稀燃模式下直噴氫氣發(fā)動機性能試驗

摘要：為研究氫氣直噴發(fā)動機在稀薄燃燒下的燃油經(jīng)濟性、環(huán)保性和動力性，進行不同混合氣濃度和不同負荷下的氫氣直噴發(fā)動機燃燒特性研究。結(jié)果顯示稀薄燃燒可以降低燃燒率和缸內(nèi)壓力升高率，并通過提高工質(zhì)多變系數(shù)降低傳熱損失，從而顯著提高熱效率?；旌蠚庾兿鹧?zhèn)鞑サ挠绊戄^大，負荷對燃燒持續(xù)期的影響較小。過量空氣系數(shù)λ在1.1～1.6范圍時，NOX排放最高，但加濃和稀釋混合氣均可降低排放。負荷增加也會顯著增加NOX排放。在小負荷下（平均有效制動壓力BMEP=0.2 MPa），當(dāng)λ>1.8時，NOX排放低于10-5；而在負荷較大（BMEP=1.2 MPa）時，即使λ=2.0，NOX排放仍超過0.002。

關(guān)鍵詞：氫氣直噴發(fā)動機；稀薄燃燒；燃燒特性；混合氣稀釋；NOX排放

中圖分類號：TK421+.5 文獻標(biāo)識碼：A 文章編號：2095?5553 （2024） 11?0125?06

Performance experiment of direct injection hydrogen engine under lean combustion mode

Wang Lei1， Li Haiyu2， Luan Kuo3， Zhao Niu3， Chen Guangyuan4

（1. School of Automotive Engineering， Weifang Vocational College， Weifang， 262737， China; 2. School of Mechanical and Electrical Engineering， Weifang Vocational College， Weifang， 262737， China; 3. School of Mechanical Engineering， Wanjiang University of Technology， Ma'anshan， 243031， China; 4. Electric Control Technology Research Institute， Shengrui Transmission Co.， Ltd.， Weifang， 261000， China）

Abstract： In order to investigate the fuel economy， environmental impact and power performance of hydrogen direct injection engine under lean combustion， a study on the combustion characteristics of hydrogen direct injection engines under different mixture concentration and different load was conducted.The results revealed that lean combustion could reduce the combustion rate and the rate of cylinder pressure rise， while improving thermal efficiency by reducing heat transfer losses through an increased working fluid specific heat ratio. The influence of mixture dilution on flame propagation was significant， whereas the impact of load on combustion duration was relatively minor. The highest NOX emissions were observed within the excess air ratio λ range of 1.1-1.6， but both mixture enrichment and dilution were effective in reducing emissions. Increasing the load also resulted in a significant increase in NOX emissions. At low loads （the mean effective brake pressure （BMEP） is 0.2 MPa）， NOX emissions remained below 10-5 when λ exceeded 1.8. However， at higher loads （BMEP=1.2 MPa）， even at λ=2.0， NOX emissions still exceeded 0.002.

Keywords： hydrogen direct injection engine; lean combustion; combustion characteristics; mixture dilution; NOX emissions

0 引言

當(dāng)今農(nóng)業(yè)機械發(fā)動機的發(fā)展與汽車工業(yè)一樣均面臨著能源與環(huán)保的雙重挑戰(zhàn)。美國環(huán)境保護局（EPA標(biāo)準(zhǔn)）、歐洲排放標(biāo)準(zhǔn)（Euro標(biāo)準(zhǔn)）、中國非道路移動機械排放標(biāo)準(zhǔn)等均頒布了包括農(nóng)業(yè)機械在內(nèi)的非道路柴油發(fā)動機的排放標(biāo)準(zhǔn)，對顆粒物（PM）、氮氧化物（NOX）和一氧化碳（CO）進行了嚴(yán)格的控制。因此，農(nóng)用車輛發(fā)動機排放研究得到了廣泛關(guān)注[1?3]。隨著國家“雙碳戰(zhàn)略”目標(biāo)的提出，超高熱效率的“零碳”排放發(fā)動機正成為行業(yè)的研發(fā)焦點[4?7]。氫氣的低熱值大、層流火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤?、辛烷值高、燃燒產(chǎn)物無污染；且農(nóng)用車輛空間富裕，燃料儲存器容易布置。因此，氫氣是一種理想的點燃式農(nóng)業(yè)車輛發(fā)動機氣體燃料[8?10]，且更易于農(nóng)用車輛發(fā)動機應(yīng)用。

