高效增压直喷氢内燃机近零NOx排放试验优化

包凌志，孙柏刚，罗庆贺

(北京理工大学 机械与车辆学院，北京 100081)

氢能因其资源丰富、应用场景多样等特点，已被多个国家纳入战略能源部署中，成为全球碳达峰和碳中和的首选方向[1].氢气热值高、燃烧速度快，是理想的内燃机燃料[2]，氢内燃机以氢气为燃料，具有零碳排放、成本低、效率高及对氢气纯度要求低的特点，是推动传统内燃机各种应用领域升级转型、助力碳达峰和碳中和的重要载体[3].依据氢气喷射方式，氢内燃机可分为进气道喷射(PFI)和缸内直喷(DI)两种.试验证明，DI氢内燃机可以大幅提升动力，避免回火等异常燃烧的发生[4].氢气燃烧的主要产物是水，由于少量机油参与燃烧，尾气中还存在微量的HC和CO可以忽略不计[5]；但在中高负荷工况下，空气中的氮气和氧气会在缸内的高温环境反应生成大量氮氧化物(NOx)排放，最高可达10×10-3.因此，降低并控制氢内燃机的NOx排放至关重要[6].

氢内燃机中，NOx排放的生成机理主要有热力学NO、快速型NO、NNH反应、N2O反应和NO2反应等.其中热力学NO是通过O＋N2↔NO＋N、N＋O2↔NO＋O及N＋OH↔NO＋H三步反应的扩展Zeldovich机理生成，是NOx排放的主要成分，在高负荷、高温环境(缸内温度大于2000K)下，其占比超过95%[7].而对于稀燃和中小负荷工况，NNH反应路径(N2＋H↔NNH，NNH＋O↔NO＋NH)占据主导作用.Duan等[8]通过仿真证明NNH反应在低温(1500K)和中等温度(1900K)下是NO形成的主要途径.Maurya等[9]发现N2O的途径(O＋N2＋M↔N2O＋M，H＋N2O↔NO＋NH，O＋N2O↔NO＋NO)在低温(1500K以下)富氧混合气中会被激活.这些反应机理的参数都与温度密切相关.因此，缸内燃烧温度直接影响NOx的生成速率.

研究人员从降低反应温度出发，试验验证了稀薄燃烧、多次喷射和废气再循环(EGR)等手段降低NOx排放的可行性.Nakagawa等[10]基于一台机械增压直喷氢内燃机发现，NOx排放主要与过量空气系数有关，而与进气压力无关，其最低NOx排放达到100×10-6，最大的有效热效率为34%.Tsujimura等[11]为一台1.3L单缸氢内燃机匹配了机械增压器，优化后最大平均指示压力达到1.46MPa，NOx排放降低至150×10-6.Kawamura等[12]在一台自然吸气氢内燃机中，通过稀薄燃烧和30%的EGR率，在平均指示压力为0.5MPa(1500r/min)的工况下，实现了15×10-6的低NOx排放.笔者在前期的研究中，通过一台2.0L自然吸气直喷氢内燃机进行稀薄燃烧和推迟点火角，验证了近零排放的可行性，当NOx排放低于20×10-6时，最大功率达到21.5kW[13].

从上述研究中看出，大多数研究主要基于自然吸气或机械增压氢内燃机，在中低负荷下处理少数工况点的NOx排放，最终达成的NOx排放为100×10-6左右，仍高于排放法规的限值.笔者首先界定了近零排放的边界限值，并基于一台2.0L增压直喷氢内燃机研究了稀薄燃烧在全工况下实现近零排放的可行性.之后对喷氢相位和喷氢压力这两个重要参数进行比较优化，并对试验结果开展评估.

1 试验装置及研究方法

1.1 试验装置及测试方法

试验所用增压直喷氢内燃机为2.0L 4缸、四冲程水冷式米勒循环直喷汽油机改装而来，表1为直喷氢内燃机的具体工作参数.在原机的基础上，主要做了针对性的改造工作是：(1)考虑到氢气具有较高的辛烷值和较好的抗爆性，更换了压缩比为12.5的活塞提升热效率；(2)将原机的汽油喷嘴替换为4只外开环式直喷氢气喷嘴，其氢气喷射压力最高可达14MPa；(3)针对氢内燃机低排气温度、大空气流量的特点，重新匹配了涡轮增压器，其压比最高可达2.7，并加装了进气中冷；(4)将原机闭式曲轴箱通风系统改为开式曲轴箱通风，防止氢气在曲轴箱内积聚引发爆炸.

