氫氣直噴對發(fā)動機燃燒及排放性能的影響

李海娟，張海婷，陶 磊，陳偉國，潘金元

（1.安徽工貿職業(yè)技術學院 機械與汽車工程系，淮南 232007；2.皖江工學院 機械工程學院，馬鞍山 243031；3.奇瑞汽車股份有限公司 汽車工程技術研發(fā)總院，蕪湖 241006）

0 概述

地球生態(tài)環(huán)境惡化及全球氣候變暖問題迫使各國研究人員在各個領域均著力尋找環(huán)境友好型的解決方案。在交通運輸領域，生物柴油、醇類、壓縮天然氣、液化石油氣和液化天然氣等逐漸在內燃機中得到應用［1-2］。氫氣作為最重要的替代燃料之一，日益受到各國政府和研究者的關注［3-4］。氫氣可由多種方法制取獲得，包括煤氣化法、太陽能光電解法、熱化學分解法和電解水法等，氫氣由于其可再生特性，在能源利用領域一直是研究的熱點［5］。

氫氣可燃極限寬、點火能量低，在發(fā)動機中能夠與空氣以超稀薄狀態(tài)進行燃燒［6］。20 世紀70年代，美國能源署開展了氫氣在內燃機中的應用研究［7］。此后各國研究機構開展了大量研究工作［8-9］。文獻［10-11］中針對汽油機熱效率低、排放高的問題，通過進氣混氫降低了汽油機的能耗和排放。寶馬750HL 車型上搭載了一臺排量5.4 L 的12 缸點燃式氫發(fā)動機，通過采用液態(tài)儲氫的方式實現(xiàn)了整車400 km 的續(xù)航里程，但受限于氣道噴射的方式向缸內引入氫氣時進氣充氣效率較低，功率密度難以得到進一步提升［12］。綜上，缸內直噴氫氣的燃燒方式在提升功率密度方面更具優(yōu)勢。文獻［13］中對比了不同燃料噴射方式下發(fā)動機動力性差異，結果表明相比于氣道噴射方式，采用氫氣直噴的方式發(fā)動機平均指示壓力（indicated mean effective pressure，IMEP）可提升約15%。文獻［14］中對比了不同噴油器布置形式下缸內直噴氫氣對燃燒的影響規(guī)律，結果表明通過氫氣射流與缸內流場的良好匹配能夠改善氫氣發(fā)動機燃燒穩(wěn)定性。

傳統(tǒng)汽油直噴多孔噴油器由于流量特性的限制，無法滿足氫氣發(fā)動機燃料供應量的需求，文獻［15］中基于紋影法系統(tǒng)評估了外開環(huán)式噴射器氫氣射流特性，發(fā)現(xiàn)通過合理利用氫氣射流特性可以優(yōu)化直噴氫內燃機的混合氣形成。文獻［16］中同樣采用大流量外開環(huán)式噴油器試驗研究了氫發(fā)動機熱效率潛力，并結合混合動力系統(tǒng)仿真分析了氫發(fā)動機搭載混合動力系統(tǒng)時的整車續(xù)航能力，發(fā)現(xiàn)基于缸內直噴的氫發(fā)動機在串并聯(lián)混合動力系統(tǒng)下能夠實現(xiàn)新歐洲駕駛循環(huán)（new European driving cycle，NEDC）619 km 整車續(xù)航里程。但由于氫氣混合氣具有較高的火焰?zhèn)鞑ニ俣?，發(fā)動機缸內極易生成大量氮氧化物［17］。文獻［18］中研究結果表明，當過量空氣系數(shù)在當量比附近且偏濃時，氫發(fā)動機搭載三元催化器（three way catalyst，TWC）后可實現(xiàn)近零NOx排放。通過采用廢氣再循環(huán)或稀薄燃燒模式，結合控制參數(shù)優(yōu)化能夠有效降低NOx排放［19-20］。

基于以上背景，為研究發(fā)動機燃用氫氣燃料時燃燒及排放特性，采用專用缸內直噴氫氣噴射器實現(xiàn)氫氣的缸內噴射，對比研究發(fā)動機燃用氫氣與燃用汽油時燃燒與排放特性的差異?；谙”∪紵^程，探索了氫氣發(fā)動機稀燃模式下熱效率及排放改善潛力，為氫發(fā)動機技術開發(fā)提供基礎研究數(shù)據及理論指導。

