包凌志，孫柏剛，汪 熙

（北京理工大學(xué) 機械與車輛學(xué)院，北京 100081，中國）

當(dāng)前，化石燃料的能源危機和排放法規(guī)的日益嚴(yán)苛是內(nèi)燃機行業(yè)所面臨的巨大挑戰(zhàn)，因此內(nèi)燃機必須向高效率、低排放，甚至零排放的方向發(fā)展[1]。H2燃燒的產(chǎn)物為水，沒有碳排放，所以也被認(rèn)為是一種未來的、清潔的能源載體[2]。

當(dāng)前氫能的應(yīng)用主要有2種方式：氫燃料電池和氫燃料內(nèi)燃機。氫燃料電池具有高效、無噪音的特點，且生成物只為水。對于另1種方式，H2具有寬廣的可燃范圍、極快的燃燒速度和極低的點火能量，非常適合作為傳統(tǒng)內(nèi)燃機的替代燃料[3]。相比于燃料電池，氫內(nèi)燃機成本低、工作范圍廣、可以利用工業(yè)廢氫。寶馬、豐田等開發(fā)的氫內(nèi)燃機汽車進一步證明了氫內(nèi)燃機具有良好的動力性、經(jīng)濟性和實用性[4]。

氫內(nèi)燃機的進氣組織方式主要分為缸內(nèi)直噴 （direct injection， DI）和 缸 外 進 氣 道 噴 射（port fuel injection，PFI）[3]2種。PFI 氫內(nèi)燃機是實現(xiàn)氫能源應(yīng)用最簡潔、經(jīng)濟和可靠的途徑[5]。然而采用進氣道噴射時，H2與空氣在進氣道混合時會占用氣缸容積，在化學(xué)當(dāng)量比下可以達(dá)到30%，導(dǎo)致功率下降，同時易發(fā)生回火和早燃的問題[6]。DI氫內(nèi)燃機則能解決以上問題，有效避免異常燃燒，大幅提升動力性（比汽油機高17%），是當(dāng)前研究的熱點和未來技術(shù)發(fā)展方向[7]。

由于H2絕熱火焰溫度高，依據(jù)澤爾多維奇機理在燃燒的過程中，氫內(nèi)燃機會產(chǎn)生NOx排放，隨著溫度的升高和氧濃度的增加，NOx生成量將呈指數(shù)型增長。在直噴氫內(nèi)燃機中，由于噴射時刻晚，H2與空氣的混合時間短，混合氣濃度分布不均勻， NOx最高可達(dá)8 000 ppm[8]。因此如何控制氮氧排放，使NOx近乎降低為0，是直噴氫內(nèi)燃機發(fā)展亟需解決的問題。

控制NOx排放的方法主要分為缸內(nèi)凈化和缸外處理2種方法。對直噴氫內(nèi)燃機，通過調(diào)整噴射相位、優(yōu)化噴霧結(jié)構(gòu)、采用多次噴射[9]的方法，可以有效組織缸內(nèi)混合氣分布，避免局部過濃區(qū)域的出現(xiàn)。同時，采用噴水[10]或者廢氣再循環(huán)[11]（exhaust gas recirculation，EGR），可以降低缸內(nèi)燃燒溫度，從而降低排放。缸外處理方面，在大負(fù)荷工況下，利用傳統(tǒng)的三元催化器[12]，或者采用氮氧化物儲存還原系統(tǒng)（NOxstorage-reduction，NSR），可以達(dá)到98%的NOx轉(zhuǎn)化率。

本文基于一臺自然吸氣的2.0 L直噴氫內(nèi)燃機，以探索其原排（無后處理）近零排放（NOx≤10×10-6，即20 ppm）特性為目標(biāo)，重點研究了過量空氣系數(shù)、轉(zhuǎn)速和點火角對排放的影響，并通過多參數(shù)的耦合調(diào)節(jié)，得到了樣機的最大動力性下的零排放工作邊界。

