直喷氢内燃机实现NO x近零排放的试验研究

包凌志，孙柏刚，汪 熙

（北京理工大学 机械与车辆学院，北京 100081，中国）

当前，化石燃料的能源危机和排放法规的日益严苛是内燃机行业所面临的巨大挑战，因此内燃机必须向高效率、低排放，甚至零排放的方向发展[1]。H2燃烧的产物为水，没有碳排放，所以也被认为是一种未来的、清洁的能源载体[2]。

当前氢能的应用主要有2种方式：氢燃料电池和氢燃料内燃机。氢燃料电池具有高效、无噪音的特点，且生成物只为水。对于另1种方式，H2具有宽广的可燃范围、极快的燃烧速度和极低的点火能量，非常适合作为传统内燃机的替代燃料[3]。相比于燃料电池，氢内燃机成本低、工作范围广、可以利用工业废氢。宝马、丰田等开发的氢内燃机汽车进一步证明了氢内燃机具有良好的动力性、经济性和实用性[4]。

氢内燃机的进气组织方式主要分为缸内直喷 （direct injection， DI）和 缸 外 进 气 道 喷 射（port fuel injection，PFI）[3]2种。PFI 氢内燃机是实现氢能源应用最简洁、经济和可靠的途径[5]。然而采用进气道喷射时，H2与空气在进气道混合时会占用气缸容积，在化学当量比下可以达到30%，导致功率下降，同时易发生回火和早燃的问题[6]。DI氢内燃机则能解决以上问题，有效避免异常燃烧，大幅提升动力性（比汽油机高17%），是当前研究的热点和未来技术发展方向[7]。

由于H2绝热火焰温度高，依据泽尔多维奇机理在燃烧的过程中，氢内燃机会产生NOx排放，随着温度的升高和氧浓度的增加，NOx生成量将呈指数型增长。在直喷氢内燃机中，由于喷射时刻晚，H2与空气的混合时间短，混合气浓度分布不均匀， NOx最高可达8 000 ppm[8]。因此如何控制氮氧排放，使NOx近乎降低为0，是直喷氢内燃机发展亟需解决的问题。

控制NOx排放的方法主要分为缸内净化和缸外处理2种方法。对直喷氢内燃机，通过调整喷射相位、优化喷雾结构、采用多次喷射[9]的方法，可以有效组织缸内混合气分布，避免局部过浓区域的出现。同时，采用喷水[10]或者废气再循环[11]（exhaust gas recirculation，EGR），可以降低缸内燃烧温度，从而降低排放。缸外处理方面，在大负荷工况下，利用传统的三元催化器[12]，或者采用氮氧化物储存还原系统（NOxstorage-reduction，NSR），可以达到98%的NOx转化率。

本文基于一台自然吸气的2.0 L直喷氢内燃机，以探索其原排（无后处理）近零排放（NOx≤10×10-6，即20 ppm）特性为目标，重点研究了过量空气系数、转速和点火角对排放的影响，并通过多参数的耦合调节，得到了样机的最大动力性下的零排放工作边界。

1 试验方法

试验用直喷氢内燃机是基于一台2.0 L自然吸气直列四缸直喷汽油机改造而来，具体参数如表 1所示。改造工作主要包括：对原机缸盖扩孔、安装高压H2喷嘴、搭建高压供氢系统、更换冷型火花塞、设计加工金属进气歧管等。

表1 直喷氢内燃机参数

直喷氢内燃机通常需要在压缩冲程中将H2喷入缸内，因此喷射压力选择为6 ～ 10 MPa，由于H2体驱动方式，文献[13]对流量和喷雾特性开展了定容试验分析。

试验采用的喷嘴是外开轴针式喷嘴，具有90°的轴针锥角和外开式环形喷孔，喷嘴结构示意图如图 1所示。

图1 喷嘴内部结构示意图

H2从压力为35 MPa高压储氢系统出来后，经过两级减压阀，减压到喷射所需压力。为解决大流量喷嘴工作过程中，供氢压力波动的问题，试验设计了一个容量为250 ml的氢轨，能使压力波动率小于0.3%，整体试验台架布置如图 2所示。

