進氣道噴水對氬氣循環(huán)氫燃料發(fā)動機熱效率與動力邊界拓展的影響研究*

丁偉奇 鄧俊 李理光

（同濟大學，上海 201804）

主題詞：氬氣循環(huán) 氫燃料發(fā)動機 進氣道噴水 爆震抑制 進氣增壓

1 前言

氫氣作為一種不含碳的可再生能源，有潛力成為實現(xiàn)超稀薄燃燒并獲得高熱效率的內(nèi)燃機燃料，但目前氫燃料發(fā)動機仍然面臨著NOx排放的問題[1-2]，同時，其熱效率仍有進一步提高的空間。

氬氣循環(huán)（Argon Power Cycle，APC）氫燃料發(fā)動機是一種閉式循環(huán)發(fā)動機，通過使用氬氣替代空氣中的氮氣，以氬氧混合氣作為氧化劑，以氫氣作為燃料。在理想狀態(tài)下，由于反應只生成水，氬氣可以在排氣端與水蒸氣分離后作為循環(huán)工質(zhì)繼續(xù)使用[3]。

根據(jù)奧托循環(huán)理論熱效率公式[4]，在壓縮比不變時，熱力學循環(huán)效率隨著工質(zhì)比熱容比的增大而提高，而氬氣作為單原子氣體，其比熱容比為1.67，顯著高于空氣的比熱容比1.40，因此，加入氬氣后，工質(zhì)的比熱容比將有所提高，使相同壓縮比下的APC 氫燃料發(fā)動機的熱力學循環(huán)效率遠高于傳統(tǒng)的氫燃料發(fā)動機。

然而，由于工質(zhì)比熱容比提高，其壓縮終了溫度、燃燒速度等也有所提高，將導致如爆震等異常燃燒現(xiàn)象的發(fā)生，進而限制APC 氫燃料發(fā)動機實際工作的壓縮比[5-7]。如Killingsworth 等[8]的研究發(fā)現(xiàn)，在化學當量比下，APC 氫燃料發(fā)動機僅能在最高5.5∶1 的壓縮比條件下正常燃燒，進一步提高壓縮比所發(fā)生的強烈爆震，將導致熱效率急劇下降，且發(fā)動機無法正常工作。為了充分發(fā)揮氬氧氛圍對發(fā)動機熱效率的提升效果，研究APC 氫燃料發(fā)動機中抑制爆震的手段對其發(fā)展至關重要。

發(fā)動機噴水技術被認為是一種有效的爆震抑制手段，通過噴水降低缸內(nèi)的溫度并降低反應速度，可抑制原始工況中的爆震，實現(xiàn)壓縮比和負荷的提升，從而有可能獲得更高的熱效率[9-11]。面向傳統(tǒng)的氫燃料發(fā)動機，現(xiàn)有研究表明，噴水技術可以抑制爆震并降低NOx排放量。而在APC 氫燃料發(fā)動機中，現(xiàn)有噴水研究較少，Jin 等[12]基于一臺進氣道噴氫的APC 氫燃料發(fā)動機在排氣沖程進行缸內(nèi)噴水，結果表明，在每循環(huán)噴水量為20 mg時，能夠在抑制爆震的同時獲得最高50.32%的指示熱效率（Indicated Thermal Efficiency，ITE）。

本文通過仿真與試驗分析進氣道噴水對APC 氫燃料發(fā)動機的影響。首先，基于仿真對進氣道噴水在APC氫燃料發(fā)動機中應用的潛在價值進行理論分析，然后通過試驗驗證噴水的效果，最后，基于試驗結合缸內(nèi)氫氣直噴、進氣增壓等技術手段分析不同工況下進氣道噴水對APC氫燃料發(fā)動機熱效率提升和動力邊界拓展的影響。

2 研究平臺

2.1 試驗臺架搭建

本文基于一款三缸1.0 L的汽油發(fā)動機進行改裝并搭建了試驗臺架，發(fā)動機參數(shù)如表1 所示，試驗臺架示意如圖1所示。

圖1 氬氣循環(huán)氫燃料發(fā)動機臺架示意

表1 發(fā)動機參數(shù)