1 試驗方法

試驗用直噴氫內(nèi)燃機是基于一臺2.0 L自然吸氣直列四缸直噴汽油機改造而來，具體參數(shù)如表 1所示。改造工作主要包括：對原機缸蓋擴孔、安裝高壓H2噴嘴、搭建高壓供氫系統(tǒng)、更換冷型火花塞、設(shè)計加工金屬進氣歧管等。

表1 直噴氫內(nèi)燃機參數(shù)

直噴氫內(nèi)燃機通常需要在壓縮沖程中將H2噴入缸內(nèi)，因此噴射壓力選擇為6 ～ 10 MPa，由于H2體驅(qū)動方式，文獻(xiàn)[13]對流量和噴霧特性開展了定容試驗分析。

試驗采用的噴嘴是外開軸針式噴嘴，具有90°的軸針錐角和外開式環(huán)形噴孔，噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖如圖 1所示。

圖1 噴嘴內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意圖

H2從壓力為35 MPa高壓儲氫系統(tǒng)出來后，經(jīng)過兩級減壓閥，減壓到噴射所需壓力。為解決大流量噴嘴工作過程中，供氫壓力波動的問題，試驗設(shè)計了一個容量為250 ml的氫軌，能使壓力波動率小于0.3%，整體試驗臺架布置如圖 2所示。

圖 2 直噴氫內(nèi)燃機臺架布置

試驗臺架上安裝有CW250電渦流測功機，可測得輸出扭矩和功率。氫內(nèi)燃機上安裝了曲軸轉(zhuǎn)角傳感器和Kistler 6118火花塞式缸內(nèi)壓力傳感器，并利用Kibox燃燒分析儀實時輸出缸壓、放熱率等燃燒參數(shù)。

試驗采用CMF010、CMF025科氏流量計（精度 ± 0.1% FSa）和熱線式空氣流量計（精度± 0.1% FSa）測量試驗H2和空氣流量。采用高精度的排氣分析儀Horiba 7110和AVL DiGas 4000分別測量三元催化器前后的NOx排放。試驗采用Motohawk快速原型控制系統(tǒng)，對發(fā)動機的節(jié)氣門、噴射、點火等進行電子控制。

試驗過程中，保證冷卻水溫度85℃，機油溫度95℃。在不同噴射壓力下，通過調(diào)整噴氫脈寬，調(diào)節(jié)過量空氣系數(shù)λ。待發(fā)動機在當(dāng)前工況穩(wěn)定運轉(zhuǎn)2 min后，測量并計算200個循環(huán)的試驗數(shù)據(jù)平均值。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 過量空氣系數(shù)對NO x排放的影響

試驗條件為發(fā)動機轉(zhuǎn)速n= 2 000 r/min，平均有效壓力 ( brake mean effective pressure, BMEP） = 0.3 MPa，此時發(fā)動機的扭矩為48.2 Nm，功率穩(wěn)定在10 kW。噴氫相位固定在壓縮上止點前曲柄轉(zhuǎn)角（CA）220°，保證H2-空氣的充分預(yù)混，噴射壓力設(shè)定為10 MPa，過量空氣系數(shù)λ從1掃略到3.1，催化器前NOx隨濃度的變化如圖 3所示。氮氧排放隨著過量空氣系數(shù)增加，先增大到3 800×10-6（即3 800 ppm）后減少，在λ＞2.5后逐漸趨于零排放。直噴氫內(nèi)燃機的排放對過量空氣系數(shù)十分敏感，在λ為1.0 ～ 2.2的區(qū)間內(nèi)，NOx排放都很高，因此近零排放的控制策略應(yīng)避開這一區(qū)間，選擇λ≥ 2.5的稀燃區(qū)域。

圖3 NO x排放隨過量空氣系數(shù)變化

指示熱效率變化如圖4所示，隨著過量空氣系數(shù)的增加，均先增加后趨于穩(wěn)定。這主要因為稀燃后節(jié)氣門開度增加，泵氣損失減少。另一方面，排氣溫度隨濃度降低均勻減少，從當(dāng)量比時的462 ℃減少至λ= 3.1時的296 ℃。這時傳熱損失和排氣能量損失也相對降低，熱效率有所提升，最高指示熱效率可以達(dá)到40%。