1 試驗用儀器設備及試驗方案

1.1 試驗用發(fā)動機及試驗燃料

基于一臺匹配35 MPa 高壓供油系統(tǒng)的3 缸四沖程汽油發(fā)動機開展對比試驗，其主要技術參數(shù)如表1 所示。原機燃油噴射系統(tǒng)為液體燃料噴射系統(tǒng)，無法實現(xiàn)氫氣噴射，試驗中用專用直噴氫氣噴射器及氫氣軌替代實現(xiàn)氫氣燃料的缸內噴射。為保證足夠的氫氣供應量，試驗中供氫壓力穩(wěn)定在（1.6±0.1）MPa，通過電子控制單元（electronic control unit，ECU）調節(jié)氫噴射器啟噴脈寬實現(xiàn)氫氣供應量調節(jié)。試驗用氫氣為分析純級高純氫氣，通過多級減壓以保證目標使用壓力，滿足試驗的需要。

表1 發(fā)動機技術參數(shù)

1.2 發(fā)動機測控系統(tǒng)及試驗用儀器設備

測功機為湘儀公司生產的GW160，油耗儀為普聯(lián)測器公司的FC2210。采用德國RHEONIK 公司的氣體質量流量計測量氫氣流量。試驗中采用KISTLER 火花塞式缸壓傳感器測量燃燒過程缸內壓力，并利用AVL Indicom 系列燃燒分析儀對缸壓信號進行采集。為保證試驗數(shù)據的重復性，試驗中各工況點均保存連續(xù)200 循環(huán)缸壓數(shù)據并通過求取平均、濾波的形式提取各關鍵燃燒特征參數(shù)值。對于發(fā)動機污染物排放值，利用AVL FTIR 尾氣分析儀對各排放物進行分析測量。試驗臺架布置示意圖如圖1 所示。

圖1 試驗臺架布置示意圖

1.3 試驗方案

在發(fā)動機燃油汽油與氫氣燃料對比時，為保證可比性，均采用當量燃燒模式，分別選取整車行駛工況下運行頻次占比較多的4 個典型轉速1 000 r/min、1 500 r/min、2 000 r/min 及2 500 r/min，分別對比平均有效壓力（brake mean effective pressure，BMEP）0.2 MPa、0.5 MPa 及0.8 MPa 等特征工況點發(fā)動機性能情況。發(fā)動機燃用氫氣開展稀薄燃燒技術試驗時，選取典型的發(fā)動機最低油耗點附近2 500 r/min轉速且BMEP 為1.2 MPa 工況對燃燒及排放隨過量空氣系數(shù)λ的變化規(guī)律進行研究，同時與相同轉速低負荷工況BMEP 為0.5 MPa 時發(fā)動機熱效率及排放特性進行對比分析。

定義平均指示壓力的循環(huán)變動COVimep為發(fā)動機200 個循環(huán)的IMEP 的標準偏差與對應IMEP 平均值的比值；IGN 為火花塞點火時刻；CA10 為缸內累積放熱量達到10% 時所對應的曲軸轉角，即燃燒開始時刻；CA50 為缸內累積放熱量達到50% 時所對應的曲軸轉角，即燃燒相位；CA90 為缸內累積放熱量達到90% 時所對應的曲軸轉角，即燃燒結束時刻；CA1090 為缸內累積放熱量從10% 到達90% 的曲軸轉過的轉角，即燃燒持續(xù)期；IGN-G、CA10-G、CA50-G、CA90-G 分別代表發(fā)動機燃用汽油時的點火時刻、燃燒開始時刻、燃燒重心、燃燒結束時刻；IGN-H2、CA10-H2、CA50-H2、CA90-H2分別代表發(fā)動機燃用氫氣時的點火時刻、燃燒開始時刻、燃燒重心、燃燒結束時刻。

2 試驗結果與分析

2.1 汽油和氫氣燃料對發(fā)動機性能的影響

基于缸內直噴汽油機分別針對汽油和氫氣燃料進行發(fā)動機臺架試驗研究，明確了當量燃燒模式下燃用不同燃料時發(fā)動機燃燒及排放特性差異，其中汽油與氫氣燃料在發(fā)動機不同轉速及負荷工況下燃燒特征參數(shù)對比如圖2 所示。

