与传统化石燃料相比，氢具有可再生、无污染、燃烧速度快、扩散性好及单位热值高等优点^[1]. 当内燃机以氢作为燃料时有良好的燃烧性能，具有极高的应用前景. 研究表明，氢燃料能够有效地改善混合气的均匀性，提高内燃机的热效率，并且只产生较低的NOx排放^[2-4]. 一些汽车厂商如宝马、福特、马自达和长安等已研发出氢燃料内燃机，并且显示出较高的热效率及动力性. 由于氢燃料的理化特性，氢内燃机易发生早燃、回火等异常燃烧现象，降低内燃机性能，甚至会造成不可逆转的损害. 影响氢内燃机早燃及回火的因素较多，一些学者^[5-6]通过研究氢内燃机异常燃烧现象发现，点火前较高的缸内温度容易形成高温炽热点，从而引发早燃及回火,他们提出通过EGR及推迟喷氢等策略来降低早燃及回火的可能性.

虽然有研究指出通过调整喷孔位置和喷嘴面积等参数能抑制氢内燃机异常燃烧^[7-12]，但是鲜有学者从喷氢角度及喷氢流量等参数去揭示异常燃烧的影响. 本研究首次提出基于层次分析法（AHP）构建异常燃烧风险系数模型，通过熵值法对异常燃烧特征参数进行赋权处理，能够对PFI氢内燃机发生异常燃烧风险进行更加准确有效的评估. 从异常燃烧角度，评价了喷氢角度及喷氢流量的选取原则，为进一步抑制异常燃烧提供了有力参考.

研究对象为嘉陵JH 600单缸水冷4气门发动机改造而成的氢内燃机，基本参数如表1所示. 采用Creo建立如图1所示三维模型，定义各区域边界条件和边界类型并对喷孔、进排气门、燃烧室边角等部位进行网格细化处理以提高运算精准度.

本研究旨在缓解进气道气阻问题，并促进缸内混合气均匀混合，以达到抑制异常燃烧的目的. 不同的喷氢角度及喷氢流量直接影响着氢气在进气道的流动状态和氢-空气混合气的形成过程，从而影响氢内燃机的燃烧表现. 所选内燃机转速为3 000 r/min，变量参数设置如表2所示.

假定气体处于理想状态，混合气的运动过程和规律遵守质量守恒方程、能量守恒方程、动量守恒方程及组分守恒方程. 湍流运动具有高速、复杂、无序、耗散快的特点^[13]. AVL-FIRE计算中常用的湍流模型有S-A单方程模型、涡黏性/耗散模型k-ε双方程模型、k-zeta-f模型、RSM模型、AVL HTM模型等. 通过对比最终选用k-zeta-f模型，该模型虽然计算时间较其他模型略长15%左右，但具有更高的精度和稳定性.

层次分析法(analytic hierarchy process, AHP)是由美国匹兹堡大学Sati教授提出的一种多层次决策模型^[14]，多用于安全、环境、金融等领域，本研究将其应用于氢内燃机异常燃烧问题，把引起异常燃烧的众多复杂因素转化为多层次单目标问题，能更加清晰准确的量化喷氢参数对异常燃烧的影响程度. 火花塞点火前缸内炽热区域温度、炽热区域持续期、炽热区域持续期、炽热区域面积等是异常燃烧的重要影响因素^[15-16]，将氢内燃机异常燃烧评价结构自上而下分为目标层、准则层、指标层. 目标层即为异常燃烧风险系数，风险系数越大，表明发生异常燃烧的可能性越大，准则层即为早燃与回火，早燃及回火的特征参数构成指标层，模型结构如图2所示.

