利用廢氣再循環與米勒循環提高氫內燃機壓縮比的研究

郝嘉田，孫柏剛

(北京理工大學 機械與車輛學院，北京 100081)

0 概述

政府間氣候變化專門委員會指出，實現1.5 ℃的溫控目標有望避免氣候變化給人類社會和自然生態系統造成不可逆轉的負面影響，這需要全球共同努力降低碳排放。在實現碳中和、碳達峰[1]的過程中，開發利用氫能等清潔能源替代傳統化石能源非常重要。

目前以電能作為動力的車輛存在行駛里程短的問題，使用增程器是解決此問題的有效手段。目前增程器市場主要由汽油機占據，但已經有研究圍繞氫內燃機[2]及燃料電池[3]展開。氫內燃機相比其他技術手段，需要在提高熱效率降低氮氧化物(NOx)排放兩方面進行更多的探索研究。氫氣本身辛烷值較高，提升氫內燃機壓縮比來優化熱效率是常見技術手段；但提升壓縮比會帶來爆震及排放升高問題。解決這兩個問題的技術手段有很多，其中廢氣再循環(exhaust gas recirculation， EGR)技術和米勒循環技術應用比較廣泛，對于抑制爆震及減少排放均有明顯的效果[4]。文獻[5-6]中對這兩種技術在汽油機上的應用進行了研究，證實了兩種技術對爆震的抑制作用，但沒有進一步探討其對排放性能的影響。文獻[7]中在進行新一代氫內燃機的開發時及文獻[8]中對一臺大型氫內燃機進行優化研究時，均將兩種技術進行了結合，在氫內燃機上達到了提高熱效率和降低NOx排放的目的，但沒有對抑制爆震的效果進行具體的探討。

對EGR展開的研究很多，如：文獻[9]中對氫內燃機上使用EGR技術進行了試驗研究，結果表明EGR可以降低缸內燃燒壓力，從而使燃燒處于爆震區域以外；文獻[10]中對冷卻EGR技術結合優化壓縮比來提升汽油機的熱效率展開研究，明確了冷卻EGR技術對高幾何壓縮比的內燃機有規避爆震的作用，認為試驗用的汽油機最佳幾何壓縮比處于 10～11 范圍；文獻[11]中通過試驗分析了降低氫內燃機NOx排放的多種手段，指出EGR技術相比延遲點火的方式更有效，且對經濟性影響較小。

關于米勒循環提升經濟性及降低排放的研究也很多，如：文獻[12]中針對應用米勒循環的直噴汽油機將壓縮比提升至12展開性能研究，認為進氣門提前關閉(early intake valve closing， EIVC)相比進氣門延后關閉(late intake valve closing， LIVC)對于高壓縮比下提升經濟性更有優勢；文獻[13]中對米勒循環應用于可變壓縮比的汽油機進行了研究，在避免爆震的情況下少數工況可以將壓縮比提升到20，但沒有具體分析對排放的影響；文獻[14]中利用EIVC來優化增壓氫內燃機的性能，在保持NOx排放不變的情況下，EIVC可以使氫內燃機具有更好的經濟性和動力性，表明了EIVC對排放也有正面作用。

提高壓縮比是提升氫內燃機效率的有效手段，但提高壓縮比往往受到爆震和NOx排放的制約。總的來看，氫內燃機中應用EGR技術和米勒循環技術來解決這一矛盾的研究較少。本研究中通過仿真分析，對比了兩種技術在氫內燃機內抑制爆震和NOx排放的效果，對比分析了冷EGR與熱EGR及EIVC和LIVC的區別，探索了解決氫內燃機中高壓縮比和爆震及排放之間矛盾的技術路線；結合兩種技術探討了研究用氫內燃機在標定工況下提高壓縮比的可行性及降低NOx排放的最佳效果。氫內燃機中應用EGR技術和米勒循環技術來同時達到高效率低排放目標的研究較少，本文最后，結合了兩種技術，使研究用的氫內燃機在標定工況下，達到了效率和排放的仿真最佳結果，對氫內燃機高效率低排放的技術路線選擇具有積極的指導意義。

1 研究準備

1.1 內燃機及模型介紹

用建模仿真的方式來進行研究，仿真模型用Ricardo WAVE軟件搭建，模型基于一臺增程用途進氣道噴射火花點火氫內燃機，其基本參數見表1。

表1 內燃機基本參數

為了更符合氫內燃機的實際應用場景，本研究中對氫內燃機進行了增壓匹配的仿真，以Garrett公司的公開數據為參考，匹配了GT2056系列渦輪增壓器。本研究中建立的氫內燃機的模型如圖1所示，所使用的壓氣機的特性曲線圖如圖2所示。