近年來，隨著一系列先進發(fā)動機技術(shù)的應(yīng)用以及氫能基礎(chǔ)設(shè)施的日益完善，氫燃料發(fā)動機由于其良好的環(huán)保特性、碳中和潛力，又回到了研究者的視野。Hamada等[11]研究了混合氣分布對氫氣發(fā)動機燃燒特性的影響規(guī)律，表明由于氫氣層流火焰速度高，因此燃燒速度快，混合氣的分布不均容易引起不正常燃燒，而推遲點火是消除爆震、早燃的主要手段；Xu[12]、Kosmadakis[13]等針對氫氣發(fā)動機燃燒溫度高、NOX排放大等問題提出了缸內(nèi)噴水的策略，有效降低了缸內(nèi)燃燒最高爆發(fā)壓力，實現(xiàn)了熱效率增加和NOX排放降低55.4%的效果；日本的Kimitaka[14]對氫氣直噴發(fā)動機的產(chǎn)業(yè)化進行了相關(guān)研究和分析；此外，Ye[15]、Bao[16]、Pal[17]、Hamada[18]等對氫氣發(fā)動機的混合氣形成與爆震的關(guān)聯(lián)影響、缸內(nèi)多變指數(shù)及傳熱特性對燃燒過程的影響進行研究，得出了混合氣形成不均將導(dǎo)致爆震加劇及NOX排放增加的趨勢性規(guī)律。國內(nèi)，紀(jì)常偉[19]、王長園[20]、劉興華[21]等研究了不同過量空氣系數(shù)下氫氣發(fā)動機的冷起動及排放影響規(guī)律、缸內(nèi)氫氣混合氣分布、回火現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)氫濃度分布對燃燒特性有較大影響，殘余廢氣是引發(fā)回火的主要原因。包凌志等[22]做了直噴氫內(nèi)燃機NOX排放的試驗，結(jié)果表明在犧牲少量熱效率和燃燒穩(wěn)定性的前提下實現(xiàn)了NOX的近零排放。

基于上述研究，本文針對一款進氣道噴射汽油機的原型機進行直噴氫氣發(fā)動機改造，通過試驗研究氫氣直噴發(fā)動機在燃油經(jīng)濟性、環(huán)保性和動力性等方面隨過量空氣系數(shù)λ和負荷的變化規(guī)律，為農(nóng)業(yè)機械氫氣直噴發(fā)動機的開發(fā)提供工程指導(dǎo)和理論支持。

1 試驗對象及試驗系統(tǒng)

1.1 試驗對象

針對一款1.5 L廢氣渦輪增壓進氣中冷四缸汽油機，進行直噴噴氫系統(tǒng)的改裝，主要結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。該發(fā)動機采用氣道噴射，進氣歧管與中冷器集成設(shè)計，采用缸蓋集成排氣歧管與連續(xù)可變正時系統(tǒng)，增壓器帶電控執(zhí)行器放氣閥。氫氣直噴系統(tǒng)主要設(shè)計工作如下：對原機缸蓋進行噴氫器安裝孔加工，安裝外開式氫噴嘴，如圖1所示。設(shè)計氫軌及供氫系統(tǒng)，優(yōu)化火花塞熱值，并重新設(shè)計進氣歧管總成。