1）数据标准化处理

将AHP中的指标层数据构成初始矩阵X.在评价指标中存在极大型指标，即指标越大，异常燃烧风险越大. 对于混合气均匀性系数而言，其数值越小，异常燃烧风险越大，视为极小型指标. 对评价指标中极小型指标做如下处理：

(1) $ x_{i,j}^ * = \frac{1}{{{x_{i,j}}}} .$

对指标层数据进行无量纲化处理：

(2) $ {d}_{i,j}=\frac{{x}_{i,j}}{{\displaystyle \sum _{i=1}^{m}{x}_{i,j}}}\text{，} $

(3) $ d_{i,j}^ * = \frac{{x_{i,j}^ * }}{{\displaystyle \sum\limits_{i = 1}^m {x_{\dot i,j}^ * } }}. $

式中： ${x_{i,j}}$为第i(i=1, 2, $3, \cdots \; $)种喷氢参数，第j(j=1, 2, $3 \cdots\; $)项评价指标的数值； $x_{i,j}^ * $为极小型指标经式(1)处理后的值； ${d_{i,j}}$、 $d_{i,j}^ * $分别为极大型与极小型指标无量纲化处理后的值.

2）权重的计算

根据熵值法确定各项评价指标权重：

(4) $ {e_j} = - k\mathop \sum \limits_{i = 1}^m {d_{i,j}}ln\;\left( {{d_{i,j}}} \right) \text{，}$

(5) $ {g}_{j}=1-{e}_{j}\text{，} $

(6) $ {\lambda _j} = \frac{{{g_j}}}{{\displaystyle \sum\limits_{j = 1}^n {{g_j}} }}. $

式中： ${e_j}$为第 $ j $项指标熵值； $ k = 1 / ln\;m $，其中 $ m $为样本个数； ${g_j}$为指标 $ {x_j} $的差异系数； ${\lambda _j}$为指标 $ {x_j} $的权重； ${\lambda _j}$为第j项指标权重系数.

3）风险系数的计算

(7) $ {\eta _i} = \mathop \sum \limits_{j = 1}^n {\lambda _j}{x_j}. $

式中： $ {\eta _i} $为异常燃烧风险系数，由层次分析-熵值法确定，计算流程如图3所示.

为保证仿真结果的正确性和可靠性，将仿真数据与已有实验数据进行对比验证，验证结果如图4所示，其中 $ \theta $为曲轴转角，p为缸内压力. 转速为3 000 r/min. 在当量比为0.4时，缸内压力的仿真与实验对比数据误差在5%以内，吻合性较好，证明所选模型可靠.

不同的喷氢角度及喷氢流量直接影响着氢气在进气道的流动状态和氢-空气混合气的形成过程，从而影响氢内燃机的燃烧表现.

内燃机缸内炽热点的产生机制决定了它的瞬时性和不确定性. 由于氢气在空气中发生自燃的温度为858 K，同时随着压力升高，自燃温度也相应降低，由此推断，在气缸内，氢/空气混合气发生早燃温度将低于858 K（在压缩上止点附近，气缸内的压力通常远高于一个大气压），因而将处于该温度附近区域定义为炽热区域. 为了便于研究，选取部分对早燃及回火的发生影响程度较大特征参数进行单独研究，包括进气道残余氢气量 $ （h） $、混合气均匀性系数 $ （\delta ） $、炽热区域持续期 $ （\sigma ）\mathrm{、} $炽热区域温度 $ （t）\mathrm{和} $排气终了气缸温度 $ （T） $. 部分指标层数据未作单独研究（例如最大温度升高率），但仍参与权重计算及异常燃烧风险系数的计算.

