富氧燃燒對PFI氫內燃機性能的影響

付洪宇，柴華，孫柏剛，包凌志

(1.北京理工大學機械與車輛學院，北京 100081；2.中國北方發動機研究所(天津)，天津 300400)

隨著化石能源的日益減少，發展替代能源成為必然的選擇。氫能是一種極具發展潛力的可再生能源，其分子中不含有碳元素，故反應后不會產生溫室氣體CO2和含碳污染物如HC和CO[1-2]。而且氫能易存儲，這一點不同于太陽能、潮汐能、風能等可再生能源，可以將其他能源轉化為氫能儲存起來。

氫能的利用方式主要有燃料電池和氫內燃機兩種。我國每年工業副產氫的量在1 000億m3以上，這部分氫氣純度達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燃機。而且燃料電池系統能量密度低，低溫下有結冰問題，在某些極端環境(如臨近空間甚至太空)的表現遠不如氫內燃機。因此，研究氫內燃機是十分必要的。

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]。但是采用進氣道噴射策略的氫內燃機功率約為原汽油機的80%左右，這是因為氣態燃料占用了氣缸體積使得吸入的新鮮空氣量減少[5]。國內外學者為改善氫內燃機的動力性和經濟性做了很多研究。Boretti等[6]采用氫氣低溫噴射和進氣增壓的方式緩解進氣道噴射氫氣導致進氣量減少的問題。在過量空氣系數為2.32的情況下，該發動機的功率可以達到80 kW，扭矩可以達到150 N·m。運行在過量空氣系數為2.32～3.57的條件下，絕大多數工況熱效率都能達到35%以上。Verhelst等[7]通過增壓的方式提高發動機的進氣量，選取NOx排放100×10-6為限制條件，進氣增壓0.1 MPa時，相對于自然吸氣狀態，發動機扭矩可以提高80%，但還是略低于汽油機的扭矩。在此基礎上增加EGR和三元催化器后，發動機可以運行在化學當量比工況。假設三元催化器轉化效率為95%，發動機能達到的最大功率相較于汽油機可以提高30%。為了進一步增加進氣量和防止異常燃燒現象，比如回火和早燃，學者們提出了缸內直噴氫內燃機的概念。Matthias等[8]在一臺單缸發動機上進行了試驗，同時采用進氣增壓以保證不同負荷(IMEP)下的過量空氣系數為3.3。試驗表明，當采用進氣門關閉后立即噴射的策略時，80%的工況熱效率都能達到35%，最高熱效率為43%。適當推遲噴射開始時刻，還能進一步提高熱效率，最高熱效率達到45%。通過改變噴油器的結構，將5孔噴油器變為4孔，可以促進混合氣分層，進一步降低NOx排放。

富氧燃燒技術大規模應用于資源和能源依賴型行業[9]。國內外很多學者針對富氧燃燒在內燃機中的應用開展研究。研究發現富氧燃燒能夠降低PM,HC,CO排放，提高發動機輸出功率，但會使NOx排放顯著增加[10-12]。對于汽油機，富氧進氣還可以減輕循環變動，提高燃燒穩定性[13]。

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

1 試驗設備及方法

1.1 試驗設備

試驗采用鈴木UA125T-A單缸摩托車發動機作為研究機型，基本參數見表 1。試驗采用Motohawk ECM-0554-112-0904-C/F電控單元，單點電控噴射，風冷，開環空燃比控制。

表1 發動機基本參數

測功系統為湘儀FC2012W發動機測控系統，配合湘儀GW10電渦流測功機。NOx和排氣氧濃度測量采用HORIBA MEXA-720便攜式NOx-A/F分析儀。缸內壓力傳感器為Kistler火花塞式壓力傳感器，配合海德漢角標儀和電荷放大器。燃燒數據分析采用Kistler2893A燃燒分析儀。

