孫柏剛，包凌志，羅慶賀

（北京理工大學(xué) 機(jī)械與車輛學(xué)院，北京 100081，中國）

中國已提出二氧化碳排放力爭于2030年前達(dá)到峰值，努力爭取2060年前實(shí)現(xiàn)碳中和，這就必然要求優(yōu)化調(diào)整產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)、能源結(jié)構(gòu)，加快構(gòu)建過渡到清潔可再生能源為主的能源發(fā)展新格局。氫能因?yàn)閬碓炊鄻?、清潔低碳、靈活高效、應(yīng)用場景豐富等眾多優(yōu)點(diǎn)，被視為21世紀(jì)最具發(fā)展?jié)摿Φ那鍧嵞茉础淠芤殉蔀槿蛐乱惠喬紲p排和碳中和的首選方向，被多個(gè)國家納入能源戰(zhàn)略部署中。中國政府站在能源安全和可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略高度，把氫能列為中國重點(diǎn)發(fā)展的戰(zhàn)略性新興產(chǎn)業(yè)，也作為培育發(fā)展新動能、引領(lǐng)發(fā)展方式轉(zhuǎn)變的未來重要產(chǎn)業(yè)。

氫能的利用方式主要有燃料電池和氫內(nèi)燃機(jī)2種。燃料電池具有效率高、零排放的優(yōu)點(diǎn)，但其技術(shù)難度大、成本高、對配套體系建設(shè)依賴強(qiáng)。氫內(nèi)燃機(jī)保留了傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)的主要結(jié)構(gòu)和系統(tǒng)，可以利用工業(yè)副產(chǎn)氫氣，通過燃燒方式轉(zhuǎn)化能量達(dá)到與燃料電池相近的熱效率，并具有低成本的顯著優(yōu)勢。在汽油機(jī)或柴油機(jī)的基礎(chǔ)上，僅需更換氫氣供應(yīng)及噴射系統(tǒng)、氫氣專用冷型火花塞、匹配新渦輪增壓器、對潤滑和曲軸箱通風(fēng)進(jìn)行相應(yīng)的適應(yīng)性設(shè)計(jì)，就可以實(shí)現(xiàn)氫內(nèi)燃機(jī)應(yīng)用[1]。因此，氫內(nèi)燃機(jī)是推動傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)各種應(yīng)用領(lǐng)域升級轉(zhuǎn)型、助力碳達(dá)峰和碳中和的重要技術(shù)方向。

1 氫內(nèi)燃機(jī)

1.1 氫氣物理性質(zhì)

表1 氫氣和其他燃料物理特性比較

氫氣具有質(zhì)量熱值高、燃燒速度快、擴(kuò)散性好、可燃濃度范圍廣等優(yōu)點(diǎn)，是非常合適的內(nèi)燃機(jī)替代燃料。相比于汽油機(jī)，氫氣燃燒速度快，更類似于定容燃燒，因此燃燒效率高。氫氣自燃溫度為858 K，不易被壓燃，點(diǎn)燃式就成為氫內(nèi)燃機(jī)最簡單、最可控的燃燒方式。氫氣的辛烷值為130，燃料抗爆性好，因此氫內(nèi)燃機(jī)可以采用比汽油機(jī)更高的壓縮比來提高熱效率。然而氫氣密度小，在有限的空間內(nèi)需要采用液氫或35、70 MPa的高壓進(jìn)行儲存，燃料攜帶不夠方便。

1.2 直噴氫內(nèi)燃機(jī)優(yōu)勢

直噴氫內(nèi)燃機(jī)按噴射壓力可劃分為高壓直噴和低壓直噴，低壓直噴的噴射壓力通常在1.5 ～ 6 MPa，而高壓直噴一般大于10 MPa。

缸內(nèi)直噴消除了氫氣占用氣缸容積的問題，大幅提升了氫內(nèi)燃機(jī)的動力性[2]，氫內(nèi)燃機(jī)化學(xué)當(dāng)量比混合氣熱值由2.98 MJ/m3提高到4.23 MJ/m3，而汽油機(jī)只有3.81 MJ/m3，如圖 1所示，直噴氫內(nèi)燃機(jī)理論上相比于同排量的汽油機(jī)可以提高17%的動力性。

圖1 直噴氫內(nèi)燃機(jī)動力性比較[3]

相比于進(jìn)氣道噴射，直噴氫內(nèi)燃機(jī)可以在進(jìn)氣門關(guān)閉后再噴射，避免氫氣回流進(jìn)入進(jìn)氣道導(dǎo)致回火。在相同工況下，直噴氫內(nèi)燃機(jī)可以采用更稀薄的燃燒方式，從而降低了泵氣損失，提升熱效率。進(jìn)氣道噴射與缸內(nèi)直噴的比較見表2。

表2 不同氫氣噴射方式內(nèi)燃機(jī)特點(diǎn)比較

1.3 直噴氫內(nèi)燃機(jī)研究成果

表3為近年來國內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)開發(fā)的直噴氫內(nèi)燃機(jī)機(jī)型和性能排放參數(shù)。從表3中可以看出，直噴氫內(nèi)燃機(jī)總體熱效率都大于35%，在稀燃條件下的熱效率大于40%。

表3 直噴氫內(nèi)燃機(jī)樣機(jī)參數(shù)及性能指標(biāo)

續(xù)表

1.4 直噴帶來的新問題

1） 直噴后最高燃燒壓力增加，燃燒速度加快，內(nèi)燃機(jī)承受高機(jī)械負(fù)荷和熱負(fù)荷的能力受到考驗(yàn)[4]。

2） 考慮到直噴氫內(nèi)燃機(jī)工作的過量空氣系數(shù)范圍廣，燃燒和氮氧排放都對過量空氣系數(shù)的變化敏感，因此，工作過程中熱效率和排放存在著強(qiáng)烈的相互制約關(guān)系。

3） 氫氣缸內(nèi)直噴噴嘴對流量、密封和耐久特性要求高。

4） 直噴氫內(nèi)燃機(jī)混合時(shí)間短，影響排放、效率和燃燒的穩(wěn)定性。

5） 直噴氫內(nèi)燃機(jī)中的控制策略復(fù)雜，若噴射相位不合適，排氣中的未燃?xì)鋾黾?倍，熱效率也會隨之下降[11]。如圖2所示，直噴氫內(nèi)燃機(jī)在不同負(fù)荷下都對應(yīng)著不同的噴射和點(diǎn)火策略，因此噴射壓力、相位、噴嘴結(jié)構(gòu)都會影響混合氣的形成進(jìn)而影響燃燒排放。

圖2 直噴氫內(nèi)燃機(jī)噴射及點(diǎn)火策略[12]

2 混合氣形成研究

直噴氫內(nèi)燃機(jī)的工作過程是一個(gè)多參數(shù)耦合的問題，首先噴射壓力和噴嘴結(jié)構(gòu)決定噴霧形狀和噴射速率；噴氫相位和缸內(nèi)氣體流動主導(dǎo)缸內(nèi)混合氣形成及分布；火焰形成取決于點(diǎn)火的位置、點(diǎn)火時(shí)刻和火花塞附近混合氣的分布；燃燒品質(zhì)和濃度直接影響NOx排放。因此，混合氣形成過程需要從氫氣噴嘴、噴霧和缸內(nèi)氫-空氣作用多角度分析。

2.1 直噴噴嘴研究

直噴噴嘴的設(shè)計(jì)應(yīng)使足夠量的氫氣噴入氣缸，并與空氣充分混合。按超臨界流體力學(xué)方程推算，只有當(dāng)噴射壓力超過背壓的0.53倍，噴氫流量才與背景壓力無關(guān)。

其中：pk為噴射壓力，p0為背景壓力，γ為氫氣的絕熱指數(shù)。

直噴氫內(nèi)燃機(jī)的氫氣噴射通常發(fā)生在進(jìn)氣門關(guān)閉后，此時(shí)噴射的背景壓力會隨著氣缸容積的變化呈指數(shù)升高，因此，為保證噴嘴的流量并減少氫氣儲罐內(nèi)剩余氫氣量，延長車輛續(xù)航里程，直接噴射氫氣的壓力范圍通常為1.5 ～ 30 MPa[4,13]。

高壓氫氣噴射研發(fā)的關(guān)鍵技術(shù)難點(diǎn)主要有以下7點(diǎn)[14-15]：

1） 氫氣密度小，噴射壓力高，噴射需求的流量大，需要針閥開啟能力強(qiáng)、針閥行程大；

2） 氫氣氣體分子小，擴(kuò)散性強(qiáng)，能滲透一些壓電晶體噴嘴使用的環(huán)氧材料，并致其脫落，從而存在密封問題；

3） 氫氣會腐蝕一些表面涂層材料；

4） 氫氣無法潤滑噴嘴，對摩擦設(shè)計(jì)提出更高要求；

5） 氫氣流體粘度低，噴嘴內(nèi)部運(yùn)動部件阻尼低，針閥接觸閥座時(shí)振動幅度大、沖擊力強(qiáng)，易發(fā)生共振，會導(dǎo)致裝配失效、零件磨損；