在进气行程中，当进气道内氢-空气混合气浓度较高时，容易被高温热源引燃，继而发生回火^[17]. 图5显示了当量比( $\phi $)为0.50和0.67时，进气道残余氢气量（h）随喷氢角度(α)及喷氢流量(f)的变化趋势. 结果表明，随着喷氢角度的增大，进气道残余氢气量呈现出先减小后增大趋势，喷氢流量越大，残余氢气量越多. 喷氢角度过大会减小氢气沿入口轴线的分速度，使氢气进入气缸的速度变慢，导致进气门关闭时部分氢气未能完全进入气缸. 随着喷氢流量的增大，单位时间喷入的氢气量增多，在进气门附近形成高浓度混合气，不利于后喷入的氢气进入气缸. 因此，适当减小喷氢角度与喷氢流量能够减小进气道的氢气残余，降低回火的概率. 在当量比为0.50和0.67时，喷氢角度为30°、喷氢流量为4.36 kg/h的进气道残余氢气量最低，相对最高值分别下降了41.6%和33.4%.

图6显示在0.50和0.67当量比下，不同喷氢角度(α)下缸内混合气均匀性系数( $ \delta $)随喷氢流量(f)的变化. 浅色区域为均匀性系数较小，容易引起局部混合气过浓导致早燃，深色区域为气体混合效果较好.

结果表明，随着喷氢流量的增大，混合气均匀性系数逐渐减小. 在低喷氢流量下，较小的喷氢角度更有利于均匀混合气的形成，随着喷氢流量的增大，较小喷氢角度的混合气均匀性系数下降更快，此时增大喷氢角度更有利于均匀混合气的形成. 当喷氢流量过大时，单位时间进入进气道氢气过多，进气门附近聚集大量高浓度混合气，阻碍空气流入气缸，不利于均匀混合气的形成. 在高喷氢流量下提升喷氢角度，增大了氢气与进气管道壁面冲击强度，扩大了氢气空间分布范围，有利于氢气顺利进入气缸形成均匀混合气. 通过对比2个当量比下的缸内混合气均匀性系数的变化可以看出，喷氢流量为4.36~4.96 kg/h、喷氢角度为20~45°时，混合气均匀性系数较大，不易发生早燃现象.

图7显示火花塞点火前炽热区域持续期( $ \sigma $)在不同喷氢角度(α)及喷氢流量(f)下的变化. 适当增大喷氢流量能够缩短炽热区域持续期，但是当喷氢流量大于4.96 kg/h后，继续加大喷氢流量反而使炽热区域持续期增加. 从喷氢角度方面来看，过小的喷氢角度更容易造成炽热区域持续期的增加. 4个喷氢角度的炽热区域持续期均在喷氢流量为4.96 kg/h时达到最低点. 当量比为0.50和0.67时，最短炽热区域持续期分别为3.2 ℃A和8.8 ℃A，相对最大值分别降低了10.3 ℃A和12.3 ℃A，改善效果较为明显.

炽热区域温度对早燃有着直接影响. 在火花塞点火前，炽热区域温度越大，发生早燃的可能性越大^[18]. 炽热区域通常有以下2种形成原因：一种是进排气门、火花塞、气缸和活塞表面上的沉积物、润滑油分解出现的碳粒，以及随内燃机进气进入气缸的杂质历经高温燃烧之后形成炽热区域；另一种是残留在狭小缝隙中的高温废气和缸内形成的局部高温气体形成炽热区域.

图8显示出不同喷氢角度下炽热区域温度（t）及排气终了气缸温度（T）随喷氢流量（f）的变化趋势. 结果表明，在同一喷氢角度及喷氢流量条件下，当量比为0.67的炽热区域温度大于当量比为0.50的炽热区域温度，这是由于0.67当量比的缸内氢气量更多，导致压缩行程中气体温度更高. 2种当量比的炽热区域温度均随着喷氢流量的增大而呈现出先减小后增大的趋势，原因在适当增大喷氢流量能够增大氢气流速，提升缸内湍动能，一定程度上缓解了局部温度过高现象. 过大的喷氢流量造成的气阻现象，降低了空气进入气缸时的速度，削弱了新鲜冲量对炽热区域的冷却作用，适当增大喷氢角度有助于改善进气道气阻现象.

