来循环变动、燃油经济性等问题, 不宜采取过高的喷射压力。
注:负值代表流入, 正值代表流出。
图3 中的第五个工况“倒拖”代表发动机不喷氢气, 只有进气的工况。从图3 可见, 相比“倒拖”工况, 当氢气从414°CA开始喷射之后, 四种试验工况下的空气进口质流量均会急剧下降, 这是因为氢气的扩散系数很大, 高压氢气被喷射出来之后会迅速膨胀, 占据进气管一部分空间, 使新鲜空气的有效流通截面减小。仔细对比四种试验工况下的瞬时质流量还会发现, 喷氢期靠前的阶段, 工况2、3、4 下空气进口均出现了新鲜空气的倒流现象, 且随着氢气质流量的增加, 新鲜空气倒流时的质流量增大, 持续期变长。因此低速工况下, 应采取较小的喷氢流量, 以避免新鲜空气的倒流现象。
喷孔直径、喷射压力共同对进气过程的影响
结合图3、4可以发现, 在氢气喷孔平均质流量相接近的情况下, 工况2、3空气进口瞬时质流量随曲轴转角的变化趋于一致。因此, 为了尽量减小流量对进气管内流动状态的影响, 本文选取了工况2、3作为对比。
图4 和图5 给出了工况2、3 在喷氢期间 (起始时刻414° CA, 结束时刻:工况2—452° CA, 工况3—448.5°CA) 每隔10°CA过喷孔轴线和气门轴线的纵截面速度场, 左侧图形对应工况2, 右侧图形对应工况3。同时对两图进行横向对比发现, 除了氢气射流附近的速度场相差比较大外, 相比喷氢中期 (b) 和后期 (c) 的速度场, 两种工况在喷氢初期 (a) 速度场的相似程度也要低一些。前者是因为两种工况下的喷氢压力和喷孔直径不一样, 大的喷氢压力会产生更高的喷氢速度, 大的喷孔直径会产生大直径的射流;后者原因是喷氢初期喷孔位置的压力要在很短的时间内从低于一个大气压升高到二至三个大气压, 产生的压力波会在进气管内传播, 引起速度场发生变化, 但依然可以看到在过喷孔轴线的纵截面上二者均在氢气射流的底部靠近进气口侧产生了一个尺度比较大且明显的旋涡, 同时在进气口附近靠近上壁侧存在着一个尺度小一些但更加明显的旋涡。随着喷氢的持续进行, 氢气射流变得稳定。喷氢中期时, 二者进气管内的速度场的相似程度极高, 达到整个喷氢期间最高。
到了喷氢后期, 虽然相似度略有下降, 但依然很相似, 略有下降是因为在444°CA时, 工况3 更加接近喷氢结束时刻, 两工况下喷入进气管内的氢气量差别较大。
从速度场的对比表明, 喷孔直径或者喷射压力中的单一参数在喷氢期间对进气管内的流动状态影响较小, 两者的影响最终耦合在一起通过喷孔质流量的变化反映出来。
4 结论
(1) 过高的喷氢压力会导致喷出的氢气射流不稳定。为了能够精确控制燃油喷射量, 喷氢过程中不宜采用过高的喷氢压力。
(2) 在低速工况下, 喷氢过程中, 过大的喷氢流量会引起进气管内出现空气的倒流现象。流量越大, 倒流持续的时间越长, 倒流时的瞬时质量流量越大。
(3) 单喷孔直径或者喷氢压力对喷氢期间进气管内的流动状态影响较小, 两者的影响耦合在一起通过质流量反映出来。
参考文献
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进气道喷射 篇2
关键词：动力性能,过量空气系数,点火提前角,NOx,THC
随着能源危机日益加剧和排放法规日趋严格, 寻找清洁代用燃料成为内燃机研究的重要课题。在众多清洁代用燃料中, 天然气因其储量大, 具有良好的排放性和经济性成为最具有潜力的发动机代用燃料[1,2]。并且在今后相当长的时间内, 汽车发动机燃用气体燃料如天然气将是最为现实且技术相当成熟的方案之一[3]。从目前看来, 国内大部分天然气汽车是由原来的汽油车或柴油车改装的天然气-汽油双燃料或天然气-柴油双燃料汽车[4]。截至2014年底, 我国天然气汽车保有量已达到459.5万辆, 居世界第一。因此, 对双燃料汽车的发动机研究仍具有重要的现实意义和应用价值。