發(fā)動機與API FR100電渦流測功機同軸連接，在試驗過程中，APC 氫燃料發(fā)動機的節(jié)氣門始終設置為全開，氬氧供給流量和壓力通過Omega FMA-2600A 質(zhì)量流量控制計進行控制，氬氧混合氣中氬氣和氧氣的摩爾比例為79∶21。氫氣通過直噴噴嘴直接噴入缸內(nèi)，噴射壓力為10 MPa，其流量通過Emerson Elite CMFS007M科里奧利流量計進行測量，本文使用標準狀態(tài)下（20°C，標準大氣壓）的體積流量作為氣體流量單位。使用噴水系統(tǒng)進行進氣道噴水，噴水壓力設置為0.3 MPa。在第二缸中使用Kistler 6115C 火花塞式缸壓傳感器測量缸壓，其他溫度和壓力分別由K型熱電偶和壓力變送器測量。各模擬量通過NI PCI6250采集卡進行采集，對同一個工況連續(xù)采集200 個循環(huán)。通過NI Compact RIO 嵌入式測控系統(tǒng)配合上位機共同實現(xiàn)發(fā)動機實時控制。本文的主要關注點為氬氣循環(huán)對氫燃料發(fā)動機熱效率和動力邊界的拓展，因此采用開式循環(huán)，即排氣中的氬氣并未參與循環(huán)，而是直接排入大氣中。

2.2 仿真模型建立

本文基于GT-Power 對2.1 節(jié)中的APC 氫燃料發(fā)動機進行一維仿真建模，并按照相應參數(shù)進行設置。模型主要分為氣缸模塊、曲軸連桿模塊、進氣模塊、排氣模塊、燃料供給模塊和噴水模塊6個部分，如圖2所示。

圖2 GT-Power模型

燃燒模型選擇湍流火焰模型，傳熱模型選擇Flow模型。本文在試驗中采用爆震強度（Knock Intensity，KI）作為爆震指標，KI為缸壓經(jīng)過帶通濾波后的振蕩幅值，按照定義，當KI 超過0.10 MPa 時，視為發(fā)生爆震。同時使用爆震比例（Knock Ratio，KR）表示每個工況的200 個循環(huán)中發(fā)生爆震的循環(huán)所占比例。而在GT-Power 仿真中，爆震模型采用爆震誘導時間積分（Knock induction Time integral，KT）模型[4]：

式中，Tik(ti)為自燃發(fā)生時刻為ti時的爆震誘導時間積分；τ為混合氣在瞬時溫度和壓力下的誘導時間；t為時間。

計算結果為誘導時間倒數(shù)的積分，當KT大于1時，表示會發(fā)生爆震。由于試驗與仿真中的2 種爆震指標有所不同，本文通過對爆震模型的爆震誘導時間因子進行標定，將KI為0.10 MPa工況的KT標定為1，實現(xiàn)了2種評價指標下爆震閾值的統(tǒng)一。經(jīng)過標定后，GTPower 仿真缸壓與試驗缸壓對比如圖3 所示，相對誤差小于5%，達到本文仿真精度的要求。

圖3 標定工況缸壓對比

3 結果與分析

3.1 氬氣循環(huán)氫燃料發(fā)動機進氣道噴水仿真分析

3.1.1 進氣道噴水對熱力學參數(shù)的影響

首先通過一維仿真分析不同噴水量對APC 氫燃料發(fā)動機各項熱力學參數(shù)的影響，發(fā)動機轉速設為1 000 r/min，氫氣噴射時刻為上止點后（After Top Dead Center，ATDC）-60°曲軸轉角（Crank Angle，CA），氫氣流量為50 L/min（標準狀態(tài)下，即每循環(huán)2.75 mg），氬氧混合氣流量為430 L/min（標準狀態(tài)下），進氣絕對壓力為0.1 MPa（模擬自然吸氣工況），點火時刻為-5°CA ATDC，噴水量設置在每循環(huán)0～25 mg范圍內(nèi)，進氣道噴水量對缸壓、缸內(nèi)溫度、點火時刻的缸壓和溫度，以及比熱容比的影響仿真結果如圖4所示。