不同喷氢角度的炽热区域温度均在喷氢流量为4.96 kg/h时达到最低点，不同角度对应的最低温度大小依次为20°>30°>60°>45°. 在当量比为0.50和0.67、喷氢角度为45°时，炽热区域温度最低点分别为773.6 K和778.8 K，相对最高温度分别下降了10.1 K和11.3 K.

由图8可以看出，排气终了气缸温度随喷氢角度及喷氢流量的增大而减小. 增大喷氢角度及喷氢流量会降低燃烧过程的缸内平均温度，排气终了缸内温度也随之降低，发生早燃或回火的风险减小，但也可能会导致内燃机性能下降. 因此应选择合适的喷氢角度及喷氢流量方案，在保证内燃机性能的前提下，达到降低排气终了气缸温度的目的. 当喷氢角度为45~60°、喷氢流量为4.96~6.12 kg/h时 ，排气终了气缸温度相对较低，对比最高温度分别下降了46~56 K与55~75 K.

图9(a)和(b)分别显示了当量比为0.50和0.67时，异常燃烧风险系数( $ \eta $)随喷氢角度(α)及喷氢流量(f)的变化趋势. 浅色区域为常燃烧风险系数较小，不易发生异常燃烧. 深色区域为异常燃烧风险系数较大，对应颜色越深，发生异常燃烧的可能性越大. 结合上述研究不难发现，喷氢角度及喷氢流量较低时，炽热区域温度处于较高水平，易发生早燃. 喷氢角度及喷氢流量较高时，虽然能降低排气终了气缸温度，却会导致进气道残余氢气量升高，混合气均匀性系数下降，不利于均匀混合气形成. 不妨将异常燃烧风险系数大于0.950时设为易异常燃烧区域，通过综合分析异常燃烧风险系数可知：

1）在当量比为0.50时，喷氢角度为20°~30°和60°、喷氢流量为4.36~4.96 kg/h和5.29~6.12 kg/h时，图像颜色较深，说明在此喷氢角度及喷氢流量范围内发生异常燃烧的概率较大，此时风险系数处于0.950~0.980. 当喷氢角度为45°，喷氢流量为4.96 kg/h时，风险系数达到最小值0.913，相对易异常燃烧区域下降了3.8%~6.4%.

2）在当量比为0.67时，风险系数图像深色区域相对范围更广. 当喷氢角度为60°时，图像均呈深色，且在相同喷氢角度及喷氢流量下的风险系数更大，说明同水平喷氢角度及喷氢流量下，0.67当量比相对0.50当量比更易发生异常燃烧. 当喷氢角度为45°和喷氢流量为4.96 kg/h时，风险系数达到最小值0.926，相对易异常燃烧区域下降了3.6%~6.8%.

通过层次分析-熵值法研究PFI氢内燃机不同喷氢角度及喷氢流量下异常燃烧指标层的变化规律，总结并分析了喷氢参数对目标层的影响，得到以下结论：

（1）合适的喷氢角度及喷氢流量有利于氢气顺利进入气缸，降低进气道残余氢气量并有利于均匀混合气的形成. 当喷氢角度为30°~45°、喷氢流量为4.36~4.96 kg/h时，两项指标处于较优水准.

（2）通过改变喷氢角度及喷氢流量方案能够有效地改善缸内气体流动状态. 结合对炽热区域特征参数（炽热区域持续期、炽热区域温度）及排气终了气缸温度研究结果，当喷氢角度为45°、喷氢流量为4.96 kg/h时，各指标均处于合理水平，早燃的可能性较低.

（3）通过分析异常燃烧风险系数发现，喷氢角度及喷氢流量较大或较小时均不利于混合气正常燃烧，异常燃烧风险系数较大，合适的喷氢角度及喷氢流量方案能够有效的降低异常燃烧发生的可能性. 结合研究结果，在0.50和0.67当量比下、当喷氢角度为45°、喷氢流量为4.96 kg/h时，异常燃烧风险系数最低，相对最大值分别降低了6.4%和6.8%.