氨柴雙燃料高壓縮比發動機柴油噴射策略優化

蔡開源，王 志*，劉 奕，陳清楚，齊運亮，林 浩，盧文健，張沈歡，殷 勇

（1. 清華大學，汽車安全與節能國家重點實驗室，北京 100084，中國；2. 東風商用車有限公司技術中心，武漢 430056，中國）

使用低碳或零碳燃料代替現有汽油或柴油已經成為內燃機研究領域實現低碳或零碳的重要研究方向之一。相比于氫，氨(NH3)作為零碳燃料，具有更成熟的生產、制造、儲存和銷售體系以及成本較低等優勢[1]。作為氫的良好載體，氨的氫密度是高壓氣態氫氣的4倍以上[2]。國際能源署(International Energy Agency，IEA)的預測顯示，航運在2050年可達到零碳排放，其中氨占總能量需求的45%以上[3]。挪威船級社(Det Norske Veritas，DNV)預測在2040年至2045年，幾乎所有新生產的船舶將以氨作為燃料[4]。在未來動力裝置中，氨也能為農機、工程機械、發電機組和重型車輛等運輸裝備實現碳中和奠定基礎。

氨由于著火溫度高，火焰傳播速度慢，因此不太適合作為壓燃發動機的單一燃料。有研究顯示，純氨發動機要求發動機的壓縮比高于35:1[5]。采用高活性燃料引燃氨能夠拓展氨的適用工況。J. T. Gray 等[6]發現，使用柴油能夠在壓縮比為15.2:1 時引燃氨。A. J. Reiter等[7]在一款約翰迪爾(型號 4045)柴油機上對氨柴雙燃料模式開展研究。綜合考慮燃燒與排放特性，得出最佳的氨能量替代率在40%～60%。S. S. Gill 等[8]對比了柴油摻混氨氣、氫氣以及氨氣裂解氣的燃燒與排放結果。研究表明，添加氨后NOx雖有降低，但生成了大量的N2O。

N2O 是一種溫室氣體(greenhouse gas, GHG)。美國國家環境保護局(Environmental Protection Agency，EPA)認為：在100 a 的尺度上， 1 m3的N2O 造成的GHG相當于1 m3的CO2造成的GHG 的273 倍[9]。Y. Niki等[10-11]研究了不同燃燒策略對燃燒與排放的影響。研究發現：提前柴油的噴射時刻能夠有效的降低NH3和N2O 排放，但是會導致發動機熱效率降低[11]。此外， 增加一次預噴或后噴都可以減少NH3排放[10]。A. Yousefi等[12]研究了柴油2 次噴射策略對氨柴雙燃料發動機性能的影響。通過優化2 次噴射策略，雙燃料燃燒模式的指示熱效率高于純柴油模式，且溫室氣體排放減少。MI Shijie 等[13]在一臺單缸中型柴油機上開展了噴射策略的研究。結果表明，采用柴油兩次噴射策略能夠減少87%的NH3排放。在50%氨能量替代率條件下，指示熱效率達45.5%。JIN Shuoyin 等[14]通過實驗與模擬優化了直噴噴射策略。在50%氨能量替代率下，指示熱效率能夠達到49.18%。PEI Yiqiang 等[15]在轉速900～1 300 r/min、指示平均有效壓力(indicated mean effective pressure，IMEP) 0.2～1.8 MPa 的范圍內開展了柴油噴射策略的適應性研究。優化后，氨柴模式的最高指示熱效率為51.5%與純柴油模式相當。K. Hiraoka等[16]和Y. Imamori 等[17]研究了燃空當量比對氨柴發動機燃燒與排放的影響。在接近當量比條件下能夠得到較低的NH3和N2O 排放，而NOx排放升高。

已有的氨柴發動機研究，壓縮比在15.2～18.6 之間，氨柴雙燃料模式的熱效率與污染物排放可進一步優化。

本文作者先前研究[18]中發現氨的自燃活性低且火焰傳播速度慢，火焰傳播對于未燃混合氣自燃過程的影響不大。在快速壓縮機中的研究結果表明：高壓縮比(21)與低壓縮比(15)相比，壓縮上止點的溫度可以從750 K提高到850 K，壓縮終點壓力提升約1.0 MPa。高溫高壓環境有助于提高氨混合氣的活性，加速燃燒。因此提高發動機壓縮比是一種提高氨燃燒效率的有效方法。

