氨柴双燃料高压缩比发动机柴油喷射策略优化

蔡开源，王 志*，刘 奕，陈清楚，齐运亮，林 浩，卢文健，张沈欢，殷 勇

（1. 清华大学，汽车安全与节能国家重点实验室，北京 100084，中国；2. 东风商用车有限公司技术中心，武汉 430056，中国）

使用低碳或零碳燃料代替现有汽油或柴油已经成为内燃机研究领域实现低碳或零碳的重要研究方向之一。相比于氢，氨(NH3)作为零碳燃料，具有更成熟的生产、制造、储存和销售体系以及成本较低等优势[1]。作为氢的良好载体，氨的氢密度是高压气态氢气的4倍以上[2]。国际能源署(International Energy Agency，IEA)的预测显示，航运在2050年可达到零碳排放，其中氨占总能量需求的45%以上[3]。挪威船级社(Det Norske Veritas，DNV)预测在2040年至2045年，几乎所有新生产的船舶将以氨作为燃料[4]。在未来动力装置中，氨也能为农机、工程机械、发电机组和重型车辆等运输装备实现碳中和奠定基础。

氨由于着火温度高，火焰传播速度慢，因此不太适合作为压燃发动机的单一燃料。有研究显示，纯氨发动机要求发动机的压缩比高于35:1[5]。采用高活性燃料引燃氨能够拓展氨的适用工况。J. T. Gray 等[6]发现，使用柴油能够在压缩比为15.2:1 时引燃氨。A. J. Reiter等[7]在一款约翰迪尔(型号 4045)柴油机上对氨柴双燃料模式开展研究。综合考虑燃烧与排放特性，得出最佳的氨能量替代率在40%～60%。S. S. Gill 等[8]对比了柴油掺混氨气、氢气以及氨气裂解气的燃烧与排放结果。研究表明，添加氨后NOx虽有降低，但生成了大量的N2O。

N2O 是一种温室气体(greenhouse gas, GHG)。美国国家环境保护局(Environmental Protection Agency，EPA)认为：在100 a 的尺度上， 1 m3的N2O 造成的GHG相当于1 m3的CO2造成的GHG 的273 倍[9]。Y. Niki等[10-11]研究了不同燃烧策略对燃烧与排放的影响。研究发现：提前柴油的喷射时刻能够有效的降低NH3和N2O 排放，但是会导致发动机热效率降低[11]。此外， 增加一次预喷或后喷都可以减少NH3排放[10]。A. Yousefi等[12]研究了柴油2 次喷射策略对氨柴双燃料发动机性能的影响。通过优化2 次喷射策略，双燃料燃烧模式的指示热效率高于纯柴油模式，且温室气体排放减少。MI Shijie 等[13]在一台单缸中型柴油机上开展了喷射策略的研究。结果表明，采用柴油两次喷射策略能够减少87%的NH3排放。在50%氨能量替代率条件下，指示热效率达45.5%。JIN Shuoyin 等[14]通过实验与模拟优化了直喷喷射策略。在50%氨能量替代率下，指示热效率能够达到49.18%。PEI Yiqiang 等[15]在转速900～1 300 r/min、指示平均有效压力(indicated mean effective pressure，IMEP) 0.2～1.8 MPa 的范围内开展了柴油喷射策略的适应性研究。优化后，氨柴模式的最高指示热效率为51.5%与纯柴油模式相当。K. Hiraoka等[16]和Y. Imamori 等[17]研究了燃空当量比对氨柴发动机燃烧与排放的影响。在接近当量比条件下能够得到较低的NH3和N2O 排放，而NOx排放升高。

已有的氨柴发动机研究，压缩比在15.2～18.6 之间，氨柴双燃料模式的热效率与污染物排放可进一步优化。

本文作者先前研究[18]中发现氨的自燃活性低且火焰传播速度慢，火焰传播对于未燃混合气自燃过程的影响不大。在快速压缩机中的研究结果表明：高压缩比(21)与低压缩比(15)相比，压缩上止点的温度可以从750 K提高到850 K，压缩终点压力提升约1.0 MPa。高温高压环境有助于提高氨混合气的活性，加速燃烧。因此提高发动机压缩比是一种提高氨燃烧效率的有效方法。

