王兆文， 宋春暉， 伍尚， 遲浩， 張新華

(華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 湖北 武漢 430074)

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柴油機(jī)摻氫文丘里管的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及優(yōu)化

王兆文， 宋春暉， 伍尚， 遲浩， 張新華

(華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 湖北 武漢 430074)

為了將由水解裝置產(chǎn)生的氫氣由進(jìn)氣總管處引入柴油機(jī)，設(shè)計(jì)了一套文丘里管裝置，將壓力較低的氫氣(0.15 MPa)自發(fā)地引入壓力較高的進(jìn)氣總管(0.25 MPa)內(nèi)。為了優(yōu)化該文丘里管的吸氫能力，并降低文丘里管裝置對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣的影響，同時(shí)確保文丘里管結(jié)構(gòu)尺寸較小便于安裝,采用CFD軟件FIRETM模擬了發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工況下的文丘里管內(nèi)氣體流動(dòng)情況，分析了分流流量、喉口管徑、導(dǎo)流段管徑、收縮角、擴(kuò)壓角、收縮圓角半徑、擴(kuò)壓圓角半徑等7個(gè)參數(shù)對(duì)氫氣吸入能力的影響特征。結(jié)果表明：參數(shù)優(yōu)化后文丘里管能夠產(chǎn)生足夠的低壓，使水解的氫氣順利地吸入進(jìn)氣總管，同時(shí)不對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣產(chǎn)生較大的流阻影響。

柴油機(jī)； 摻燒； 氫氣； 文丘里管； 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

氫氣具有擴(kuò)散系數(shù)大、火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?、著火界限寬等?yōu)點(diǎn)[1]。在柴油機(jī)中添加微量氫氣,能在缸內(nèi)燃燒時(shí)產(chǎn)生大量的自由基，從而大大提高柴油的燃燒速度，改善柴油機(jī)燃燒過(guò)程,因此內(nèi)燃機(jī)摻燒氫氣已成為研究熱點(diǎn)之一[2-6]。試驗(yàn)表明[7]，柴油機(jī)摻燒微量氫氣(占燃油質(zhì)量比0.1%～2% ) 能夠降低油耗1%～4%。文獻(xiàn)[8-10]表明柴油機(jī)摻燒氫氣能顯著改善低負(fù)荷下的燃燒熱效率。文獻(xiàn)[11-14]則表明，適量地?fù)綗龤錃?還能減少顆粒物(PM) 、一氧化碳(CO) 、未燃碳?xì)?UHC) 等排放。

然而氫氣的儲(chǔ)存和運(yùn)輸在目前還存在一定問(wèn)題[15-16]，為了克服這些問(wèn)題，本研究直接使用小型車(chē)載電解水制氫裝置來(lái)制取H2。同時(shí)將制取的氫氣直接導(dǎo)入到進(jìn)氣總管，以避免在空氣濾清器前導(dǎo)入氫氣時(shí)存在的安全隱患。

本研究目標(biāo)柴油機(jī)為一臺(tái)增壓柴油機(jī)，增壓壓力為0.25 MPa。而水解制氫設(shè)備的最大允許壓力為0.15 MPa，這就決定了產(chǎn)生的氫氣絕對(duì)壓力小于進(jìn)氣壓力。因此，必須設(shè)計(jì)一套裝置，將壓力較低的氫氣引入到壓力較高的進(jìn)氣總管內(nèi)。

1 總體結(jié)構(gòu)

氫氣吸入裝置示意圖見(jiàn)圖1。圖中左右兩端為總管，與發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣總管相連。下部大管徑彎管為總管接管，發(fā)動(dòng)機(jī)所需的絕大部分新鮮空氣由此流入。在兩端總管接管之中布置一個(gè)文丘里管[17-18]，用于產(chǎn)生低壓區(qū)域，從而引入氫氣。在文丘里管喉口段有一傾斜小管引入直管，氫氣由該小管引入。

圖1 吸氣裝置示意

文丘里管具體結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖2，共分進(jìn)口導(dǎo)流段、收縮段、喉口段、擴(kuò)壓段、出口導(dǎo)流段等五個(gè)部分。

圖2 文丘里管結(jié)構(gòu)參數(shù)