氫氣噴射控制架構(gòu)主要由發(fā)動機原ECU、信號控制器、氫噴嘴執(zhí)行器和CAN總線等組成，如圖2所示，其中信號發(fā)生器復(fù)制發(fā)動機原ECU的凸輪軸位置信號、曲軸位置信號與噴射相位等信息，通過CAN總線傳輸給信號控制器解析出氫氣噴射時刻、噴射脈寬等控制信號，然后由CAN總線傳輸至氫噴嘴執(zhí)行器實現(xiàn)氫氣噴射控制。試驗工況范圍內(nèi)噴氫壓力為1.5 MPa。為了防止回火，噴氫始點最早為著火上止點前（BTDC，Before Top Dead Center）200°曲軸轉(zhuǎn)角（CA，Crankshaft Angle），而最遲為著火130°CA BTDC以實現(xiàn)氫氣與空氣的充分混合，噴氫脈寬在0.7～4 ms范圍。

1.2 試驗系統(tǒng)

圖3為氫氣發(fā)動機測控臺架，該臺架所用測功機為AVL APA 220 kW電渦流測功機，為保證油耗數(shù)據(jù)精確性，采用AVL 735S測量發(fā)動機燃油消耗量，配有AVL 753S機油溫控儀，有效避免燃油溫度波動對燃燒過程的影響。缸壓曲線通過火花塞式缸壓傳感器kistler 6052U20測得，缸壓曲線采集及燃燒數(shù)據(jù)計算使用AVL Indicom 621燃燒分析儀，轉(zhuǎn)角信號由AVL 365C曲軸信號解碼器輸出，利用AVL Indicom系統(tǒng)對燃燒過程示功圖進行數(shù)據(jù)記錄和保存。為實時監(jiān)控氫發(fā)動機NOX排放特性，使用HORIBA MEXA-7100氣體排放物分析儀對發(fā)動機廢氣排放量進行采集和分析。其中氫發(fā)動機NOX的測量采用化學(xué)發(fā)光法，根據(jù)化學(xué)發(fā)光強度或發(fā)光總量來確定物質(zhì)組分含量。

為研究氫氣發(fā)動機的經(jīng)濟性和排放特性，在不同運行工況，采用不同過量空氣系數(shù)λ的燃燒模式，進行氫氣發(fā)動機的熱效率、燃燒特性以及NOX排放試驗。試驗過程中，燃燒循環(huán)變動率CoV控制在5%以內(nèi)，進氣恒溫系統(tǒng)控制進氣溫度35 ℃±2 ℃，冷卻水溫度保持85 ℃±2 ℃，機油溫度控制在90 ℃±5 ℃，環(huán)境溫度為24.85 ℃，壓力為0.1 MPa，相對濕度為40%左右。計算氫氣發(fā)動機的有效熱效率BTE，氫氣的熱值以144 MJ/kg計。通過監(jiān)測由爆震引起的振動，可以判別發(fā)動機是否存在爆震現(xiàn)象。為此，在發(fā)動機缸體上安裝了一種被稱為爆震傳感器（KS，Knock Sensor），又稱為加速度傳感器的裝置。爆震產(chǎn)生的壓力波將作用于氣缸壁上，從而使缸體振動。這種振動會傳遞到KS上，KS能夠檢測到這種振動。為了判斷是否發(fā)生了爆震，可以通過從KS信號中提取值，并將其與發(fā)動機轉(zhuǎn)速除以2 000時的整數(shù)倍進行比較。如果提取的值與該整數(shù)倍相符，即存在高次諧波共振的情況，那么可以判定為發(fā)動機發(fā)生了爆震。根據(jù)試驗研究，發(fā)動機點火提前角標(biāo)定在3°CA BTDC附近，以實現(xiàn)最佳BTE。此外，為了研究分析氫氣發(fā)動機的燃燒特性，MFB50（Mass Fraction Burning，MFB）定義為缸內(nèi)燃料燃燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)達到50%時所對應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角，也稱燃燒相位，MFB10-90定義為缸內(nèi)燃料燃燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)從10%到達90%的曲軸旋轉(zhuǎn)的角度，也稱燃燒持續(xù)期，IGN-MFB10定義為從點火到缸內(nèi)燃料燃燒質(zhì)量分?jǐn)?shù)達到10%時曲軸旋轉(zhuǎn)的角度，也稱為滯燃期。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 λ對燃燒性能的影響