表1 发动机技术参数Tab.1 Engine specifications

为保证高转速下氢气喷嘴的快速响应特性，高压缸内直喷氢气喷嘴采用压电晶体驱动，其许用最高喷射压力为20MPa，最大氢气流量可达2.66g/s.喷嘴经过密封测试试验，单只喷嘴氢气的泄露速率仅为6.53×10-7g/s，可以有效避免回火和早燃等异常燃烧发生.喷嘴氢内燃机试验台架布置如图1所示，内燃机的转速和转矩通过GW250电涡流测功机测量，其转速测量精度为±1r/min，转矩测量精度为±0.2%.高压氢气储存在35MPa的碳纤维气瓶中，经过两级减压，并依据不同的运行工况，调整至合适的喷射压力(6～20MPa)后进入氢气轨道.缸内瞬态压力信号由Kistler 6052C水冷式缸压传感器采集，并通过燃烧分析仪对电荷信号进行放大，采集得到稳态工况下200个循环的平均值.氢内燃机的过量空气系数通过氢气和空气流量的测量值计算得出.其中，氢气流量计选用艾默生CFM010质量流量计，量程为0～20 kg/h，误差为±0.1%；空气流量由美天MTR-500热式空气流量计测得，测量精度为±0.5%；排气组分及浓度由AVL Ditest 1000排放分析仪测得，NOx的测试精度为±3×10-6，由于尾气中水蒸汽过多，在采样前单独加装了干燥装置.

图1 试验台架示意Fig.1 Schematic of the experiment set-up

1.2 增压直喷氢内燃机近零排放界定

NOx近零排放的概念是由火电行业提出[14]，其中限定大气污染物NOx的排放限值为50mg/m3.在内燃机领域，NOx既作为氢内燃机的主要污染物，也是世界各国排放法规严格控制的对象.欧Ⅵ排放法规规定乘用车和轻型商用车的NOx的排放限制为60mg/km，而在中国最新国Ⅵ B排放标准中，乘用车的NOx排放被限制低于35mg/km[15].

以上排放法规均是针对整车提出的，若要换算为内燃机排气的质量分数，其计算式为

式中：为NOx排放的质量分数；SNOx为排放法规中NOx排放限值；ρ为标准状态下排气密度；mH2为氢内燃机车辆百公里氢气消耗量；φa为氢内燃机运行时的过量空气系数.

NOx的体积分数可由质量分数换算得到，即

按国Ⅵ排放法规SNOx取值为35mg/km，依据试验结果，直喷氢内燃机通常工作在稀燃工况，φa取值为2.5，ρ近似视为空气的密度.针对2.0L内燃机，取值为1.2kg/100km，取值为30g/mol；计算得到排放法规中NOx限值的质量分数为40mg/m3，其体积分数为30×10-6.

当氢内燃机的原始排放(不经后处理器)低于20×10-6时，已经满足相应的排放法规.若再通过如氮氧化物吸附器或选择性催化还原等后处理技术，在90%转化效率以上时，氢内燃机NOx排放的体积分数可控制低于2×10-6[16].因此，笔者设定原始排放为20×10-6是直喷氢内燃机近零排放边界，并通过一系列优化控制实现全工况下的近零排放.