6） 氫氣燃燒會生成大量水分，噴嘴頭部材料需要進(jìn)行防銹防水處理；

7） 氫氣多次噴射需要噴嘴具有快速的動態(tài)響應(yīng)和強(qiáng)抗干擾能力。

按出口截面形狀劃分，缸內(nèi)直噴氫氣噴嘴有多孔式、開環(huán)式和混合式3種[16]；按驅(qū)動方式劃分，有電子液壓驅(qū)動、電磁閥驅(qū)動和壓電晶體驅(qū)動3種[13]。 若采用現(xiàn)有的商用汽油或天然氣噴嘴直接噴射氫氣，不僅流量達(dá)不到功率要求，且噴嘴的密封性和耐久性能也很差[17]。

紐倫堡大學(xué)研制的商用低壓氫氣直噴噴嘴，噴射壓力僅為0.85 MPa，采用電磁閥驅(qū)動，氫氣流量可達(dá)1 mg/ms，泄漏速率為0.2 ml/min[18]。由于噴射壓力低，其噴射窗口受缸內(nèi)壓縮壓力的影響，單只噴嘴僅可提供7.5 kW的功率輸出。此款噴嘴采用了耐氫的類金剛石碳涂層，經(jīng)歷了1 000萬次噴射的耐久性考核，發(fā)現(xiàn)金剛石碳涂層在氫氣環(huán)境下表現(xiàn)出很好的耐磨特性，其流量和密封特性均無明顯變化。賀爾碧格公司采用的電磁閥驅(qū)動的直噴噴嘴，最高噴射壓力可達(dá)30 MPa，最大氫氣流量為2 mg/ms，其噴孔數(shù)量和噴孔直徑均可變。

豐田公司開發(fā)的液壓電磁閥噴嘴，最高噴射壓力可達(dá)30 MPa，對與氫氣接觸的閥座和密封圈都進(jìn)行了高精度加工及硬化處理，每循環(huán)可噴入300 ml的氫氣[6]。東京城市大學(xué)自主研制的五孔高壓氫氣噴嘴，采用電子液壓驅(qū)動的方式，與電磁閥相比，具有更快速的響應(yīng)能力，最高噴射壓力為20 MPa，最大噴射流量折合計(jì)算可達(dá)21 mg/ms[15,19-20]。噴嘴的泄漏速率小于100 ml/min。該噴嘴還進(jìn)行了700 h的耐久性考核試驗(yàn)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)閥座的密封能力在700 h內(nèi)沒有明顯變化。但是該噴嘴還需要利用一個(gè)高壓共軌系統(tǒng)控制驅(qū)動油壓，當(dāng)噴射壓力為20 MPa時(shí)，驅(qū)動油壓需要達(dá)到120 MPa，因此外圍系統(tǒng)比較復(fù)雜。

西港公司[14]專門開發(fā)了一款直噴氫氣噴嘴，采用壓電晶體驅(qū)動方式，驅(qū)動電壓為1 kV，最大噴射流量在10 MPa的供氫壓力下為6 mg/ms。測試發(fā)現(xiàn)執(zhí)行器的環(huán)氧涂層材料因長時(shí)間接觸氫氣而磨損，不過壓電晶體的陶瓷材料則沒有變化，其噴嘴壽命能達(dá)到200 h。博世新推出了一款基于汽油噴嘴改進(jìn)的高壓外開環(huán)式氫氣噴嘴，采用壓電晶體的驅(qū)動方式，驅(qū)動電壓為200 V，為保證氫氣流量，擴(kuò)展了噴嘴截面的面積，其最高氫氣噴射壓力可達(dá)25 MPa，10 MPa時(shí)噴射流量可達(dá)1.8 mg/ms[21]。

綜上，電磁閥驅(qū)動噴嘴改造難度最簡單，但相對流量較小；電子液壓驅(qū)動氫氣噴嘴流量大，針閥行程大，但開關(guān)響應(yīng)慢；壓電晶體驅(qū)動噴嘴響應(yīng)最快，且相對流量大，可承受更高的噴射壓力，但成本較高。

2.2 直噴噴嘴噴霧特性

直噴噴嘴噴霧特性的測試方法主要有：紋影法、粒子圖像測速（particle image velocimetry, PIV）和激光誘導(dǎo)熒光法（laser induce fluorescence, LIF）。紋影法可以測試噴霧形狀、貫穿距和噴霧錐角；PIV用于測試噴霧場的流速；LIF則可以測量噴霧的形狀和局部空燃比。

研究發(fā)現(xiàn)，不同于天然氣噴射，外開環(huán)式的高壓氫氣噴射結(jié)構(gòu)在近場為錐狀，在遠(yuǎn)場則變?yōu)榍驙睢Ｔ谕瑯拥膰娚鋲毫兔}寬下，孔式的高壓氫氣噴射貫穿距離也比天然氣長，流速也更快[22-23]。此外氫氣的貫穿距對噴孔直徑更加敏感，而與噴射壓力無關(guān)。T.Wallner比較了13孔、噴孔直徑0.38 mm、60°錐角與5孔、噴孔直徑0.62 mm、100°錐角的2種噴嘴噴霧形態(tài)的差距。2種噴嘴的總噴孔面積相同，理論上5孔噴嘴的貫穿距離更大，但是由于錐角增加后與壁面作用增強(qiáng)，導(dǎo)致貫穿距離減少[24]。T. Shudo研究了多次噴射后氫氣噴霧的變化，采用分段噴射后[25]，當(dāng)多次噴射的燃料占比為7∶3時(shí)，噴霧有向更寬區(qū)域擴(kuò)散的趨勢; 當(dāng)燃料比為3∶7時(shí)，多次噴射則同時(shí)減弱其徑向擴(kuò)散和軸向貫穿，可以利用多次噴射控制缸內(nèi)氫氣的空間分布。

2.3 混合氣形成過程研究

直噴氫內(nèi)燃機(jī)中，采用激光誘導(dǎo)熒光（LIF）、粒子圖像測速（PIV）、和火花引入激光誘導(dǎo)擊穿光譜法（spark-induced breakdown spectroscopy, SIBS）技術(shù)可以測試不同曲軸轉(zhuǎn)角下混合氣的形成情況，測量火花塞周圍的濃度分布?？紤]到氫氣特殊的物理化學(xué)特性，這些測試方法還需要進(jìn)行從新修正。

氫氣是雙原子分子，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，難以被激發(fā)出熒光，使用平面激光誘導(dǎo)熒光技術(shù)時(shí)，需要在氫氣中摻入示蹤粒子如丙酮、三甲胺和三乙胺[26]，其中最常使用的是丙酮，主要因?yàn)槠滹柡驼魵鈮焊撸?0 MPa的氫氣中可摻混0.33%濃度的丙酮，發(fā)出的熒光效率對溫度的依賴性適中，且發(fā)射光譜部分在可見光區(qū)。測量丙酮的熒光信號并經(jīng)過溫度修正可得到混合氣濃度分布的結(jié)果[27]，考慮到混合不均勻等不確定因素，這種測量方法得到的過量空氣系數(shù)的誤差最高為25%[28]。利用PIV測量缸內(nèi)速度場的分布時(shí)，為保證與氫氣的流動跟隨性，選用公稱直徑為1.8 μm的SiO2粒子作為示蹤粒子，并借助Nd:YAG 532 nm的激光激發(fā)[29]。SIBS利用紫外石英光纖傳輸激光，并在點(diǎn)火時(shí)刻激發(fā)等離子體，形成火花。由于可以借助原有的火花塞作為光源和光纖通道，不需要對內(nèi)燃機(jī)進(jìn)行任何改動就可以直接測量點(diǎn)火時(shí)刻火花塞周圍的局部空燃比，且測試范圍廣，可以量化氫氣的分層現(xiàn)象[30]。但是這種測量方法對點(diǎn)火時(shí)刻的缸內(nèi)壓力變化十分敏感，不同工況下都需要依據(jù)缸壓從新修正。

研究發(fā)現(xiàn)，缸內(nèi)氫-空的混合狀態(tài)與噴射相位、噴嘴位置（側(cè)置/中置）、噴嘴孔數(shù)、噴嘴結(jié)構(gòu)和噴射壓力直接相關(guān)，并受到缸內(nèi)湍流的影響。

S．Kaiser在一臺0.5 L的光學(xué)發(fā)動機(jī)上比較了1 200 r/min總體過量空氣系數(shù)1.8工況下，噴射相位(start of injection, SOI) 分別為CA -112°、CA -90°和CA -77.5°的點(diǎn)火時(shí)刻時(shí)缸內(nèi)濃度的分布[29]。如圖 3所示，噴嘴安裝于視窗位置的正上方，比較可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)噴射相位為CA -112°時(shí)，缸內(nèi)的混合氣形成的十分均勻。而稍微推遲即采取中段噴射噴射時(shí)：缸內(nèi)混合氣一部分呈現(xiàn)過量空氣系數(shù)λ= 2.5混合濃度，一部分出現(xiàn)在λ= 1的濃度，同時(shí)中噴可以使氫氣的主要分布分布離開壁面，從而減少傳熱，提高效率。推遲噴射時(shí)：點(diǎn)火時(shí)刻處尚處在混合的階段，缸內(nèi)大部分還是為λ=3的區(qū)域，而靠近噴嘴出口區(qū)域的λ達(dá)到了0.5。

