富氧燃燒對PFI氫內(nèi)燃機(jī)性能的影響

付洪宇，柴華，孫柏剛，包凌志

(1.北京理工大學(xué)機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081；2.中國北方發(fā)動機(jī)研究所(天津)，天津 300400)

隨著化石能源的日益減少，發(fā)展替代能源成為必然的選擇。氫能是一種極具發(fā)展?jié)摿Φ目稍偕茉?，其分子中不含有碳元素，故反?yīng)后不會產(chǎn)生溫室氣體CO2和含碳污染物如HC和CO[1-2]。而且氫能易存儲，這一點(diǎn)不同于太陽能、潮汐能、風(fēng)能等可再生能源，可以將其他能源轉(zhuǎn)化為氫能儲存起來。

氫能的利用方式主要有燃料電池和氫內(nèi)燃機(jī)兩種。我國每年工業(yè)副產(chǎn)氫的量在1 000億m3以上，這部分氫氣純度達(dá)不到燃料電池的要求且提純成本高，目前最合適的利用途徑便是氫內(nèi)燃機(jī)。而且燃料電池系統(tǒng)能量密度低，低溫下有結(jié)冰問題，在某些極端環(huán)境(如臨近空間甚至太空)的表現(xiàn)遠(yuǎn)不如氫內(nèi)燃機(jī)。因此，研究氫內(nèi)燃機(jī)是十分必要的。

氫氣的著火范圍相較于汽油更寬，可以采用稀燃的策略提高熱效率，同時降低NOx排放[3-4]。但是采用進(jìn)氣道噴射策略的氫內(nèi)燃機(jī)功率約為原汽油機(jī)的80%左右，這是因為氣態(tài)燃料占用了氣缸體積使得吸入的新鮮空氣量減少[5]。國內(nèi)外學(xué)者為改善氫內(nèi)燃機(jī)的動力性和經(jīng)濟(jì)性做了很多研究。Boretti等[6]采用氫氣低溫噴射和進(jìn)氣增壓的方式緩解進(jìn)氣道噴射氫氣導(dǎo)致進(jìn)氣量減少的問題。在過量空氣系數(shù)為2.32的情況下，該發(fā)動機(jī)的功率可以達(dá)到80 kW，扭矩可以達(dá)到150 N·m。運(yùn)行在過量空氣系數(shù)為2.32～3.57的條件下，絕大多數(shù)工況熱效率都能達(dá)到35%以上。Verhelst等[7]通過增壓的方式提高發(fā)動機(jī)的進(jìn)氣量，選取NOx排放100×10-6為限制條件，進(jìn)氣增壓0.1 MPa時，相對于自然吸氣狀態(tài)，發(fā)動機(jī)扭矩可以提高80%，但還是略低于汽油機(jī)的扭矩。在此基礎(chǔ)上增加EGR和三元催化器后，發(fā)動機(jī)可以運(yùn)行在化學(xué)當(dāng)量比工況。假設(shè)三元催化器轉(zhuǎn)化效率為95%，發(fā)動機(jī)能達(dá)到的最大功率相較于汽油機(jī)可以提高30%。為了進(jìn)一步增加進(jìn)氣量和防止異常燃燒現(xiàn)象，比如回火和早燃，學(xué)者們提出了缸內(nèi)直噴氫內(nèi)燃機(jī)的概念。Matthias等[8]在一臺單缸發(fā)動機(jī)上進(jìn)行了試驗，同時采用進(jìn)氣增壓以保證不同負(fù)荷(IMEP)下的過量空氣系數(shù)為3.3。試驗表明，當(dāng)采用進(jìn)氣門關(guān)閉后立即噴射的策略時，80%的工況熱效率都能達(dá)到35%，最高熱效率為43%。適當(dāng)推遲噴射開始時刻，還能進(jìn)一步提高熱效率，最高熱效率達(dá)到45%。通過改變噴油器的結(jié)構(gòu)，將5孔噴油器變?yōu)?孔，可以促進(jìn)混合氣分層，進(jìn)一步降低NOx排放。