图 2 直喷氢内燃机台架布置

试验台架上安装有CW250电涡流测功机，可测得输出扭矩和功率。氢内燃机上安装了曲轴转角传感器和Kistler 6118火花塞式缸内压力传感器，并利用Kibox燃烧分析仪实时输出缸压、放热率等燃烧参数。

试验采用CMF010、CMF025科氏流量计（精度 ± 0.1% FSa）和热线式空气流量计（精度± 0.1% FSa）测量试验H2和空气流量。采用高精度的排气分析仪Horiba 7110和AVL DiGas 4000分别测量三元催化器前后的NOx排放。试验采用Motohawk快速原型控制系统，对发动机的节气门、喷射、点火等进行电子控制。

试验过程中，保证冷却水温度85℃，机油温度95℃。在不同喷射压力下，通过调整喷氢脉宽，调节过量空气系数λ。待发动机在当前工况稳定运转2 min后，测量并计算200个循环的试验数据平均值。

2 试验结果及分析

2.1 过量空气系数对NO x排放的影响

试验条件为发动机转速n= 2 000 r/min，平均有效压力 ( brake mean effective pressure, BMEP） = 0.3 MPa，此时发动机的扭矩为48.2 Nm，功率稳定在10 kW。喷氢相位固定在压缩上止点前曲柄转角（CA）220°，保证H2-空气的充分预混，喷射压力设定为10 MPa，过量空气系数λ从1扫略到3.1，催化器前NOx随浓度的变化如图 3所示。氮氧排放随着过量空气系数增加，先增大到3 800×10-6（即3 800 ppm）后减少，在λ＞2.5后逐渐趋于零排放。直喷氢内燃机的排放对过量空气系数十分敏感，在λ为1.0 ～ 2.2的区间内，NOx排放都很高，因此近零排放的控制策略应避开这一区间，选择λ≥ 2.5的稀燃区域。

图3 NO x排放随过量空气系数变化

指示热效率变化如图4所示，随着过量空气系数的增加，均先增加后趋于稳定。这主要因为稀燃后节气门开度增加，泵气损失减少。另一方面，排气温度随浓度降低均匀减少，从当量比时的462 ℃减少至λ= 3.1时的296 ℃。这时传热损失和排气能量损失也相对降低，热效率有所提升，最高指示热效率可以达到40%。

图5显示了50% 燃烧点AI50和燃烧持续期的变化趋势，可以看出AI50在所有工况中均保持在CA = 8°～11°之间，证明此时点火提前角为最佳扭矩点火角（maximum brake torque timing，MBT）。燃烧持续期在λ＜ 1.6时，基本稳定在曲柄转角为 20°；当λ= 1.82时，增加至曲柄转角为25°，最后变为曲柄转角为 32°。 这个趋势主要与H2火焰传播速度有关，稀燃后火焰传播速度减慢，燃烧持续期增加。

缸压曲线的变化如图 6所示，随着过量空气系数的减少，节气门开度变小，进气量减少，爆发压力逐渐降低，但最大压力升高率却相对增加。λ= 1时，缸压曲线呈现火花点火发动机明显的定容燃烧的趋势，此时火焰传播速度快，燃烧放热率高。如图 7所示，在化学当量比处的瞬时放热率（ηex）峰值可以达到60 J每度曲柄转角（CA），远高于其他混合气浓度下的放热率，由于燃烧持续期短，化学当量比工况下的点火提前角应接近上止点点火。