2 结果与讨论

2.1 稀薄燃烧实现近零排放

在增压直喷氢内燃机中，采用稀薄燃烧的控制策略可以显著降低NOx排放.试验设置氢气喷射压力为14MPa，喷氢相位为-160°CA ATDC.试验时节气门保持全开，通过调整喷氢脉宽调节过量空气系数aφ.在大负荷工况下，设定缸内最大爆发压力限值为15MPa，并在发生爆震时推迟点火角，此时aφ最小值为1.7.在小负荷稀燃工况时，考虑到过于稀薄的燃烧会导致燃烧不稳定性增加，设定平均指示压力循环变动系数小于3%，此时aφ最大值为4.1.图2所示当aφ处于1.7～2.3内，NOx排放很高，可达2×10-3.采用稀薄燃烧手段可以显著降低NOx排放，即在转速为2500r/min下，当aφ从2.00变化2.68时，NOx排放从2.418×10-3快速下降至0.035×10-3.对于其他转速工况，提高aφ也有相同的效果.放大图显示了aφ＞2.60时近零排放段变化趋势，在转速为2500r/min、aφ＝2.78时，NOx排放达到0.018×10-3，低于近零排放限值.继续增加aφ，NOx排放减少得非常缓慢，aφ＞3.50后，NOx排放仅维持在个位数水平.进一步分析发现，转速为1500r/min时，aφ仅达到2.60时就已经实现近零排放；而对于转速为3500r/min时，aφ＝3.00才能实现近零排放.这主要与不同转速下的缸内反应温度的差异有关.

图2 稀薄燃烧降低NOx排放实现近零排放Fig.2Reducing NOx emissions by lean combustion to achieve near-zero emissions

图3所示缸内燃烧温度可通过缸内压力热力学计算得到.在计算过程中，传热采用Woschni传热模型，由于氢气淬熄距离短，火焰更靠近壁面，因而将传热模型中壁面温度设置为550K.最高燃烧温度随着aφ的增加呈线性下降，当最高缸内燃烧温度低于1420K时，依据引言中所述的反应机理，低温大幅抑制了热力学NO的反应速率，从而达到近零排放.对比不同转速可以发现，1500r/min时的缸内最高温度要比2500r/min低大约80K，因此，更低的aφ就可以将缸内温度降至1420K，实现近零排放；但随着转速的升高，需要更高的aφ，也即采用更稀薄的燃烧才能达到近零排放.

图3 过量空气系数对NOx排放和缸内最高温度的影响Fig.3 Effects of φa on the NOx emissions and maximum cylinder temperature

造成低转速下缸内温度较低的原因是负荷偏低.图4所示当aφ＝2.00、转速为2500r/min时的平均有效压力(BMEP)达到1.98MPa，远高于1500r/min时的1.00MPa.稀燃后会大幅降低动力，当aφ＝2.78时实现近零排放时，2500r/min下的BMEP为1.09MPa；而低转速(1500r/min)、aφ＝2.60时BMEP仅为0.70MPa.这主要与涡轮增压器的工作特性有关：1500r/min下空气流量较低，压气机工作效率低，压比较低；提高转速后，随着流量的增加，压气机运行在高效区，压比增大，氢气流量增加，BMEP显著提升，导致缸内燃烧温度升高.而在aφ＞3.50的稀燃工况，由于排气温度过低，涡轮转速降低，不同转速间的动力性基本相同.在实现近零排放时，相比于自然吸气直喷氢内燃机，转速为2500r/min下BMEP仅达0.46MPa[13]，涡轮增压可以有效恢复稀燃时的动力性，BMEP是其2.3倍.有效热效率(BTE)则展现出不同的变化趋势，随着aφ的增加，在2500r/min时，BTE先稳定在42.3%左右，之后缓慢下降至37.0%.主要考虑到稀薄燃烧可以降低燃烧温度，从而降低损失、提升热效率；但是过于稀薄的混合气会导致燃烧持续期增加、增压压力下降及泵气损失增加，BTE呈下降的趋势.

图4 过量空气系数对平均有效压力和热效率的影响Fig.4 Effects of aφ on the mean effective pressure and thermal efficiency

2.2 近零排放边界喷氢相位优化

直喷氢内燃机中，喷氢相位直接影响氢气-空气的混合时间和缸内气体流动，进而影响混合气的形成和浓度分布.混合气的质量与火焰发展密切相关，而燃烧品质和浓度分布直接影响NOx排放.当局部因混合不均匀导致局部aφ＜2.30时，NOx排放会大幅增加.因此，喷氢相位的优化至关重要.试验设置喷射压力为14MPa，喷射起始角(SOI)最早为-200°CA ATDC，对应进气门关闭时刻，防止氢气回流进入进气歧管引发回火.试验控制NOx排放近似处于近零排放边界(15×10-6～20×10-6).具体试验方法是：保持节气门全开，先调整喷氢相位，若NOx排放增加，则降低喷射脉宽，控制NOx在近零排放边界；相反，若NOx排放降低，则可以适当提高氢气喷射量，并保证排放符合要求.每次对喷射相位和喷射脉宽调整后，保持发动机稳定运转2min，记录稳态工况下的排放和性能参数.