富氧燃燒技術(shù)大規(guī)模應(yīng)用于資源和能源依賴型行業(yè)[9]。國內(nèi)外很多學(xué)者針對富氧燃燒在內(nèi)燃機(jī)中的應(yīng)用開展研究。研究發(fā)現(xiàn)富氧燃燒能夠降低PM,HC,CO排放，提高發(fā)動機(jī)輸出功率，但會使NOx排放顯著增加[10-12]。對于汽油機(jī)，富氧進(jìn)氣還可以減輕循環(huán)變動，提高燃燒穩(wěn)定性[13]。

以目前的技術(shù)水平，采用增壓或者缸內(nèi)直噴的方式來提高氫內(nèi)燃機(jī)的動力輸出仍存在部件可靠性等問題[14]，并且尚沒有關(guān)于富氧燃燒對氫內(nèi)燃機(jī)性能影響的研究。故本研究通過試驗和仿真來研究富氧進(jìn)氣對進(jìn)氣道噴射氫內(nèi)燃機(jī)動力性和經(jīng)濟(jì)性的影響。

1 試驗設(shè)備及方法

1.1 試驗設(shè)備

試驗采用鈴木UA125T-A單缸摩托車發(fā)動機(jī)作為研究機(jī)型，基本參數(shù)見表 1。試驗采用Motohawk ECM-0554-112-0904-C/F電控單元，單點(diǎn)電控噴射，風(fēng)冷，開環(huán)空燃比控制。

表1 發(fā)動機(jī)基本參數(shù)

測功系統(tǒng)為湘儀FC2012W發(fā)動機(jī)測控系統(tǒng)，配合湘儀GW10電渦流測功機(jī)。NOx和排氣氧濃度測量采用HORIBA MEXA-720便攜式NOx-A/F分析儀。缸內(nèi)壓力傳感器為Kistler火花塞式壓力傳感器，配合海德漢角標(biāo)儀和電荷放大器。燃燒數(shù)據(jù)分析采用Kistler2893A燃燒分析儀。

1.2 試驗方法

采用氣瓶供氣的方式，發(fā)動機(jī)直接吸入配置好的不同氧氮比例合成空氣。點(diǎn)火角采用最佳扭矩控制策略。在此對后續(xù)提到的當(dāng)量比進(jìn)行定義：針對某氧氣體積濃度的氧氮合成氣，氫氣燃燒所需理論質(zhì)量與實際質(zhì)量之比。比如在此定義下當(dāng)量比同為1時，燃燒1 g氫氣需要氧濃度為21%的合成空氣34.33 g，而40%氧濃度的合成氣僅需18.5 g。氫空狀態(tài)指的是采用21%氧濃度合成空氣的氫發(fā)動機(jī)試驗。氫空狀態(tài)由于運(yùn)轉(zhuǎn)穩(wěn)定，試驗時當(dāng)量比控制在0.7。進(jìn)氣氧濃度增至30%、40%后，由于回火的限制無法實現(xiàn)0.7當(dāng)量比穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)，所以當(dāng)量比為此工況下發(fā)動機(jī)不發(fā)生回火的極限當(dāng)量比。

2 空氣試驗及仿真模型的建立

2.1 空氣試驗結(jié)果

空氣試驗中同樣采用氣瓶供氣的方式以排除供氣方式對發(fā)動機(jī)性能的影響。圖1和圖2分別為發(fā)動機(jī)外特性功率、氣體流量試驗結(jié)果。從圖中可以看出，發(fā)動機(jī)的功率、氣體流量隨轉(zhuǎn)速上升而上升，且斜率有增大的趨勢。原因是該發(fā)動機(jī)的標(biāo)定轉(zhuǎn)速高達(dá)6 000 r/min，發(fā)動機(jī)配氣相位針對高轉(zhuǎn)速設(shè)計，進(jìn)氣門遲閉角較大(51.5°)，低轉(zhuǎn)速時部分混合氣又被推回進(jìn)氣管，導(dǎo)致試驗轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)發(fā)動機(jī)的充量系數(shù)隨轉(zhuǎn)速的增大而增大(見圖3)。

