進(jìn)氣道噴氫對氫內(nèi)燃機進(jìn)氣壓力波動的影響規(guī)律

暴秀超1，孫大偉

(1.西華大學(xué)交通與汽車工程學(xué)院，四川 成都610039;2.北京理工大學(xué)機械與車輛工程學(xué)院，北京 100081)

近年來，嚴(yán)格的排放法規(guī)和對車輛碳排放的限制對內(nèi)燃機提出了很大的挑戰(zhàn)。氫內(nèi)燃機由于有著較高的熱效率、非常低的污染物排放和幾乎為零的碳排放，得到了研究人員的持續(xù)關(guān)注[1-2]。相比化油器式和缸內(nèi)直噴等氫氣引入的方式，氣道噴射氫氣具有效率高、成本低、對原汽油機改動少等優(yōu)點，因而被廣泛采用[3]；然而，由于氫氣為氣態(tài)且密度低，氣道噴射會造成發(fā)動機容積效率下降，進(jìn)而影響輸出的扭矩和功率[4]。此外，當(dāng)氫和空氣的混和氣的當(dāng)量燃空比小于0.55時，燃燒產(chǎn)物僅含有微量的氮氧化物；而當(dāng)量燃空比超過0.55后，燃燒產(chǎn)物中的氮氧化物會迅速增長到不可接受的程度[5]：因此，氫內(nèi)燃機通常會運行在當(dāng)量燃空比小于0.55的限制下，輸出轉(zhuǎn)矩和功率會進(jìn)一步降低，故提高氣道噴射氫內(nèi)燃機的性能對于其在實際中的應(yīng)用有著重要意義。

現(xiàn)代汽油機通過 對進(jìn)氣管結(jié)構(gòu)和尺寸的優(yōu)化設(shè)計，充分利用發(fā)動機進(jìn)氣過程進(jìn)氣系統(tǒng)內(nèi)形成的壓力波來提高輸出性能[6-7]?？紤]到大量氫氣在噴入進(jìn)氣道時的壓力為400 kPa，對進(jìn)氣壓力波的擾動不可忽視，能否合理利用這種影響達(dá)到增加發(fā)動機容積效率，進(jìn)而提高輸出性能，成為了研究人員所關(guān)心的問題。Sierens等[8-9]分別在不同的氫發(fā)動機上對氫氣噴射時刻進(jìn)行了優(yōu)化，結(jié)果發(fā)現(xiàn)噴氫時刻對低速時的轉(zhuǎn)矩有著很大的影響，通過改變噴氫正時，功率輸出會有最大20%的差別；但受到試驗條件的限制，其未能深入分析這一現(xiàn)象的機制。

本文將一臺汽油機改裝成為進(jìn)氣道噴射的氫內(nèi)燃機，通過試驗研究不同噴氫時刻對進(jìn)氣系統(tǒng)內(nèi)壓力波動的影響機制，并探討如何利用這一機制優(yōu)化噴氫正時，提高氫內(nèi)燃機的輸出性能。

1 試驗發(fā)動機及試驗設(shè)備

1.1 試驗發(fā)動機參數(shù)

試驗氫內(nèi)燃機是用一臺排量為2.0 L的氣道噴射汽油機改裝而來。該汽油機為直列4缸，雙頂置凸輪軸，16氣門，電控多點燃油噴射形式，其主要參數(shù)如表1所示。

表1 原型汽油機參數(shù)

注：本文中壓縮上止點為0°。

保持原汽油機的基本結(jié)構(gòu)、系統(tǒng)及主要結(jié)構(gòu)參數(shù)(如缸徑、沖程和幾何壓縮比)等不變，針對燃用氫氣后所必須解決的問題，進(jìn)行了重新設(shè)計與改進(jìn)：在每個進(jìn)氣歧管靠近氣缸蓋的位置加裝了氫氣噴射器；將原機的分組式點火系統(tǒng)改為各缸獨立的點火系統(tǒng)，使用冷型火花塞；在曲軸箱通風(fēng)管路上安裝了油氣分離裝置，避免潤滑油進(jìn)入氣缸形成熱點造成回火和早燃；使用自行開發(fā)的電控系統(tǒng)來實現(xiàn)對發(fā)動機各部件的控制。

