李岳林，沈嘉誠

（長沙理工大學，長沙 410114）

近年來，學者們除了尋求新的清潔可替代燃料降低現(xiàn)有傳統(tǒng)汽油機油耗和排放[1]外，還對發(fā)動機的燃燒方式進行了改良，以滿足更加嚴格的排放法規(guī)。HCCI是一種新型的發(fā)動機燃燒模式，它與傳統(tǒng)的壓燃式（CI）柴油機與火花點燃式（SI）汽油機在一定程度上有相似之處但又有所不同[2]，即著火時缸內出現(xiàn)多個共同燃燒的點，無明顯的火焰前鋒，而且燃燒速度快、效率高、燃燒溫度相對較低，分布較為均勻，NOx排放也相對較低[3]。氫氣摻入對天然氣發(fā)動機的燃燒和排放等各方面有較大的影響，主要影響有著火時刻、缸內溫度、缸內壓力、NOx和CO2的排放[4-5]，所以在石油資源不斷枯竭和溫室效應日益嚴重的今天，摻氫天然氣HCCI結合了清潔、可替代燃料和新型燃燒方式的優(yōu)勢，具有很好的應用前景。

氫氣作為天然氣燃料的添加劑，可以降低運行成本[6]，改變天然氣HCCI發(fā)動機的點火時刻，提高天然氣HCCI發(fā)動機的燃燒動力性能[7-8]。PORPATHAM等[9]最先在AVL單缸機上對摻氫天然氣燃料的燃燒進行了研究，試驗表明摻氫可以使點火提前角推后，從而使火焰溫度下降，可減小NOx排放。汪碩峰等[10]在一臺加裝了電控氫氣噴射系統(tǒng)的發(fā)動機上就進氣摻氫體積分數(shù)對發(fā)動機性能的影響進行了試驗研究，結果表明，摻氫后發(fā)動機熱效率升高，發(fā)動機循環(huán)變動降低。對摻氫天然氣均值壓燃發(fā)動機燃燒特性的研究還不是很充分，本文將在摻氫體積比為5%時，就不同運轉參數(shù)對燃燒特性的影響進行研究。采用控制變量法研究了4個不同運轉參數(shù)（表1）的變化（轉速、過量空氣系數(shù)以及進氣溫度與壓力）對摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒特性的影響，為實際改善摻氫天然氣HCCI發(fā)動機的燃燒動力性、經(jīng)濟性和降低污染物排放提供理論依據(jù)。

表1 不同運轉參數(shù)

1 模型建立

1.1 反應機理

運用Chemkin對摻氫天然氣HCCI發(fā)動機缸內燃燒過程進行數(shù)值模擬，需要導入相應的重整反應機理與燃料燃燒化學動力學機理。在 Chemkin模擬計算中，選擇天然氣研究所 （Gas Research Institute，GRI）Mech 3.0化學反應機理[11]，其包括53種物質，325個基元反應式，有 C1反應、C2反應、甲醛和 NOx形成機理以及N化學機理。

1.2 控制方程

采用封閉內燃機燃燒的反應器來模擬HCCI條件下天然氣與氫氣的混合燃燒特性。假設混合氣為理想氣體，缸內的混合氣工質處于密封的狀態(tài)、無氣體泄露。

根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，壓力可以表示為：

式中：ρ為密度，kg/m3；R為比例常數(shù)；T為理想氣體的熱力學溫度，為混合氣的平均摩爾質量，kg/mol。

控制方程可以看作一個由Yk和T組成的k+1個未知數(shù)的一階非線性方程組：

式中：v為比容，m3/kg；ek為混合氣中第k種組分的內能為混合氣中第k種物質的量變化率，mol/(m3·s)；Wk為混合氣中第k種物質的摩爾質量，kg/mol；m為混合氣總質量，kg；V為系統(tǒng)的容積，m3；Yk為混合氣中第k種物質的質量分數(shù)；cv,k為混合氣中第k種組分的比熱容，J/(kg·K)。