1.2 試驗方法

采用氣瓶供氣的方式，發動機直接吸入配置好的不同氧氮比例合成空氣。點火角采用最佳扭矩控制策略。在此對后續提到的當量比進行定義：針對某氧氣體積濃度的氧氮合成氣，氫氣燃燒所需理論質量與實際質量之比。比如在此定義下當量比同為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。氫空狀態指的是采用21%氧濃度合成空氣的氫發動機試驗。氫空狀態由于運轉穩定，試驗時當量比控制在0.7。進氣氧濃度增至30%、40%后，由于回火的限制無法實現0.7當量比穩定運轉，所以當量比為此工況下發動機不發生回火的極限當量比。

2 空氣試驗及仿真模型的建立

2.1 空氣試驗結果

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動機性能的影響。圖1和圖2分別為發動機外特性功率、氣體流量試驗結果。從圖中可以看出，發動機的功率、氣體流量隨轉速上升而上升，且斜率有增大的趨勢。原因是該發動機的標定轉速高達6 000 r/min，發動機配氣相位針對高轉速設計，進氣門遲閉角較大(51.5°)，低轉速時部分混合氣又被推回進氣管，導致試驗轉速范圍內發動機的充量系數隨轉速的增大而增大(見圖3)。

圖1 氫空外特性功率試驗結果

圖2 氫空外特性氣體流量試驗結果

圖3 充量系數隨轉速的變化

2.2 一維仿真模型的建立

根據試驗臺架實際的進氣管路，建立了發動機一維仿真模型(見圖4)。圖5示出發動機轉速為3 000 r/min時發動機缸內壓力對比。從圖中可以看出，仿真缸壓與實際缸壓基本一致。圖6示出外特性狀態下各轉速進氣流量的試驗與仿真結果對比，各轉速進氣量誤差均在5%以內。所以該模型符合發動機仿真的精度要求，可以用于其他工況的發動機性能預測。

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

由于發動機標定轉速高，選取運轉較穩定的4 000 r/min進行負荷特性分析。進氣氧濃度提高后，由于回火的限制只能采取降低當量比的控制策略，故此時30%、40%氧濃度的當量比為不發生回火的極限當量比。發動機運轉的當量比見圖7。高氧濃度時隨著負荷的增大，若繼續保持相同當量比增大噴氫量會出現回火，因此，減少噴氫量，調低當量比。30%進氣氧濃度時發動機穩定運轉的當量比只能維持在0.6以下，40%氧濃度時在0.3～0.4之間。進氣氧濃度升高后發動機易回火的主要原因有以下兩點：一是高氧濃度和此時更大的噴氫量提高了混合氣的反應活性，使得混合氣更易被點燃；二是每循環缸內燃燒的氫氣量增加，導致缸體溫度和排氣溫度升高，混合氣進入氣缸時面臨的環境更加惡劣，易發生回火。

圖7 不同進氣氧濃度下當量比情況

30%氧氣濃度時，盡管當量比低于氫空狀態，但是由于氫氣流量大(見圖8)，導致功率較氫空狀態平均提高了12.83%(見圖9)。功率隨節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氣門較大，節氣門開度未達到100%時發動機已達到外特性。同時由于缸內氫氣濃度和氧氣濃度的增加，導致燃燒持續期平均縮短18%(見圖10)。節氣門開度10%時燃燒持續期短的原因是此時的當量比明顯大于其他開度時的當量比。

圖8 不同氧濃度下氫氣流量隨節氣門開度的變化

圖9 不同氧濃度下功率隨節氣門開度的變化

圖10 不同氧濃度下燃燒持續期隨節氣門開度的變化

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重。節氣門開度達到30%之后，氫氣噴射量比氫空狀態更低。這也直接導致了功率的下降。后續考慮通過優化發動機的配氣相位來抑制回火，從而實現高氧氣濃度下的穩定運轉。

由圖10可見，氧濃度增加后，燃料的燃燒持續期隨負荷呈現先增加后降低的趨勢。原因是在小負荷時發動機不易回火，所以允許采用更濃的混合氣，加快了燃燒速度；大負荷時雖然由于抑制回火調低了當量比，但是缸內氣體質量大，壓縮終了時缸內的溫度和壓力也更大，縮短了燃燒持續期。