圖3 不同噴射相位下點(diǎn)火時(shí)刻時(shí)缸內(nèi)混合情況[29]

提前噴射的策略能保證缸內(nèi)氣體均勻混合，H.Rottengruber發(fā)現(xiàn)確定提前的時(shí)間主要與噴射壓力有關(guān)。采用15 MPa單孔噴嘴在上止點(diǎn)前CA 40°噴射，到點(diǎn)火時(shí)刻上止點(diǎn)時(shí)已經(jīng)可以形成非常均勻的混合氣[4]。此外提高噴射壓力后，缸內(nèi)的湍動能增加，貫穿距加長，高壓氫氣射流與上行活塞作用，若為多孔噴嘴，氣流與氣流之間還會相互作用[31]，這樣有利于氫氣的擴(kuò)散。因此高噴射壓力也有利于均質(zhì)混合氣的形成。

V．Salazar發(fā)現(xiàn)若混合氣出現(xiàn)不均勻現(xiàn)象時(shí)混合氣濃區(qū)和稀區(qū)之間存在著明顯的濃度變化梯度，在速度場分布中表現(xiàn)為湍流峰[32]。而這個(gè)湍流峰會中心出現(xiàn)一個(gè)回流的區(qū)域，抑制氫氣的流動。研究還發(fā)現(xiàn)存在缸內(nèi)滾流和噴射干涉現(xiàn)象，同樣會抑制氫氣射流的貫穿，使得噴嘴附近的濃度很高。

利用紋影和LIF測試的結(jié)果可以對噴霧和混合的數(shù)值模擬進(jìn)行修正。R. Scarcelli測試了從活塞頂部到斜屋頂燃燒室共5個(gè)平面的混合氣分布，試驗(yàn)結(jié)果可用于校核仿真模型，標(biāo)定湍流系數(shù)，并測量火花塞附近濃度，評估噴射策略的優(yōu)劣[33]。T. Wallner發(fā)現(xiàn)仿真多孔噴嘴時(shí)，由于射流之間會存在干擾，因此其仿真精度最差。高文治利用仿真研究發(fā)現(xiàn)，混合氣形成不均勻度在噴射相位(SOI)早于CA -88°時(shí)變化很小，此時(shí)缸內(nèi)有充足的時(shí)間形成均質(zhì)混合氣，而噴射時(shí)刻晚于CA -88°時(shí)，缸內(nèi)分布迅速呈現(xiàn)分層現(xiàn)象[34]。A.Hamzehloo利用仿真比較了長時(shí)間噴射，可以增加缸內(nèi)湍動能，可以在更稀燃的條件下，燃燒的更充分。早噴預(yù)混好，但是火花塞附近湍流度很低; 晚噴壓縮壓力高，火花塞附近的湍動能大，有利于燃燒，但易在噴嘴附近形成過濃混合氣導(dǎo)致排放過高[35]。

綜上，直噴氫內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)最理想的混合氣形成情況應(yīng)該高湍流度的缸內(nèi)均質(zhì)混合氣，高噴射壓力和合理的多次噴射可以促進(jìn)理想混合氣形成。

3 直噴氫內(nèi)燃機(jī)燃燒特性

3.1 燃燒測試方法

氫內(nèi)燃機(jī)燃燒光學(xué)測試方法主要有陰影法、紋影法、光學(xué)發(fā)動機(jī)直拍、紫外光內(nèi)窺鏡、和激光誘導(dǎo)熒光（LIF），這些方法可用于測試缸內(nèi)火焰發(fā)展速度和形態(tài)、分析氫氣燃燒過程及燃燒產(chǎn)物的分布。

M. K. Roy等利用光學(xué)發(fā)動機(jī)直拍研究了分層噴射的火焰燃燒情況[36]。氫內(nèi)燃機(jī)火焰最開始呈現(xiàn)白藍(lán)色，火核初期呈球形，隨著火焰的發(fā)展，火核出現(xiàn)褶皺現(xiàn)象。此外缸內(nèi)一些額外的亮點(diǎn)，主要是由燒機(jī)油導(dǎo)致的?；鹧婷娣e和二次導(dǎo)數(shù)變化還能直接反應(yīng)火核的發(fā)展及火焰?zhèn)鞑ァＥc汽油相比，氫的火焰形狀更接近球形，氫氣的燃燒速度更快，火焰受到缸內(nèi)流動的影響較小，因此氫內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)循環(huán)變動也更小。S. Tanno利用缸內(nèi)內(nèi)窺鏡和電荷耦合器件(charge coupled device, CCD)相機(jī)對不同噴射壓力的直噴氫內(nèi)燃機(jī)進(jìn)行了燃燒可視化測試，直拍圖像中的亮點(diǎn)來自于燃燒產(chǎn)物水的熱輻射，而圖像整體的亮度則與缸內(nèi)溫度直接相關(guān)[6]。研究還發(fā)現(xiàn)，直拍圖像的亮度可以直接反應(yīng)燃燒放熱率的變化。

不同于碳?xì)淙剂?，氫?nèi)燃機(jī)中燃燒唯一生成的可測試產(chǎn)物為OH*。水蒸氣也可以在可見和紅外波長范圍釋放光子，但只有燃燒完全結(jié)束才有水生成。利用化學(xué)熒光法可在反應(yīng)進(jìn)行中觀測OH*熒光強(qiáng)度，利用缸壓和缸內(nèi)溫度修正，映射燃燒反應(yīng)的劇烈程度。紫外內(nèi)窺鏡法不需要像光學(xué)發(fā)動機(jī)進(jìn)行很大的改動，利用帶有像增強(qiáng)功能的CCD相機(jī)(intensified CCD, ICCD)觀察OH*變化，熒光強(qiáng)度還與NOx排放與很好的關(guān)聯(lián)性。經(jīng)過證明，熒光強(qiáng)度的分布也與缸內(nèi)混合氣的分布相同，因此可用熒光強(qiáng)度概率密度分布函數(shù)近似表示混合濃度分布，從而進(jìn)行定性分析[27]。

P. G. Aleiferis利用LIF測量了直噴氫內(nèi)燃機(jī)中的火焰?zhèn)鞑ニ俣?，相比于湍流容彈測量的4 m/s的結(jié)果，在轉(zhuǎn)速1 000 r/min，λ= 2工況下，光學(xué)發(fā)動機(jī)中的燃燒速度達(dá)到10 m/s。比較汽油機(jī)可以發(fā)現(xiàn)，在λ= 1 .0～ 1.2的范圍內(nèi)，火焰燃燒速度為8 ～ 12 m/s，進(jìn)氣道噴射為10 ～ 20 m/s，而直噴內(nèi)燃機(jī)在λ= 1.2 ～ 1.5的稀燃條件下，火焰?zhèn)鞑ニ俣确逯稻瓦_(dá)到了35 m/s，主要因?yàn)楦邏簹錃鈬娚鋾绊懜變?nèi)的流動，加速缸內(nèi)湍流從而提高了燃燒速度[37]。

3.2 高效燃燒模式

氫氣的可燃范圍廣，直噴氫內(nèi)燃機(jī)在λ= 0.7～ 4.0的范圍內(nèi)都能正常平穩(wěn)的工作[16]，利用這個(gè)性質(zhì)。早期的研究主要注重標(biāo)定噴射相位和噴射脈寬，即通過提高整體濃度，加快火焰?zhèn)鞑ニ俣?，改善燃燒的定容度，但是這種方法也會帶來氮氧排放的增加。之后，研究者開始優(yōu)化噴嘴參數(shù)，試圖通過不同的噴射、混合和點(diǎn)火策略探索高效的燃燒方式。隨著光學(xué)研究和數(shù)值模擬的介入，研究者對直噴氫內(nèi)燃機(jī)的均質(zhì)稀薄燃燒和分層燃燒等高效燃燒模式有了新的理解。

直噴氫內(nèi)燃機(jī)的燃燒對噴嘴結(jié)構(gòu)和噴射壓力十分敏感。T. Wallner發(fā)現(xiàn)，在平均有效壓力0.25 MPa小負(fù)荷時(shí)，改變不同噴孔位置，相比于背對火花塞噴射時(shí)29%的熱效率，朝向火花塞噴射時(shí)熱效率可以提升至35%[38]。采用不同的噴射參數(shù)，在不同轉(zhuǎn)速下，熱效率可變化8%。H. Rottengruber研究了在轉(zhuǎn)速2 000 r/min平均指示壓力1.5 MPa下，將噴射壓力從15 MPa降低至4.5 MPa，平均指示壓力只減少5%，熱效率卻損失了5%[4]。