1.3 幾何模型

圖1為發(fā)動機單缸幾何模型示意圖，其中虛線面積為掃氣容積。在均質燃燒模型中，一般采用掃氣容積來表示時間函數(shù)，則時間函數(shù)隨曲柄轉動角度變化。

圖1 發(fā)動機單缸幾何模型

壓縮比表示為：

式中：D為缸徑，m；LA為曲軸半徑，m；VC為余隙容積，m3。

發(fā)動機連桿與曲軸半徑的比值表示為：

式中：LC為發(fā)動機連桿長度，m。

曲軸轉角速率表示為：

式中：θ為曲軸轉角，rad；t為時間，s。

根據(jù)式（3）～（5）可以得到發(fā)動機氣缸掃氣容積隨壓縮比、發(fā)動機連桿和曲軸轉角變化的函數(shù)方程：

式中：V(t)為t時刻時的氣缸容積。將式（6）對時間t進行求導，可得到發(fā)動機氣缸掃氣容積的變化率為：

聯(lián)立方程組式（2）和式（7）可計算出HCCI發(fā)動機燃燒過程中的壓力、溫度以及各物質組分摩爾分數(shù)的變化。

1.4 傳熱模型

將進氣門關閉作為計算起始點，放熱率如式（8）所示。

式中：m為缸內工質物質的量，mol；u為氣體內能，J；?為曲柄轉角，rad；QW為傳給缸壁的熱量，J。

采用Woschni經(jīng)驗公式計算HCCI發(fā)動機傳給缸壁的熱量：

式中：QW為傳給缸壁的熱量，J；As為有效傳熱面積，m2；T為工質溫度，K；Tm為缸壁溫度，K。傳熱系數(shù)h定義為：

式中：B為缸徑，m；P為缸內壓力，Pa；T為缸內溫度，K。

2 模型驗證

為了對建立的模型進行驗證，在搭建好的HCCI發(fā)動機燃燒模型仿真平臺上，對摻氫體積比為5%的天然氣HCCI過程進行數(shù)值模擬。以ZS195非增壓水冷直噴式天然氣發(fā)動機的結構參數(shù)作為幾何模型的初始輸入?yún)?shù)（表2）。

表2 ZS195結構參數(shù)

模擬燃空當量比為0.3、進氣溫度為442 K、進氣壓力為0.1 MPa、壓縮比為17.8、轉速為1000 r/min時的發(fā)動機缸內壓力值和缸內溫度值，并將模擬得到的數(shù)值分別與試驗值進行對比驗證。

試驗用發(fā)動機以ZS195發(fā)動機為原型，進行優(yōu)化改進。天然氣與氫氣混合氣按比例預先在高壓氣瓶中混合，以噴入氣缸。摻氫天然氣HCCI發(fā)動機試驗采用KN-2電加熱器加熱，Pt100熱電偶測量進氣溫度，缸內壓力信號傳感器采用Kistler 6052A，曲軸信號傳感器采用Kistler 2613B，信號放大器為Kstler 5019B，燃燒分析儀為Kistler 2893 KiBox，尾氣分析儀采用Horiba MEXA-7100DEGR。模擬得到的缸內壓力值、缸內溫度值和NOx排放值分別與試驗值對比，如圖2～4所示。由圖可知，數(shù)值模擬計算得出的缸內壓力值與試驗值誤差為6.32%，缸內溫度值誤差為3.68%，NOx排放誤差值為3.16%。這表明建立的燃燒模型可以較為準確地對摻氫天然氣HCCI發(fā)動機的燃燒過程進行數(shù)值模擬。

圖2 缸內壓力對比曲線

圖3 缸內溫度對比曲線

圖4 NOx摩爾分數(shù)對比曲線

圖5和圖6是在轉速為1000 r/min，進氣壓力為0.1 MPa，過量空氣系數(shù)為2，進氣溫度為460 K的運行工況下，模擬計算得到摻氫體積比為0%、2%和5%時的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程的缸內溫度與壓力變化曲線。