圖2 汽油與氫氣的燃燒特征參數(shù)隨負荷的變化

從圖2 中可以看出，不同轉速條件下，燃用汽油和氫氣燃料時，隨負荷增加，缸內熱氛圍均得到明顯改善，火花塞跳火后可燃混合氣初期化學反應速率提升，縮短了滯燃期，使得不同燃料點火角均有所推遲，但不同燃料在變化程度上存在差異。燃用汽油燃料BMEP 由0.2 MPa 升高到0.8 MPa 時，不同轉速條件下點火時刻推遲的曲軸轉角分別為24.8°、19.9°、16.7°及15.5°；燃用氫氣燃料時，相同負荷變化情況下點火時刻曲軸轉角推遲3.3°、4.1°、5.0°及7.5°。此外，隨轉速升高，不同負荷工況下燃燒相位（CA50）變化規(guī)律亦不同。相同負荷變化程度下，低轉速條件下燃用汽油燃料時，由于爆震限制，當BMEP 達到0.8 MPa 時CA50 明顯推遲，但隨轉速升高，缸內氣流運動強度提升，燃燒速度加快，試驗所選負荷工況范圍內CA50 均能維持在曲軸轉角8°附近。燃用氫氣時，在低速時不同負荷工況下CA50均能保持在曲軸轉角8°左右，但在較高轉速條件下CA50 有所推遲。產生以上差異的主要原因在于燃料著火特性不同，對燃燒過程的敏感性存在差異，主要體現(xiàn)在點火能量及燃燒速度方面。由于氫氣分子是質量最低的雙原子分子，具有較強的氣體擴散能力，在缸內湍流條件下能夠更迅速形成均質混合氣，且氫氣的閃點較低，點火能量顯著低于汽油燃料，因此由火花塞點火后至燃燒始點之間的滯燃期相比汽油明顯縮短；同時氫氣火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?，燃燒持續(xù)期也明顯短于傳統(tǒng)汽油燃料。以上多種因素綜合作用使得相比于汽油燃料，發(fā)動機燃用氫氣燃料時需進一步推遲點火時刻以避免爆震。此外，發(fā)動機轉速升高后活塞運動速度提升，缸內更易出現(xiàn)高溫機油顆粒，由于氫氣點火能量極低，前一循環(huán)燃燒產生的高溫機油顆粒作為點火源引燃末端氫混合氣，導致爆震燃燒，使得較高轉速下燃用氫氣時燃燒相位反而有所推遲。

為進一步明確發(fā)動機燃用不同燃料時經濟性的差異，對不同轉速下BMEP 為0.8 MPa 時的有效熱效率進行對比，如圖3 所示。由圖3 可知，當量混合氣條件下，發(fā)動機燃用氫氣時不同轉速條件下熱效率均較汽油有所降低，且隨轉速升高，熱效率降幅有增大的趨勢。這是由于氫氣火焰淬熄距離短，高溫燃氣與缸壁之間淬熄附面層厚度降低，傳熱損失增大，導致有效熱效率有所降低。同時，在較高轉速條件下，由于燃用氫氣時CA50 過分推遲，部分燃料在膨脹沖程做功，未能充分利用可燃混合氣做功能力，進一步導致熱效率降幅增大。

圖3 不同轉速下的有效熱效率（BMEP 為0.8 MPa）

圖4 為2 500 r/min 負荷工況下發(fā)動機燃用汽油和氫燃料時排放特性對比。從圖中可以看出，發(fā)動機燃用氫氣時，由于燃燒速度較快，火焰溫度高，導致燃燒過程中產生NOx排放較燃用汽油時升高。但在BMEP 為0.8 MPa 時，由于燃用氫氣時CA50相較汽油有所推遲，燃燒過程混合氣熱釋放能力有限，此時NOx排放與燃用汽油相當。對比CO 和總碳氫（total hydrocarbon，THC）排放特性可以發(fā)現(xiàn)，由于發(fā)動機燃用氫氣時燃料中無額外碳原子引入，CO 及THC 排放相比于汽油均大幅降低，此時缸內燃燒產生的含碳排放物主要由潤滑油參與燃燒產生。

圖4 不同負荷下的排放

2.2 氫氣發(fā)動機稀薄燃燒排放特性

由于氫氣燃料在當量混合氣燃燒時火焰溫度較高，不可避免會生成大量氮氧化物。同時，隨負荷升高，氫發(fā)動機對缸內高溫熱源更為敏感，雖然氫氣辛烷值較高，但極低的點火能量會在局部高溫熱源的激勵下發(fā)生早燃或爆震，因此采用空氣稀釋的方式進一步探究氫氣發(fā)動機稀薄燃燒模式對燃燒及排放的影響規(guī)律。