噴射相位直接影響混合氣的形成，從而影響燃燒。A. Wimmer比較了噴射相位CA -140°、CA -120°和CA -105°燃燒放熱率及缸壓的變化，推遲噴射后，火花塞附近形成的混合氣稀，從而導(dǎo)致燃燒相位滯后，燃燒的爆發(fā)壓力和瞬時(shí)放熱率峰值也相對較低[3]。M.K. Roy等發(fā)現(xiàn)推遲噴射燃燒快，瞬時(shí)放熱率高，燃燒更加穩(wěn)定。湍流度小，越靠近上止點(diǎn)噴射，噴霧發(fā)展快，噴射會降低燃燒時(shí)缸內(nèi)的湍流度[3]。此外，他還發(fā)現(xiàn)最晚噴射工況的火焰發(fā)展最快，面積最大，燃燒也最穩(wěn)定。研究發(fā)現(xiàn)在10 MPa噴射壓力下，SOI在CA 120°和 CA 40°BTDC，早噴火花塞處λ= 1.32，而晚噴λ= 0.66，從而導(dǎo)致放熱率峰值是其2.5倍。研究發(fā)現(xiàn)，推遲噴射后，OH*熒光區(qū)域在點(diǎn)火后更早明亮，且強(qiáng)度更高。證明此時(shí)由于分層，火花塞附近氫氣濃度高，著火延遲期變短[24]。此外，提高噴射壓力，在燃燒開始時(shí)，缸內(nèi)中心會形成OH*亮點(diǎn)，證明此區(qū)域?yàn)橄鄬鈪^(qū)，并且燃燒劇烈。而采用低噴射壓力時(shí)，僅在噴嘴匯集少量氫氣，并相對靠后開始燃燒。

A. Wimmer[39]等發(fā)現(xiàn)，當(dāng)SOI從CA 120°BTDC推遲至CA 65°BTDC時(shí)，缸內(nèi)混合氣的分布出現(xiàn)分層現(xiàn)象，形成局部過濃區(qū)域，從而加速了火焰的傳播，縮短了燃燒持續(xù)期，同時(shí)氫氣在壓縮末段噴入，活塞上行時(shí)壓縮功減少。盡管此時(shí)燃燒溫度增加，缸內(nèi)氣體流速加快后導(dǎo)致傳熱損失增加，但直噴氫內(nèi)燃機(jī)總體效率增加3%。而在定容彈中，如圖 4所示[40]，對比λ= 1.5分層混合氣和λ= 1.0的均質(zhì)混合氣，火焰前鋒面發(fā)展情況一致，火焰?zhèn)鞑ニ俣纫恢?，且放熱速率相近。但分層后靠近壁面的氣體過量空氣系數(shù)高，燃燒溫度低，因此傳熱損失大大減少。因此，分層燃燒的目的是使火花塞附近形成微濃的混合氣，保證穩(wěn)定的火焰發(fā)展和傳播；在靠近壁面區(qū)域形成較稀的混合氣，從而減少傳熱損失，實(shí)現(xiàn)高效燃燒[13]。

圖4 均質(zhì)和分層燃燒火焰發(fā)展情況[40]

提前噴射均質(zhì)燃燒和推遲噴射分層燃燒分別適用于不同的工況，應(yīng)根據(jù)氫內(nèi)燃機(jī)工作特性需要的工況進(jìn)行優(yōu)化。其中低速小負(fù)荷工況采用提前噴射，可以有利于稀燃混合氣的形成，保證內(nèi)燃機(jī)工作的穩(wěn)定性。在大負(fù)荷工況，采用推遲噴射并適當(dāng)提高廢氣再循環(huán)（EGR）率可以實(shí)現(xiàn)高效燃燒。不過這種策略也有特殊情況。Y. Takagi等發(fā)現(xiàn)，在小負(fù)荷稀燃（λ= 3）的情況下相比于提前噴射形成均勻混合氣，采用推遲噴射相位可以有效降低缸內(nèi)未燃?xì)涞臐舛?，讓更多的氫氣參與燃燒，從而提升內(nèi)燃機(jī)有效熱效率[41]。

實(shí)現(xiàn)分層燃燒的另一種方式即多次噴射，采用多次噴射可以降低氫氣的擴(kuò)散速度，從而更好地實(shí)現(xiàn)分層燃燒。T. Wallner[42]等研究了多次噴射中噴孔的位置和噴射點(diǎn)火策略對燃燒和性能的影響。結(jié)果發(fā)現(xiàn)噴射射流往火花塞方向噴射需要留有CA 20°的余量，否則火焰可能會被噴射出的高速氣體熄滅。多次噴射后，隨著二次噴射比例的逐漸增加，混合氣形成不均勻，局部表現(xiàn)為稀燃，最佳點(diǎn)火角應(yīng)該提前。因此多次噴射的燃燒持續(xù)期更長，燃燒放熱率變化更加緩慢。

相比于單獨(dú)點(diǎn)燃式的單火核傳播，采用擴(kuò)散燃燒模式，火焰?zhèn)鞑ニ俣雀?，并利用高壓縮比，熱效率更高。但由于氫氣自燃溫度為858 K，壓燃難度大，需要通過預(yù)燃室火花點(diǎn)火的方式實(shí)現(xiàn)。R. Heindl提出了二次噴射的策略，第1次噴入少量氫氣點(diǎn)燃后，對缸內(nèi)進(jìn)行預(yù)熱，第2次噴入的氫氣擴(kuò)散燃燒，從而避免爆震，可以達(dá)到44%的指示熱效率[43]。為實(shí)現(xiàn)更高自由度的分層燃燒模式，Y. Takagi等在稀燃工況下，將噴射和點(diǎn)火緊密耦合，在臨近上止點(diǎn)，噴射結(jié)束時(shí)刻立即點(diǎn)火，抑制氫氣噴射的羽流擴(kuò)散，實(shí)現(xiàn)火花塞附近局部濃燃。這種羽流燃燒方式可減少未燃?xì)浔壤?，在小?fù)荷下的指示熱效率達(dá)到 48%，相比之下，噴氫相位推遲至CA-135°時(shí)，指示熱效率降低至44%[5,19,30,41,44]。由于氫燃料不含碳，因此不用擔(dān)心碳煙的生成。S. Tanno探索了30 MPa噴射壓力下，壓縮比設(shè)置為15.8，利用火花點(diǎn)火輔助擴(kuò)散燃燒，在點(diǎn)火時(shí)刻噴氫，通過高壓大貫穿距射流在缸內(nèi)形成分層，可在實(shí)現(xiàn)高定容度燃燒的同時(shí)降低傳熱損失，熱效率相比于均質(zhì)混合燃燒可以提升3%，達(dá)到43.8%。采用這種燃燒方式的好處是：高強(qiáng)度的射流可以加快燃燒和反應(yīng)的速度，提高燃燒的定容性，從而提高燃燒效率、降低傳熱損失[6]。

M. F. Rosati在光學(xué)發(fā)動機(jī)中探索了氫氣直噴均質(zhì)混合壓燃（homogeneous charge compression ignition,HCCI）燃燒模式，并通過增加壓縮比（17壓縮比）調(diào)節(jié)進(jìn)氣加熱溫度（20 ～ 400℃）和熱EGR率來控制燃燒。不同于碳?xì)淙剂系亩嗪巳紵?，氫氣的均質(zhì)充量壓縮燃燒（HCCI）只觀測到單核火焰?zhèn)鬟f，因此，可以通過耦合火花點(diǎn)火方式加快燃燒，提高熱效率[45]。采用HCCI燃燒模式后，λ= 3時(shí)熱效率可以達(dá)到45%[46]。但是進(jìn)氣加溫后，進(jìn)氣量受限，因此，HCCI模式下氫內(nèi)燃機(jī)的負(fù)荷受限，且燃燒可調(diào)控的范圍小。

3.3 異常燃燒控制

若噴氫時(shí)刻早于進(jìn)氣門關(guān)閉時(shí)刻，可能有少部分氫氣擴(kuò)散并殘留在進(jìn)氣歧管內(nèi)，在下一循環(huán)被進(jìn)氣道內(nèi)熱點(diǎn)或在氣門重疊時(shí)刻被高溫排氣點(diǎn)燃從而引發(fā)回火，因此，直噴氫內(nèi)燃機(jī)也存在回火問題[47]。當(dāng)噴氫發(fā)生在進(jìn)氣門關(guān)閉后，直噴氫內(nèi)燃機(jī)可以避免回火問題[4]。

直噴氫內(nèi)燃機(jī)中，由于混合氣分布不均勻，在高轉(zhuǎn)速大負(fù)荷工況，過早點(diǎn)火會引發(fā)早燃及爆震[9]。S.Verhelst強(qiáng)調(diào)了辛烷值是混合氣濃度的函數(shù)，在當(dāng)量比為0.4的混合氣時(shí)，有效辛烷值約為140。隨著壓縮比增加，爆震發(fā)生的區(qū)域逐漸增加，其中混合氣濃度對爆震區(qū)域更加敏感，范圍更大。高文志研究噴氫開啟角對直噴氫內(nèi)燃機(jī)爆震的影響規(guī)律時(shí)發(fā)現(xiàn)，噴氫相位從上止點(diǎn)前CA -128°到CA -48°變化過程中，混合氣的不均性增強(qiáng)，火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饾u爆震強(qiáng)度呈現(xiàn)增大的趨勢；同時(shí)，爆震強(qiáng)度隨著未燃混合氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增大而增大，和混合氣的濃度息息相關(guān)[48]。