圖1 氫空外特性功率試驗結(jié)果

圖2 氫空外特性氣體流量試驗結(jié)果

圖3 充量系數(shù)隨轉(zhuǎn)速的變化

2.2 一維仿真模型的建立

根據(jù)試驗臺架實際的進(jìn)氣管路，建立了發(fā)動機(jī)一維仿真模型(見圖4)。圖5示出發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為3 000 r/min時發(fā)動機(jī)缸內(nèi)壓力對比。從圖中可以看出，仿真缸壓與實際缸壓基本一致。圖6示出外特性狀態(tài)下各轉(zhuǎn)速進(jìn)氣流量的試驗與仿真結(jié)果對比，各轉(zhuǎn)速進(jìn)氣量誤差均在5%以內(nèi)。所以該模型符合發(fā)動機(jī)仿真的精度要求，可以用于其他工況的發(fā)動機(jī)性能預(yù)測。

圖4 一維仿真模型

圖5 仿真試驗缸壓對比

圖6 仿真試驗空氣流量對比

3 富氧燃燒試驗

由于發(fā)動機(jī)標(biāo)定轉(zhuǎn)速高，選取運(yùn)轉(zhuǎn)較穩(wěn)定的4 000 r/min進(jìn)行負(fù)荷特性分析。進(jìn)氣氧濃度提高后，由于回火的限制只能采取降低當(dāng)量比的控制策略，故此時30%、40%氧濃度的當(dāng)量比為不發(fā)生回火的極限當(dāng)量比。發(fā)動機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)的當(dāng)量比見圖7。高氧濃度時隨著負(fù)荷的增大，若繼續(xù)保持相同當(dāng)量比增大噴氫量會出現(xiàn)回火，因此，減少噴氫量，調(diào)低當(dāng)量比。30%進(jìn)氣氧濃度時發(fā)動機(jī)穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)的當(dāng)量比只能維持在0.6以下，40%氧濃度時在0.3～0.4之間。進(jìn)氣氧濃度升高后發(fā)動機(jī)易回火的主要原因有以下兩點(diǎn)：一是高氧濃度和此時更大的噴氫量提高了混合氣的反應(yīng)活性，使得混合氣更易被點(diǎn)燃；二是每循環(huán)缸內(nèi)燃燒的氫氣量增加，導(dǎo)致缸體溫度和排氣溫度升高，混合氣進(jìn)入氣缸時面臨的環(huán)境更加惡劣，易發(fā)生回火。

圖7 不同進(jìn)氣氧濃度下當(dāng)量比情況

30%氧氣濃度時，盡管當(dāng)量比低于氫空狀態(tài)，但是由于氫氣流量大(見圖8)，導(dǎo)致功率較氫空狀態(tài)平均提高了12.83%(見圖9)。功率隨節(jié)氣門開度先增大后基本保持不變，是由于試驗臺架選用的節(jié)氣門較大，節(jié)氣門開度未達(dá)到100%時發(fā)動機(jī)已達(dá)到外特性。同時由于缸內(nèi)氫氣濃度和氧氣濃度的增加，導(dǎo)致燃燒持續(xù)期平均縮短18%(見圖10)。節(jié)氣門開度10%時燃燒持續(xù)期短的原因是此時的當(dāng)量比明顯大于其他開度時的當(dāng)量比。

圖8 不同氧濃度下氫氣流量隨節(jié)氣門開度的變化

圖9 不同氧濃度下功率隨節(jié)氣門開度的變化

圖10 不同氧濃度下燃燒持續(xù)期隨節(jié)氣門開度的變化

40%氧氣濃度時，可以看出氧濃度升高后回火對噴氫量的限制更加嚴(yán)重。節(jié)氣門開度達(dá)到30%之后，氫氣噴射量比氫空狀態(tài)更低。這也直接導(dǎo)致了功率的下降。后續(xù)考慮通過優(yōu)化發(fā)動機(jī)的配氣相位來抑制回火，從而實現(xiàn)高氧氣濃度下的穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)。