圖4 進氣道噴射仿真結果

由圖4a、圖4b可知，不同噴水量對進氣沖程和排氣沖程的缸壓和溫度影響較小，但總體上隨著噴水量增加，缸壓和溫度逐漸降低。由圖4c可知，當每循環(huán)噴水量從0 mg增加到25 mg時，點火時刻缸壓從2.72 MPa降低到2.11 MPa，溫度則從893.09 K 降低到684.79 K。因此進氣道噴水能夠顯著降低APC氫燃料發(fā)動機的點火時刻溫度和壓力，具有較好的爆震抑制潛力。

由圖4d可知，隨著噴水量的增加，工質(zhì)的比熱容比全面降低，且在進氣沖程和壓縮沖程的降低幅度高于做功沖程和排氣沖程的降低幅度。在進氣沖程和壓縮沖程，工質(zhì)的主要成分是Ar、O2和H2，此時引入多原子分子H2O 會顯著降低工質(zhì)的比熱容比。而在做功沖程和排氣沖程，H2和部分O2反應后轉換為H2O，不同噴水量工況下工質(zhì)的H2O 含量相比進氣沖程和壓縮沖程更為接近，因此比熱容比之間的差異也有所減小。

不同噴水量對發(fā)動機能量分布的影響如圖5 所示。由于當前工況的當量比φ僅為0.277，屬于超稀薄燃燒工況，因此認為氫氣完全燃燒，不考慮不完全燃燒損失。從一維仿真結果來看，增大噴水量會降低APC 氫燃料發(fā)動機的總指示熱效率（Gross Indicated Thermal Efficiency，ITEg），相比于ITE，ITEg 不考慮進、排氣沖程的泵氣損失。噴水能夠降低缸內(nèi)溫度，因此隨著噴水量增加，傳熱損失有所降低，對比不噴水工況，每循環(huán)噴水量25 mg 工況下傳熱損失從21.96%降低到10.82%。但由于水吸收了熱量，增大噴水量也會增加排氣損失。

圖5 進氣道噴水對發(fā)動機能量分布的影響

分析進氣道噴水時刻對APC 氫燃料發(fā)動機各項熱力學參數(shù)的影響，由于進氣門的關閉時刻為-122°CA ATDC，在標定工況下，將噴水量固定為每循環(huán)10 mg，噴水時刻分布在-360°CA ADTC～-150°CA ATDC 范圍內(nèi)。不同噴水時刻的缸壓和溫度曲線基本重合，因此僅展示其對點火時刻缸壓和溫度的影響，如圖6所示。

圖6 噴水時刻對點火時刻缸壓和溫度的影響

由圖6 可知，進氣道噴水時刻對點火時刻缸壓和溫度基本沒有影響，不同噴水時刻工況下的點火時刻缸壓的變化小于0.01 MPa，點火時刻溫度的變化小于3.84 K。這說明由于進氣道噴水完全發(fā)生在進氣道中，不同噴水時刻對缸內(nèi)的混合氣分布、流動影響均較小。綜上所述，后文將不再對不同進氣道噴水時刻進行研究，而是將進氣道噴水時刻固定在-360°CA ATDC。

3.1.2 自然吸氣工況進氣道噴水對爆震的影響

分析進氣道噴水對APC 氫燃料發(fā)動機的爆震抑制效果。首先在自然吸氣工況下，設置發(fā)動機轉速為1 000 r/min，氬氧流量為430 L/min（標準狀態(tài)下），進氣絕對壓力為0.1 MPa，分別選擇氫氣流量為50 L/min、60 L/min、70 L/min、80 L/min（均為標準狀態(tài)下，即每循環(huán)氫氣流量分別為2.75 mg、3.29 mg、3.84 mg、4.39 mg）進行進氣道噴水仿真，為了統(tǒng)一比較基準，通過水氫比（每循環(huán)噴水質(zhì)量與噴氫質(zhì)量之比）來表征噴水量。上述工況的KT 與點火時刻和水氫比的關系如圖7 所示。