因此直噴氫內(nèi)燃機(jī)抑制爆震的方法主要有：

1） 燃燒室結(jié)構(gòu)優(yōu)化，避免諸如ω燃燒室[48]等易產(chǎn)生或殘留熱點(diǎn)的燃燒室結(jié)構(gòu)，優(yōu)化噴嘴布置位置，避免出現(xiàn)狹小縫隙空間。

2） 優(yōu)化噴射策略，適當(dāng)提前噴射有利于增加混合均勻度，降低爆震風(fēng)險(xiǎn)。但過于提前可能會導(dǎo)致氫氣擴(kuò)散積聚在噴嘴或火花塞狹縫內(nèi)，從而容易引發(fā)爆震。

3） 采用EGR和噴水降低缸內(nèi)燃燒溫度抑制爆震。

4） 利用增壓技術(shù)，在相同負(fù)荷下采用稀薄燃燒，提升爆震邊界。

3.4 有效熱效率研究

直噴氫內(nèi)燃機(jī)有效熱效率計(jì)算公式為

其中：BTE為有效熱效率；ηIRC為理想循環(huán)熱效率；ηΔIC為不完全燃燒導(dǎo)致的效率損失；ηΔRC為實(shí)際燃燒效率損失；ηΔICS為噴射導(dǎo)致的效率損失；ηΔWH為壁面?zhèn)鳠嵝蕮p失；ηΔGE為換氣效率損失；ηΔF為摩擦效率損失。

其中前兩項(xiàng)損失與燃燒調(diào)控直接相關(guān)，而為了達(dá)到更高的有效熱效率，不僅需要探索高效燃燒模式，還需對其他方面的能量分布進(jìn)行計(jì)算和優(yōu)化。

在壓縮階段噴入大量的氫氣會導(dǎo)致壓縮能量的損失，相比于稀燃（λ= 2.5）工況，當(dāng)量比下的噴射由于氫氣噴射量提升，整體能量會損失0.5%[39]。此外，推遲噴射有利于降低壓縮損失[49]，SOI從CA -150°推遲到CA -75°，壓縮能量損失降低了0.5%。因此在不影響燃燒質(zhì)量的前提下，提高噴射壓力，推遲噴射從理論上可以提升效率。

由于氫氣燃燒速度快、絕熱火焰溫度高、火焰淬熄距離短、火焰前鋒面距壁面近，相比于同排量的汽油機(jī)，氫內(nèi)燃機(jī)的傳熱損失大約是其2.5倍。T. Shudo提出，提高直噴氫內(nèi)燃機(jī)效率的首要條件就是降低缸壁的傳熱，且傳熱量與缸內(nèi)燃燒溫度直接相關(guān)。在直噴條件下，除了燃料特性和λ，混合氣分層分布也會對傳熱損失造成影響[25]。T. Wallner發(fā)現(xiàn)在2 000 r/min下，負(fù)荷從0.17 MPa提高到1.35 MPa，每循環(huán)傳熱量從33 J提高到101 J，但是傳熱占比從11%下降至5%[7]。S. Tanno還發(fā)現(xiàn)，降低噴射壓力也可以減少傳熱損失，在2 000 r/min小負(fù)荷（＜ 0.6 MPa下），噴射壓力從20 MPa降低到10 MPa，冷卻損失從25%降低至12%，熱效率提升了5%[6]。主要因?yàn)?，?dāng)噴射量較小時(shí)，采用低噴射壓力可以延長噴射脈寬，縮小貫穿距，從而降低爆發(fā)壓力和瞬時(shí)放熱率，降低缸內(nèi)最高燃燒溫度，減少傳熱損失。

氫氣燃燒范圍廣，在中小負(fù)荷下可以采用稀薄燃燒的控制策略，保證節(jié)氣門全開降低換氣損失[13]，利用低摩擦技術(shù)可以進(jìn)一步降低摩擦損失，從而實(shí)現(xiàn)直噴氫內(nèi)燃機(jī)高效運(yùn)轉(zhuǎn)。如圖 5所示，采用高壓直噴的策略可以將效率提升至42%，若進(jìn)一步降低傳熱損失，采用增壓和Atkinson循環(huán)后，直噴氫內(nèi)燃機(jī)的效率有望突破50%[15]。

圖5 不同技術(shù)下直噴氫內(nèi)燃機(jī)效率[15]

4 直噴氫內(nèi)燃機(jī)氮氧排放控制

氫內(nèi)燃機(jī)的排放從理論上有未燃H2、HC、CO、CO2、NOx等5種，其中排氣中未燃H2的含量主要與混合氣的濃度有關(guān)[9,41]，試驗(yàn)證明：當(dāng)混合氣λ＞3時(shí)，由于燃燒不充分，導(dǎo)致未燃?xì)涞捏w積濃度上升至1.2%；λ= 4時(shí)，未燃?xì)涞恼急茸罡呖蛇_(dá)1.5%；在λ＜ 3的工況，未燃?xì)涞捏w積濃度均小于0.2%。HC、CO、CO2這3種污染物主要是少量機(jī)油參與燃燒導(dǎo)致的，這3種排放物濃度都小于20 ppm（1 ppm = 10-6）。

NOx作為氫內(nèi)燃機(jī)的主要排放產(chǎn)物，是氮?dú)夂脱鯕庠诟變?nèi)高溫環(huán)境下通過5步反應(yīng)形成的[50]。相比于汽油，氫氣燃燒溫度高，直噴氫內(nèi)燃機(jī)的NOx排放最高可達(dá)10-2[38,51]，必須加以控制。內(nèi)燃機(jī)的經(jīng)濟(jì)性和排放性通常存在trade-off關(guān)系，這里主要討論直噴內(nèi)燃機(jī)中在不過多犧牲效率的前提下，降低排放的手段以獲得經(jīng)濟(jì)性和排放性之間的權(quán)衡，

4.1 濃度控制

直噴氫內(nèi)燃機(jī)的NOx排放與混合氣的λ密切相關(guān)[39]。如圖 6所示，當(dāng)λ> 2.5時(shí)，NOx排放幾乎為零，隨著λ逐漸減少，NOx排放先快速增加后逐漸降低。因此，控制NOx排放最簡單的手段就是采用λ> 2.5的稀薄燃燒。為保證燃燒的可控性和燃燒的穩(wěn)定性，即使氫氣的稀燃極限λ可以達(dá)到10，一般取λ＜ 3.3，即λ在2.5 ～ 3.3區(qū)間內(nèi)，直噴氫內(nèi)燃機(jī)可以實(shí)現(xiàn)原始氮氧排放近似為0。基于此，寶馬汽車公司提出在小負(fù)荷段采用λ大于2的稀燃工況，而在中-大負(fù)荷段直接采用λ小于1的濃燃工況，此時(shí)可以利用氫氣在三元催化器中還原NOx，其轉(zhuǎn)化效率高達(dá)99.5%，這種方法避開了NOx超高排放的λ段（1.1 ～ 1.5）[3]。美國阿貢國家實(shí)驗(yàn)室也采用了小負(fù)荷稀燃，大負(fù)荷下當(dāng)量比燃燒的控制策略[51]，并在1臺搭載6.0 L 直噴氫內(nèi)燃機(jī)的輕型卡車上進(jìn)行了驗(yàn)證。路測結(jié)果顯示，其平均NOx排放僅為0.5 mg/km，比美國國家環(huán)境保護(hù)局規(guī)定的超低車輛排放標(biāo)準(zhǔn)還低4%。

圖6 氫內(nèi)燃機(jī)NOx排放隨λ變化曲線[3]

為保證稀燃后的動力性，通過機(jī)械增壓或渦輪增壓提高進(jìn)氣壓力，即可保證直噴氫內(nèi)燃機(jī)在中小負(fù)荷始終工作在λ＞2.5的工況，此時(shí)NOx排放通常小于0.1 g/kWh，即為近零排放[10]。博世通過匹配1臺可變截面渦輪增壓器實(shí)現(xiàn)了在平均有效壓力小于1.2 MPa的邊界內(nèi)的近零排放。但是， 不同于傳統(tǒng)的汽油機(jī)和柴油機(jī)，直噴氫內(nèi)燃機(jī)排氣溫度較低（排氣溫度通常在500 ℃左右，稀燃小負(fù)荷時(shí)僅有300 ℃[10]），空氣流量大，因此，現(xiàn)有針對汽油或柴油機(jī)設(shè)計(jì)的渦輪增壓器僅能適配低轉(zhuǎn)速（3 000 r/min以下）或高轉(zhuǎn)速（3 000 r/min以上）的單一需求[51]。此外采用渦輪增壓后排氣背壓增加，缸內(nèi)殘余廢氣增多，燃燒不充分，相同負(fù)荷下相比于自然吸氣狀態(tài)未燃?xì)浜吭黾?%[52]，因此，直噴氫內(nèi)燃機(jī)的增壓匹配極為關(guān)鍵。