1.2 試驗臺架及設(shè)備

氫內(nèi)燃機的主要測試設(shè)備除表2所列出的外，還包括水溫/油溫恒溫裝置、測量排放的AVL5組分分析儀和Horiba寬域氧傳感器。氫氣儲存在壓力為13 MPa的氣瓶集裝格中，經(jīng)兩級減壓后輸送到發(fā)動機，氫氣噴射的壓力為400 kPa。瞬態(tài)進(jìn)氣壓力測試裝置安裝在靠近進(jìn)氣歧管與缸蓋的位置，保證得到準(zhǔn)確的壓力數(shù)據(jù)。

表2 測試設(shè)備

2 結(jié)果和討論

為了分析氫氣噴射對氣體壓力波動及空氣流量的影響規(guī)律，分別對無氫氣噴射的倒拖工況和有氫氣噴射的運轉(zhuǎn)工況的進(jìn)氣歧管和集氣腔內(nèi)壓力波動進(jìn)行了測量和對比，結(jié)果如下所述。

2.1 倒拖工況的進(jìn)氣壓力波動

圖1和圖2示出低轉(zhuǎn)速(1 000 r/min)和高轉(zhuǎn)速(3 400 r/min)時，集氣腔和進(jìn)氣歧管的壓力波動曲線?？梢钥闯觯瑹o論在低速還是高速，集氣腔內(nèi)的壓力波動都有4 個波峰，這是由于4個氣缸的進(jìn)氣歧管都連接在集氣腔，在一個工作循環(huán)中，每缸在進(jìn)氣沖程都產(chǎn)生一個膨脹波，形成了集氣腔壓力的波動。通過比較圖1和圖2可以發(fā)現(xiàn):低速時集氣腔壓力和進(jìn)氣歧管的壓力波形大致相仿，進(jìn)氣歧管的壓力主要被集氣腔內(nèi)壓力所影響；而高速時，進(jìn)氣歧管內(nèi)的壓力波動幅值要明顯大于集氣腔，此時歧管自身壓力波的反射疊加是主要激勵，而且高速時的壓力波動幅值也要大于低速的情況。

圖 1 低速時集氣腔和1缸歧管壓力曲線

圖 2 高速時集氣腔和1缸歧管壓力曲線

試驗和數(shù)值分析都表明，如果在下止點后到進(jìn)氣門關(guān)閉的時間段內(nèi)，歧管內(nèi)的壓力波動使氣門處的壓力達(dá)到最大，則此時有最大的進(jìn)氣充量；因此，在低速時通過合理地設(shè)計進(jìn)氣管和集氣腔，使集氣腔壓力在特定轉(zhuǎn)速時的幅值和相位滿足上述要求，就會有較高的充量效率，而高速時，通過改變進(jìn)氣歧管長度來調(diào)整歧管內(nèi)壓力波動的幅值和相位，可以在某段轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)得到最大的充量效率。

由上所述，低、高速時進(jìn)氣歧管壓力波的主要影響因素是不同的，因此對于有氫氣噴射的情況也要分為低速和高速分別研究。

2.2 低速時氫氣噴射對進(jìn)氣壓力波的影響

圖3為轉(zhuǎn)速1 000 r/min、發(fā)動機倒拖工況和噴氫正時(SOI)為25 °CA BTDC時1缸進(jìn)氣歧管壓力曲線，混合氣當(dāng)量燃空比0.55，噴射壓力400 kPa?？梢钥闯觯簢姎浜笃绻艿膲毫η€與倒拖一樣有4個幅值較大的波峰，這是由于低速時歧管壓力的波動主要是由集氣腔的壓力波動引起的，噴氫對于后者的影響不大。在-25 °CA噴氫后，可以看到壓力由于氫氣噴射而上升，噴氫使得歧管自身引起的波動頻率明顯增大。除了-25 °CA外，在分別相隔大約180 °CA的155 °CA、335 °CA和-205 °CA都可以觀察到壓力的上升，而這些正是第3、4和2缸噴氫的時刻，表明其他缸噴氫引起的壓力波也可以對本缸歧管壓力產(chǎn)生影響。

圖 3 噴氫和倒拖進(jìn)氣歧管壓力波對比

為了進(jìn)一步證明該現(xiàn)象，分別對噴氫角度相隔180 °CA(SOI=-25 °CA和SOI=155 °CA)和相隔220 °CA(SOI=-25 °CA和SOI=-245 °CA)的2組進(jìn)氣壓力波動進(jìn)行了比較，如圖4所示。當(dāng)噴氫角度相隔180 °CA時，除了當(dāng)本缸噴射時引起壓力升高外，2個噴氫角度對應(yīng)的進(jìn)氣壓力曲線在整個循環(huán)內(nèi)的波動規(guī)律十分一致，表明其他缸噴射與本缸噴射對歧管壓力波的影響是相似的。而反之如果噴氫角度相隔不是180 °CA，例如220 °CA，可以看出其進(jìn)氣壓力波動狀況有所區(qū)別。這也從反面證明了在一個循環(huán)周期內(nèi)，進(jìn)氣歧管的壓力波動不僅受到本缸氫氣噴射的影響，也會受到其他3個氣缸相隔180 °CA的激勵。