在不改变发动机结构参数的情况下, 通过优化发动机的各项运转参数, 为发动机不同工况下提供最佳燃空比和点火提前角, 可以使发动机具有更好的经济性、动力性和排放性。
本文基于电控多点喷射发动机对HC和NOx进行了研究, 分析了不同燃烧方式对发动机排放性能的影响, 其目的在于为天然气/汽油双燃料发动机满足国V排放法规提供依据。
1 试验设备及方案
1.1 试验设备
试验发动机型号为DFMA15, 在保留原汽油机所有装置和功能的基础上增加了一套燃气供给装置, 油、气控制和转换装置。DFMA15发动机的主要性能参数如表1所示, 试验中用到的主要设备如表2所列。
1.2 试验方案
试验选择1 500r/min和2 000r/min两种转速, 首先通过改变节气门开度和测功机扭矩的大小控制发动机转速, 并对比发动机分别以汽油和天然气为燃料时的动力性能。其次控制节气门开度分别为50%和75%, 保持点火提前角不变, 通过调整天然气的喷射买宽的大小得到不同的过量空气系数λ, λ的变化范围为1.0~1.5, 步长为0.1。保持过量空气系数不变, 改变点火提前角θ, 在10°CA~40°CA范围内变化。观察各工况下THC、NOx和排气温度Tr的变化并记录数据。待每个工况点稳定后测量45s, 前15s为仪器准备阶段, 仪器对后30s判存最大值、最小值, 并计算平均值。
2 试验结果及分析
2.1 燃用汽油和天然气发动机动力性能对比
图1给出了DFMA15发动机使用单一汽油和天然气两种燃料, 在不同节气门开度下的动力性能对比曲线。从图1可以看出, 在同一节气门开度下, 燃用天然气时发动机的转矩有所下降, 但随着节气门开度的增加, 动力下降率越来越小, 从28%下降到12.5%, 在节气门开度为55%时动力下降率最小。这是由于天然气是气体燃料, 在进气道与空气混合后, 在可燃混合气中的体积分数大于汽油的体积分数, 使充气效率降低;随着节气门开度的增加, 空气的节流损失越来越小, 进入进气道的空气越来越多, 天然气的体积分数变小, 使充气效率增加;天然气的着火温度比汽油高, 并且燃烧火焰传播速度比汽油慢, 在同一空燃比的条件下, 天然气混合气的火焰传播速度比汽油混合气的传播速度低12%左右。
2.2 过量空气系数对NOx和THC的影响
图2是NOx排放量随λ增加而变化的曲线。由图2可以看出, 随着λ的增大, NOx呈现先增大后减小的趋势。在λ=1.1时, NOx达到最大值;当λ在1.2以后, NOx以斜率接近-1的直线下降;当λ达到1.55时, NOx排放值接近于0。NOx呈现这种变化规律的原因是:当λ=1.0时, 缸内混合气较浓, 火焰传播速度快, 使混合气在很短的时间内完成燃烧, 放热率大, 缸内已燃气体的温度达到最高值, 但此时混合气中的氧含量较低且燃烧时间较短, 抑制了NOx的生成;当在1.05~1.1之间变化时, 缸内混合气浓度和火焰传播速度快有所降低, 主燃期变长, 温度也有所下降, 但氧含量增加引起的NOx增加的效果远大于由于温度降低引起的NOx下降的效果, 当λ达到1.1时, NOx的排放量达到峰值;随着λ的继续增大, 缸内混合气的浓度越来越希, 火焰传播速度越来越慢, 滞燃期和主燃期逐渐变长, 在燃烧期内做功和传热损失增加, 缸内温度和压力越来越低, 此时由于温度下降引起的NOx下降的效果远大于氧含量增加引起的NOx增加的效果, 从而NOx的生成量越来越低;当λ在1.4以后, 混合气越来越接近着火稀限, 出现失火现象, 此时缸内温度很低, NOx的生成量很少。
图3是THC排放量随λ增加而变化的曲线。从图3可以看出, 与NOx的变化趋势相反, THC随λ的增大呈现的趋势是先减小后增大。原因是当λ较小时, 混合气过浓, 此时氧不足, 燃烧不完全, 导致产生大量的HC。当λ较大时, 可燃混合气较稀, 缸内燃烧温度较低, 不利于HC的氧化。另外, 缸内混合气越稀越接近失火极限, 造成缸内火焰的不完全传播, 致使在火焰无法到达的位置产生了大量未燃HC。