图5所示在转速为1000～3500r/min时aφ随喷氢相位调整的变化.在低转速(1000～2000r/min)工况下，随转速增加，涡轮增压器开始介入工作，进气压力和湍流强度增加，促进了氢气和空气的充分混合，因而所需过量空气系数逐渐降低.在相同转速下，提前喷射(SOI＝-120°CA ATDC)对应实现近零排放的过量空气系数仅为2.53，低于SOI＝-200°CA ATDC时的2.61.这主要因为发动机转速较低时，空气流速低，缸内湍流和滚流较弱；压缩过程中适当推迟喷射，由于高背景压力的影响，氢气喷射的更集中，更有利于混合气的形成.而过于推迟的喷射，由于混合时间过短，混合气形成不均匀，只能通过大幅降低全局aφ：如转速为2000r/min、SOI＝-80°CA ATDC的工况，aφ＝3.35时才能实现近零排放.在高转速(2500～3500r/min)工况下，过于推迟的喷射时刻(SOI为-80°CA ATDC或-120°CA ATDC)已经无法实现近零排放.此时，随转速增加，SOI＝-160°CA ATDC时，aφ从2.78提高到3.00.相比之下，提前喷射(即SOI＝-200°CA ATDC)，aφ仅从2.60变化至2.65.

图5 近零排放下不同转速和喷氢相位对应的过量空气系数Fig.5φa at different speeds and injection timings with near-zero emissions

图6为近零排放下不同喷氢相位平均有效压力和有效热效率的变化曲线.在图6a中，随转速增加，近零排放边界下的平均有效压力总体上先快速增加，在转速为2500r/min时达到最大负荷BMEP＝1.28MPa后，逐渐降低.因为低转速时，涡轮增压提供的空气流量也随着转速增加不断提升；但在高转速条件下，由于涡轮截面较小，排气背压也逐渐升高，影响换气过程和充气效率，因而动力性有所损失.对于不同喷氢相位，平均有效压力的变化趋势与aφ变化相反.低转速(1000～2000r/min)工况下，SOI＝-120°CA ATDC的工况要优于其他工况，BMEP大约高0.1MPa；而对于高转速(2500～3500r/min)工况，推迟喷射并采用更低的aφ才能达到最大输出动力.

图6 近零排放下不同喷氢相位平均有效压力和有效热效率变化Fig.6 Changes of BMEP and BTE at different injection timings with near-zero emissions

图6b所示随转速变化热效率总体上先从最低值36.60%快速增加，在转速为2000r/min时达到最高值41.49%，之后迅速下降.这主要因为转速增加后，过量空气系数降低，随着负荷的提升，机械效率不断提升.而高转速下，涡轮阻塞导致换气过程恶化，泵气损失增加，有效热效率下降.在转速为1000r/min时，尽管在不同喷氢相位下BMEP基本相同，但SOI＝-80°CA ATDC的有效热效率可以达到38.00%，比其他工况下高2%.同样，在转速为2500r/min时，推迟喷射后有效热效率从40.72%提升至41.17%，与平均有效压力的变化趋势相反.这主要因为推迟氢气喷射，让氢气更晚进入气缸内，可以降低压缩大量氢气产生能量损失.而在转速为3500r/min时，由于推迟喷射可以采用更浓的混合气参与燃烧，两种喷氢相位下，有效热效率基本相同.