圖 4 不同噴氫正時進(jìn)氣歧管壓力波對比

圖5為發(fā)動機在轉(zhuǎn)速1 000 r/min下，改變噴氫正時所測得的空氣流量變化曲線?？梢钥闯?，空氣流量隨噴射開始角度的變化有著明顯的周期性，取得空氣流量波峰或波谷值的噴氫開始角度相隔大約180 °CA。原因如上文所述，在一個工作循環(huán)(720 °CA)內(nèi)，除了本缸的噴氫外，其他3缸的噴氫都會對本缸的進(jìn)氣壓力波產(chǎn)生影響，因此，空氣流量隨噴氫角度的變化會有4個峰值。

圖 5 不同噴氫正時下的空氣流量

氫氣噴射是如何影響進(jìn)氣歧管的壓力波動，進(jìn)而影響到發(fā)動機的空氣流量呢？由于空氣流量隨噴氫時刻的變化有周期性，僅以相鄰的波谷(SOI=-245 °CA)和波峰(SOI=-165 °CA)為例進(jìn)行分析。圖6為發(fā)動機轉(zhuǎn)速1 000 r/min下，這2個噴射時刻的進(jìn)氣歧管壓力波動曲線。氫氣噴射開始角度在下止點(-165 °CA)附近時，氫氣噴射使得下止點(-180 °CA)到進(jìn)氣門關(guān)閉(-140 °CA)期間的壓力高于在進(jìn)氣中期(-245 °CA)噴射的情況，故下止點開始噴射時取得較大的空氣流量；而噴氫正時為-245 °CA時，由于壓力波的疊加反射，使得下止點到進(jìn)氣門關(guān)閉期的壓力處于低值，因此空氣流量與其他噴射角度相比最小。

圖 6 不同噴氫正時歧管壓力曲線

圖5中的空氣流量最大值比最小值多4.4%，考慮到發(fā)動機的轉(zhuǎn)矩輸出與空氣流量成正比，在轉(zhuǎn)速為1 000 r/min時，優(yōu)化噴氫角度的情況會比未優(yōu)化的情況高出4.4%的轉(zhuǎn)矩輸出。

2.3 高速時氫氣噴射對進(jìn)氣壓力波的影響

由于在低轉(zhuǎn)速和高轉(zhuǎn)速下，影響進(jìn)氣壓力波動的因素發(fā)生改變，因此還需要考察高速時噴氫對進(jìn)氣壓力波動的影響是否與低速時相同。轉(zhuǎn)速3 400 r/min，噴氫開始角度-250 °CA，噴射壓力400 kPa，混合氣當(dāng)量燃空比0.55時1缸的進(jìn)氣歧管壓力曲線如圖7所示。通過與噴氫和倒拖時壓力曲線的對比，可以發(fā)現(xiàn)氫氣噴射后歧管壓力也會上升，其他缸噴射的壓力波也會傳遞到本缸歧管內(nèi)，造成壓力的上升，氫氣噴射也會加強原本的氣壓波動。與低速時不同的是，相對倒拖時壓力波動的幅值，噴氫所造成的壓力上升幅值較小。

圖 7 進(jìn)氣壓力波動與倒拖工況的比較

同樣，為了考察其他缸噴氫對本缸氣體波動壓力的影響，選取與噴氫角度-250 °CA相差360 °CA(SOI=110 °CA)和90 °CA(SOI=-340 °CA)的2組數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，如圖8所示。與低速(1 000 r/min)時不同的是，即便噴射角度相差不是180 °CA的整數(shù)倍，歧管內(nèi)壓力波動的情況也比較一致。這是由于高轉(zhuǎn)速時歧管內(nèi)壓力波動幅值原本就很大，噴氫引起的壓力上升程度與低速相比相對降低。