3 模擬結果分析

3.1 不同摻氫比對燃燒特性的影響

圖5 不同摻氫比下缸內壓力變化曲線

由圖5和圖6可知，隨著摻氫體積比的增大，HCCI發(fā)動機著火時刻隨著摻氫比的增大而不斷提前，但提前的幅度有所降低。這是因為氫氣的燃燒速度比天然氣快。缸內最大壓力升高，缸內最高溫度也升高。這是因為氫氣燃燒速率快，加快了摻氫天然氣混合后燃料的燃燒速率。隨著摻氫比的不斷增大，壓燃著火時刻在不斷提前，著火時的活塞距離發(fā)動機氣缸上止點的位置也不斷逼近，所以缸內最大壓力和缸內最高溫度升高。

圖6 不同摻氫比下缸內溫度變化曲線

圖7是在當前運轉參數(shù)下模擬計算得到摻氫體積比為0%、2%和5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程的放熱率變化曲線。

圖7 不同摻氫比下的燃燒放熱率變化曲線

由圖7可知，隨著摻氫比的增大，天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程的放熱率逐漸升高。這是因為氫氣的體積熱值高，與天然氣混合后，增大了混合燃料的體積熱值。此外，隨著摻氫比的增大，著火時刻不斷提前，這表明稀摻氫有利于提高天然氣HCCI發(fā)動機的燃燒動力性。

圖8是在當前運轉參數(shù)下模擬計算得到摻氫體積比為0%、2%和5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒生成的NOx摩爾分數(shù)變化曲線。生成NOx的摩爾分數(shù)隨摻氫體積比的增大而升高，這是因為天然氣摻入氫氣混合后燃料的體積熱值增大，提高了HCCI發(fā)動機燃燒過程中的缸內溫度與燃燒放熱，而NOx的生成主要受高溫高壓影響，所以摻氫導致天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中的NOx排放量增加。

圖8 不同摻氫比下NOx摩爾分數(shù)變化曲線

3.2 轉速對燃燒特性的影響

圖9和圖10是摻氫體積比為5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機，在過量空氣系數(shù)為2，進氣壓力為0.1 MPa，進氣溫度為460 K的運轉參數(shù)下，轉速分別為800 r/min、1000 r/min和1200 r/min時的燃燒過程中缸內壓力和溫度變化曲線。

圖9 不同轉速下缸內壓力變化曲線

圖10 不同轉速下缸內溫度變化曲線

由圖9和圖10可知，隨著轉速從800 r/min增至1200 r/min，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中的缸內壓力和溫度峰值無明顯變化，但著火時刻有所提前。這是因為轉速的增加使HCCI發(fā)動機的活塞上行速度加快，缸內溫度和壓力提高速度加快，導致著火時刻提前，但過大的轉速會使著火時刻過于靠前。

圖11是摻氫體積比為5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機在當前運轉參數(shù)下，轉速分別為800 r/min、1000 r/min和1200 r/min時的燃燒放熱率變化曲線。由圖可知，隨著轉速的增大，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒放熱率無明顯變化，這是由于發(fā)動機氣缸內的溫度和壓力最大值無明顯變化所致。

圖11 不同轉速下燃燒放熱率變化曲線

圖12是在當前運轉參數(shù)下，轉速分別為800 r/min、1000 r/min和1200 r/min時的NOx摩爾分數(shù)變化曲線。隨著轉速的增加，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中生成的NOx摩爾質量分數(shù)降低。這是由于轉速的增加使HCCI發(fā)動機的活塞上行速度加快，摻氫天然氣混合燃料燃燒的化學反應時間相對減少，導致NOx的生成量也減少。

圖12 不同轉速下NOx摩爾分數(shù)變化曲線

在摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中，增大轉速對缸內的溫度、壓力和燃燒放熱率基本無影響，但過大的轉速會使著火時刻過于靠前；增大轉速致使摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒生成的NOx量有所降低。

3.3 過量空氣系數(shù)對燃燒特性的影響

過量空氣系數(shù)選取的值從1.5變化到2.5，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機缸內工質的組分也隨之發(fā)生變化。為保持每次缸內工質的摩爾總數(shù)為1，計算出了不同過量空氣系數(shù)下缸內工質組分的數(shù)值，見表3。