本文作者基于重型车辆六缸柴油机，重新设计了高压缩比燃烧系统。在此基础上开展了氨柴双燃料发动机的燃烧与排放特性试验研究。其中氨在进气道喷射，形成均质混合气；柴油为缸内直喷，基于文献可知，在压缩冲程进行一次喷射有助于提高活塞凹坑外的预混合气活性，减少NH3排放[10,12-15]。本文研究了提前第1 次喷射时刻并增大第1 次喷射量的优化策略，使活塞凹坑外形成活化热氛围，可望提高氨燃烧效率。

1 试验设计及台架参数

图1 和图2 分别为发动机台架的示意图和实物图。基于某型号重型发动机平台设计开发，提高压缩比至21。台架主要由发动机、测功机、进排气系统、发动机控制及数据采集系统、柴油供给系统、氨供给系统和排放测试设备组成。发动机的缸径与冲程分别为131 mm 和160 mm。通过调节节气门开度控制进气流量，采用涡轮增压系统提高进气压力。柴油经过油耗仪后被高压油泵泵入高压共轨，再通过7 孔喷嘴喷入缸内。氨则通过水浴蒸发器汽化后被减压阀减压，再通过氨喷嘴喷入进气道中与新鲜空气充分预混。

图1 发动机台架示意图

图2 发动机台架实物图

燃烧室压力通过Kistler 6054B 压力传感器采集后传输至电脑的燃烧分析仪中。CO、NOx和THC 排放通过Horiba MEXA-7100 进行测量。N2O 和NH3排放通过Horiba MEXA-1400 QL- NX 测量。氨质量流量与柴油质量流量均通过美国高准(Micro Motion)公司的科里奥利(Coriolis)传感器测得。试验所使用燃料为市售柴油与氨。

试验工况为1 200 r / min、1.25 kNm。试验过程中，保持氨喷射压力、高压共轨压力、进气总管压力与进气温度不变。机油温度控制在100～105℃。柴油采用2次喷射策略。

第1 次喷射时刻的基准点为：上止点前(after top dead center，ATDC) 曲轴转角(crank angle，CA)为50°，其调整范围为基准点前后10°。

第1 次喷射量的调整范围为预设第1 次喷射量最大值的25%～100%。第2 次喷射时刻和2 次喷射的柴油总质量不变。通过控制氨的质量流量保持发动机扭矩不变。氨能量替代率为(50±5)%。氨能量替代率(ammonia energy fraction，AEF)为

式中：qm为质量流量，LHV 为低热值；角标D 表示柴油的，角标N 表示氨的。

温室气体GHG 相对排放率为：

式中：φ(CO2)、φ(N2O)分别为排气中CO2的、N2O 的体积分数；角标D 表示纯柴油工况下的。

通过瞬时缸压(p)与缸内瞬时体积(V)可得缸内的瞬时放热率为

式中，Q为累计放热量，θ为曲轴转角，γ为混合气比热比。

若令(dp/dθ)max为最大压升率，则相对最大压升率为

式中：角标D 表示纯柴油工况下的。同理可得NH3、NOx、CO2、N2O、CO 和THC 的相对排放率，例如ω(NH3)等。

令CA05、CA50 和CA90 分别代表累计放热量5%、50%和90%时的CA；CAd代表燃烧持续期的CA，其定义为CA90 与CA05 的间隔；ηe代表有效热效率。在下文中，这些数值以相对于纯柴油工况的数值表示。η(NH3)代表氨燃烧效率。