2.2 λ = 2.5时的稀燃特性

由前面的结论，在进气量最大的条件下，混合气浓度选定为λ= 2.5，就能在保证发动机动力性的同时实现近零排放。为验证这一结果，稀燃特性试验的喷氢相位为上止点前曲柄转角160°，即进气门关闭时刻，防止进气回流; 此时H2与空气混合时间短，在高转速工况下，混合气为分层燃烧。保持节气门开度100%，喷射压力为6 MPa，进气可变气门正时（variable valve timing，VVT）为初始位置，排气VVT提前曲柄转角60°，调节喷氢脉宽使得过量空气系数稳定在2.5，点火提前角取最佳扭矩点火角 （MBT），试验结果如图8所示。随着转速增加，功率先增加，在4 500 r/min时达到28.2 kW后减少，而扭矩则逐渐下降，扭矩最高为n= 2 000 r/min时的74.3 Nm。

图4 指示热效率（ηshow）、排气温度（θex） 随过量空气系数（λ）变化

图 6 不同过量空气系数缸压随曲轴转角变化

图 7 不同过量空气系数瞬时放热率随曲轴转角变化

平均有效压力（BMEP）和NOx排放的变化如图 9所示，随着转速增加，BMEP从0.46 MPa下降到0.18 MPa，而NOx排放在1 500 ～ 4 000 r/min都稳定在100×10-6（即100 ppm）左右，在4 500 r/min急剧增长到793×10-6（即793 ppm），并在之后一直保持较高水平。这里主要是因为不合适的进排气VVT角度造成的，在高转速下进气门关闭时刻过晚，排气开启时刻过早，导致进气量不足，燃烧恶化，排放增加，排气能量增加，热效率下降。

平均指示压力变动系数COVIMEP是氢发动机用于表示燃烧循环变动最常用的参数，计算公式为：

图8 稀燃工况下功率扭矩随转速变化曲线

图9 稀燃工况下平均有效压力（BEMP）和NO x随转速变化

其中：σIMEP是平均指示压力的标准偏差，PIMEP是平均指示压力的平均值， COVIMEP一般以3%为界限，低于3% 时发动机平稳工作。

图 10显示了循环变动系数在稀燃工况下的变化曲线。在4 000 r/min 之前，循环变动系数小于3%，发动机工作在稳定状态；随着转速提高，燃烧情况逐渐恶化，导致循环变动系数很高。因此近零排放在保证发动机平稳运转的前提下，主要探索1 500 ～ 4 000 r/min范围内的工况。

采用稀燃可以大幅降低NOx排放，当但由于喷氢相位的推迟，混合时间短，在缸内不能形成均质混合气，并会出现局部浓区，这点在高转速工况更加明显，导致λ= 2.5时， NOx大部分在100×10-6（ 即100 ppm）左右，仍然不能达到近零排放。因此需要对其他参数进行调整，进一步控制排放。

2.3 点火提前角对NO x排放的影响

控制点火提前角是调整燃烧相位、控制排放的有效手段。试验保持λ= 2.5，节气门全开，喷射相位为上止点前曲柄转角160°，从图11中可以看出，在各个转速工作下，点火角曲柄转角往后推迟约5°后，NOx排放从原先的90×10-6（即90 ppm）左右，迅速下降至12×10-6（即12 ppm），达到近零排放的目标。指示热效率的变化如图12所示，推迟点火角后，虽然排放降低，但牺牲了约1%的热效率，这主要是因为推迟点火角后，放热率曲线整体后移，爆发压力降低，缸内温度降低。

图 10 稀燃工况下平均有效压力变动系数（COVBMEP） 随转速变化

图11 NO x排放推迟点火角前后随转速变化

如图13所示，推迟点火提前角还会带来循环变动系数的增加，燃烧不稳定性提高，但平均指示压力变动系数 （COVIMEP）都满足小于3%稳定运转的要求。因此，对于直喷氢内燃机，适当调整点火角，可以在满足工况要求的条件下，进一步降低排放。