近零排放下不同喷氢相位缸内燃烧温度和燃烧持续期的变化趋势如图7所示.其中，达到近零排放时，缸内温度在所有工况下均低于1450K，并随转速的升高逐渐降低.高转速下，每曲轴转角对应的时间变短，在相同喷氢相位下，从喷氢时刻到点火时刻，氢气、空气混合时间减少，混合气易出现局部过浓区域.因此，必须通过降低最大缸内燃烧温度控制排放.燃烧持续期(10%～90%放热点)随转速增加，从15°CA ATDC增加至30°CA ATDC.在相同转速(2000r/min)时，由于近零排放时负荷增加，推迟喷射可以延长燃烧持续期.

图7 近零排放下不同喷氢相位缸内燃烧温度和燃烧持续期变化Fig.7Changes of cylinder combustion temperature and burn duration at different injection timingswith near-zero emissions

喷氢相位主要通过改变混合气的形成时间进而影响燃烧和排放，考虑到不同转速下最大功率和最高热效率对应的最优喷氢开始角(SOI)有所差异.图8a以喷氢结束角(EOI)作为变量，探索EOI与近零排放边界下平均有效压力的关系.试验时点火提前角设定为最大转矩点火角，直喷氢内燃机的EOI被限制在(-190°～-50°CA ATDC)之间：因为过早结束喷氢会导致氢气回流进入进气管，引发回火；过晚结束喷氢，混合时间过短，易出现局部过浓和过稀的混合气，燃烧稳定性下降发动机开始抖动，并在试验过程中发生异响.低转速(1000～1500r/min)工况下，推迟喷射，平均有效压力稳步提升；高转速(2000～3500r/min)工况下，推迟喷射，平均有效压力先保持稳定后快速降低.这两种情况下平均有效压力曲线的拐点对应的EOI值都在-80°CA ATDC左右.当氢气喷射控制在-80°CA ATDC结束时，提供了充足的混合气形成时间，可以通过采用更低的aφ实现更高的功率.

图8b所示随着EOI的不断推迟低转速(1000～1500r/min)的有效热效率稳步提升；而高转速(2000～3500r/min)的有效热效率先增加后逐渐降低.主要考虑到在增压直喷氢内燃机中，提高负荷可以提高增压压力，降低泵气损失和机械损失，从而实现最高热效率.但当转速超过2000r/min后，涡前排气压力增大，残余废气系数增多，燃烧效率下降；同时活塞运动速度提高，机械摩擦增大，有效热效率减少.因此，转速为2000r/min下氢气喷射的EOI为-80°CA ATDC左右时，有效热效率达到最大值.

2.3 近零排放边界喷射压力优化

在氢内燃机应用场景内，氢气通常存储在高压气瓶中，通过多级减压供应给氢气喷嘴.采用低喷射压力(6～10MPa)可以利用气瓶内残余气量，延长氢内燃机车辆的续航里程，因而研究喷氢压力的影响具有重要意义.此外，氢气喷射压力不仅影响氢气的喷射持续期，进而改变喷氢结束角；还会影响氢气喷雾的贯穿距和射流形态，改变混合气的形成和分布特性.试验固定转速为2500r/min，当喷氢压力从6MPa提高至14MPa，按前文步骤分别重复不同喷氢相位的近零排放试验，试验结果如图9所示，当SOI＝-200°CA ATDC时，所有喷氢压力均可以实现近零排放.平均有效压力和有效热效率随喷氢压力的增加呈现先增加后减小的趋势，在喷氢压力为12MPa时达到最大值.而推迟喷射(SOI＝-120°CA ATDC)后，低于12MPa的喷射压力无法实现近零排放.在低喷射压力(6～10MPa)工况，保持喷氢相位SOI为-200°CA ATDC可以显著提升氢内燃机的动力性和经济性.这主要因为当氢气喷射压力较低时，喷射持续期增长，且喷雾贯穿距小，容易导致混合不均匀.提前喷射可以防止局部过浓区域的产生，从而利用更低aφ的混合气实现更高的功率和效率.

图9 近零排放下不同喷氢压力的平均有效压力和有效热效率变化Fig.9Changes of BMEP and BTE at different injection pressures with near-zero emissions

图10为近零排放时氢气喷射压力优化.对比喷氢结束时刻的规律发现，当SOI＝-160°CA ATDC时，12MPa喷氢压力下的EOI为-79°CA ATDC，此时动力性和经济性均达到最大值，高于喷射压力14MPa的工况.由文献[17]可知，适当降低喷射压力可降低传热损失，提升热效率.当推迟喷射至SOI＝-200° CA ATDC，虽然喷射压力为8MPa的EOI也接近优化目标，但是由于喷射压力的限制，在近零排放边界下，平均有效压力达到1.18MPa，低于高喷射压力下BMEP＝1.34MPa，有效热效率也少0.4%.