4.2 優(yōu)化噴射參數(shù)

噴射相位直接影響混合氣中λ的分布，進(jìn)而影響排放。T. Wanner等在1臺0.5 L的單缸直噴氫內(nèi)燃機(jī)上開展了不同SOI下NOx排放隨平均有效壓力變化的研究[39]。如圖 7所示，在部分負(fù)荷區(qū)域，增加SOI，噴射越提前，NOx排放越低，而大負(fù)荷工況下則恰好相反，推遲噴射會導(dǎo)致排放升高。這主要是因?yàn)椴糠重?fù)荷工況整體稀燃，提前噴射，混合時(shí)間長，缸內(nèi)易形成低濃度的均勻混合氣，排放較低；在大負(fù)荷工況下λ降低，推遲噴射可以使缸內(nèi)混合氣出現(xiàn)分層，過濃和過稀區(qū)域的燃燒都可以避開所示的高排放段，因此NOx排放降低。

圖7 不同噴射相位下NOx排放變化曲線[3]

A. Kawamura發(fā)現(xiàn)推遲噴射可以降低NOx，但其循環(huán)變動系數(shù)會相應(yīng)增加，燃燒不穩(wěn)定性加劇，效率降低[53]。受到以上啟發(fā)，若將噴氫過程分為2段，第1段較早噴射，在缸內(nèi)形成均質(zhì)的稀燃混合氣; 第2段較晚噴射，混合時(shí)間短，在火花塞附近形成一團(tuán)較濃的混合氣，就可以在保證高效率的同時(shí)實(shí)現(xiàn)低NOx排放。這樣就能利用多次噴射避開NOx排放生成高的λ區(qū)域。T. Wallner利用試驗(yàn)驗(yàn)證了在部分負(fù)荷工況下，隨著2次噴射氫氣比例的增加，燃燒持續(xù)期增加，排放也逐漸降低，2次噴射占50%時(shí)，NOx相比單次噴射降低了85%[42]。豐田汽車公司提出[14]甚至還可以采用3次噴射的方法，利用燃燒后噴出的氫氣，在缸內(nèi)還原NOx，進(jìn)一步降低排放。

此外噴嘴結(jié)構(gòu)和噴射壓力也會對排放有所影響，小負(fù)荷下，六孔噴嘴的排放較低而大負(fù)荷下相反[11]。在小負(fù)荷下，增大噴射壓力可以增強(qiáng)空氣和氫氣的混合過程從而降低NOx排放，但由于噴霧貫穿距離變長，噴霧撞壁后會增加氣缸的傳熱損失從而降低熱效率。當(dāng)噴射壓力從5 MPa降低至3 MPa，在1 000 r/min、λ= 2.5的工況下，NOx排放從400 ppm上升至大約1 200 ppm。

4.3 EGR技術(shù)

直噴氫內(nèi)燃機(jī)的廢氣主要由水和氮?dú)饨M成，通過廢氣再循環(huán)技術(shù)，可以提高進(jìn)氣的比熱，降低燃燒的速率和溫度[54]，從而降低NOx排放。

直噴氫內(nèi)燃機(jī)中EGR的計(jì)算方法主要有4種[55-56]：1） 定容積法，假設(shè)容積效率不變，測量使用EGR前后空氣流量、溫度；2） 進(jìn)排氣氧濃度計(jì)算法；3） 進(jìn)排氣濕度計(jì)算法；4） 測量EGR和空氣流量計(jì)算法。前3種方法隨著EGR率的逐漸增加，誤差都逐漸增大。其中依據(jù)氧濃度計(jì)算的誤差量最小，且氧濃度傳感器布置方便，精度更高。最后1種方法主要取決于流量計(jì)測量濕空氣的精度，適用于試驗(yàn)臺架。

C. Bleechmore比較了冷熱EGR對直噴氫內(nèi)燃機(jī)的影響，在化學(xué)當(dāng)量比的濃度下，氫內(nèi)燃機(jī)的NOx排放分別降低了87%和93%[47]。M. Antonelli同樣指出，在自然吸氣全負(fù)荷的情況下，當(dāng)EGR率達(dá)到15 % ～20%時(shí)，NOx可以降低70% ～ 80%，指示熱效率分別達(dá)到40%和38%。冷EGR在進(jìn)氣過程中會損失一部分傳熱的能量。但使用EGR后，平均有效壓力的循環(huán)變動系數(shù)從1.7%上升至2.6%，燃燒穩(wěn)定性會受到影響[17]。同樣的結(jié)論在文獻(xiàn)[53, 57]也被證明。

4.4 噴水技術(shù)

噴水的原理和EGR類似，但是相比于EGR，噴水不會大幅影響直噴氫內(nèi)燃機(jī)的動力性，且噴水可以更精準(zhǔn)的調(diào)控燃燒工質(zhì)、控制燃燒溫度。

噴水技術(shù)按噴射方式劃分也可以有進(jìn)氣道噴水和缸內(nèi)直噴2種。采用進(jìn)氣道噴水方式時(shí)，噴射相位可選為排氣沖程，進(jìn)氣道的水蒸發(fā)后在下一循環(huán)吸入缸內(nèi)，而采用缸內(nèi)直噴噴水方式時(shí)，噴射相位選擇在進(jìn)氣和壓縮沖程，從而降低混合氣溫度，降低缸內(nèi)燃燒壓力，抑制NOx的生成[58-59]。取得最佳熱效率時(shí)，噴水相位應(yīng)設(shè)置在壓縮沖程前段，而最低排放點(diǎn)的噴水時(shí)刻應(yīng)盡量選擇在壓縮沖程末期，這主要考慮到前期噴水的冷卻作用可以降低壓縮功耗，而后期噴水可以降低燃燒溫度[60]A. M. Nande等在1臺0.5 L的單缸直噴氫內(nèi)燃機(jī)上開展了進(jìn)氣道噴水試驗(yàn)（噴水壓力0.345 MPa）。結(jié)果顯示，小負(fù)荷下（平均有效壓力4MPa），SOI為最高效率時(shí)，噴水相比于調(diào)整推遲點(diǎn)火角可以多降低27%的NOx排放，噴水的熱效率損失小于1%而推薦點(diǎn)火則達(dá)到2.4%。在平均有效壓力為8 MPa的大負(fù)荷下，噴水相比于調(diào)整點(diǎn)火角可以多降低12%的NOx排放，此時(shí)熱效率損失0.8%，而調(diào)整點(diǎn)火角熱效率損失將達(dá)到6%。因此噴水技術(shù)更適用于小負(fù)荷高效率或大負(fù)荷工況[61]。A. H. Gadallah基于神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)算法學(xué)習(xí)預(yù)測了直噴氫發(fā)動機(jī)在不同當(dāng)量比、平均有效壓力、點(diǎn)火提前角、噴水量和噴水相位下指示熱效率和NOx的變化。通過不同算法的比較，如常用的梯度算法，Lagrangian算法等，采用Lagrangian算法可以使NOx排放的預(yù)測與試驗(yàn)誤差小于2%。只有在當(dāng)量比為0.4 ～ 0.9內(nèi)，噴水才可以提高熱效率，在其他濃度下，缸內(nèi)溫度低，導(dǎo)致噴入的水無法完全蒸發(fā)，反而增加了壓縮的功耗。而NOx在所有濃度下都會降低。A. H. Gadallah[62]發(fā)現(xiàn)，隨著噴水量的增加和噴水時(shí)刻的優(yōu)化，NOx都會逐漸下降，當(dāng)噴水速率為每循環(huán)14 mg，噴水相位設(shè)置為CA-60°時(shí)，NOx排放最高可以降低71%。M. Youkins[63]研究了多次噴射和噴水耦合的影響，兩者可以共同降低排放，最高可達(dá)到96%，但此時(shí)熱效率相應(yīng)損失12%。但噴水后的收集處理和使用過程需要攜帶大量水的問題還未能解決。

4.5 后處理技術(shù)

利用上述缸內(nèi)手段降低NOx排放后，還需要缸外手段進(jìn)一步降低NOx排放，使其滿足更嚴(yán)格的排放法規(guī)要求。東京城市大學(xué)提出了一種兩段式的氮氧化物儲存還原系統(tǒng)（NOxstorage/reduction，NSR）和氧化催化器（diesel oxidation catalyst，DOC）的組合系統(tǒng)[53]。其中利用未燃?xì)錃饣蛟诤筇幚硐到y(tǒng)中噴入低壓氫氣在NSR還原NOx，而DOC則負(fù)責(zé)氧化未反應(yīng)的氫氣和還原過程生成的氨氣。試驗(yàn)結(jié)果顯示NOx凈化率可達(dá)98%，氫氣消耗只增加了0.2% ～ 0.5%，但過量噴射會導(dǎo)致NH3和N2O的生成[5]。這套后處理設(shè)備在整車上運(yùn)行的結(jié)果更為可觀[57]，使用NSR的DOC系統(tǒng)后，日本JE05循環(huán)的排放從1.07 g/kWh降低至0.08 g/kWh。