圖5顯示了50% 燃燒點AI50和燃燒持續(xù)期的變化趨勢，可以看出AI50在所有工況中均保持在CA = 8°～11°之間，證明此時點火提前角為最佳扭矩點火角（maximum brake torque timing，MBT）。燃燒持續(xù)期在λ＜ 1.6時，基本穩(wěn)定在曲柄轉(zhuǎn)角為 20°；當(dāng)λ= 1.82時，增加至曲柄轉(zhuǎn)角為25°，最后變?yōu)榍D(zhuǎn)角為 32°。 這個趨勢主要與H2火焰?zhèn)鞑ニ俣扔嘘P(guān)，稀燃后火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p慢，燃燒持續(xù)期增加。

缸壓曲線的變化如圖 6所示，隨著過量空氣系數(shù)的減少，節(jié)氣門開度變小，進氣量減少，爆發(fā)壓力逐漸降低，但最大壓力升高率卻相對增加。λ= 1時，缸壓曲線呈現(xiàn)火花點火發(fā)動機明顯的定容燃燒的趨勢，此時火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?，燃燒放熱率高。如圖 7所示，在化學(xué)當(dāng)量比處的瞬時放熱率（ηex）峰值可以達(dá)到60 J每度曲柄轉(zhuǎn)角（CA），遠(yuǎn)高于其他混合氣濃度下的放熱率，由于燃燒持續(xù)期短，化學(xué)當(dāng)量比工況下的點火提前角應(yīng)接近上止點點火。

2.2 λ = 2.5時的稀燃特性

由前面的結(jié)論，在進氣量最大的條件下，混合氣濃度選定為λ= 2.5，就能在保證發(fā)動機動力性的同時實現(xiàn)近零排放。為驗證這一結(jié)果，稀燃特性試驗的噴氫相位為上止點前曲柄轉(zhuǎn)角160°，即進氣門關(guān)閉時刻，防止進氣回流; 此時H2與空氣混合時間短，在高轉(zhuǎn)速工況下，混合氣為分層燃燒。保持節(jié)氣門開度100%，噴射壓力為6 MPa，進氣可變氣門正時（variable valve timing，VVT）為初始位置，排氣VVT提前曲柄轉(zhuǎn)角60°，調(diào)節(jié)噴氫脈寬使得過量空氣系數(shù)穩(wěn)定在2.5，點火提前角取最佳扭矩點火角 （MBT），試驗結(jié)果如圖8所示。隨著轉(zhuǎn)速增加，功率先增加，在4 500 r/min時達(dá)到28.2 kW后減少，而扭矩則逐漸下降，扭矩最高為n= 2 000 r/min時的74.3 Nm。

圖4 指示熱效率（ηshow）、排氣溫度（θex） 隨過量空氣系數(shù)（λ）變化

圖 6 不同過量空氣系數(shù)缸壓隨曲軸轉(zhuǎn)角變化

圖 7 不同過量空氣系數(shù)瞬時放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角變化

平均有效壓力（BMEP）和NOx排放的變化如圖 9所示，隨著轉(zhuǎn)速增加，BMEP從0.46 MPa下降到0.18 MPa，而NOx排放在1 500 ～ 4 000 r/min都穩(wěn)定在100×10-6（即100 ppm）左右，在4 500 r/min急劇增長到793×10-6（即793 ppm），并在之后一直保持較高水平。這里主要是因為不合適的進排氣VVT角度造成的，在高轉(zhuǎn)速下進氣門關(guān)閉時刻過晚，排氣開啟時刻過早，導(dǎo)致進氣量不足，燃燒惡化，排放增加，排氣能量增加，熱效率下降。

平均指示壓力變動系數(shù)COVIMEP是氫發(fā)動機用于表示燃燒循環(huán)變動最常用的參數(shù)，計算公式為：

圖8 稀燃工況下功率扭矩隨轉(zhuǎn)速變化曲線

圖9 稀燃工況下平均有效壓力（BEMP）和NO x隨轉(zhuǎn)速變化

其中：σIMEP是平均指示壓力的標(biāo)準(zhǔn)偏差，PIMEP是平均指示壓力的平均值， COVIMEP一般以3%為界限，低于3% 時發(fā)動機平穩(wěn)工作。