表3 不同過量空氣系數(shù)下發(fā)動機缸內工質組分數(shù)值

圖13和圖14是摻氫體積比為5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機，在轉速為1000 r/min，進氣壓力為0.1 MPa，進氣溫度為460 K的運轉參數(shù)下，過量空氣系數(shù)分別為1.5、2和2.5時，燃燒過程中的缸內壓力和溫度變化曲線。由圖可知，隨著過量空氣系數(shù)從1.5增至2.5，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中缸內溫度和壓力最大值均有不同程度的降低，但著火時刻稍有提前。過量空氣系數(shù)從1.5增至2.5的過程中，溫度最大值降低了478 K，壓力最大值降低了1.55 MPa。

圖13 不同過量空氣系數(shù)下缸內壓力變化曲線

圖14 不同過量空氣系數(shù)下缸內溫度變化曲線

圖15是摻氫體積比為5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機在當前運轉參數(shù)下，過量空氣系數(shù)分別為1.5、2和2.5時的燃燒放熱率變化曲線。過量空氣系數(shù)的提高使摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒放熱率出現(xiàn)明顯的降低。這是因為在保持每次缸內工質的總摩爾數(shù)為1不變的情況下，增大過量空氣系數(shù)導致缸內工質的混合燃料比重降低，所以缸內混合燃料體積熱值降低，燃燒放熱也變低，缸內壓力和溫度也隨之降低。

圖15 不同過量空氣系數(shù)下燃燒放熱率變化曲線

圖16是在當前運轉參數(shù)下，過量空氣系數(shù)分別為1.5、2和2.5時的NOx摩爾質量分數(shù)變化曲線。隨著過量空氣系數(shù)的增加，燃燒過程中生成的NOx摩爾分數(shù)明顯降低。由于過量空氣系數(shù)變大，即缸內空氣質量變大，發(fā)動機氣缸內工質的氮氣摩爾分數(shù)也隨之變大，致使混合燃料燃燒生成NOx的量變大，但真正起主導作用的是過量空氣系數(shù)的增加使發(fā)動機氣缸內的燃燒壓力和溫度大幅度降低，導致缸內混合燃料燃燒生成NOx的摩爾分數(shù)大大減少，所以結果表現(xiàn)為摻氫天然氣混合燃料燃燒生成NOx的量大幅度降低。

圖16 不同過量空氣系數(shù)下NOx摩爾分數(shù)變化曲線

在摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中，增大過量空氣系數(shù)，可有效降低NOx的排放，但會使發(fā)動機氣缸內的溫度、壓力和燃燒放熱率有所降低，同時著火時刻無明顯變化。這體現(xiàn)出摻氫天然氣HCCI發(fā)動機稀燃的優(yōu)勢，可以通過適當降低發(fā)動機動力性能來減少NOx的排放。

3.4 進氣壓力對燃燒特性的影響

圖17和圖18是摻氫體積比為5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機，在進氣溫度為460 K，轉速為1000 r/min的運轉參數(shù)下，進氣壓力分別為0.1 MPa、0.12 MPa和0.14 MPa時，燃燒過程中的缸內壓力和溫度變化曲線。由圖可知，隨著進氣壓力的提高，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中的缸內壓力顯著升高，著火時刻提前，但對發(fā)動機缸內溫度影響較小。進氣壓力提高0.04 MPa，著火時刻提前了2.0°，缸內壓力最大值提高了3.13 MPa。

圖17 不同進氣壓力下缸內壓力變化曲線

圖18 不同進氣壓力下缸內溫度變化曲線

圖19是摻氫體積比為5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機在當前運轉參數(shù)下，進氣壓力分別為0.1 MPa、0.12 MPa和0.14 MPa時的燃燒放熱率變化曲線。由圖可知，隨著進氣壓力的變大，燃燒放熱率也在變大，這是由于發(fā)動機缸內壓力增大的緣故。