2 试验结果与讨论

图3 展示了不同直喷喷射策略对缸压及放热率曲线的影响。观察图3a 可得，当第1 次喷射量(下简称为喷射量，ω)为最大设定值的25%时，第1 次喷射时刻(下简称为喷射时刻，CA1)对缸压及放热曲线无影响。这表明该策略下第1 次喷入的柴油并没有起到引燃氨预混合气的作用。此时，第2 次喷入缸内的柴油主导了燃烧。喷射量增加后，改变喷射时刻会影响缸压及放热曲线。缸内燃料的起燃时刻随着喷射时刻的提前而推迟。这是由于喷射时刻提前后，喷入的燃料有更多的时间挥发与混合，因此柴油的分布更广，局部活性下降。起燃时刻的推迟也使得第1 次喷入的燃料的燃烧相位与第2 次喷入的燃料的燃烧相位逐渐接近，两部分燃料的放热相互叠加导致了最大瞬时放热率的升高。

图3 不同直喷喷射策略对缸压及放热曲线的影响

图4 为不同直喷喷射策略下的最大压升率。喷射量增加使起燃时刻提前，燃烧靠近上止点。另一方面，喷射量增加也会导致缸内的预混燃烧比例增加，燃烧放热更快。在两者的共同作用下，氨柴燃烧模式的压升率偏高。在本研究中出现的最大压升率接近纯柴油模式的170%，此时喷射量为最大设定值，喷射时刻(相对)为10°。观察图3f 可得，该策略下第1 阶段放热速率较快。大量的柴油与氨预混合气混合，提高了整个燃烧室内气体的活性，在较短时间内燃烧放热。

图4 不同直喷喷射策略对最大压升率的影响

图5 对比了不同直喷喷射策略对燃烧相位的影响。

图5 不同喷射策略对燃烧相位的影响

观察图5a 可得，随着喷射量的增大，CA05 提前。这是因为第1 次喷入的柴油占比提升，增强了预混合气的活性导致起燃时刻的提前。当喷射量大于最大设定值的50%后，随柴油喷射时刻提前，其与缸内的氨预混合气有更多的时间混合，使局部混合气活性降低，化学速率减缓，从而CA05 推迟。

图5b 展示了不同喷射策略下CA50 的变化。随着喷射量的增加，CA50 提前。这是由第1 阶段燃烧相位提前与放热量增大共同导致的。随着喷射时刻的提前，CA50 推迟，但其推迟幅度比CA05 小。这表明CA50由第1 阶段燃烧和第2 阶段燃烧共同控制，第1 阶段燃烧放热推迟对CA05 的影响较小。

图5c 为不同喷射策略下CA90 的变化。当喷射量为最大设定值的25%时，氨柴模式的CA90 比纯柴油模式的CA90 晚，这是因为在喷入的柴油不能有效引燃氨预混合气的情况下，氨的低化学活性及低火焰传播速度会使燃烧后期放热减缓。当喷射量大于最大设定值的50%后，氨柴模式的CA90 早于纯柴油模式的CA90。一方面，喷入的燃料引燃了远离燃烧室中心的氨预混合气，加速了燃烧；另一方面，柴油第2 次喷射量的减少，喷油结束时刻相比纯柴油模式早。

图5d 为不同策略下的燃烧持续期。当喷射量为最大设定值的25%时，氨的加入导致整体燃烧相位的推迟，且由于氨的火焰传播速度慢导致燃烧后期的放热缓慢，此时氨柴模式的燃烧持续期长于纯柴油模式。当喷射量增加后，远离燃烧室中心的氨预混合气被喷入的燃料引燃，CA90 大幅提前，燃烧持续期缩短。进一步增加喷射量会导致CA05 提前，但此时燃烧后期放热的提前幅度较小，燃烧持续期增加。

不同喷射策略下的有效热效率如图6 所示。当喷射量为最大设定值的25%时，活塞凹坑外部的氨预混合气未被柴油引燃，所以有效热效率比原柴油有效热效率低3%。随着喷射量的提高，柴油引燃了更多的氨，因此有效热效率上升。当喷射量进一步增大后，由于CA05 的提前使得在上止点前燃烧放热的比例增加，发动机的负功增加并增大了传热损失，因此有效热效率降低。提前喷射时刻减少了燃烧做的负功以及传热损失且能够引燃更多的氨，有利于提高热效率。但这会导致局部混合气过稀，使柴油的燃烧效率恶化。受这几方面因素的影响，当喷射时刻提前至基准点前时，有效热效率受喷射时刻的影响较小，最高有效热效率比纯柴油模式高1.2 个百分点，此时喷射量为最大设定值的65%，喷射时刻(相对)为-5°。该工况下燃烧主要发生在上止点后，且燃烧持续期短、氨燃烧效率高。