圖 10顯示了循環(huán)變動系數(shù)在稀燃工況下的變化曲線。在4 000 r/min 之前，循環(huán)變動系數(shù)小于3%，發(fā)動機工作在穩(wěn)定狀態(tài)；隨著轉(zhuǎn)速提高，燃燒情況逐漸惡化，導(dǎo)致循環(huán)變動系數(shù)很高。因此近零排放在保證發(fā)動機平穩(wěn)運轉(zhuǎn)的前提下，主要探索1 500 ～ 4 000 r/min范圍內(nèi)的工況。

采用稀燃可以大幅降低NOx排放，當(dāng)?shù)捎趪姎湎辔坏耐七t，混合時間短，在缸內(nèi)不能形成均質(zhì)混合氣，并會出現(xiàn)局部濃區(qū)，這點在高轉(zhuǎn)速工況更加明顯，導(dǎo)致λ= 2.5時， NOx大部分在100×10-6（ 即100 ppm）左右，仍然不能達(dá)到近零排放。因此需要對其他參數(shù)進行調(diào)整，進一步控制排放。

2.3 點火提前角對NO x排放的影響

控制點火提前角是調(diào)整燃燒相位、控制排放的有效手段。試驗保持λ= 2.5，節(jié)氣門全開，噴射相位為上止點前曲柄轉(zhuǎn)角160°，從圖11中可以看出，在各個轉(zhuǎn)速工作下，點火角曲柄轉(zhuǎn)角往后推遲約5°后，NOx排放從原先的90×10-6（即90 ppm）左右，迅速下降至12×10-6（即12 ppm），達(dá)到近零排放的目標(biāo)。指示熱效率的變化如圖12所示，推遲點火角后，雖然排放降低，但犧牲了約1%的熱效率，這主要是因為推遲點火角后，放熱率曲線整體后移，爆發(fā)壓力降低，缸內(nèi)溫度降低。

圖 10 稀燃工況下平均有效壓力變動系數(shù)（COVBMEP） 隨轉(zhuǎn)速變化

圖11 NO x排放推遲點火角前后隨轉(zhuǎn)速變化

如圖13所示，推遲點火提前角還會帶來循環(huán)變動系數(shù)的增加，燃燒不穩(wěn)定性提高，但平均指示壓力變動系數(shù) （COVIMEP）都滿足小于3%穩(wěn)定運轉(zhuǎn)的要求。因此，對于直噴氫內(nèi)燃機，適當(dāng)調(diào)整點火角，可以在滿足工況要求的條件下，進一步降低排放。

2.4 直噴氫內(nèi)燃機近零排放邊界探索

結(jié)合之前的結(jié)論，近零排放試驗固定噴射相位為上止點前曲柄轉(zhuǎn)角160°，從而給予H2-空氣充足的混合時間，保證發(fā)動機工作穩(wěn)定性。節(jié)氣門開度為100%，轉(zhuǎn)速范圍為1 500 ～ 4 000 r/min，以NOx近零排放（NOx≤20×10-6）為目標(biāo)條件，噴射壓力為6 MPa和8 MPa，設(shè)置初始λ= 2.5，并通過不斷調(diào)整噴氫脈寬和點火提起角，得到最大動力性的工作邊界，試驗結(jié)果如圖14所示。在起始段，平均有效壓力穩(wěn)定在0.47 MPa左右，但隨著轉(zhuǎn)速增加，BMEP逐漸降低，在n= 4 000 r/min時達(dá)到0.32 MPa。增大噴射壓力，噴霧流速和貫穿距增加，缸內(nèi)氣體流速和湍流強度增強，更容易形成均質(zhì)稀燃混合氣，從而有效降低排放，提升動力。從圖14中可以看出，提高噴射壓力，BMEP在各個工況點下，大約都能提升20 kPa。因此, 不同噴射壓力下，近零排放的控制策略都不相同。后續(xù)的試驗還將對更高噴射壓力進行測試，從而拓展零排放的工作范圍。