图10 近零排放时氢气喷射压力优化Fig.10 Optimization of injection pressure with near-zero emissions

2.4 近零排放优化结果

增压直喷氢内燃机在近零排放条件下的性能表现如图11a所示.试验保持节气门全开，喷氢压力为14MPa，喷氢相位SOI被固定在-160°CA ATDC.在探索得到当前转速工况下达到近零排放的浓度(图5中蓝色曲线)后，通过不断减少喷射脉宽，增大aφ达到相应的低负荷点.对于BMEP＜0.4MPa的负荷，受循环变动系数的限制，需要通过调整节气门减小进气量和aφ，提高燃烧稳定性.仅采用稀薄燃烧策略的增压直喷氢内燃机具有良好的动力性和经济性：全工况下，BMEP超过0.6MPa，最大转矩可达194N·m(2500r/min)，最高功率为58kW(3500r/min)；在中高负荷段，有效热效率都达到了39.0%；最大有效热效率在2500r/min时达到41.0%.因此，稀薄燃烧可以有效实现高效近零排放的目标.

图11 优化喷氢相位和喷射压力前、后的近零排放特性Fig.11Working characteristic of the near-zero emissions engine before and after optimization

图11b所示当EOI设定为-80°CA ATDC时，相比于图11a的结果，可以在保证近零排放的同时，降低aφ提升动力.相比于稀薄燃烧的单一策略，近零排放氢内燃机的动力性和经济性稳步提升：在转速为2000～3500r/min范围内BMEP均达到1.0MPa，最高转矩达到204N·m(2500r/min)，最高功率提升至72kW(3500r/min)，接近一半的近零排放工况有效热效率都超过40.0%，最高有效热效率在2000r/min达到41.5%.试验结果证明，合适的喷氢相位和喷氢脉宽可以帮助直喷氢内燃机在实现近零排放的同时，有效提升功率和效率.近零排放的工作范围基本覆盖了氢内燃机直驱车辆的常用工作范围，具有重要的实用价值.

3 结 论

(1) 氢内燃机中HC和CO排放主要是少量机油燃烧导致的，可以忽略，因而当NOx原始排放低于20×10-6时，氢内燃机可以被视为近零排放；试验发现，稀薄燃烧可以显著降低NOx排放，当缸内最高燃烧温度低于1430K时，即可实现近零排放；相比于自然吸气，涡轮增压可以显著恢复动力性，平均有效压力是其2.3倍；随转速升高，实现近零排放的aφ逐渐增大，混合气越来越稀.

(2) 在实现近零排放的前提下，对于低转速(1000～1500r/min)工况下，推迟喷射，平均有效压力和有效热效率稳步提升；高转速(2000～3500r/min)工况下，推迟喷射，平均有效压力先保持稳定后快速降低，而有效热效率先升高后降低；喷射结束角EOI调整为-80°CA ATDC左右时，可在近零排放边界下实现最大动力性和最高经济性.

(3) 低喷射压力(6～10MPa)也能实现近零排放，但功率和效率都大幅降低；高喷射压力(12～14MPa)、优化喷射结束角在-80°CA ATDC后，也可以小幅提高近零排放的动力性.

(4) 仅采用稀薄燃烧策略的增压直喷氢内燃机可在全工况下实现近零排放，具有良好的动力性和经济性；优化喷氢相位和喷射压力后，平均有效压力稳步提升，最高转矩达到204N·m(2500r/min)，最高功率提升至72kW(3500r/min)，有效热效率明显增加，接近一半的工况有效热效率都超过40.0%，最高有效热效率在2000r/min达到41.5%；近零排放范围高效覆盖乘用车常用工况，具有重要的实用价值；提出的优化方法可以指导高效近零排放氢内燃机控制策略的开发.