由圖10可見，氧濃度增加后，燃料的燃燒持續(xù)期隨負(fù)荷呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢。原因是在小負(fù)荷時發(fā)動機(jī)不易回火，所以允許采用更濃的混合氣，加快了燃燒速度；大負(fù)荷時雖然由于抑制回火調(diào)低了當(dāng)量比，但是缸內(nèi)氣體質(zhì)量大，壓縮終了時缸內(nèi)的溫度和壓力也更大，縮短了燃燒持續(xù)期。

4 仿真研究

在實際發(fā)動機(jī)試驗中由于回火的限制富氧進(jìn)氣后無法實現(xiàn)0.7當(dāng)量比穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)，所以采用仿真的方法對該發(fā)動機(jī)在0.7當(dāng)量比時的運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)進(jìn)行預(yù)測。所有仿真均為外特性(節(jié)氣門全開)狀態(tài)。

4.1 動力性分析

圖11、圖12、圖13分別示出發(fā)動機(jī)功率、空氣流量、氫氣流量的仿真結(jié)果。進(jìn)氣氧濃度由21%增至30%，氧濃度增大42.86%，功率平均增加20.5%；進(jìn)氣氧濃度增至40%，氧濃度增大了90.48%，功率平均增加36.5%。功率增大是由于進(jìn)氣中的氧濃度增加，當(dāng)量比相同的情況下進(jìn)入發(fā)動機(jī)燃燒的氫氣量增加(見圖13)。但是功率增加的幅度遠(yuǎn)小于進(jìn)氣中氧濃度的增大幅度，主要原因有兩點(diǎn)：一是對于進(jìn)氣道噴射的氣體發(fā)動機(jī)，氣態(tài)燃料噴射量的增大會使燃料占據(jù)的氣缸容積增大，從而減小吸入新鮮空氣的質(zhì)量(見圖12)，氧濃度增至30%，進(jìn)氣流量平均減少8%，氧濃度增至40%，進(jìn)氣流量平均減少15.23%；二是由于傳熱損失和排氣熱損失的增加，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)的熱效率有所下降。

圖11 功率隨轉(zhuǎn)速變化對比

圖12 空氣流量隨轉(zhuǎn)速變化對比

圖13 氫氣流量隨轉(zhuǎn)速變化對比

4.2 經(jīng)濟(jì)性分析

圖14至圖17是有關(guān)發(fā)動機(jī)經(jīng)濟(jì)性的部分參數(shù)仿真結(jié)果。從圖14可以看出，雖然增氧后燃燒持續(xù)期大幅縮短，但發(fā)動機(jī)的熱效率反而下降。進(jìn)氣氧濃度增至30%，熱效率平均下降2%；氧濃度增至40%，熱效率平均下降4%。

圖14 熱效率隨轉(zhuǎn)速變化對比

圖15示出發(fā)動機(jī)傳熱損失占輸入總能量比例的仿真結(jié)果。仿真中可以得到傳熱損失功率，除以輸入的總功率(氫氣流量與低熱值之積)即可得到該值。從圖中可以看出，不同氧氣濃度時傳熱損失占輸入總能量的比例隨轉(zhuǎn)速升高均呈逐漸減小的趨勢。原因是隨著轉(zhuǎn)速增加，輸入發(fā)動機(jī)的燃料量幾乎成正比增加，雖然由于缸內(nèi)氣體的溫度升高，傳熱量有所增加，但總傳熱時間基本相同，所以傳熱損失能量的增速要遠(yuǎn)小于輸入總能量的增速，便使得該比例隨轉(zhuǎn)速增加逐漸減小。進(jìn)氣氧濃度增加后，每循環(huán)缸內(nèi)燃燒的氫氣量增加，導(dǎo)致缸內(nèi)氣體的燃燒溫度升高，故各轉(zhuǎn)速傳熱損失占輸入能量的比例均有所增加。從30%、40%氧濃度的仿真結(jié)果來看，該值隨著氧氣濃度的增大，增幅逐漸減小，這是由于燃燒產(chǎn)物中水蒸氣的比例增大，導(dǎo)致燃燒產(chǎn)物的比熱容增大，在一定程度上抑制了燃燒溫度的進(jìn)一步升高。

