預混合氫氣對柴油機爆震燃燒的影響

胡建功，王欲進，江冰，高瑞娟

(太原學院機械工程系，山西 太原 030032)

交通運輸的替代燃料包括乙醇、甲烷、壓縮天然氣、液化石油氣和氫氣。在這些燃料中，氫氣是唯一的無炭燃料，因此被認為是與柴油混合以滿足發動機所需特性的最佳選擇之一[1-4]。氫氣可以通過化石燃料、光催化生物質及電解水技術制取，氫也是宇宙中存儲量最豐富的元素之一，氫氣具有擴散系數大、著火界限寬、火焰傳播速度快等特點[5-7]。爆震燃燒是限制氫氣-柴油預混壓燃發動機性能的重要因素之一；柴油機爆震的產生與燃氣的組成、環境條件、工況等有關[8]，雖然氫氣是理想的替代燃料，但柴油機預混氫氣帶來回火、早燃、爆震和排放等問題，以上這些都限制了替代燃料技術在柴油機上的應用及商業化進程。研究發現：當發生輕微爆震時，燃燒過程更接近定容燃燒，發動機的功率和熱效率均有所提高[9]。而強烈的爆震會引起一系列的問題，如發動機過熱、零件應力增加、輸出功率降低及排放水平惡化等[10]。由于氫氣燃燒速率快，其在柴油機上應用時爆震尤為明顯[11]。文獻[12]研究表明，柴油機摻氫模式下發動機產生爆震的工況范圍優于純柴油模式。文獻[13]研究表明，柴油機預混合氫氣時缸內壓力表現為高頻大幅度波動，利用時域缸壓檢測系統對缸壓信號進行高通濾波處理，以避免高頻壓力振蕩產生的誤差，提高發動機的可靠性，減少爆震現象的發生。文獻[14]報道了不同質量分數的氫氣對柴油機噴油正時的影響，通過噴油策略優化燃燒和排放，以避免爆震產生。

關于爆震極限時氫氣噴入柴油機的最大替代率以及排放尚未有人研究，本研究基于圖形編程軟件LabVIEW對發動機缸壓進行采集與分析，通過調節器控制氫氣質量流量，研究不同轉速和負荷下，預混合氫氣在爆震極限工況點對柴油機性能、燃燒及排放的影響。

1 試驗系統及方案

1.1 試驗系統

臺架試驗所用柴油機為WP7.270E40增壓中冷直噴發動機，該柴油機的主要性能參數見表1。試驗過程中對原機進行改裝，采用Cylmate壓力傳感器測量缸內壓力，傳感器安裝在6個氣缸內，與氣缸蓋內側平齊；由氫氣存儲罐供給氫氣，通過壓力調節器降低壓力后，氫氣通過熱交換器達到室溫；在增壓器和中冷器之間引入一套電動針閥裝置測量氫氣流量，目的是為了氫氣和空氣進行充分的混合。圖1示出臺架試驗系統結構。試驗采用FloScan 236C流量計測量柴油質量流量；采用Rosemount NGA2000發動機排放分析儀測量廢氣中NOx、CO、HC、CO2和O2的濃度：NOx和O2的濃度采用電化學方法測量，測量精度分別為1×10-6和0.01%；HC濃度測量采用氫火焰離子化檢測器，測量精度1×10-6；CO和CO2的體積分數采用不分光紅外線氣體分析儀，測量精度分別為0.01%和0.1%；采用AVL415SE煙度計測量廢氣的不透光度，測量精度為0.1%。

1—壓力調節器；2—節流閥；3—熱交換器；4—氫氣質量流量計；5—電動針閥；6—中冷器；7—渦輪增壓器；8—空氣流量計；9—AVL415煙度計；10—轉速顯示器；11—機油壓力顯示器；12—扭矩顯示器；13—水溫顯示器；14—油溫顯示器；15—功率顯示器；16—缸壓傳感器。