圖7 自然吸氣工況下進氣道噴水對爆震的影響

由圖7 可知，在不同氫氣流量工況下，隨著點火時刻的推遲和噴水量的增加，KT 均呈現(xiàn)降低的趨勢。KT=1的等高線將圖像分為爆震區(qū)域和非爆震區(qū)域。在氫氣流量為50 L/min 時，在不噴水工況下，點火時刻晚于0.2°CA ATDC 時，可抑制爆震，而在不推遲點火時刻（-10°CA ATDC）的情況下，水氫比超過2.40 時，也可以抑制爆震；當氫氣流量為60 L/min時，不噴水工況下，則需要將點火時刻推遲到3.3°CA ATDC 后或在不推遲點火時刻的情況下，水氫比超過2.48時，能夠?qū)T抑制到1以下；當氫氣流量為70 L/min時，抑制爆震的點火時刻和水氫比分別為5.5°CA ATDC 和2.35；當氫氣流量為80 L/min 時，抑制爆震的點火時刻和水氫比分別為7.2°CA ATDC 和2.13。隨著氫氣噴射量的提升，不噴水工況下抑制爆震所需要的點火時刻推遲幅度逐漸增大。而在不推遲點火時刻的情況下，抑制爆震所需要的水氫比總體上先略增大，隨后出現(xiàn)下降趨勢，這說明提升氫氣流量雖然會增加爆震傾向，但增加幅度與氫氣流量提升并不成正比，產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因主要有：由于氫氣噴射量增加后，混合氣中氬氣所占比例降低，總體的比熱容比有所下降，不利于末端混合氣發(fā)生自燃；由于氫氣噴射時刻較晚，氫氣噴射量增大后，更多的低溫氫氣進入高溫氬氧氣體中，導致點火時刻混合氣的溫度有所下降。綜上所述，此時反而只需要更小的水氫比即可抑制爆震。

3.1.3 進氣增壓工況進氣道噴水對爆震的影響

在進氣增壓工況下進行仿真，設置發(fā)動機轉速為1 000 r/min，氬氣流量為800 L/min（標準狀態(tài)下），進氣絕對壓力為0.2 MPa，氫氣流量分別為70 L/min、80 L/min、90 L/min、100 L/min（均為標準狀態(tài)下，即每循環(huán)氫氣流量分別為3.84 mg、4.39 mg、4.94 mg、5.49 mg），分析水氫比和點火時刻對KT的影響，如圖8所示。

圖8 進氣增壓工況下進氣道噴水對爆震的影響

由圖8 可知，進氣增壓工況下，在不噴水時，在-10°CA ATDC～10°CA ATDC范圍內(nèi)，無論如何推遲點火時刻也無法將KT降低至1以下。在不推遲點火時刻的情況下，氫氣流量分別為70 L/min、80 L/min、90 L/min、100 L/min時，抑制爆震所需的水氫比分別為5.15、5.11、4.98、4.79?？梢姡捎诒饍A向更強，進氣增壓工況更需要通過噴水來抑制爆震，與非增壓工況類似，隨著氫氣流量增大，抑制爆震所需的水氫比逐漸減小。

3.2 氬氣循環(huán)氫燃料發(fā)動機進氣道噴水試驗分析

使用進氣增壓后，進、排氣沖程的泵氣損失不再存在，發(fā)動機將從高壓進氣中獲得動能，本文在試驗中暫不區(qū)分這部分影響。

在試驗中，基于不同轉速、不同進氣模式的5 個工況驗證進氣道噴水對APC氫燃料發(fā)動機的影響。具體工況參數(shù)如表2 所示，改變噴水量和點火時刻，每循環(huán)噴水量分別為15.89 mg、24.42 mg和32.94 mg，分別對應進氣道水噴嘴噴射脈寬2 ms、4 ms和6 ms。

表2 進氣道噴水試驗工況

在上述工況中，將噴水量轉化為水氫比后，進氣道噴水對發(fā)動機各項參數(shù)的影響如圖9 所示。采用50%放熱曲軸轉角（50%Heat Release Crank Angle，CA50）作為燃燒指標表征燃燒的速度，采用平均指示壓力的波動系數(shù)（Coefficient Of Variation，COV）表征發(fā)動機工作的穩(wěn)定程度：

圖9 進氣道噴水對氬氣循環(huán)氫氣機的影響

式中，σIMEP為試驗記錄的200 個循環(huán)的平均指示壓力（Indicated Mean Effective Pressure，IMEP）的標準差；μIMEP為200個循環(huán)的IMEP的平均值。