為了研究λ對不同負荷下氫發(fā)動機的燃燒影響，在發(fā)動機轉(zhuǎn)速為2 000 r/min和平均有效壓力BMEP分別為0.2 MPa和0.8 MPa時，進行了不同負荷下氫氣發(fā)動機的燃燒特性對比研究，如圖4、圖5所示。

由圖4可見，不論大負荷還是小負荷，λ對缸壓和放熱率都有明顯的影響。相比于λ=1的工況，λ增加到2時，由于進氣量增加，所以壓縮沖程的氣缸壓力增大，最大爆發(fā)壓力略大于λ=1的工況，同時由于混合氣變稀，燃燒速率降低，最大放熱率降低到λ為1的50%左右。另外，如圖5所示，相應(yīng)的氣缸壓力升高率也明顯下降。而且在相同λ下，隨著負荷從0.2 MPa增加到0.8 MPa，氣缸壓力和瞬時放熱率也顯著增加，同時壓力升高率最大值接近0.8 MPa，即使λ=2時，壓力升高率最大值也接近0.4 MPa。因此氫內(nèi)燃機大負荷下由于燃燒速率較快引起燃燒噪聲和零部件的強度等問題都需要引起注意。

圖6為不同負荷下滯燃期、燃燒持續(xù)期和有效熱效率隨λ的變化規(guī)律。從圖6（a）可以看出，隨著λ增加，滯燃期和燃燒持續(xù)期均隨之增加，尤其是當(dāng)平均有效壓力BMEP為0.2 MPa時，隨著λ從0.9增加到3.7，滯燃期從5.8°CA增加到15°CA，燃燒持續(xù)期從5.8°CA增加到21.6°CA，這意味著燃燒速率對混合氣濃度極其敏感，因此對于稀薄燃燒合理優(yōu)化燃燒系統(tǒng)來加快燃燒速率很重要。另外可以注意到，當(dāng)λ<1.5時，滯燃期與燃燒持續(xù)期接近，而隨著λ的增加，燃燒持續(xù)期逐漸大于滯燃期，這說明混合氣變稀對火焰?zhèn)鞑サ挠绊懘笥趯鸷诵纬膳c發(fā)展的影響。大負荷的滯燃期和燃燒持續(xù)期均略小于小負荷，主要是因為大負荷的氣缸內(nèi)溫度和壓力都要大于小負荷，更有利于火核的形成和火焰的傳播。但是整體差距不大，這也說明負荷對氫氣的火焰?zhèn)鞑ニ俣扔绊戄^小。從圖6（b）可以看出，隨著λ的增加，有效熱效率顯著增加，對于小負荷，λ從0.9增加到3.7，有效熱效率從19.0%增加到近30.0%；對于大負荷，λ從0.8增加到3.0，有效熱效率31.3%增加到40.0%以上。這是因為稀薄燃燒提升了缸內(nèi)工質(zhì)多變指數(shù)增加熱效率，同時稀薄燃燒降低了燃燒溫度、減少了傳熱損失，從而提升熱效率。可見，稀薄燃燒是提高熱效率的有效率途徑之一。

如圖7所示，隨著λ增加，循環(huán)變動系數(shù)CoV逐漸增大，尤其是對于小負荷（0.2 MPa），CoV增加更為明顯，當(dāng)λ超過3以后，CoV接近3%，而對于大負荷（0.8 MPa），CoV隨λ增加變化不明顯，λ在3以內(nèi)時，CoV不超過1%。如果按照工程中可接受范圍為5%，λ在3.5以內(nèi)大、小負荷的燃燒穩(wěn)定性都是可接受的。因此對于氫內(nèi)燃機，最大化利用稀燃優(yōu)勢，來實現(xiàn)更高的熱效率和更低的NOX排放。