图6 不同喷射策略对有效热效率的影响

图7展示了不同喷射策略下对各气体排放物的影响。从图7a 和7b 中可知，喷射量的提高增强了氨预混合气的活性，从而氨燃烧效率提升。随着喷射时刻的提前，氨的燃烧效率先增加后降低。这是因为喷入的柴油进入了活塞凹坑的外部，引燃了该区域的氨，如图8 所示。但喷射时刻进一步提前会使柴油有更多的时间与氨混合，局部燃空当量比降低，活性下降。

图7 不同喷射策略对气体排放物的影响

图8 缸内第1 次喷射喷雾混合示意图

图7c 为不同喷射策略下的NOx排放。在氨柴双燃料发动机中，NOx排放的主要成因有2 种，一种为高温NOx排放，即高温下氮气热解生成；另一种则是燃料NOx排放，即氨的不完全燃烧产物。当喷射量为最大设定值的25%时，由于氨燃烧效率低，缸内温度低，因此高温NOx排放低于纯柴油的NOx排放。随着喷射量的增加，更多的氨参与燃烧，燃烧室内温度的提升促进了高温NOx生成；同时，在活塞缝隙等温度较低的地方由于氨不完全燃烧产生燃料NOx排放。两者共同作用使NOx排放增加。当喷射时刻提前，喷入的柴油能够更广的覆盖活塞凹坑外的区域，使局部高温区减少，有利于降低高温NOx排放。

图7d 展示了不同策略下的CO2排放，由于氨的加入，相比纯柴油模式少喷入了50%的柴油。因此CO2排放降低。N2O 作为氨燃烧的中间产物，主要在低温富氧区域生成。喷射量提升使活塞凹坑外部的温度上升，因此降低了N2O 排放，如图7e 所示。随着喷射时刻的提前，凹坑外的混合气偏稀，燃烧温度降低，从而N2O 排放增加。发动机的GHG 排放，如图7f 所示。通过优化喷射策略，GHG 能够减少37%。

图7g 和7h 分别展示了不同喷射策略下的CO 和THC 排放。当喷射量增加时，由于高温区增加，CO排放降低。而由于此时压喷入的柴油容易撞击壁面，造成湿壁，因此THC 排放恶化。当喷射时刻提前时，由于柴油混合的更充分，燃烧温度降低，CO 和THC排放有所增加。

3 结 论

本文研究了高压缩比条件下，氨柴双燃料发动机的燃烧与排放特性。试验工况为1 200 r/min、1.25 kNm。氨能量替代率为50%。柴油采用了2 次喷射策略。具体结论如下：

1) 提高氨柴发动机的压缩比至21，在50%氨能量替代率下能实现稳定燃烧。采用氨柴燃烧模式，最大压升率高于纯柴油模式，最大压升率接近纯柴油模式的170%。

2) 发动机的有效热效率随第1 次喷射量的增加先增大后减小。氨柴燃烧模式的最高有效热效率相比同压缩比下纯柴油模式的最高有效热效率高1.2个百分点。第1 次喷射量为最大设定值的65%，第1 次喷射时刻相对基准点提前5°。

3) 增大第1 次喷射量能提高氨的燃烧效率，且N2O 和CO 排放分别减少85%和50%，但会恶化NOx和THC 排放。提前第1 次喷射时刻能使NOx排放减少30%，但会恶化N2O，CO 和THC 排放。为使发动机起到减少GHG 排放的目的，第1 次喷射量不低于最大设定值的65%。

因此，相比纯柴油模式，本文的优化喷射策略可使温室气体排放减少37%。