1.2 試驗方案

在固定轉速和負荷下以穩定工況進行臺架試驗，測試轉速分別為1 400 r/min、1 600 r/min、1 900 r/min和2 300 r/min，選擇5種常用工況，負荷分別為30%，50%，60%，75%和90%。試驗過程中，由于發動機通常不會在低轉速、高負荷下工作，因此舍棄1 400 r/min，75%和90%負荷工況點以及1 600 r/min，90%負荷工況點。臺架試驗分別在原機和預混氫氣兩種模式下進行對比和分析。原機試驗過程中不改變噴油正時；預混氫氣模式下，氫氣替代率持續增加，直到發動機發出爆震指示，停止噴入氫氣，調整轉速和負荷穩定后關閉氫氣流量計，記錄相關數據。試驗過程中為保證試驗數據的準確性，每個工況點在相同條件下重復測試3次，取3次測量的平均值作為最終數據。

2 試驗結果及分析

2.1 爆震極限時預混氫氣對發動機性能的影響

在預混氫氣模式下，保持發動機功率不變，通過發動機控制模塊(ECM)減少柴油的噴入量來調整氫氣的噴入量，氫氣替代率的計算公式為

(1)

發動機爆震極限時氫氣的最大替代率如圖2所示。從圖中可知，在4種不同的轉速下，氫氣替代率均隨著發動機負荷的增加而減小，氫氣的噴入量隨著發動機轉速的提高而增大。這是由于氫氣替代率的增加促進了燃燒反應的進行，火焰傳播速度加快，在爆震極限設置氫氣替代率的對應閾值，保證較低負荷下有較大的氫氣噴入量。在2 300 r/min，30%負荷工況，氫氣替代率達到最大，為83%；轉速1 600 r/min和1 900 r/min工況下，氫氣替代率的曲線趨于一致。

圖2 發動機爆震極限時氫氣最大替代率

熱效率是評價柴油機燃燒性能的一項重要指標。試驗條件相同下，發動機效率越高，氣缸峰值壓力越高，發動機扭矩越大，整車加速性能也越好。發動機轉速不變，熱效率隨負荷的增加而增加(見圖3)，這與文獻[15]研究結果相反，原因是以往研究中噴油正時固定，而本研究噴油正時由ECM實時改變，隨著噴油正時的推遲，發動機工作循環內所做的功減少，導致熱效率較低。預混氫氣相比原機狀態下熱效率提高1.4%～7.7%。預混氫氣模式下，發動機熱效率隨著負荷增加而提高，這是由于氫氣的火焰傳播速度快，導致燃燒速率加快，縮短了熱量傳遞到氣缸壁的時間，另外相比同等質量分數的柴油，氫氣的熱值更高，導致缸內峰值壓力更高，向外做功能力提高。

圖3 原機與預混氫柴油機模式下發動機的熱效率

2.2 爆震極限時預混氫氣對燃燒性能的影響

試驗過程中噴入氫氣，直到發動機開始喘振，此時即為發動機爆震極限的閾值，數據分析中以F代表原機，H代表預混氫氣柴油機，字母后面數字代表發動機負荷百分比。

圖4表明，預混氫柴油機相比原機缸內壓力發生顯著變化，預混氫柴油模式下，缸內壓力在燃燒起始之前隨著負荷的增加而上升，在負荷為50%和60%時，峰值壓力出現在9°ATDC 和11°ATDC處，預混氫柴油機相比原機缸內峰值壓力分別提高了39.6%和28.4%。這是由于氫氣的高燃燒速率使缸內燃油和空氣混合后快速釋放能量，縮短了滯燃期和燃燒持續期；另外相同質量占比的氫氣熱值高于柴油，因此缸壓峰值明顯提高。在30%負荷下，峰值壓力下降，這是由于隨著氫氣的噴入，ECM自動減少柴油噴射量，使燃燒室內壓燃變得較為困難，不利于火焰的傳播。

圖4 1 400 r/min時缸內壓力變化

圖5表明，在轉速為1 600 r/min的原機模式下，峰值壓力出現在TDC附近；預混氫柴油機模式相比原機缸壓峰值有所提升，缸內最高燃燒壓力相位向后延遲，在負荷50%，60%和75%時，峰值壓力出現在8.4°ATDC，8.9°ATDC和9.1°ATDC，相比原機分別增加了30.7%，20.8%和11.9%。壓力升高率是反映燃燒速率的快慢程度，圖5中4個發動機負荷下，預混氫柴油機的缸內壓力升高率均有所降低，這是由于噴入的氫氣取代一部分空氣，壓縮機內的空氣流量減小，導致發動機缸內壓力升高率下降。