圖8是不同負荷下NOX排放隨λ的變化規(guī)律，從圖8可以看出，隨著λ的增加，NOX排放先增加后降低，λ在1.0～1.6時，NOX排放較大。對于小負荷，λ增加到1.8后，NOX排放降低到10-5以下，而當(dāng)λ增加到2.8后，NOX排放接近0。對于大負荷，當(dāng)λ達到3時，NOX降低到5×10-4以內(nèi)。因此氫內(nèi)燃機在工作時應(yīng)該避開1.0～1.6濃度區(qū)域，小負荷時，盡量工作在λ大于1.8以上的濃度區(qū)域。大負荷時，雖然增加λ可以顯著降低NOX，但是難以降低到10-5以內(nèi)，仍需要增加后處理來進一步降低。此外可以看出負荷為0.8 MPa的NOX排放明顯大于0.2 MPa的，說明負荷增加也會導(dǎo)致NOX排放的顯著增加，而且大負荷NOX峰值出現(xiàn)的λ要大于小負荷的峰值對應(yīng)λ。NOX污染物的生成條件為高溫、富氧和高溫持續(xù)時間，當(dāng)λ在1.0～1.6之間時，此時缸內(nèi)燃燒溫度高，氧氛圍充足，NOX排放出現(xiàn)峰值，而λ>2后，盡管氧濃度較高，但是缸內(nèi)燃燒溫度顯著下降，因此NOX也大幅降低。在相同混合氣濃度時，由于負荷增加導(dǎo)致缸內(nèi)燃燒溫度增加，因此也會導(dǎo)致NOX大幅增加。

2.2 不同負荷下氫內(nèi)燃機的燃燒特性

為了揭示在不同混合氣濃度下氫內(nèi)燃機不同負荷下的燃燒特性，在2 500 r/min，BMEP在0.2～1.2 MPa內(nèi)，λ分別為1.0、1.5、2.0開展試驗研究，試驗結(jié)果如圖9所示。

從圖9（a）可以看出，BMEP在1.2 MPa內(nèi)，隨著負荷增加，熱效率隨之增加，并沒有達到熱效率的拐點，在BMEP為1.2 MPa，λ為2.0時，有效熱效率超過40%。從圖9（b）可以看出，燃燒在不同負荷下的燃燒持續(xù)期接近，波動不超過2°CA，尤其是對于λ<1.4的工況，波動不超過1°CA，但是當(dāng)λ達到2.0時，在低負荷燃燒速率明顯慢于中高負荷。意味著，對于較小的λ，氫氣燃燒速率對負荷的敏感性較低，而隨著λ增加，燃燒速率對負荷逐漸敏感。相較于負荷，氫氣燃燒速率對λ更敏感，隨著λ增加，燃燒持續(xù)期明顯增加。另外，如圖9（c）所示，隨著負荷增加，NOX增加明顯，最高超過0.007。即使λ增加到2.0時，NOX排放限制下降，但是對于BMEP為1.2 MPa的工況，NOX仍然超過0.002，因此大負荷下氫內(nèi)燃機的NOX排放是氫內(nèi)燃機需要解決的一個問題。

3 結(jié)論

在一款進氣道噴射汽油機的基礎(chǔ)上改造成直噴氫氣發(fā)動機，研究氫發(fā)動機在中低轉(zhuǎn)速（2 000 r/min）時，低負荷（BMEP=0.2 MPa）和高負荷（BMEP=0.8 MPa）下氫發(fā)動機在不同混合氣濃度下的燃燒特性，同時針對常用混合氣濃度（過量空氣系數(shù)λ=1.0、1.5、2.0）下，研究負荷對氫發(fā)動機燃燒性能的影響，獲得氫發(fā)動機的有效熱效率、燃燒持續(xù)期和NOX排放等關(guān)鍵指標(biāo)的變化規(guī)律。