圖15 傳熱損失占總能量比例隨轉(zhuǎn)速變化對比

圖16示出發(fā)動機(jī)排氣溫度的仿真結(jié)果。從圖16中可以看出，排氣溫度隨著進(jìn)氣氧濃度和轉(zhuǎn)速的增大而升高，排氣帶走的熱量也相應(yīng)增多。進(jìn)氣氧濃度增大，每循環(huán)燃燒的氫氣量增加，缸內(nèi)燃燒溫度升高，從而導(dǎo)致排氣溫度升高。轉(zhuǎn)速增大，每循環(huán)的絕對時間減小，每循環(huán)缸內(nèi)氣體向外傳熱量減少，導(dǎo)致排氣溫度升高。

圖16 排氣溫度隨轉(zhuǎn)速變化對比

對于預(yù)混點(diǎn)燃式氫氣內(nèi)燃機(jī)來說，燃料不完全燃燒的量極少。故內(nèi)燃機(jī)的熱平衡可用方程式表達(dá)如下：

QT=Qi+Qw+Qr。

式中：QT為燃料在氣缸中完全燃燒釋放的總熱量；Qi為轉(zhuǎn)變?yōu)橹甘竟Φ臒崃?；Qw為傳熱損失的熱量；Qr為被排氣帶走的熱量[15]。

由此可以根據(jù)輸入發(fā)動機(jī)的燃料流量、燃料的低熱值、傳熱損失功率和發(fā)動機(jī)指示功率計算出排氣損失的功率，再除以輸入的總功率(氫氣流量與低熱值之積)即可得到排氣帶走的熱量占總能量的比例，結(jié)果見圖17。進(jìn)氣氧濃度為30%時，相較于氫空狀態(tài)該值變化不大，低轉(zhuǎn)速時該值還有所下降。這是因為進(jìn)氣氧濃度為30%時，輸入的氫氣量增加了29.8%。以4 500 r/min為例，排氣損失能量占比相較空氣狀態(tài)僅提高0.34%，遠(yuǎn)小于熱效率的降低量(1.8%)，結(jié)合圖14和 圖15可以得出，此時傳熱損失的大幅增加是熱效率降低的主要原因。40%氧濃度熱效率相較于30%氧濃度降低2%，而傳熱損失和排氣損失各增加約1%，說明進(jìn)氣氧濃度繼續(xù)增大，排氣熱損失對熱效率的影響增大。

圖17 排氣損失占總能量比例隨轉(zhuǎn)速變化對比

5 結(jié)論

a)適當(dāng)提高進(jìn)氣氧濃度可以提高氫內(nèi)燃機(jī)的功率，但對于進(jìn)氣道噴射氫內(nèi)燃機(jī)會加劇回火現(xiàn)象，因此需要采取降低當(dāng)量比的控制策略；不改變配氣相位的情況下，40%氧濃度時極低的當(dāng)量比會導(dǎo)致功率低于空氣狀態(tài)，后續(xù)研究考慮通過調(diào)節(jié)配氣相位實現(xiàn)更高當(dāng)量比穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)；

b)對于進(jìn)氣道噴射氫內(nèi)燃機(jī)，進(jìn)氣中氧濃度的增大幅度遠(yuǎn)大于功率提高的幅度；

c)發(fā)動機(jī)熱效率隨進(jìn)氣氧濃度的增大而降低，較低氧濃度時傳熱損失增大是熱效率降低的主要原因，氧濃度進(jìn)一步增大，排氣損失對熱效率的影響增大。