圖5 1 600 r/min時缸內壓力變化

圖6表明，轉速為1 900 r/min時，在負荷50%，60%，75%和90%下，混氫柴油機峰值壓力出現在7.3°ATDC，8.9°ATDC，6.3°ATDC和7.1°ATDC處，相比原機分別增加了31.1%，12.4%，6.7%和8.2%。同時，隨著氫氣替代率的增加，發動機缸內壓力壓升幅值降低了，低負荷相比高負荷狀態壓升降低幅度較小，使得低負荷的峰值壓力比高負荷的峰值壓力增幅更大。原機狀態下，轉速為1 900 r/min與1 600 r/min時峰值壓力相似，氫氣的噴入使得混合氣在TDC后開始燃燒，缸壓峰值均超過原機模式，這是由于在預混合柴油機模式下，噴入氫氣后火焰傳播速度加快，提高了燃油的擴散燃燒速度。

圖6 1 900 r/min時缸內壓力變化

圖7表明，轉速為2 300 r/min時缸內壓力與1 600 r/min和1 900 r/min有所不同。預混氫柴油機在負荷50%，60%，75%和90%時，峰值壓力出現在6.8°ATDC，9.0°ATDC，7.5°ATDC和6.9°ATDC，相比原機分別增加了21.6%，10.2%，-4.8%和-0.4%。峰值壓力隨著發動機負荷先降低后增加，分界點在負荷75%處。這是由于噴入氫氣降低了柴油機的過量空氣系數及空燃比，提高了氣缸內的混合氣濃度。

圖7 2 300 r/min時缸內壓力變化

為了優化爆震燃燒過程，噴入氫氣時，允許改變發動機的主噴時刻。由圖8可見，預混氫柴油機較原機的噴油正時提前，預混氫柴油機狀態下噴油正時呈線性分布。這是由于隨著噴油正時的提前，燃燒的滯燃期延長，油氣混合更加充分，使得預混氫柴油機缸內壓力和壓力升高率升高較多，但功率增加不多[16]。預混氫柴油機模式下，隨著發動機負荷的增加，主噴噴油正時出現不斷延遲現象。這是由于隨著氫氣替代率的增加，柴油燃油變化量較小，使得氫氣柴油混合氣濃度增大，火焰傳播速度加快。綜上所述，噴油正時的確定對預混氫柴油機非常關鍵。

圖8 原機與混氫柴油機模式下發動機的噴油正時

2.3 爆震極限時預混氫氣對排放性能的影響

使用氫氣作為燃料的發動機，NOx排放通常會增加[17-19]。這是由于氫氣燃燒溫度較高，通過熱生成機制導致NOx排放增加。圖9表明，在1 600 r/min，1 900 r/min和2 300 r/min的最大負荷工況，預混氫柴油機模式的NOx排放接近原機模式，分別增加了19.6%，-2%和28.2%；在負荷為50%工況，NOx排放最高，分別增加了134%，206%和248%；在負荷為30%工況，混氫燃燒有降低NOx排放的作用，這是由于噴入的氫氣具有高擴散性，降低了燃燒室內油氣局部濃度過高的情況，促使油氣混合更加均勻，但是隨著混氫替代率的增加，缸內混合氣空燃比較小，缸內燃燒溫度提高，導致NOx排放增加。在原機各工況下，NOx排放相對穩定，隨著轉速的提高而減少。在預混氫柴油機模式下，NOx排放在中高負荷工況隨著負荷的增加而降低，這是由于噴入的氫氣使得缸內混合氣濃度達到化學計量比，滯燃期縮短，NOx在缸內的停留時間縮短，相應生成量也會降低。