圖19 不同進氣壓力下燃燒放熱率變化曲線

圖20是在當前運轉參數(shù)下，進氣壓力分別為0.1 MPa、0.12 MPa和0.14 MPa時生成的NOx摩爾分數(shù)變化曲線。隨著進氣壓力的增加，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中生成的NOx摩爾分數(shù)增多。這是因為進氣壓力的變大導致發(fā)動機缸內溫度略有增長，且NOx排放量受缸內溫度和壓力的影響較大，所以NOx排放量也有所增長。

在摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中，增大進氣壓力，致使發(fā)動機缸內壓力和燃燒放熱率明顯提高，著火時刻提前，但對發(fā)動機缸內的溫度影響較??；增大進氣壓力使生成NOx的量增多。

圖20 不同進氣壓力下NOx摩爾分數(shù)變化曲線

3.5 進氣溫度對燃燒特性的影響

圖21 不同進氣溫度下缸內壓力變化曲線

圖22 不同進氣溫度下缸內溫度變化曲線

圖21和圖22是摻氫體積比為5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機，在轉速為1000 r/min，進氣壓力為0.1 MPa，過量空氣系數(shù)為2的運轉參數(shù)下，進氣溫度分別為440 K、450 K和460 K時的燃燒過程中缸內壓力和溫度變化曲線。由圖可知，隨著進氣溫度的提高，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中的缸內壓力和缸內溫度都有所提高，著火時刻提前。進氣溫度增加20 K，缸內溫度最大值提高62.7 K，著火時刻提前7.0°。缸內壓力隨著進氣溫度的增加而升高的原因在于，進氣溫度的提高導致燃燒室內燃料的著火時刻提前，即燃料在活塞接近上止點時開始自燃，此時發(fā)動機燃燒室內的壓力高。

圖23是摻氫體積比為5%的摻氫天然氣HCCI發(fā)動機在當前運轉參數(shù)下，進氣溫度分別為440 K、450 K和460 K時的燃燒放熱率變化曲線。由圖可知，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒放熱率隨著進氣溫度的變大而升高。這是因為進氣溫度的增大使發(fā)動機缸內壓力和溫度升高，導致燃燒放熱率增加。

圖23 不同進氣溫度下燃燒放熱率變化曲線

圖24是在當前運轉參數(shù)下，進氣溫度分別為440 K、450 K和460 K時的NOx摩爾分數(shù)變化曲線。由圖可知，隨著進氣溫度的升高，摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中生成的NOx摩爾分數(shù)增多。這是因為進氣溫度的增加導致HCCI發(fā)動機缸內溫度升高，而NOx的生成主要受高溫影響，所以NOx的排放量增多。

圖24 不同進氣溫度下NOx摩爾分數(shù)變化曲線

在摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中，增大進氣溫度，會使發(fā)動機缸內壓力和溫度有所提高，燃燒放熱率有所提升，著火時刻提前，但會導致生成NOx的量增多。改變進氣溫度對控制摻氫天然氣HCCI發(fā)動機著火時刻具有積極意義。

3.6 主要基元化學反應對燃燒特性的影響

對CH4凈生成速率影響較大的主要基元化學反應見表4。

表4 對CH4凈生成速率影響較大的主要基元化學反應（k = A·Tb·exp(-E/RT )）

隨著摻氫體積比的不斷增加，天然氣混合燃料化學反應中的自由基O和OH摩爾分數(shù)上升，CH4參與的R11和R98基元反應速率也在增加，加快了CH4的分解。因此，隨著摻氫比例的增加，HCCI發(fā)動機缸內壓力、缸內溫度和放熱率都在上升。

當轉速不斷增加，卻只有活塞上行速度加快，便不能對CH4參與的基元反應產(chǎn)生較大的影響。因此，隨著轉速的提高，對HCCI發(fā)動機缸內壓力、缸內溫度和放熱率影響較小。

過量空氣系數(shù)值從1.5變化到2.5，致使摻氫天然氣HCCI發(fā)動機缸內工質的組分也隨之發(fā)生變化，為保持每次缸內工質的摩爾總數(shù)為1，CH4和H2的組分相應下降，導致CH4參與的基元反應總體減少，缸內壓力、缸內溫度和放熱率都隨著過量空氣系數(shù)增加而減少。