本文定義發(fā)動機工作穩(wěn)定性的閾值為Cv=5%，當Cv>5%時，認為發(fā)動機工作不穩(wěn)定。

由圖9a可知，在同一工況中，提升水氫比能夠推遲CA50，這證明了進氣道噴水能夠降低APC氫燃料發(fā)動機的燃燒速度。尤其是在1 500 r/min的進氣增壓工況下，不噴水的原始工況點發(fā)生了早燃，CA50為-5°CA ATDC，水氫比增大到3.13后，CA50推遲到了27°CA ATDC。除早燃工況外，其他工況CA50隨著水氫比增大而推遲的速度基本相近。由圖9b可知，在不噴水原始工況中，進氣增壓工況的KI普遍高于自然吸氣工況的KI。在同一工況中，增大水氫比能夠降低KI。而對比不同工況可知，原始工況的KI越大，KI隨水氫比增大而降低的幅度也越大。如點火時刻為0°CA ATDC時，1 500 r/min進氣增壓工況水氫比從0增大到3.13時，KI從2.59 MPa降低至0.04 MPa，1 000 r/min 進氣增壓工況的水氫比從0 增大到3.25 時，KI 則從0.66 MPa 降低至0.05 MPa。可見，原始工況的KI 越大，增大水氫比后KI 降低的幅度也越大，這說明噴水的爆震抑制能力具有很大的冗余，能夠?qū)⒉煌饛姸鹊墓r抑制到0.10 MPa的爆震閾值以下。

由圖9c 可知，僅在部分爆震強度較大的工況下，COV超過了5%的工作穩(wěn)定性閾值，但在水氫比增大后，均能將COV 降低至5%以下。而當原始工況的COV 小于5%時，增大水氫比對COV沒有明顯影響。由圖9d可知，噴水對ITE 的影響較為復雜，需要結合KI 進行分析。總體而言：當原始工況的KI 超過0.22 MPa 時，增大水氫比后可以通過抑制爆震提高ITE，如點火時刻為0°CA ATDC 的1 000 r/min 的進氣增壓工況，水氫比從0 提高到3.25，ITE 從56.67%增長到62.41%；而當原始工況的KI 低于0.22 MPa 時，增大水氫比則會因為降低了熱力學循環(huán)效率而最終降低ITE，如點火時刻為-10°CA ATDC的1 500 r/min進氣增壓工況，水氫比從3.13增大到4.79，ITE從59.00%降低到了57.53%。

綜上所述，進氣道噴水能夠降低APC 氫燃料發(fā)動機的缸內(nèi)燃燒速度，有效抑制爆震并提升發(fā)動機的穩(wěn)定性。一般來說，當原始工況的KI超過0.22 MPa時，由于原機爆震強度較高，此時進氣道噴水能夠提升熱效率，而當原始工況的KI 低于0.22 MPa 時，進氣道噴水將導致熱效率的降低。

3.3 進氣道噴水對氬氣循環(huán)氫燃料發(fā)動機的動力邊界拓展分析

本文首先對比在1 000 r/min 轉速、不同當量比下，不同進氣模式在不噴水工況下對APC氫燃料發(fā)動機的影響，如圖10所示。

圖10 不同進氣模式對氬氣循環(huán)氫氣機的影響

由圖10可知，在這一轉速下，進氣增壓工況穩(wěn)定工作的最高當量比明顯較自然吸氣工況小，僅為0.274，而自然吸氣工況下穩(wěn)定工作的最高當量比為0.465。在相同當量比條件下，進氣增壓能夠顯著提高APC 氫燃料發(fā)動機的做功能力，并在工作范圍內(nèi)獲得了更高的最高ITE 61.15%，超過自然吸氣工況的最高ITE 53.99%。而在當量比超過0.25 時，進氣增壓工況的KI 超過爆震閾值，同時進氣增壓工況的KI和KR均明顯高于自然吸氣工況。因此，對于當量比較高的進氣增壓工況，使用噴水抑制爆震是十分必要的。

本文嘗試在1 000 r/min轉速、不同進氣模式和不同負荷下聯(lián)合優(yōu)化點火策略、噴射策略和噴水策略，從而在各當量比下獲得更高的做功能力和熱效率，由于2種進氣模式均在當量比較高時發(fā)生爆震，噴水工況主要圍繞不同進氣模式的高當量比進行，如圖11所示。