圖9 原機與混氫柴油機模式下NOx排放

柴油機降低NOx排放的主要策略之一是采用SCR技術。圖10示出不同負荷下 NO2與NOx排放比值，NO2與NOx比值增大可以顯著降低NOx排放，比值范圍0.4～0.6為降低NOx排放的最佳條件[20]。在原機狀態下，NO2與NOx比值從低負荷的0.57降到高負荷的0.3；隨著噴入氫氣的增加，NO2與NOx比值達到0.4～0.6，這將有利于在預混氫柴油模式下使用SCR系統來減少NOx的排放。

圖10 原機與混氫柴油機模式下NO2與NOx排放比值

圖11表明，預混柴油機模式下氫氣的噴入可以有效降低CO2排放，30%負荷下CO2排放接近零，但是發動機燃燒不穩定。這是由于氫氣作為燃料不含HC分子，部分柴油被氫氣取代，有效地降低了燃油中C/H比。CO2排放量隨負荷的增加而增加，這是由于隨著功率增加，氫氣的高自燃溫度使得噴油正時提前，缸內含碳排放物有足夠時間被氧化，需要更多的燃料產生更高的負荷，提高發動機熱效率，從而導致CO2排放進一步升高。

圖11 原機與預混氫柴油機模式下CO2排放

圖12示出不同負荷下CO排放隨轉速的變化。在負荷為60%及以下工況時，預混氫柴油機CO排放量較原機顯著降低。這是由于中低負荷時缸內供氧不足，油氣混合燃燒不均勻，而噴入氫氣加快了火焰燃燒速度，擴大了燃燒范圍，抑制了缺氧情況的存在，加速了氧化反應，缸內燃燒得到改善。另外，氫氣在燃燒過程中反應生成水蒸氣，在一定程度上降低了CO排放。負荷為75%和90%時，氫氣的噴入導致CO排放增加。這是由于氫氣的增加導致燃料熱值逐漸增加，局部燃燒不充分，使得不完全燃燒產物CO逐漸增加。

圖12 原機與混氫柴油機模式下CO排放

圖13表明，噴入氫氣后HC排放量減少，這是因為氫氣的燃燒特性提高了火焰傳播速度，預混燃燒徹底，改善了燃燒質量，提高了缸溫。另外，氫氣的噴入取代部分柴油，加速缸內的擴散燃燒，降低燃燒室激冷層容積，從而降低HC排放量。中高負荷工況下，隨著負荷增加，HC排放量升高，這是由于隨著氫氣替代率及負荷的不斷增加，氫氣燃燒也要消耗空氣，從而降低過量空氣系數，發動機功率的提高以增加柴油消耗為代價，噴到氣缸壁的柴油增加，影響柴油蒸發、混合，導致部分柴油未能完全燃燒，HC排放量上升。但預混氫柴油機的HC排放值總體趨勢小于原機。

圖13 原機與混氫柴油機模式下HC排放

圖14示出不同轉速下炭煙排放隨負荷的變化。由圖中可知，加入氫氣后柴油機的波許煙度值在各負荷下相對原機均呈下降趨勢。在中低負荷下，波許煙度值增加緩慢，這是由于柴油的循環噴油量較少，缸內含氧較多，燃燒充分，表現為富氧燃燒，從而炭煙排放量較低。在負荷50%以上時，氫氣對炭煙的抑制作用尤為顯著，最大降低幅度為57.8%。這是由于隨著氫氣的加入提高了缸內火焰的傳播速度，加速了缸內燃燒過程，從而降低了炭煙排放。

圖14 原機與混氫柴油機模式下炭煙排放特性

3 結論

a)在負荷為50%的標定轉速下，氫氣最大置換率達83%；隨著負荷的增加，氫氣替代率減少；氫氣的噴入加速并改善了燃燒進程，提高了各工況點的熱效率，與原機相比增加顯著；

b)預混氫氣縮短了速燃期及燃燒持續期，噴油正時提前，缸內壓力峰值明顯提高；

c)預混氫柴油機模式下，CO，CO2，HC和炭煙排放量均減小，NOx排放量最大增加248%，氫氣的噴入提高了NO2與NOx排放比值，有利于SCR效率的提高。