4 仿真研究

在實際發動機試驗中由于回火的限制富氧進氣后無法實現0.7當量比穩定運轉，所以采用仿真的方法對該發動機在0.7當量比時的運轉狀態進行預測。所有仿真均為外特性(節氣門全開)狀態。

4.1 動力性分析

圖11、圖12、圖13分別示出發動機功率、空氣流量、氫氣流量的仿真結果。進氣氧濃度由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%。功率增大是由于進氣中的氧濃度增加，當量比相同的情況下進入發動機燃燒的氫氣量增加(見圖13)。但是功率增加的幅度遠小于進氣中氧濃度的增大幅度，主要原因有兩點：一是對于進氣道噴射的氣體發動機，氣態燃料噴射量的增大會使燃料占據的氣缸容積增大，從而減小吸入新鮮空氣的質量(見圖12)，氧濃度增至30%，進氣流量平均減少8%，氧濃度增至40%，進氣流量平均減少15.23%；二是由于傳熱損失和排氣熱損失的增加，導致發動機的熱效率有所下降。

圖11 功率隨轉速變化對比

圖12 空氣流量隨轉速變化對比

圖13 氫氣流量隨轉速變化對比

4.2 經濟性分析

圖14至圖17是有關發動機經濟性的部分參數仿真結果。從圖14可以看出，雖然增氧后燃燒持續期大幅縮短，但發動機的熱效率反而下降。進氣氧濃度增至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 熱效率隨轉速變化對比

圖15示出發動機傳熱損失占輸入總能量比例的仿真結果。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速升高均呈逐漸減小的趨勢。原因是隨著轉速增加，輸入發動機的燃料量幾乎成正比增加，雖然由于缸內氣體的溫度升高，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小于輸入總能量的增速，便使得該比例隨轉速增加逐漸減小。進氣氧濃度增加后，每循環缸內燃燒的氫氣量增加，導致缸內氣體的燃燒溫度升高，故各轉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，這是由于燃燒產物中水蒸氣的比例增大，導致燃燒產物的比熱容增大，在一定程度上抑制了燃燒溫度的進一步升高。

圖15 傳熱損失占總能量比例隨轉速變化對比

圖16示出發動機排氣溫度的仿真結果。從圖16中可以看出，排氣溫度隨著進氣氧濃度和轉速的增大而升高，排氣帶走的熱量也相應增多。進氣氧濃度增大，每循環燃燒的氫氣量增加，缸內燃燒溫度升高，從而導致排氣溫度升高。轉速增大，每循環的絕對時間減小，每循環缸內氣體向外傳熱量減少，導致排氣溫度升高。

圖16 排氣溫度隨轉速變化對比

對于預混點燃式氫氣內燃機來說，燃料不完全燃燒的量極少。故內燃機的熱平衡可用方程式表達如下：

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為轉變為指示功的熱量；Qw為傳熱損失的熱量；Qr為被排氣帶走的熱量[15]。

由此可以根據輸入發動機的燃料流量、燃料的低熱值、傳熱損失功率和發動機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，結果見圖17。進氣氧濃度為30%時，相較于氫空狀態該值變化不大，低轉速時該值還有所下降。這是因為進氣氧濃度為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僅提高0.34%，遠小于熱效率的降低量(1.8%)，結合圖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%，說明進氣氧濃度繼續增大，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速變化對比

5 結論

a)適當提高進氣氧濃度可以提高氫內燃機的功率，但對于進氣道噴射氫內燃機會加劇回火現象，因此需要采取降低當量比的控制策略；不改變配氣相位的情況下，40%氧濃度時極低的當量比會導致功率低于空氣狀態，后續研究考慮通過調節配氣相位實現更高當量比穩定運轉；

b)對于進氣道噴射氫內燃機，進氣中氧濃度的增大幅度遠大于功率提高的幅度；

c)發動機熱效率隨進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，氧濃度進一步增大，排氣損失對熱效率的影響增大。