試驗中針對2 500 r/min 下BMEP 分別為0.5 MPa 及1.2 MPa 的工況進行研究。圖5 為不同負荷工況下燃燒特征參數(shù)隨λ 的變化規(guī)律。從圖中可知，燃用氫氣時，低負荷工況在保證燃燒穩(wěn)定性的前提下λ 可增加到3.0 以上，且隨λ 增大，缸內空氣稀釋量增加，燃燒過程化學反應速率減慢，燃燒持續(xù)期逐漸延長。低負荷工況下，λ 由1.0 逐漸增大，燃燒終點（CA90）呈現(xiàn)先提前后推遲的趨勢，當λ 達到1.5 附近時燃燒終點最為提前，燃燒持續(xù)期相應最短。主要原因在于λ=1.5 時缸內呈現(xiàn)氧過量狀態(tài)，此時氫氣分子與氧氣分子微觀碰撞幾率增加，燃燒化學反應速率提升，有助于縮短燃燒持續(xù)期，但在λ＜1.5 情況下，由于氧氣分子減少，氫氣分子與氧氣分子碰撞幾率降低，此時燃燒持續(xù)期延長。對比不同負荷工況下燃燒特征參數(shù)變化規(guī)律可以看出，中等負荷工況下（BMEP 為1.2 MPa），隨λ 升高，燃燒相位整體提前，通過過量空氣的稀釋作用能夠有效降低爆震傾向。

圖5 燃燒特征參數(shù)隨過量空氣系數(shù)的變化

圖6 為發(fā)動機燃用氫氣時燃燒循環(huán)變動率隨λ的變化規(guī)律，圖中增壓能力表征增壓極限，即在1.2 MPa下增壓只能使λ達到約2.6。由圖可知，低負荷工況下隨λ增大，燃燒循環(huán)變動率升高，但整體來看λ＜2.5時燃燒循環(huán)變動均能維持在較低水平。中等負荷工況下，燃燒循環(huán)變動率隨λ的變化趨勢與低負荷工況存在差異，主要表現(xiàn)在由當量燃燒逐漸增大過量空氣系數(shù)過程的初期（λ＜1.3 時），循環(huán)變動率逐漸降低。產生以上現(xiàn)象的原因在于可燃混合氣較濃時，受氫氣爆震燃燒限制，燃燒相位有所推遲，缸內混合氣做功能力弱化，火焰?zhèn)鞑ミ^程中活塞快速下行，燃燒不穩(wěn)定性增大；但隨λ增加，由于空氣的稀釋作用，發(fā)動機爆震傾向減弱，CA50 有所提前，燃燒過程能夠更多地發(fā)生于上止點附近，燃燒持續(xù)期縮短，放熱等容度提升，循環(huán)變動率下降。

圖6 燃燒循環(huán)變動率隨λ 的變化

圖7 為試驗所選負荷工況下有效熱效率隨λ的變化規(guī)律對比。采用稀薄燃燒模式可有效提升氫氣發(fā)動機有效熱效率水平，低負荷工況下當λ＞3.0 時熱效率提升潛力減弱，中等負荷工況試驗所選稀釋程度下有效熱效率呈單調遞增的趨勢，當λ=2.7 時有效熱效率可達43.5%。

由于氫混合氣燃燒速度快，火焰溫度高，極易在燃燒過程中生成大量NOx。為進一步明晰氫發(fā)動機稀薄燃燒模式下NOx排放規(guī)律，圖8 中對比了不同空氣稀釋程度下的NOx排放規(guī)律。隨λ 增大，NOx排放呈先升高后降低的趨勢，低負荷工況下當λ＞2.3 時，NOx排放體積占比最低可降低至44×10-6；中等負荷工況下，相同過量空氣系數(shù)條件NOx排放降低至約300×10-6，但受限于增壓器增壓能力，中等負荷工況下λ 最高只能保持在2.7 左右，此時NOx排放約為230×10-6。由此可見，氫發(fā)動機采用超稀薄燃燒模式有助于降低NOx排放，但對增壓系統(tǒng)提出了更高的需求。

圖8 NOx排放隨λ 的變化

3 結論

（1）當量燃燒模式下，發(fā)動機燃用氫氣燃料時與燃用汽油燃料時相比燃燒速率明顯提升，燃燒持續(xù)期顯著縮短，有效熱效率有所降低。

（2）與燃用汽油時相比，發(fā)動機燃用氫氣燃料時NOx排放有所升高，CO 及THC 排放均明顯降低，但仍存在由部分潤滑油參與燃燒產生的未完全燃燒產物組分。

（3）發(fā)動機燃用氫氣燃料時，通過提高過量空氣系數(shù)有助于改善有效熱效率水平，試驗中等負荷工況下λ=2.7 時有效熱效率可達43.5%。

（4）通過采用超稀薄燃燒模式，燃用氫氣燃料時能夠在保證燃燒穩(wěn)定性的情況下進一步降低NOx排放，試驗所選低負荷工況下當λ＞2.3 時，NOx排放最低可降低至44×10-6。