本文作者基于重型車輛六缸柴油機，重新設計了高壓縮比燃燒系統。在此基礎上開展了氨柴雙燃料發動機的燃燒與排放特性試驗研究。其中氨在進氣道噴射，形成均質混合氣；柴油為缸內直噴，基于文獻可知，在壓縮沖程進行一次噴射有助于提高活塞凹坑外的預混合氣活性，減少NH3排放[10,12-15]。本文研究了提前第1 次噴射時刻并增大第1 次噴射量的優化策略，使活塞凹坑外形成活化熱氛圍，可望提高氨燃燒效率。

1 試驗設計及臺架參數

圖1 和圖2 分別為發動機臺架的示意圖和實物圖?；谀承吞栔匦桶l動機平臺設計開發，提高壓縮比至21。臺架主要由發動機、測功機、進排氣系統、發動機控制及數據采集系統、柴油供給系統、氨供給系統和排放測試設備組成。發動機的缸徑與沖程分別為131 mm 和160 mm。通過調節節氣門開度控制進氣流量，采用渦輪增壓系統提高進氣壓力。柴油經過油耗儀后被高壓油泵泵入高壓共軌，再通過7 孔噴嘴噴入缸內。氨則通過水浴蒸發器汽化后被減壓閥減壓，再通過氨噴嘴噴入進氣道中與新鮮空氣充分預混。

圖1 發動機臺架示意圖

圖2 發動機臺架實物圖

燃燒室壓力通過Kistler 6054B 壓力傳感器采集后傳輸至電腦的燃燒分析儀中。CO、NOx和THC 排放通過Horiba MEXA-7100 進行測量。N2O 和NH3排放通過Horiba MEXA-1400 QL- NX 測量。氨質量流量與柴油質量流量均通過美國高準(Micro Motion)公司的科里奧利(Coriolis)傳感器測得。試驗所使用燃料為市售柴油與氨。

試驗工況為1 200 r / min、1.25 kNm。試驗過程中，保持氨噴射壓力、高壓共軌壓力、進氣總管壓力與進氣溫度不變。機油溫度控制在100～105℃。柴油采用2次噴射策略。

第1 次噴射時刻的基準點為：上止點前(after top dead center，ATDC) 曲軸轉角(crank angle，CA)為50°，其調整范圍為基準點前后10°。

第1 次噴射量的調整范圍為預設第1 次噴射量最大值的25%～100%。第2 次噴射時刻和2 次噴射的柴油總質量不變。通過控制氨的質量流量保持發動機扭矩不變。氨能量替代率為(50±5)%。氨能量替代率(ammonia energy fraction，AEF)為

式中：qm為質量流量，LHV 為低熱值；角標D 表示柴油的，角標N 表示氨的。

溫室氣體GHG 相對排放率為：

式中：φ(CO2)、φ(N2O)分別為排氣中CO2的、N2O 的體積分數；角標D 表示純柴油工況下的。

通過瞬時缸壓(p)與缸內瞬時體積(V)可得缸內的瞬時放熱率為

式中，Q為累計放熱量，θ為曲軸轉角，γ為混合氣比熱比。

若令(dp/dθ)max為最大壓升率，則相對最大壓升率為

式中：角標D 表示純柴油工況下的。同理可得NH3、NOx、CO2、N2O、CO 和THC 的相對排放率，例如ω(NH3)等。

令CA05、CA50 和CA90 分別代表累計放熱量5%、50%和90%時的CA；CAd代表燃燒持續期的CA，其定義為CA90 與CA05 的間隔；ηe代表有效熱效率。在下文中，這些數值以相對于純柴油工況的數值表示。η(NH3)代表氨燃燒效率。