2.3 点火提前角对NOx和THC的影响
图4是NOx排放量随θ增加而变化的曲线。随着θ的增加, NOx排放量呈现增大趋势, 而且低转速时NOx排放量明显高于高转速时NOx排放量。原因是, 在一定范围内, 随着点火提前角的增大, 混合气燃烧的时间更长, 且更多的燃料在上止点前燃烧, 使得缸内最高燃烧压力升高, 同时也导致最高燃烧温度升高, 使得NOx的排放增加。θ一定时, 随着转速的升高, 最高燃烧温度有所降低, 从而使得NOx排放量减少。
图5是THC随θ增加而变化的曲线。由图5可以看出, 随点火提前角的增大, TTHHCC呈现减小的趋势, 并且大于2255时, 点火提前角对TTHHCC的排放量影响较小。主要原因是, 当点火提前角较大时, 着火发生在上止点前相对较早时刻, 而且主燃期也短, 使缸内产生了较高的燃烧压力和温度, 有利于THC的氧化, 从而使THC减小。
3 结论
(1) 在同一节气门开度下, 发动机用天然气作燃料时, 其动力性能比汽油作为燃料时有明显下降, 并随着节气门开度的增加, 其动力下降指数越来越小, 最终为10%~15%。
(2) 混合气过浓或者过稀都会对NOx和THC的排放产生明显影响。NOx排放量随着过量空气系数的增加, 呈现先增大后减小的趋势, 当过量空气系数为1.1时达到最大值;THC随着过量空气系数的增大呈现先减小后增大的趋势, 在1.2左右达到最小值。
(3) 随着点火提前角的增大, NOx呈现升高趋势, 而THC呈现降低趋势。但随着点火提前角的继续增大, 对THC的排放量影响较小。
参考文献
[1]Liu Y, Yeom J, Chung S.A study of spray development and combustion propagation processes of spark-ig-nited direct injection (SIDI) compressed natural gas (CNG) [J].Mathematical and Compiter Modelling, 2013 (1-2) :228-224.
[2]胡春明, 侯圣智, 赵文锋, 等.低压缸内直喷CNG发动机燃烧特性的影响因素[J].燃烧科学与技术, 2010 (5) :446-451.
[3]蒋德明, 黄佐华.内燃机替代燃料燃烧学[M].1版.西安:西安交通大学出版社, 2007.
进气道喷射 篇3
关键词：高频喷射通气,俯卧位非气管插管全身麻醉,气道管理,应用效果
椎体成形手术 (PVP) 或经内镜逆行胆管照影 (ERCP) 术是临床上常见的手术, 而患者手术过程中传统的麻醉方式气管插管全麻弊端相对较多, 气管插管全麻对机体产生的刺激较大, 心血管反应发生率也比较高, 部分患者需要肌松剂打断自主呼吸, 麻醉药用量大, 在临床上患者和医师难以接受[1]。随着医疗技术的飞速发展, 高频喷射通气在临床广泛使用, 但是该通气方法更多的运用于气管、支气管异物取出麻醉, 该方法对气道损伤较小, 更加有利于氧的弥散。近年来, 高频喷射通气在俯卧位非气管插管全身麻醉患者气道管理中广为使用, 且效果理想[2]。为了探讨高频喷射通气在俯卧位非气管插管全身麻醉气道管理中的应用效果, 选取笔者所在医院2014年1-10月收治的100例椎体成形手术 (PVP) 或经内镜逆行胆管照影 (ERCP) 术患者资料进行分析, 现报告如下。
1 资料与方法
1.1 一般资料
选取笔者所在医院2014年1-10月收治的100例椎体成形手术 (PVP) 或经内镜逆行胆管照影 (ERCP) 术患者资料进行分析, 根据不同通气类型将患者分为对照组和试验组, 试验组50例, 平均年龄 (65.7±3.1) 岁;对照组50例, 平均年龄 (67.4±1.3) 岁。患者治疗方案、气道管理措施等有知情权。两组患者性别、年龄等比较差异均无统计学意义 (P>0.05) , 具有可比性。