功率變化如圖15所示，隨轉(zhuǎn)速逐漸增加，在轉(zhuǎn)速為2 500 r/min后趨于穩(wěn)定，噴射壓力為6 MPa時，達(dá)到20 kW左右，而噴射壓力為8 MPa時，最大功率為21.5 kW。

圖12 指示熱效率推遲點火角前后隨轉(zhuǎn)速變化

圖13 推遲點火角前后平均指示壓力變動系數(shù)（COVIMEP）隨轉(zhuǎn)速變化

圖14 不同噴射壓力下近零排放工作區(qū)域

圖15 不同噴射壓力下功率隨轉(zhuǎn)速變化曲線

圖14、圖15曲線下方近零排放區(qū)域可以通過控制節(jié)氣門開度、控制濃度、調(diào)整負(fù)荷的方式達(dá)到相應(yīng)的工況點，在此區(qū)域內(nèi)都為近零排放。

過量空氣系數(shù)的變化如圖16所示，在6 MPa的噴射壓力下，3 000 r/min之前，λ均控制在2.5左右，而在3 500 r/min時，調(diào)整點火角已經(jīng)無法控制NOx，為保證排放低于20×10-6（即20 ppm），將λ調(diào)整至2.84。而噴射壓力為8 MPa時，λ= 2.73就可以滿足排放需求。

如圖17所示，指示熱效率ηshow先增加后減少，在2 000 ～3 000 r/min工作區(qū)域，熱效率都在39%左右。但是轉(zhuǎn)速增加后，在高轉(zhuǎn)速工況時熱效率急劇降級，這主要是因為這時的混合氣過稀，燃燒不穩(wěn)定，此時為了實現(xiàn)低排放的目標(biāo)而損失了大量的燃料經(jīng)濟性。

圖16 不同噴射壓力下過量空氣系數(shù)隨轉(zhuǎn)速變化

圖17 不同噴射壓力下指示熱效率隨轉(zhuǎn)速變化曲線

近零排放的平均有效壓力的循環(huán)變動系數(shù)變化如圖18所示，隨著轉(zhuǎn)速增加，高轉(zhuǎn)速下進氣流速加快，同時過量空氣系數(shù)也逐漸增大，在稀燃工況下發(fā)動機工作不穩(wěn)定性增加，高噴射壓力有利于混合氣的形成，使用8 MPa噴射壓力后，循環(huán)變動系數(shù)大約能降低0.5%，在近零排放區(qū)域內(nèi)總體工作穩(wěn)定。

圖18 不同噴射壓力下平均有效壓力（COVIMEP）隨轉(zhuǎn)速變化

3 結(jié) 論

本文基于一臺自然吸氣的2.0 L直噴氫內(nèi)燃機，探索了其近零排放的工作邊界，得到如下結(jié)論：

1） 噴氫內(nèi)燃機的NOx排放對過量空氣系數(shù)十分敏感，在均質(zhì)混合氣的前提下，當(dāng)λ≥2.5時， NOx排放為0。

2） 噴氫時刻設(shè)置在進氣門關(guān)閉前，會造成進氣回流，內(nèi)燃機動力性下降。推遲噴H2后，由于混合不均勻短，當(dāng)λ= 2.5時，NOx排放仍為90×10-6，且轉(zhuǎn)速增加后排放劇烈惡化。

3） 適當(dāng)推遲點火角，可以在犧牲少量熱效率和發(fā)動機平穩(wěn)性的同時，實現(xiàn)近零排放（NOx≤20×10-6）。

4） 通過稀燃和推遲點火角，得到了直噴氫內(nèi)燃機近零排放邊界，最大功率可達(dá)21.5 kW，最高指示熱效率為39%，后續(xù)采用增壓系統(tǒng)、增大噴射壓力、優(yōu)化稀燃燃燒參數(shù)還可以繼續(xù)擴展此區(qū)域的工作范圍。

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