2 試驗結果與討論

圖3 展示了不同直噴噴射策略對缸壓及放熱率曲線的影響。觀察圖3a 可得，當第1 次噴射量(下簡稱為噴射量，ω)為最大設定值的25%時，第1 次噴射時刻(下簡稱為噴射時刻，CA1)對缸壓及放熱曲線無影響。這表明該策略下第1 次噴入的柴油并沒有起到引燃氨預混合氣的作用。此時，第2 次噴入缸內的柴油主導了燃燒。噴射量增加后，改變噴射時刻會影響缸壓及放熱曲線。缸內燃料的起燃時刻隨著噴射時刻的提前而推遲。這是由于噴射時刻提前后，噴入的燃料有更多的時間揮發與混合，因此柴油的分布更廣，局部活性下降。起燃時刻的推遲也使得第1 次噴入的燃料的燃燒相位與第2 次噴入的燃料的燃燒相位逐漸接近，兩部分燃料的放熱相互疊加導致了最大瞬時放熱率的升高。

圖3 不同直噴噴射策略對缸壓及放熱曲線的影響

圖4 為不同直噴噴射策略下的最大壓升率。噴射量增加使起燃時刻提前，燃燒靠近上止點。另一方面，噴射量增加也會導致缸內的預混燃燒比例增加，燃燒放熱更快。在兩者的共同作用下，氨柴燃燒模式的壓升率偏高。在本研究中出現的最大壓升率接近純柴油模式的170%，此時噴射量為最大設定值，噴射時刻(相對)為10°。觀察圖3f 可得，該策略下第1 階段放熱速率較快。大量的柴油與氨預混合氣混合，提高了整個燃燒室內氣體的活性，在較短時間內燃燒放熱。

圖4 不同直噴噴射策略對最大壓升率的影響

圖5 對比了不同直噴噴射策略對燃燒相位的影響。

圖5 不同噴射策略對燃燒相位的影響

觀察圖5a 可得，隨著噴射量的增大，CA05 提前。這是因為第1 次噴入的柴油占比提升，增強了預混合氣的活性導致起燃時刻的提前。當噴射量大于最大設定值的50%后，隨柴油噴射時刻提前，其與缸內的氨預混合氣有更多的時間混合，使局部混合氣活性降低，化學速率減緩，從而CA05 推遲。

圖5b 展示了不同噴射策略下CA50 的變化。隨著噴射量的增加，CA50 提前。這是由第1 階段燃燒相位提前與放熱量增大共同導致的。隨著噴射時刻的提前，CA50 推遲，但其推遲幅度比CA05 小。這表明CA50由第1 階段燃燒和第2 階段燃燒共同控制，第1 階段燃燒放熱推遲對CA05 的影響較小。

圖5c 為不同噴射策略下CA90 的變化。當噴射量為最大設定值的25%時，氨柴模式的CA90 比純柴油模式的CA90 晚，這是因為在噴入的柴油不能有效引燃氨預混合氣的情況下，氨的低化學活性及低火焰傳播速度會使燃燒后期放熱減緩。當噴射量大于最大設定值的50%后，氨柴模式的CA90 早于純柴油模式的CA90。一方面，噴入的燃料引燃了遠離燃燒室中心的氨預混合氣，加速了燃燒；另一方面，柴油第2 次噴射量的減少，噴油結束時刻相比純柴油模式早。

圖5d 為不同策略下的燃燒持續期。當噴射量為最大設定值的25%時，氨的加入導致整體燃燒相位的推遲，且由于氨的火焰傳播速度慢導致燃燒后期的放熱緩慢，此時氨柴模式的燃燒持續期長于純柴油模式。當噴射量增加后，遠離燃燒室中心的氨預混合氣被噴入的燃料引燃，CA90 大幅提前，燃燒持續期縮短。進一步增加噴射量會導致CA05 提前，但此時燃燒后期放熱的提前幅度較小，燃燒持續期增加。

不同噴射策略下的有效熱效率如圖6 所示。當噴射量為最大設定值的25%時，活塞凹坑外部的氨預混合氣未被柴油引燃，所以有效熱效率比原柴油有效熱效率低3%。隨著噴射量的提高，柴油引燃了更多的氨，因此有效熱效率上升。當噴射量進一步增大后，由于CA05 的提前使得在上止點前燃燒放熱的比例增加，發動機的負功增加并增大了傳熱損失，因此有效熱效率降低。提前噴射時刻減少了燃燒做的負功以及傳熱損失且能夠引燃更多的氨，有利于提高熱效率。但這會導致局部混合氣過稀，使柴油的燃燒效率惡化。受這幾方面因素的影響，當噴射時刻提前至基準點前時，有效熱效率受噴射時刻的影響較小，最高有效熱效率比純柴油模式高1.2 個百分點，此時噴射量為最大設定值的65%，噴射時刻(相對)為-5°。該工況下燃燒主要發生在上止點后，且燃燒持續期短、氨燃燒效率高。