氣體流經(jīng)收縮段時(shí)，由于流通面積不斷減小，氣體將逐步加速，根據(jù)伯努利方程[19]可知，氣體壓力將不斷降低，在喉口處達(dá)到最低值。隨后，在擴(kuò)壓段，由于流通截面積的不斷擴(kuò)大，氣體流速逐步減小，使流體壓力逐步升高，恢復(fù)至接近進(jìn)口處的壓力水平。喉口處能產(chǎn)生低壓區(qū)域的特點(diǎn)，使得文丘里管結(jié)構(gòu)具有將低壓氣體吸入高壓氣體的功能。

為了形成足夠的低壓區(qū)域，同時(shí)兼顧降低文丘里管結(jié)構(gòu)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣的影響，在吸入裝置中，只能將總管內(nèi)的部分新鮮空氣分流到文丘里管中，通過(guò)該部分新鮮空氣的流動(dòng)在文丘里管喉口段產(chǎn)生低壓區(qū)。該低壓區(qū)域的壓力不僅受分流流量的影響，還受文丘里管的具體結(jié)構(gòu)參數(shù)(導(dǎo)流段管徑、喉口管徑、收縮角、擴(kuò)壓角、收縮圓角半徑、擴(kuò)壓圓角半徑等)的影響，同時(shí)這些參數(shù)也影響著發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)氣流動(dòng)阻力。因此本研究基于正交設(shè)計(jì)方法，采用CFD模擬技術(shù)，進(jìn)行了分流流量和文丘里管6個(gè)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化，以確保該柴油機(jī)摻燒氫氣裝置的最優(yōu)化。

2 優(yōu)化工況的選擇

為了確保文丘里結(jié)構(gòu)具有足夠的氫氣吸入能力，主要進(jìn)行了氫氣需求量最大工況下的文丘里管吸入能力分析，即進(jìn)行柴油機(jī)標(biāo)定工況下文丘里管結(jié)構(gòu)優(yōu)化。該工況下，新鮮空氣質(zhì)量流量為500 g/s，所需氫氣質(zhì)量流量為0.041 g/s，氫氣壓力為0.15 MPa，進(jìn)氣總管內(nèi)空氣壓力為0.25 MPa。

該工況的優(yōu)化目標(biāo)為，在出口導(dǎo)流管背壓為0.25 MPa時(shí)，確保喉口段具有一個(gè)較大的低壓區(qū)域(<0.15 MPa)，同時(shí)使該裝置的流動(dòng)阻力和裝置尺寸較小。

3 分流流量、喉口管徑、導(dǎo)流段管徑的優(yōu)化

采用CFD計(jì)算軟件FIRETM對(duì)研究對(duì)象進(jìn)行了三維數(shù)值模擬。首先用FIRETM的自動(dòng)網(wǎng)格劃分模塊FAME進(jìn)行了網(wǎng)格劃分，并對(duì)關(guān)鍵區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化。進(jìn)口邊界條件為流量，出口邊界條件為靜壓，壁面設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。常用的湍流模型有亞網(wǎng)格尺度模型、單方程模型、κ-ε雙方程模型、RNG κ-ε模型和雷諾應(yīng)力模型(RSM)等，每一種模型都有其適用條件和范圍。本研究采用工程上廣泛使用的κ-ε雙方程湍流模型。

根據(jù)流體力學(xué)理論計(jì)算[20-21]，并參考部分文獻(xiàn)確定文丘里管的初始結(jié)構(gòu)：導(dǎo)流段管徑40 mm，喉口管徑10 mm，喉口段長(zhǎng)度30 mm，收縮角30°，擴(kuò)壓角16°，收縮圓角半徑和擴(kuò)壓圓角半徑均為0 mm。

喉口管徑對(duì)文丘里管的引射功能和流動(dòng)阻力有著極大的影響，而分流流量和喉口管徑相互配合，將產(chǎn)生不同的流動(dòng)效果。當(dāng)導(dǎo)流管管徑固定，在分流流量不變的情況下，喉口管徑越小，其引射功能就越強(qiáng)。但如果喉口管徑太小，則會(huì)出現(xiàn)擁塞現(xiàn)象，產(chǎn)生較大的流動(dòng)阻力。鑒于此，需要先進(jìn)行分流流量和喉口管徑的聯(lián)合優(yōu)化。