隨著進氣壓力的提高，單位體積內分子濃度增大，CH4參與的基元反應速率增加，但CH4的總體數(shù)量沒變，總體化學能隨進氣壓力不變，只是加速了CH4的分解。因此，進氣壓力的增大對缸內壓力和放熱率產(chǎn)生正比影響，對缸內溫度影響較小。

進氣溫度的升高，反應活化分子數(shù)增加，有效碰撞增加，基元化學反應速率加快。因此，隨著進氣溫度的增加，HCCI發(fā)動機缸內壓力、缸內溫度和放熱率上升。

對H、O和OH凈生成速率影響較大的主要基元化學反應見表5。

表5 對H、O和OH凈生成速率影響較大的主要基元化學反應（k = A·Tb·exp(-E/RT )）

氫氣的加入導致天然氣混合燃料中的自由基H、O和OH的摩爾分數(shù)增加。自由基H、O和OH主要參與的R38、R84基元化學反應速率隨著摻氫體積比的增大而增大。R84基元化學反應速率加快，使自由基H的摩爾分數(shù)增多，此后又加快了R38基元化學反應速率，致使自由基O和OH的摩爾分數(shù)增加。自由基O和OH的摩爾分數(shù)增加，加速了CH4主要基元化學反應。因此，隨著摻氫比例的增加，HCCI發(fā)動機缸內壓力、缸內溫度和放熱率上升。

而不同轉速、過量空氣系數(shù)、進氣壓力和進氣溫度對生成H、O和OH基元化學反應的影響與上文類似。

對NO和NO2凈生成速率影響較大的主要基元化學反應見表6。

表6 對NO和NO2凈生成速率影響較大的主要基元化學反應（k = A·Tb·exp(-E/RT )）

隨著摻氫體積比的增大，生成NO的摩爾質量分數(shù)也隨之增加。這是由于摻氫加快了發(fā)動機缸內天然氣的燃燒，致使缸內的溫度和壓力峰值變高，而NO在氮氧化物的排放量中占主導地位，NO的生成受缸內溫度影響較大，主要在高溫高壓的燃燒情況下生成。R179和R186基元化學反應速率隨摻氫比的增加而增加，使生成NO摩爾分數(shù)的速度加快。R186基元化學反應是NO2的生成反應，也隨摻氫比的增大而增大。

當轉速不斷增加，導致HCCI發(fā)動機的活塞上行速度加快，R179和R186基元化學反應時間相對減少，以至生成NOx的量相應較小幅度地減少。

隨著過量空氣系數(shù)的增加，發(fā)動機氣缸內的燃燒壓力和溫度大幅度降低，致使缸內NOx基元化學反應減少。

進氣壓力和進氣溫度的增加，致使發(fā)動機缸內壓力和溫度升高，R179和R186基元化學反應速率隨之增長，NOx排放增加。

4 結論

（1）在摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒過程中，增加摻氫體積比，會使發(fā)動機缸內壓力、缸內溫度、燃燒放熱率和燃燒生成NOx的量增高，著火時刻提前。

（2）增大轉速對缸內的溫度、壓力和燃燒放熱率基本無影響，但過大的轉速會使著火時刻過于靠前；增大轉速使摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒生成NOx的量有所降低。

（3）增大過量空氣系數(shù)，可以有效地降低NOx的排放，但會使發(fā)動機氣缸內的溫度、壓力和燃燒放熱率有所降低，不過著火時刻無明顯變化。

（4）增大進氣壓力使發(fā)動機缸內壓力和燃燒放熱率明顯提高，著火時刻提前，但對發(fā)動機缸內的溫度影響較?。辉龃筮M氣壓力使摻氫天然氣HCCI發(fā)動機生成NOx的量增多。

（5）增大進氣溫度，會使發(fā)動機缸內壓力和溫度有所提高，燃燒放熱率有所提升，著火時刻提前；增大進氣溫度會使摻氫天然氣HCCI發(fā)動機燃燒生成NOx的量增多。