1） 相同負荷下，增加λ使放熱率從和壓力升高率顯著下降，但是對于BMEP為0.8 MPa的工況，λ為2.0時，最大壓力升高率依然接近0.4 MPa/deg。由于進氣量增加，節(jié)流損失降低，所以最大氣缸壓力略有增加。

2） 燃燒速率對混合氣濃度較敏感，燃燒持續(xù)期和滯燃期隨λ增加顯著增加。當(dāng)λ<1.5時，滯燃期與燃燒持續(xù)期接近，而隨著λ的增加，燃燒持續(xù)期逐漸大于滯燃期，說明混合氣變稀對火焰?zhèn)鞑サ挠绊懘笥趯鸷诵纬膳c發(fā)展的影響。相較于λ，負荷對燃燒持續(xù)期的影響較小，尤其是λ在1.5以下。另外，λ增加可以顯著提高有效熱效率，主要是因為缸內(nèi)工質(zhì)多變指數(shù)增加和燃燒溫度降低。雖然燃燒循環(huán)變動率CoV也會隨之增加，尤其是對于小負荷（BMEP=0.2 MPa），但是λ在3.5以內(nèi)，CoV也能控制在3%以內(nèi)，滿足工程要求。

3） 負荷和λ對氫氣發(fā)動機NOX排放量都有較大影響。NOX排放隨著λ增加呈先增加后降低的趨勢，峰值排放量均出現(xiàn)在λ在1.1～1.6左右時，高負荷的NOX峰值出現(xiàn)的λ偏大，且負荷越高，峰值排放量越大。雖然通過增大λ，可以有效降低NOX排放，但是在BMEP=1.2 MPa，λ=2.0時，NOX排放依然超過0.002；但是在小負荷（BMEP=0.2 MPa）時，當(dāng)λ>1.8后，NOX排放低于10-5。

參 考 文 獻

[ 1 ] 李宇航， 莊繼暉， 陳振斌. 數(shù)據(jù)驅(qū)動下農(nóng)用車輛柴油機NOX排放預(yù)測模型[J]. 中國農(nóng)機化學(xué)報， 2023， 44（4）： 128-136.

Li Yuhang， Zhuang Jihui， Chen Zhenbin. Data?driven NOX emission prediction model for diesel engines in agricultural vehicles [J]. Journal of Chinese Agricultural Mechanization， 2023， 44（4）： 128-136.

[ 2 ] 張美娟， 李游， 吳旭東， 等. 柴油機燃用F-T柴油/生物柴油混合燃料的燃燒及排放特性[J]. 中國農(nóng)機化學(xué)報， 2022， 43（9）： 109-115.

Zhang Meijuan， Li You， Wu Xudong， et al. Combustion and emission characteristics of diesel engine fueled with F-T diesel/biodiesel blends [J]. Journal of Chinese Agricultural Mechanization， 2022， 43（9）： 109-115.

[ 3 ] 徐萌， 王俊， 文奕鈞， 等. 小型農(nóng)用柴油機油耗和排放的多目標(biāo)優(yōu)化[J]. 中國農(nóng)機化學(xué)報， 2022， 43（2）： 112-120.

Xu Meng， Wang Jun， Wen Yijun， et al. Multi?objective optimization of fuel consumption and emissions of a small agricultural diesel engine [J]. Journal of Chinese Agricultural Mechanization， 2022， 43（2）： 112-120.

[ 4 ] Bao Lingzhi， Sun Baigang， Luo Qinghe. Optimal control strategy of the turbocharged direct?injection hydrogen engine to achieve near?zero emissions with large power and high brake thermal efficiency [J]. Fuel， 2022， 325： 124913.

[ 5 ] Rafig B， Arne A， Albert?Serra D， et al. Computational optimization of a hydrogen direct?injection compression?ignition engine for jet mixing dominated nonpremixed combustion [J]. International Journal of Engine Research， 2022， 23（5）： 754-768.