圖11 轉速1 000 r/min時噴水在不同當量比下對ITE和IMEP的影響

在熱效率方面，在轉速為1 000 r/min的自然吸氣工況下，噴水后獲得的最高ITE 為53.30%，而不噴水時則獲得了最高53.99%的ITE，噴水后ITE 反而略有降低。而在1 000 r/min進氣增壓工況下，噴水后獲得了最高的ITE 為62.41%，不噴水時則獲得了最高61.15%的ITE。這表明進氣道噴水對進氣增壓的爆震抑制效果較好，并顯著提升了熱效率，進氣道噴水在進氣增壓工況下的表現(xiàn)優(yōu)于自然吸氣工況下的表現(xiàn)。

在動力邊界方面，對于自然吸氣工況，噴水后未出現(xiàn)明顯的IMEP提升。而對比1 000 r/min的進氣增壓不噴水和噴水工況可知，在不噴水時，其最高IMEP 為0.98 MPa，通過聯(lián)合優(yōu)化點火策略、噴射策略和噴水策略，獲得了最高1.10 MPa的IMEP，提升了12.24%。

綜上所述，進氣道噴水對APC 氫燃料發(fā)動機的熱效率影響可分為2個方面：其正面影響在于抑制了原始工況中的爆震，優(yōu)化了燃燒特性，降低了傳熱損失；負面影響在于降低了混合氣的比熱容比，從而使熱力學循環(huán)效率下降。在不同工況下，正面影響和負面影響的權重不同，只有正面影響的權重高于負面影響時，進氣道噴水才能最終實現(xiàn)APC氫燃料發(fā)動機的熱效率提升。例如，1 000 r/min 自然吸氣不噴水工況在當量比0.168 時獲得了最高ITE 53.99%，而噴水工況在當量比0.339 時獲得了最高ITE 53.30%，說明此時噴水的負面影響強于正面影響；1 000 r/min 進氣增壓不噴水工況在當量比0.204 時獲得了最高ITE 61.15%，而噴水工況在當量比0.268 時獲得了最高ITE 62.41%，此時獲得了最高ITEg為58.62%，說明此時噴水的正面影響強于負面影響?？梢?，在APC氫燃料發(fā)動機中，進氣道噴水策略與進氣增壓更加契合，其抑制爆震的特性恰好彌補了進氣增壓帶來的更高的爆震傾向，最終獲得了更高的ITE。

4 結束語

本文基于仿真和試驗分析了進氣道噴水對APC 氫燃料發(fā)動機的爆震抑制和動力以及熱效率邊界的拓展效果，獲得了以下結論：

a.從熱力學仿真的角度，進氣道噴水會降低APC氫燃料發(fā)動機缸內(nèi)的溫度、壓力和比熱容比，具有抑制爆震的潛力。進氣道噴水能夠降低發(fā)動機的傳熱損失，提升排氣損失。在大負荷和進氣增壓工況下，只需要較低的水氫比即可抑制爆震。

b.試驗結果表明，進氣道噴水能夠推遲APC 氫燃料發(fā)動機的CA50，降低燃燒速度，并實現(xiàn)爆震的抑制和發(fā)動機穩(wěn)定性的提升。當原始工況的KI超過0.22 MPa時，增大水氫比能夠通過抑制爆震實現(xiàn)熱效率的提升；當原始工況的KI 低于0.22 MPa 時，增大水氫比則會由于熱力學損失增加而降低APC 氫燃料發(fā)動機的熱效率。

c.在進氣增壓工況中，進氣道噴水的優(yōu)化效果優(yōu)于自然吸氣工況。本文通過進氣道噴水與進氣增壓技術相結合，在APC 氫燃料發(fā)動機上獲得了62.41%的ITE（ITEg 58.62%）。

d.在不噴水時，1 000 r/min 進氣增壓工況的最高IMEP為0.98 MPa，本文通過聯(lián)合優(yōu)化點火策略、噴射策略和噴水策略，將IMEP提高至1.10 MPa，動力上邊界拓寬了12.24%。