根據(jù)流動(dòng)理論進(jìn)行初步估算，將分流流量分為5個(gè)水平，分別為45.454 5，41.666 7，38.461 5，35.714 3，33.333 g/s,即分別為總空氣流量500 g/s的1/11，1/12，1/13，1/14，1/15；同時(shí)，將喉口管徑分為5個(gè)水平，分別為6，8，10，12，14 mm；進(jìn)行分流流量和喉口管徑的正交分析。具體的正交設(shè)計(jì)表和模擬結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 分流流量和喉口管徑正交設(shè)計(jì)表及模擬結(jié)果

喉口壓力和流動(dòng)阻力的極差分析結(jié)果見(jiàn)表2。由喉口壓力的極差分析可知，喉口管徑的變化對(duì)喉口壓力的影響比分流流量大。由壓力損失的極差分析可知，喉口管徑的變化對(duì)流動(dòng)損失的影響比分流流量大。

表2 分流流量和喉口管徑正交設(shè)計(jì)極差分析 MPa

分流流量和喉口管徑的聯(lián)合優(yōu)化結(jié)果見(jiàn)圖3和圖4。

圖3 分流流量和喉口管徑對(duì)喉口壓力影響的MAP圖

圖4 分流流量和喉口管徑對(duì)流動(dòng)損失影響的MAP圖

由圖3可知，當(dāng)分流流量保持不變時(shí)，隨著喉口管徑的減小，喉口壓力先減小再增大。而分流流量對(duì)喉口壓力的影響則相對(duì)復(fù)雜，當(dāng)喉口管徑較小時(shí)，隨著分流流量的減小，喉口壓力隨之降低；當(dāng)喉口管徑較大時(shí)，隨著分流流量的降低，喉口壓力則隨之增大。這表明，當(dāng)喉口管徑較小時(shí)，選定的分流流量相對(duì)喉口管徑而言太大，導(dǎo)致在喉口處形成堵塞，使喉口壓力較大；而當(dāng)喉口管徑較大時(shí)，選定的分流流量相對(duì)較小，會(huì)使喉口處流速較小，由伯努利方程可知，此時(shí)喉口壓力較大。綜上分析可知，喉口管徑和分流流量的選擇需要合理匹配才能獲得較低的喉口壓力，即當(dāng)分流流量和喉口管徑相互配合，使喉口流速接近當(dāng)?shù)匾羲?，但又不形成堵塞時(shí)，可在喉口處獲得最低壓力值。由圖還可知，在選定的分流流量水平范圍內(nèi)，喉口管徑為8 mm或10 mm時(shí)可以獲得較低的喉口壓力。

由圖4可知，隨著喉口管徑的增加以及分流流量的減小，文丘里管的流動(dòng)損失會(huì)逐步降低。當(dāng)喉口管徑增大到10 mm時(shí)，在選定的分流流量范圍內(nèi)，文丘里管的流動(dòng)損失受分流流量的變化影響已經(jīng)很小。

綜合圖3和圖4可知，選擇喉口管徑為10 mm，分流流量為45.454 5 g/s或41.666 7 g/s時(shí)能獲得較好的喉口壓力和流動(dòng)損失性能。為了減小文丘里管結(jié)構(gòu)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣特征的影響，本研究選用較小的分流流量41.666 7 g/s，此時(shí)喉口平均壓力達(dá)到0.163 MPa，流動(dòng)損失為0.025 MPa。

在確定了喉口管徑和分流流量后，進(jìn)行導(dǎo)流段管徑對(duì)喉口壓力影響的單因素分析。導(dǎo)流段管徑共選用15，20，25，30，35，40，45，50 mm等8個(gè)水平，喉口壓力隨導(dǎo)流段管徑變化趨勢(shì)見(jiàn)圖5。

圖5 喉口壓力隨導(dǎo)流段管徑的變化

由圖5可知，隨著導(dǎo)流段管徑的增大，喉口壓力逐步減小，但當(dāng)導(dǎo)流段管徑大于25 mm后，喉口壓力減少的趨勢(shì)已經(jīng)不明顯，這表明喉口管徑10 mm，分流流量41.667 g/s時(shí)，喉口管內(nèi)流動(dòng)已將近達(dá)到?；癄顟B(tài)，進(jìn)一步增大導(dǎo)流段管徑已無(wú)必要。因此綜合壓降性能要求和裝置尺寸需求，選擇導(dǎo)流段管徑為25 mm。此時(shí)喉口平均壓力可達(dá)到0.165 2 MPa，流動(dòng)損失為0.022 MPa。