[ 6 ] Xu Puyan， Ji Changwei， Wang Shuofeng， et al. Effects of direct water injection on engine performance in a hydrogen （H2）-fueled engine at varied amounts of injected water and water injection timing [J]. International Journal of Hydrogen Energy， 2022， 45（24）： 13523-13534.

[ 7 ] 莊遠， 朱國冬， 滕勤， 等. 汽油氫氣缸內(nèi)雙噴射發(fā)動機控制試驗研究[J]. 合肥工業(yè)大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2021， 44（2）： 170-174.

[ 8 ] Liang Xingyu， Wang Yuesen， Yu Chen， et al. Advances in emission regulations and emission control technologies for internal combustion engines [J]. SAE International Journal of Sustainable Transportation， Energy， Environment， & Policy， 2021， 2（2）： 101-119.

[ 9 ] Park C， Kim Y， Oh S， et al. Effect of fuel injection timing and injection pressure on performance in a hydrogen direct injection engine [J]. International Journal of Hydrogen Energy， 2022， 47（50）： 21552-21564.

[10] 楊敬江， 黃昭明， 沈國清， 等. 直噴氫氣發(fā)動機近零排放的試驗研究[J]. 車用發(fā)動機， 2022（4）： 22-28.

[11] Hamada K I， Rahman M M， Abdullah M A， et al. Effect of mixture strength and injection timing on combustion characteristics of a direct injection hydrogen?fueled engine [J]. International Journal of Hydrogen Energy， 2013， 38（9）： 3793-3801.

[12] Xu Y， Ji W， Wang F， et al. Effects of direct water injection on engine performance in engine fueled with hydrogen at varied excess air ratios and spark timing [J]. Fuel， 2020， 269： 117209.

[13] Kosmadakis M， Pariotis G， Rakopoulos D， et al. Hear transfer and crevice flow in a hydrogen?fueled spark?ignition engine： Effect on the engine performance and NO exhaust emissions [J]. Hydrogen Energy， 2013， 38： 7477-7489.

[14] Kimitaka. Hydrogen Fueled ICE， successfully overcoming challenges through high pressure direct injection technologies： 40 years of japanese hydrogen ice research and development [J]. SAE Technical Paper， 2018， 2018-01-1145.

[15] Ye X， Gao Z， Li Y， et al. Numerical study of the effect of injection timing on the knock combustion in a direct?injection hydrogen engine [J]. International Journal of Hydrogen Energy， 2020， 45： 27904-27919.

[16] Bao L Z， Sun B G， Luo Q H， et al. Experimental study of the polytropic index of the compression stroke for a direct injection hydrogen engine [J]. Hydrogen Energy， 2020， 45： 28196-28203.

[17] Pal A， Agarwal K. Comparative study of laser ignition and conventional electrical spark ignition systems in a hydrogen fueled engine [J]. Hydrogen Energy， 2015， 40： 2386-2395.

[18] Hamada K I， Rahman M M， Aziz A R A. Parametric study of instantaneous heat transfer based on multidimensional model in direct?injection hydrogen?fueled engine [J]. International Journal of Hydrogen Energy， 2013， 38（28）： 12465-12480.

[19] 紀(jì)常偉， 白曉鑫， 汪碩峰， 等. 過量空氣系數(shù)對氫內(nèi)燃機冷起動燃燒及排放的影響[J]. 工程熱物理學(xué)報， 2020， 41（8）： 2077-2083.

[20] 王長園， 劉福水. 直噴式氫內(nèi)燃機缸內(nèi)混合氣分布及點火位置[J]. 內(nèi)燃機學(xué)報， 2010， 28（6）： 519-524.

[21] 劉興華， 梁虹， 劉福水， 等. 進氣道噴射式氫發(fā)動機回火研究[J]. 汽車工程， 2014， 36（6）： 653-656.

[22] 包凌志， 孫柏剛， 汪熙. 直噴氫內(nèi)燃機實現(xiàn)NOX近零排放的試驗研究[J]. 汽車安全與節(jié)能學(xué)報， 2021， 12（2）： 257-264.