若氫內(nèi)燃機(jī)僅在稀燃工況運(yùn)行，A. Kufferath[64]提出由氧化催化劑處理未燃?xì)浜蜕倭恳驒C(jī)油燃燒生成的HC和CO；利用顆粒過濾器捕集機(jī)油消耗產(chǎn)生的顆粒物；利用選擇性還原（selective catalytic reduction，SCR）降低NOx，利用氨氣催化滑移裝置吸收多余的NH3。如圖8所示，其中：OC：氧化催化器；PF：顆粒補(bǔ)集器；SCR：選擇性催化還原；ASC：氨逃逸催化器；TWC：三元催化器。若氫內(nèi)燃機(jī)運(yùn)行在當(dāng)量比工況，此時(shí)排氣中的三元催化器可以還原NOx，氧化氫氣、HC和CO。利用NOx儲存催化器處理多余的NOx排放。在后處理管路中還加入了氫氣濃度傳感器、溫度傳感器和NOx傳感器等，用于測量不同催化器的轉(zhuǎn)化效率。采用串聯(lián)混動的氫內(nèi)燃機(jī)NOx排放可低至10 ～ 14 mg/km，若加入此后處理系統(tǒng)且轉(zhuǎn)化效率達(dá)到90%，預(yù)計(jì)直噴氫內(nèi)燃機(jī)汽車的NOx排放僅為1 ～ 2 mg/km。

圖8 后處理系統(tǒng)[64]

5 總 結(jié)

1） 典型機(jī)型的氫內(nèi)燃機(jī)的有效熱效率可以達(dá)到35% ～ 45%，熱效率的提升得益于氫燃料自身的優(yōu)良理化特性；進(jìn)氣道噴射式氫內(nèi)燃機(jī)的升功率比缸內(nèi)直噴高20%；

2） 氫內(nèi)燃機(jī)的主要污染物是NOx，可以采用廢氣再循環(huán)、進(jìn)氣管噴水、稀薄燃燒等多種途徑降低NOx排放，過量空氣系數(shù)大于2的稀薄燃燒表現(xiàn)出降低NOx的更好潛力；為進(jìn)一步降低NOx，需要采用后處理技術(shù)，氧化催化器（DOC） + 選擇性還原（SCR）是比較好的后處理組合方式；

3） 氫氣噴嘴是制約氫內(nèi)燃機(jī)各項(xiàng)性能提升的關(guān)鍵，低壓、大流量噴嘴設(shè)計(jì)開發(fā)是下一階段氫內(nèi)燃機(jī)走向技術(shù)應(yīng)用的卡脖子環(huán)節(jié)；

4） 由于燃料屬性的差異，氫內(nèi)燃機(jī)也明顯不同于柴油機(jī)、汽油機(jī)，更應(yīng)從燃料特性出發(fā)來開發(fā)新型氫內(nèi)燃機(jī)，也需要建立一個(gè)從燃料噴射到排氣后處理的新設(shè)計(jì)技術(shù)體系。

參考文獻(xiàn) (References)

[1] Rana K K, Natarajan S, Jilakara S. Potential of hydrogen fuelled IC engine to achieve the future performance and emission norms [C]//SAE World Congress & Exhibition 2015,Michigan USA, 2015-26-0050, 2015.

[2] Mohammadi A, Shioji M, Nakai Y, et al. Performance and combustion characteristics of a direct injection SI hydrogen engine [J].Int’l J Hydro Energ,2007, 32(2):296-304.

[3] Wimmer A, Wallner T, Ringler J, et al. H2-direct injection–a highly promising combustion concept [C] //SAE World Congress & Exhibition 2005,Michigan USA,2005-01-0108, 2005.

[4] Rottengruber H, Berckmüller M, Els?sser G, et al.Direct-injection hydrogen SI-engine - operation strategy and power density potentials [C].//Powertrain & Fluid Systems Conference and Exhibition Tampa 2004,Florida USA, 2004: 2001-2004.

[5] Kawamura A, Yanai T, Sato Y, et al. Summary and progress of the hydrogen ice truck development project [J].SAE Int’l J Engines,2009, 2(1): 110-117.

[6] Tanno S, Ito Y, Michikawauchi R, et al. High-efficiency and low-Nox hydrogen combustion by high pressure direct injection [J].SAE Int’l J Engines,2010, 3(2): 259-268.

[7] Matthias N S, Wallner T, Scarcelli R. A hydrogen direct injection engine concept that exceeds U.S. DOE light-duty efficiency targets [J].SAE Int’l J Engines,2012, 5(3):838-849.

[8] Yamane K. Hydrogen fueled ICE, successfully overcoming challenges through high pressure direct injection technologies: 40 years of japanese hydrogen ICE research and development [C] //SAE 2018 World Congress& Exhibition 2015,Michigan USA, 2018-01-1145, 2018.

[9] Tsujimura T, Suzuki Y. Development of a large-sized direct injection hydrogen engine for a stationary power generator [J].Int’l J Hydro Energ,2019, 44(22): 11355-11369.

[10] Eichlseder H. H2ICE for future passenger cars and light commercial vehicles [C]//2019 International ViennaMotor Symposium,Vienna Austria, 2019.

[11] Wallner T, Nande A M, Naber J. Evaluation of injector location and nozzle design in a direct-injection hydrogen research engine [C]//SAE International Powertrains,Fuels and Lubricants Congress 2008,Shanghai China,2008: 2001-2008.

[12] Verhelst S, Wallner T. Hydrogen-fueled internal combustion engines [J].Prog Energ Combust, 2009,35(6): 490-527.

[13] Verhelst S, Demuynck J, Sierens R, et al. Update on the Progress of Hydrogen-Fueled Internal Combustion Engines [M]. Belgium, 2013, 381-400.

[14] Welch A, Mumford D, Munshi S, et al. Challenges in developing hydrogen direct injection technology for internal combustion engines [C]//Powertrains, Fuels and Lubricants Meeting 2008,Illinois USA, 2008: 2001-2008

[15] Verhelst S, Sierens R，Verstraeten S. A critical review of experimental research on hydrogen fueled SI engines [C]//SAE World Congress & Exhibition 2006,Michigan USA,2006-01-0430, 2006.

[16] Kim J M, Kim Y T, Lee J T, et al. Performance characteristics of hydrogen fueled engine with the direct injection and spark ignition system [C]//SAE Fuels &Lubricants Meeting & Exposition 1995,Toronto Canada,1995: 952498.

[17] Antonelli M, Martorano L. Realization and testing of a low pressure hydrogen direct injection engine using commercial injectors [C]//SAE World Congress &Exhibition 2012,Michigan USA, 2012-01-0652, 2012.

[18] Schumacher M, Wensing M. Investigations on an injector for a low pressure hydrogen direct injection [C]//SAE 2014 International Powertrain, Fuels & Lubricants Meeting2014, Illinois USA , 2014-01-2699, 2014.

[19] Takagi Y, Oikawa M, Sato R, et al. Near-zero emissions with high thermal efficiency realized by optimizing jet plume location relative to combustion chamber wall,jet geometry and injection timing in a direct-injection hydrogen engine [J].Int’l J Hydro Energ,2019, 44(18):9456-9465.

[20] Yamane K, Nogami M, Umemura Y, et al. Development of high pressure H2gas injectors, capable of injection at large injection rate and high response using a commonrail type actuating system for a 4-cylinder, 4.7-liter total displacement, spark ignition hydrogen engine [C]//SAE2011 International Powertrain, Fuels & LubricantsMeeting2011, Illinois USA, 2011-01-2005, 2011.

[21] WANG Xi, SUN Bai-gang, et al. Visualization research on hydrogen jet characteristics of an outward-opening injector for direct injection hydrogen engines [J].Fuel,2020, 280: 118710.

[22] Yip H L, Srna A, Yuen A C Y, et al. A review of hydrogen direct injection for internal combustion engines: towards carbon-free combustion [J].Appl Scie, 2019, 9(22): 4842.

[23] Konagaya R, Naitoh K, Tsuru K, et al. Unsteady threedimensional computations of the penetration length and mixing process of various single high-speed gas jets for engines [C]//SAE World Congress & Exhibition 2017,Michigan USA, 2017-01-0817, 2017.

[24] Wallner T, Ciatti S, Bihari B. Investigation of injection parameters in a hydrogen di engine using an endoscopic access to the combustion chamber [C] //SAE World Congress & Exhibition 2007, Michigan USA, 2007-01-1464, 2007.

[25] Shudo T, Oba S. Mixture distribution measurement using laser induced breakdown spectroscopy in hydrogen direct injection stratified charge [J].Int’l J Hydro Energ, 2009,34(5): 2488-2493.