4 收縮角、擴(kuò)壓角的優(yōu)化

文丘里管擴(kuò)壓角和收縮角分別代表擴(kuò)壓段和收縮段的傾斜程度，將對(duì)擴(kuò)壓段和收縮段內(nèi)流動(dòng)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大影響。擴(kuò)壓角過(guò)大會(huì)導(dǎo)致流動(dòng)分離，擴(kuò)壓角過(guò)小則會(huì)使文丘里管過(guò)長(zhǎng)而不利實(shí)際安裝。收縮角同理。擴(kuò)壓角和收縮角的聯(lián)合優(yōu)化是在分流流量、喉口管徑和導(dǎo)流段管徑已經(jīng)優(yōu)化基礎(chǔ)上進(jìn)行的，初步選定擴(kuò)壓角5個(gè)水平為4°，8°，16°，20°，24°，收縮角5個(gè)水平為 10°，15°，22°，30°，40°，依此進(jìn)行擴(kuò)壓角和收縮角的正交設(shè)計(jì)優(yōu)化，正交設(shè)計(jì)表和模擬結(jié)果見(jiàn)表3。

表3 收縮角和擴(kuò)壓角正交設(shè)計(jì)表及模擬結(jié)果

極差分析結(jié)果見(jiàn)表4。由極差分析結(jié)果可知，在選定的水平范圍內(nèi)，擴(kuò)壓角對(duì)喉口壓力的影響比收縮角大，而收縮角對(duì)文丘里管的流動(dòng)損失影響更大。但從具體極差值來(lái)看，擴(kuò)壓角和收縮角對(duì)喉口壓力和流動(dòng)損失的影響程度相差不大。

表4 收縮角和擴(kuò)壓角正交設(shè)計(jì)極差分析 MPa

收縮角和擴(kuò)壓角的聯(lián)合優(yōu)化結(jié)果見(jiàn)圖6和圖7。由圖6可知，隨著收縮角的減小，喉口壓力逐步減小，但減小的程度很??；隨著擴(kuò)壓角的減小，喉口壓力先明顯減小，在擴(kuò)壓角8°時(shí)達(dá)到極小值，隨后隨著擴(kuò)壓角的進(jìn)一步減小，喉口壓力反而有所增大。由圖還可知，擴(kuò)壓角對(duì)喉口壓力的影響明顯大于收縮角。綜合可知，在擴(kuò)壓角為8°，收縮角為10°～40°時(shí)，喉口壓力都可獲到較小值。由圖7可知，隨著擴(kuò)壓角和收縮角的減小，文丘里管的流動(dòng)損失逐漸減小，這主要是因?yàn)殡S著擴(kuò)壓角和收縮角的減小，文丘里管逐步變?yōu)橹惫?，其?nèi)部流動(dòng)撞擊和流動(dòng)分離逐步減小。從壓力損失上看，應(yīng)該選用較小的擴(kuò)壓角和較小的收縮角。

圖6 收縮角和擴(kuò)壓角對(duì)喉口壓力影響MAP圖

圖7 收縮角和擴(kuò)壓角對(duì)壓力損失影響MAP圖

綜合分析喉口壓力和壓力損失可知，可以選定擴(kuò)壓角為8°，收縮角較小的文丘里管，但從文丘里管結(jié)構(gòu)可知，收縮角越小文丘里管越長(zhǎng)，不利于在發(fā)動(dòng)機(jī)上安裝。為了兼顧性能要求和安裝要求，進(jìn)行了擴(kuò)壓角為8°，不同收縮角下喉口壓力和流動(dòng)阻力的數(shù)值模擬，具體結(jié)果見(jiàn)圖8和圖9。

圖8 喉口壓力隨收縮角的變化

圖9 流動(dòng)損失隨收縮角的變化

為了減小氫氣引入裝置的結(jié)構(gòu)尺寸，需要選用較大的收縮角。由圖9可知，當(dāng)收縮角達(dá)到30°時(shí)，其流動(dòng)損失大幅增加，因此需要將收縮角限定在30°以?xún)?nèi)。由圖8可知，收縮角為10°～25°時(shí)，喉口壓力都較低，因此，收縮角25°為最優(yōu)方案。此時(shí)，喉口壓力為0.149 6 MPa，壓力損失為0.015 MPa。