1.2 方法
1.2.1 对照组
对照组采用经鼻导管吸氧, 方法如下:所有患者禁饮4 h、禁食6~8 h, 麻醉前30 min肌内注射阿托品0.01 mg/kg, 采用迈瑞多功能监测仪动态监测患者ECG、HR以及Sp O2指标, 患者一次静脉注射丙泊酚1~2 mg/kg, 芬太尼1μg/kg进行麻醉诱导, 术中丙泊酚以4 mg/ (kg·h) 的速度微泵持续静脉注入。手术开始前静脉注射地塞米松5~10 mg。患者采用经鼻导管吸氧, 调节氧流量为5~10 L/min[3]。
1.2.2 试验组
试验组采用高频喷射通气, 方法如下:采用高频喷射呼吸机 (TKR-300B) 多参数监护仪 (深圳迈瑞) , 多功能麻醉机 (深圳迈瑞) , 患者手术前常规禁食水6~8 h。术前采用呋嘛滴鼻液滴鼻后保持俯卧姿势, 进行常规鼻导管吸氧, 密切观察患者生命体征, 术前肌内注射阿托品0.5 mg, 麻醉诱导静脉缓慢推注芬太尼1μg/kg, 继用丙泊酚1~1.5 mg/kg缓慢推注, 待患者睫毛反射消失后, 置入一次性鼻导管接高频喷射通气呼吸机, 设置呼吸机频率为60次/min、I∶E在1∶1, 10 L/min以上的喷射气量。术中丙泊酚以4 mg/ (kg·h) 的速度微泵持续静脉注入, 术毕, 停用丙泊酚, 改为鼻导管给氧, Sp O2>96%送病房监护室续观[4]。
1.3 统计学处理
采用SPSS 16.0软件对所得数据进行统计分析, 计量资料用均数±标准差 (±s) 表示, 比较采用t检验, P<0.05为差异有统计学意义。
2 结果
2.1 两组患者手术前后Sp O2、Pa O2、Pa CO2比较
试验组气道压峰值显著低于对照组 (P<0.05) ;两组手术前Sp O2、Pa O2及Pa CO2比较差异均无统计学意义 (P>0.05) ;试验组手术后Sp O2、Pa O2均显著高于对照组, 试验组Pa CO2显著低于对照组, 两组比较差异均有统计学意义 (P<0.05) , 详见表1。
2.2 两组患者手术时间及苏醒时间比较
两组手术时间比较差异无统计学意义 (P>0.05) ;试验组苏醒时间显著短于对照组, 两组比较差异有统计学意义 (P<0.05) , 详见表2。
3 讨论
椎体成形手术 (PVP) 或经内镜逆行胆管照影 (ERCP) 术均为临床上常见的手术, 这些手术对麻醉要求相对较高, 传统麻醉手术虽然能够保证手术的顺利完成, 但是不良反应较多, 弊端也相对比较多[5]。同时, 由于患者年龄相对较多, 手术过程中选择俯卧位时术中低氧血症发生率较高, 难以维持可靠安全的气道管理。近年来, 高频喷射通气在俯卧位手术患者气道管理者广为使用, 且效果理想, 其工作原理是将氧气从高压气源中有控制地通过小口径导管间断高速地向气道喷射[6]。通气频率可达60~120次/min, 气流为涡流, 气道损伤小, 有利于氧的弥散。由于气道开放, 气道压较低 (98.063 k Pa) , 对回心血流干扰小, 有利于心排血量的增加。高频通气不打断自主呼吸, 是在自主呼吸基础之上的一种强化、辅助和协同呼吸, 对患者呼吸保障是双保险[7]。该通气方法的使用使得患者术毕1~5 min自主呼吸及意识恢复, 手术期间均无知觉, 部分患者甚至感觉很舒适。手术医生和患者家属满意度高。再加上, 高频喷射通气呼吸机体积小, 重量轻, 操作容易, 使用方便, 耗氧量小, 适合基层医院推广使用[8,9,10]。本次研究中, 两组手术时间差异无统计学意义 (P>0.05) ;试验组苏醒时间显著短于对照组 (P<0.05) 。
综上所述, 在俯卧位非气管插管全身麻醉患者中采用高频喷射通气进行气道管理效果理想, 有助于保证气道的安全和预防低氧血症的发生, 值得推广使用。
参考文献
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