[26] Verhelst S. Recent progress in the use of hydrogen as a fuel for internal combustion engines[J].Int’l J Hydro Energ, 2014, 39(2): 1071-1085.

[27] White C M. A Qualitative evaluation of mixture formation in a direct-injection hydrogen-fuelled engine [C]//SAE World Congress & Exhibition 2007, Michigan USA, 2007-01-1467, 2007.

[28] Scarcelli R, Wallner T, Matthias N, et al. Mixture formation in direct injection hydrogen engines: CFD and optical analysis of single- and multi-hole nozzles [J].SAE Int’l J Engines, 2011, 4(2): 2361-2375.

[29] Kaiser S, White C M. PIV and PLIF to evaluate mixture formation in a direct-injection hydrogen-fuelled engine [J].SAE Int’l J Engines, 2008, 1(1): 657-668.

[30] Rahman K M, Kawahara N, Matsunaga D, et al. Local fuel concentration measurement through spark-induced breakdown spectroscopy in a direct-injection hydrogen spark-ignition engine [J].Int’l J Hydro Energ, 2016,41(32): 14283-14292.

[31] Salazar V M, Kaiser S A. An optical study of mixture preparation in a hydrogen-fueled engine with direct injection using different nozzle designs [J].SAE Int’l J Engines, 2009, 2(2): 119-131.

[32] Salazar V, Kaiser S. Interaction of intake-induced flow and injection jet in a direct-injection hydrogen-fueled engine measured by PIV [C]//SAE World Congress & Exhibition 2011, Michigan USA, 2011-01-0673, 2011.

[33] Scarcelli R, Wallner T, Salazar V M, et al. Modeling and Experiments on mixture formation in a hydrogen directinjection research engine [J].SAE Int’l J Engines, 2009,2(2): 530-541.

[34] LI Yong, GAO Wenzhi, ZHANG Pan, et al. Effects study of injection strategies on hydrogen-air formation and performance of hydrogen direct injection internal combustion engine [J].Int’l J Hydro Energ, 2019, 44(47):26000-26011.

[35] Hamzehloo A, Aleiferis P. Numerical modelling of mixture formation and combustion in DISI hydrogen engines with various injection strategies [C] //SAE World Congress & Exhibition 2014, Michigan USA, 2014-01-2577, 2014.

[36] Roy M K, Kawahara N, Tomita E, et al. Jet-guided combustion characteristics and local fuel concentration measurements in a hydrogen direct-injection spark-ignition engine [J].P CombustInsti, 2013, 34(2): 2977-2984.

[37] Aleiferis P G, Rosati M F. Flame chemiluminescence and OH LIF imaging in a hydrogen-fuelled spark-ignition engine [J].Int’l J Hydro Energ,2012, 37(2): 1797-1812.

[38] Wallner T, Nande A M, Naber J. Study of basic injection configurations using a direct-injection hydrogen research engine [J].SAE Int’l J Engines,2009, 2(1): 1221-1230.

[39] Wimmer A, Messner D, et al Application and Validation of the 3D CFD Method for a Hydrogen Fueled IC Engine with Internal Mixture Formation [C]//SAE World Congress& Exhibition 2006,Michigan USA, 2006-04-03, 2006.

[40] Shudo T, Cheng W K, Kuninaga T, et al. Reduction of cooling loss in hydrogen combustion by direct injection stratified charge [C]//Powertrain & Fluid Systems Conference & Exhibition Pittsburgh 2003, Pennsylvania USA, 2003-01-3094, 2003.

[41] Takagi Y, Mori H, Mihara Y, et al. Improvement of thermal efficiency and reduction of NOxemissions by burning a controlled jet plume in high-pressure directinjection hydrogen engines [J].Int’l J Hydro Energ, 2017,42(41): 26114-26122.

[42] Wallner T, Scarcelli R, Nande A M, et al. Assessment of multiple injection strategies in a direct-injection hydrogen research engine [J].SAE Int’l J Engines, 2009, 2(1): 1701-1709.

[43] Heindl R, Eichlseder H, Spuller C, et al. New and innovative combustion systems for the h2-ice: compression ignition and combined processes [J].SAE Int’l J Engines,2009, 2(1): 1231-1250.

[44] Oikawa M, Takagi Y, Mihara Y, et al. Attainment of high thermal efficiency and near-zero emissions by optimizing injected spray configuration in direct injection hydrogen engines [C] //SAE World Congress & Exhibition 2019,Michigan USA, 2019-01-2306, 2019.

[45] Rosati M F, Aleiferis P G. Hydrogen SI and HCCI combustion in a direct-injection optical engine [J].SAE Int’l J Engines, 2009, 2(1): 1710-1736.

[46] Gomesantunes J, Mikalsen R, Roskilly A. An investigation of hydrogen-fuelled HCCI engine performance and operation [J].Int’l J Hydro Energ, 2008, 33(20): 5823-5828.

[47] Bleechmore C, Brewster S. Dilution strategies for load and NOx management in a hydrogen fuelled direct injection engine [C]//SAE Powertrain & Fluid SystemsConference& Exhibition Rosemont 2007, Illinois USA, 2007-01-4097,2017.

[48] YE Yixaing, GAO Wenzhi , LI Yong , et al. Numerical study of the effect of injection timing on the knock combustion in a direct-injection hydrogen engine [J].Int’l J Hydro Energ, 2020, 45(51):27904-19.

[49] Wallner T, Matthias N S, Scarcelli R. Influence of injection strategy in a high-efficiency hydrogen direct injection engine [J].SAE Int’l J Engines, 2011, 5(1): 289-300.

[50] Abinash P, Vssut B. Formation, Kinetics and control strategies of NOxemission in hydrogen fueled IC engine[J].Int’l J Engi Res Tech, 2020, 9(1): 91-108.

[51] Wallner T. Efficiency and emissions potential of hydrogen internal combustion engine vehicles [C] //SAE World Congress & Exhibition 2011, Michigan USA, 2011-01-19,2011.

[52] Rahman M M, Kamil M, Bakar R A. Engine performance and optimum injection timing for 4-cylinder direct injection hydrogen fueled engine [J].Simu Mode Pract Theo, 2011, 19(2): 734-751.

[53] Nakagawa K, Yamane K, Ohira T. Potential of large output power, high thermal efficiency, near-zero NOx emission,supercharged, lean-burn, hydrogen-fuelled, direct injection engines [J].Energy, 2012，29: 455-462.

[54] Kawamura A, Sato Y, Naganuma K, et al. Development project of a multi-cylinder DISI hydrogen ICE system for heavy duty vehicles [C] //SAE World Congress &Exhibition 2010, Michigan USA, 2010-10-25, 2010.

[55] BAO Lingzhi, SUN Baigang, LUO Qinghe, et al.Simulation and experimental study of the NOxreduction by unburned H2 in TWC for a hydrogen engine [J].Int’l J Hydro Energ, 2020, 45(39): 20491-20500.

[56] Verhelst S, Vancoillie J, Naganuma K, et al. Setting a best practice for determining the EGR rate in hydrogen internal combustion engines [J].Int’l J Hydro Energ, 2013, 38(5):2490-2503.

[57] Thomas K D, Sousa A, Bertram D. H2-Engine operation with EGR achieving high power and high efficiency emission-free combustion [C] //2019 SAE Powertrains,Fuels and Lubricants, Michigan USA, 2019-12-19, 2019.

[58] Naganuma K, Takagi Y, Kawamura A, et al. Study of NOxemissions reduction strategy for a naturally aspirated 4-cylinder direct injection hydrogen ICE [C] //SAE 2015 World Congress & Exhibition 2015, Michigan USA, 2015:2011-2015.

[59] Younkins M, Wooldridge M, Boyer B. Direct in-cylinder injection of water into a PI hydrogen engine [C]//SAE World Congress & Exhibition 2010, Michigan USA, 2010-10-25, 2010

[60] XU Puyan, JI Cangwei, WANG Shuofeng, et al. Effects of direct water injection on engine performance in engine fueled with hydrogen at varied excess air ratios and spark timing [J].Fuel, 2020, 269: 117209.

[61] Nande A M, Wallner T, Naber J. Influence of water injection on performance and emissions of a directinjection hydrogen research engine [C]//SAE World Congress & Exhibition 2015, Michigan USA, 2015: 2011-2015.

[62] Gadallah A H, Elshenawy E A, Elzahaby A M, et al.Application of neural networks for prediction and optimization of emissions and performance in a hydrogen fuelled direct injection engine equipped with in cylinder water injection [C]//SAE 2009 Powertrains Fuels and Lubricants Meeting, Michigan USA, 2009-11-02, 2009

[63] Younkins M, Wooldridge M S, Boyer B A. Port injection of water into a DI hydrogen engine [C]//SAE 2015 World Congress & Exhibition 2015, Michigan USA, 2015: 2011-2015.

[64] Kufferath A, Schünemann E. H2ICE powertrains for future on-road mobility [C]//2021 International Vienna Motor Symposium, Vienna Austria, 2021-25, 2021.