5 收縮圓角半徑、擴(kuò)壓圓角半徑的優(yōu)化

擴(kuò)壓圓角半徑與收縮圓角半徑對(duì)文丘里管內(nèi)氣體流形有較大影響，初步選定擴(kuò)壓圓角半徑和收縮圓角半徑的5個(gè)水平為0，3，6，9，12 mm，進(jìn)行擴(kuò)壓圓角半徑和收縮圓角半徑的正交分析，正交設(shè)計(jì)表和模擬結(jié)果見(jiàn)表5。

表5 擴(kuò)壓圓角半徑和收縮圓角半徑正交設(shè)計(jì)表及模擬結(jié)果

極差分析結(jié)果見(jiàn)表6。由極差分析結(jié)果可知，在選定的水平范圍內(nèi)，擴(kuò)壓圓角半徑對(duì)喉口壓力的影響比收縮圓角半徑大，而收縮圓角半徑對(duì)文丘里管的流動(dòng)損失影響更大。

圖10和圖11分別示出擴(kuò)壓圓角半徑和收縮圓角半徑對(duì)喉口壓力的水平指標(biāo)圖。由圖10和圖11可知,擴(kuò)壓圓角半徑越大，喉口壓力越小；收縮圓角半徑為3 mm時(shí)喉口壓力最小。由圖10還可知，當(dāng)擴(kuò)壓圓角半徑繼續(xù)增大，喉口壓力有進(jìn)一步減小的趨勢(shì)，因此，需要增大擴(kuò)壓圓角半徑的水平范圍，進(jìn)行進(jìn)一步的最優(yōu)化研究。

表6 擴(kuò)壓圓角半徑和收縮圓角半徑正交設(shè)計(jì)極差分析 MPa

喉口壓力的極差分析A10．1501B10．1486A20．1483B20．1477A30．1477B30．1482A40．1474B40．1481A50．1472B50．1481RA0．0029RB0．0010壓力損失的極差分析A10．0150B10．0155A20．0154B20．0158A30．0151B30．0149A40．0152B40．0149A50．0152B50．0148RA0．0005RB0．0010注：因素A為擴(kuò)壓圓角半徑，因素B為收縮圓角半徑

圖10 擴(kuò)壓圓角半徑對(duì)喉口壓力的水平指標(biāo)圖

圖11 收縮圓角半徑對(duì)喉口壓力的水平指標(biāo)圖

在原來(lái)5個(gè)水平的基礎(chǔ)上，擴(kuò)壓圓角半徑增加了15 mm和17 mm兩個(gè)水平。由圖12可知，擴(kuò)壓圓角半徑為12 mm時(shí)，喉口壓力最低。綜上可知，收縮圓角半徑3 mm，擴(kuò)壓圓角半徑12 mm為最優(yōu)值。

圖12 擴(kuò)壓圓角半徑與喉口壓力關(guān)系

6 最優(yōu)結(jié)果分析

綜上分析可知文丘里管最優(yōu)結(jié)構(gòu)：導(dǎo)流段管徑25 mm，喉口管徑10 mm，收縮角25°，擴(kuò)壓角8°，收縮圓角半徑3 mm，擴(kuò)壓圓角半徑12 mm，喉口長(zhǎng)度30 mm。該文丘里管結(jié)構(gòu)在分流流量41.667 g/s下，管內(nèi)喉口平均壓力為0.146 33 MPa，局部最小壓力為0.143 98 MPa，流動(dòng)損失為0.015 8 MPa。這表明該結(jié)構(gòu)能較好滿(mǎn)足吸入氫氣的需要，且能使該裝置的流動(dòng)損失較低，同時(shí)使該裝置的總體結(jié)構(gòu)緊湊。