圖6 不同噴射策略對有效熱效率的影響

圖7展示了不同噴射策略下對各氣體排放物的影響。從圖7a 和7b 中可知，噴射量的提高增強了氨預混合氣的活性，從而氨燃燒效率提升。隨著噴射時刻的提前，氨的燃燒效率先增加后降低。這是因為噴入的柴油進入了活塞凹坑的外部，引燃了該區域的氨，如圖8 所示。但噴射時刻進一步提前會使柴油有更多的時間與氨混合，局部燃空當量比降低，活性下降。

圖7 不同噴射策略對氣體排放物的影響

圖8 缸內第1 次噴射噴霧混合示意圖

圖7c 為不同噴射策略下的NOx排放。在氨柴雙燃料發動機中，NOx排放的主要成因有2 種，一種為高溫NOx排放，即高溫下氮氣熱解生成；另一種則是燃料NOx排放，即氨的不完全燃燒產物。當噴射量為最大設定值的25%時，由于氨燃燒效率低，缸內溫度低，因此高溫NOx排放低于純柴油的NOx排放。隨著噴射量的增加，更多的氨參與燃燒，燃燒室內溫度的提升促進了高溫NOx生成；同時，在活塞縫隙等溫度較低的地方由于氨不完全燃燒產生燃料NOx排放。兩者共同作用使NOx排放增加。當噴射時刻提前，噴入的柴油能夠更廣的覆蓋活塞凹坑外的區域，使局部高溫區減少，有利于降低高溫NOx排放。

圖7d 展示了不同策略下的CO2排放，由于氨的加入，相比純柴油模式少噴入了50%的柴油。因此CO2排放降低。N2O 作為氨燃燒的中間產物，主要在低溫富氧區域生成。噴射量提升使活塞凹坑外部的溫度上升，因此降低了N2O 排放，如圖7e 所示。隨著噴射時刻的提前，凹坑外的混合氣偏稀，燃燒溫度降低，從而N2O 排放增加。發動機的GHG 排放，如圖7f 所示。通過優化噴射策略，GHG 能夠減少37%。

圖7g 和7h 分別展示了不同噴射策略下的CO 和THC 排放。當噴射量增加時，由于高溫區增加，CO排放降低。而由于此時壓噴入的柴油容易撞擊壁面，造成濕壁，因此THC 排放惡化。當噴射時刻提前時，由于柴油混合的更充分，燃燒溫度降低，CO 和THC排放有所增加。

3 結 論

本文研究了高壓縮比條件下，氨柴雙燃料發動機的燃燒與排放特性。試驗工況為1 200 r/min、1.25 kNm。氨能量替代率為50%。柴油采用了2 次噴射策略。具體結論如下：

1) 提高氨柴發動機的壓縮比至21，在50%氨能量替代率下能實現穩定燃燒。采用氨柴燃燒模式，最大壓升率高于純柴油模式，最大壓升率接近純柴油模式的170%。

2) 發動機的有效熱效率隨第1 次噴射量的增加先增大后減小。氨柴燃燒模式的最高有效熱效率相比同壓縮比下純柴油模式的最高有效熱效率高1.2個百分點。第1 次噴射量為最大設定值的65%，第1 次噴射時刻相對基準點提前5°。

3) 增大第1 次噴射量能提高氨的燃燒效率，且N2O 和CO 排放分別減少85%和50%，但會惡化NOx和THC 排放。提前第1 次噴射時刻能使NOx排放減少30%，但會惡化N2O，CO 和THC 排放。為使發動機起到減少GHG 排放的目的，第1 次噴射量不低于最大設定值的65%。

因此，相比純柴油模式，本文的優化噴射策略可使溫室氣體排放減少37%。