2.4 直喷氢内燃机近零排放边界探索

结合之前的结论，近零排放试验固定喷射相位为上止点前曲柄转角160°，从而给予H2-空气充足的混合时间，保证发动机工作稳定性。节气门开度为100%，转速范围为1 500 ～ 4 000 r/min，以NOx近零排放（NOx≤20×10-6）为目标条件，喷射压力为6 MPa和8 MPa，设置初始λ= 2.5，并通过不断调整喷氢脉宽和点火提起角，得到最大动力性的工作边界，试验结果如图14所示。在起始段，平均有效压力稳定在0.47 MPa左右，但随着转速增加，BMEP逐渐降低，在n= 4 000 r/min时达到0.32 MPa。增大喷射压力，喷雾流速和贯穿距增加，缸内气体流速和湍流强度增强，更容易形成均质稀燃混合气，从而有效降低排放，提升动力。从图14中可以看出，提高喷射压力，BMEP在各个工况点下，大约都能提升20 kPa。因此, 不同喷射压力下，近零排放的控制策略都不相同。后续的试验还将对更高喷射压力进行测试，从而拓展零排放的工作范围。

功率变化如图15所示，随转速逐渐增加，在转速为2 500 r/min后趋于稳定，喷射压力为6 MPa时，达到20 kW左右，而喷射压力为8 MPa时，最大功率为21.5 kW。

图12 指示热效率推迟点火角前后随转速变化

图13 推迟点火角前后平均指示压力变动系数（COVIMEP）随转速变化

图14 不同喷射压力下近零排放工作区域

图15 不同喷射压力下功率随转速变化曲线

图14、图15曲线下方近零排放区域可以通过控制节气门开度、控制浓度、调整负荷的方式达到相应的工况点，在此区域内都为近零排放。

过量空气系数的变化如图16所示，在6 MPa的喷射压力下，3 000 r/min之前，λ均控制在2.5左右，而在3 500 r/min时，调整点火角已经无法控制NOx，为保证排放低于20×10-6（即20 ppm），将λ调整至2.84。而喷射压力为8 MPa时，λ= 2.73就可以满足排放需求。

如图17所示，指示热效率ηshow先增加后减少，在2 000 ～3 000 r/min工作区域，热效率都在39%左右。但是转速增加后，在高转速工况时热效率急剧降级，这主要是因为这时的混合气过稀，燃烧不稳定，此时为了实现低排放的目标而损失了大量的燃料经济性。

图16 不同喷射压力下过量空气系数随转速变化

图17 不同喷射压力下指示热效率随转速变化曲线

近零排放的平均有效压力的循环变动系数变化如图18所示，随着转速增加，高转速下进气流速加快，同时过量空气系数也逐渐增大，在稀燃工况下发动机工作不稳定性增加，高喷射压力有利于混合气的形成，使用8 MPa喷射压力后，循环变动系数大约能降低0.5%，在近零排放区域内总体工作稳定。

图18 不同喷射压力下平均有效压力（COVIMEP）随转速变化

3 结 论

本文基于一台自然吸气的2.0 L直喷氢内燃机，探索了其近零排放的工作边界，得到如下结论：

1） 喷氢内燃机的NOx排放对过量空气系数十分敏感，在均质混合气的前提下，当λ≥2.5时， NOx排放为0。

2） 喷氢时刻设置在进气门关闭前，会造成进气回流，内燃机动力性下降。推迟喷H2后，由于混合不均匀短，当λ= 2.5时，NOx排放仍为90×10-6，且转速增加后排放剧烈恶化。

3） 适当推迟点火角，可以在牺牲少量热效率和发动机平稳性的同时，实现近零排放（NOx≤20×10-6）。

4） 通过稀燃和推迟点火角，得到了直喷氢内燃机近零排放边界，最大功率可达21.5 kW，最高指示热效率为39%，后续采用增压系统、增大喷射压力、优化稀燃燃烧参数还可以继续扩展此区域的工作范围。

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