圖 8 不同噴氫正時進(jìn)氣壓力波動的比較

圖9為發(fā)動機轉(zhuǎn)速3 400 r/min時，改變噴氫正時所測得的空氣流量變化曲線?？梢钥闯觯涸谶M(jìn)氣中期(-270 °CA)噴氫時空氣流量最??；而在靠近下止點(-220 °CA)噴氫時空氣流量最大；在其他角度噴射時空氣流量變化不大；最大空氣流量比最小空氣流量高出7.3%。圖10為轉(zhuǎn)速3 400 r/min時1缸進(jìn)氣歧管壓力曲線。圖中4條曲線分別代表氫氣噴射開始角度在進(jìn)氣中期(-280 °CA)和靠近下止點位置(-220 °CA)，以及噴氫角度與前兩者相差360 °CA(80 °CA和140 °CA)的壓力曲線。由圖9和圖10可以看出：在下止點附近噴射可以有效提高下止點到進(jìn)氣門關(guān)閉期間的壓力(如圖10所示)而增加空氣流量；而在進(jìn)氣中期噴射則會阻礙空氣的進(jìn)入，且使得下止點到進(jìn)氣門關(guān)閉期的壓力處于低值導(dǎo)致空氣流量減少。與低速時不同的是，在高速時噴氫對于進(jìn)氣壓力波動的影響減弱，特別是對于其他缸噴氫傳遞到本缸的激勵效果更不明顯，使得在其他角度噴氫時對空氣流量的影響不及在本缸進(jìn)氣中期和下止點附近噴射對空氣流量的影響。

圖 9 不同噴氫正時下的空氣流量變化曲線

圖 10 不同噴射正時歧管壓力曲線

3 結(jié)論

本文在一臺氣道噴射的氫內(nèi)燃機上，通過改變不同的噴氫正時，研究了氫氣噴射對于進(jìn)氣道壓力波動和發(fā)動機空氣流量的影響，得到如下結(jié)論：

1)氫氣噴射會加強原有的進(jìn)氣壓力波動，在氫氣噴射的時刻，進(jìn)氣壓力會有明顯升高；

2)不僅本缸氫氣噴射對相應(yīng)的歧管壓力有影響，其他缸氫氣噴射也會對本缸歧管壓力產(chǎn)生激勵作用；

3)低速時，在進(jìn)氣下止點和氣門關(guān)閉之間噴氫可以增加發(fā)動機進(jìn)氣流量，或者在前述區(qū)間相隔180°CA的區(qū)間噴氫，利用其他缸激勵也可增加發(fā)動機進(jìn)氣量，進(jìn)氣量最大可提高4.4%；

4)高速時，只有在本缸進(jìn)氣下止點和氣門關(guān)閉之間噴氫可獲得增加發(fā)動機進(jìn)氣流量的最好效果，約為7.3%，其他缸激勵影響相對較小。

[1]Verhelst S ， Sierens R. A Critical Review of Experimental Research on Hydrogen Fueled SI Engine[C]//SAE Paper. [S.1.]:SAE, 2006.

[2]Sun Zuoyu, Liu Fushui, Liu Xinghua ，et al. Research and Development of Hydrogen Fuelled Engines in China[J]. International Journal of Hydrogen Energy， 2012, 37(1)： 664-681.

[3]Mahesh M K ，Neelu. Review of Fuel Induction Technologies for Automotive Hydrogen Propulsion[C]//SAE Paper.[S.1]:SAE, 2005.

[4]Tang X, Kabat D, Natkin R, et al. Ford P2000 Hydrogen Engine Dynamometer Development[C]//SAE Paper.[S.1]:SAE, 2002.

[5]Safari H, Jazayeri S A, Ebrahimi R. Potentials of NOx Emission Reduction Methods in SI Hydrogen Engines-Simulation Study[J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2009, 34(1)： 1-11.

[6]鄧康耀，方適應(yīng)，朱義倫. 汽油機進(jìn)氣結(jié)構(gòu)參數(shù)對換氣過程的影響研究[J]. 內(nèi)燃機工程，2000，21(4)：1-5.

[7]Liu J P, Bingham J F. A Study on the Intake Pressure Wave Actions and Volumetric Efficiency-Speed Characteristics of Multi-Cylinder Engines[J].內(nèi)燃機學(xué)報，1997，15(2)： 138-150.

[8]Sierens R, Verhelst S. Experimental Study of a Hydrogen-Fueled Engine[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2001, 123(1)： 211-216.

[9]Sierens R, Verhelst S. Influence of the Injection Parameters on the Efficiency and Power Output of a Hydrogen Fueled Engine[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2003, 195(3)： 444-449.