最優(yōu)方案的壓力分布和流線分布分別見(jiàn)圖13和圖14。由圖13可知，該文丘里管喉口段有很寬廣的低壓區(qū)域，其壓力處于0.143 98～0.146 33 MPa之間，這不僅確保了能把0.15 MPa的氫氣通過(guò)文丘里管自發(fā)地引入到0.25 MPa的進(jìn)氣總管中，同時(shí)還給氫氣引入管提供了足夠的安裝空間。由圖14可知，該文丘里管管內(nèi)流動(dòng)平順，不存在較大的流動(dòng)撞擊和流動(dòng)分離現(xiàn)象，故而該文丘里管的流動(dòng)損失較小，僅0.015 8 MPa，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣流動(dòng)的影響較小。

圖13 最優(yōu)文丘里管結(jié)構(gòu)的壓力場(chǎng)

7 試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證

為了確保文丘里管結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的可靠性，進(jìn)行了優(yōu)化后文丘里管的試驗(yàn)驗(yàn)證。試驗(yàn)采用溫度傳感器、壓力傳感器和體積流量計(jì)來(lái)測(cè)量空氣的出口壓力和質(zhì)量流量。所用試驗(yàn)平臺(tái)為發(fā)動(dòng)機(jī)氣道試驗(yàn)臺(tái)，利用氣道試驗(yàn)臺(tái)的鼓風(fēng)機(jī)產(chǎn)生高壓空氣，通過(guò)鼓風(fēng)機(jī)分流閥來(lái)獲得試驗(yàn)所需空氣流量41.667 g/s。通過(guò)壓力調(diào)節(jié)閥使出口壓力固定在0.25 MPa。文丘里管喉口處壓力為重要驗(yàn)證參數(shù)，為了提高該壓力值的測(cè)量精度，設(shè)置了一套夾具，圍繞喉口段布置了3個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，試驗(yàn)時(shí)采用平均值。

表7示出試驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果的對(duì)比情況。由對(duì)比數(shù)據(jù)可知，模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果非常吻合，這表明本研究模擬結(jié)果可信，該文丘里管的設(shè)計(jì)能滿(mǎn)足氫氣吸入要求。

表7 最優(yōu)方案試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果

8 結(jié)束語(yǔ)

為將水解制氫設(shè)備產(chǎn)生的低壓氫氣吸入到高壓空氣中，應(yīng)用CFD仿真軟件FIRETM對(duì)文丘里管的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，主要對(duì)比研究了導(dǎo)流管管徑、喉口管徑、收縮角、擴(kuò)壓角、收縮圓角半徑、擴(kuò)壓圓角半徑6個(gè)關(guān)鍵參數(shù)對(duì)喉口壓力的影響。結(jié)果表明，導(dǎo)流管管徑25 mm，喉口管徑10 mm,收縮角25°，擴(kuò)壓角8°，收縮圓角半徑3 mm，擴(kuò)壓圓角半徑12 mm，喉口長(zhǎng)度30 mm，在分流流量為41.667 g/s時(shí)，能較好地符合設(shè)計(jì)要求。同時(shí)，還進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，驗(yàn)證結(jié)果表明，該結(jié)構(gòu)的文丘里管能滿(mǎn)足氫氣順利吸入的要求。

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[編輯： 潘麗麗]

Structual Design and Optimization of Hydrogen Mixing Venturi in Diesel Engine

WANG Zhaowen， SONG Chunhui， WU Shang， CHI Hao， ZHANG Xinhua

(School of Energy and Power Engineering, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China)

In order to guide hydrogen that generated from hydrolysis equipment into diesel engine through intake manifold, a set of venture was designed to guide hydrolytic low-pressure hydrogen (0.1 MPa) to high-pressure intake manifold (0.25 MPa). Considering the hydrogen inhalation capacity, intake influence and assembly convenience of venturi, the gas flow movement inside venturi under engine operating conditions was simulated with CFD Fire software and the effects of divided flow rate, throat diameter, guide pipe diameter, converging and expansion angle and their correspondent round radii on hydrogen inhalation were analyzed. The results show that the optimized venturi can generate enough low pressure and suck easily the hydrolysis hydrogen into intake pipe while hardly influence the air flow of the engine.

diesel engine； mixing combustion； hydrogen； venturi； structural optimization

2015-06-04；

2015-10-19

王兆文(1978—)，男，講師，博士，研究方向?yàn)閮?nèi)燃機(jī)流動(dòng)、燃燒和排放；wangzhaowen1978@163.com。

10.3969/j.issn.1001-2222.2016.01.002

TK423.8

B

1001-2222(2016)01-0009-08