圖1 進氣道噴射氫內燃機的Ricardo WAVE計算模型

圖2 壓氣機的性能曲線圖

為了提升增程用氫內燃機工作的高功率點的性能，選取3 000 r/min作為研究轉速，并根據轉矩輸出選擇了最佳轉矩輸出的工況點(即噴氫脈寬為 5.8 ms，燃空比為0.56，點火提前角為上止點前15°曲軸轉角)展開研究。設定了目標功率，要求高功率點功率提升30%，為此進行了渦輪增壓與內燃機的整機匹配，在此工況點需要使增壓壓力達到 120 kPa。在工況不變的情況下，不斷提高氫內燃機壓縮比，利用EGR技術及米勒循環技術來抑制可能存在的爆震，同時降低NOx排放，最后對兩種技術進行分析對比。

為了驗證模型的可靠性，利用自然吸氣狀態的氫內燃機的試驗數據與仿真數據對模型進行了驗證。選取了前文提到的工況點進行試驗與仿真，將所獲得的燃燒壓力曲線與放熱率曲線進行對比，結果如圖3所示。燃燒壓力變化仿真與試驗數據最大偏差約為3.4%，放熱率最大偏差約2.8%，兩組數據達到最大值的位置偏差均小于3%，整體吻合良好，可以推斷仿真數據與實際數據的差距處于可以接受的范圍內。

圖3 燃燒壓力和放熱率曲線的模型驗證

1.2 仿真模型簡介

本研究中建立的氫內燃機模型使用了韋伯燃燒模型，此模型參數用研究工況點的試驗數據標定。軟件中火花點火韋伯模型采用式(1)進行計算。

(1)

式中，W為累積燃燒分數；θ為從開始燃燒之后經過的曲軸轉角；A為自動計算的參數；Bdur為燃燒持續期；Wexp為韋伯因數。研究所用工況點Bdur和Wexp分別為20.1°和0.975。

傳熱模型、摩擦模型和排放模型基于多組試驗數據進行參數選擇，通過選取不同工況點的多組試驗數據與不斷修改參數得到的仿真結果進行比對，得到了最佳的模型參數。最終指示熱效率、摩擦平均有效壓力、有效轉矩和NOx排放的數據均滿足絕大多數數據均處于10%誤差以內的校核結果。

氫內燃機仿真的傳熱模型選擇有過許多討論，在混合氣較稀的情況下許多研究者[15-16]使用沃西尼模型取得了不錯的校核效果。本研究中也使用沃西尼模型，其傳熱系數的計算公式見式(2)。

(2)

式中，hg為沃西尼傳熱系數；D為氣缸直徑；p為氣缸內的壓力；T為氣缸內的溫度；vc為特征速度，由活塞速度及燃燒相關速度計算得到；C為修正系數，在進氣門打開時為1.25，進氣門關閉時為1.20。

摩擦模型采用了Chen-Flynn摩擦模型，其對摩擦平均有效壓力的計算如式(3)所示。

(3)

式中,F為摩擦平均有效壓力;pmax為氣缸內的最高燃燒壓力;S為各氣缸的壓力和沖程相關的參數;n為氣缸數;Ac、Bc、Cc和Qc均為用戶自定義的參數，本研究中分別選取0.5、0.009、100、0.1。

NOx排放基于Zeldovich機理進行仿真，主要依靠式(4)和式(5)進行計算分析。

R1=A·ARC1·eTa·AERC1/T1

(4)

R2/3=A·eTa/T

(5)

式中，R1、R2/3分別為NO被還原為氮氣和氮氣被氧化為NO的化學反應的反應速度；A為常數，軟件默認的經驗值為1；ARC1和AERC1為用戶定義參數，本研究中分別選取為1.5和1；Ta為反應的激活溫度；T1為已燃區溫度。氧化和還原反應的速率決定了產生NOx的量。

研究使用的爆震模型基于Douaud和Eyzat兩人提出的對于爆震現象的計算方法建立。利用此模型來分析氫內燃機的爆震現象也有許多先例。此模型中，最主要的參數是未燃氣體的誘導時間(點火延遲)，相關公式見式(6)。

(6)

式中，τ為誘導時間；Ap和AT均為自定義的參數，本研究中均取1；Oon為燃料的辛烷值，氫氣的辛烷值取130；T2為未燃氣體的溫度。誘導時間小于火焰傳播到未燃氣體的時間時就會出現爆震。同時通過軟件計算爆震強度K，其定義為發生爆震時氣缸內未燃燃料的質量與總的燃料質量的比值，但根據文獻[18]中對爆震強度參數的分析，這種計算方式的不確定性較大。本研究中基于文獻[18-19]，用缸內燃燒壓力震蕩的最大振幅(maximum amplitude pressure oscillation， MAPO)表示爆震強度，并利用MATLAB軟件對缸內的壓力變化曲線進行帶通濾波，以4 kHz為截止頻率處理得到振蕩曲線，再求其最大振幅，即為該情況下的爆震強度。研究中將軟件計算得到的K大于0且MAPO大于25 kPa的情況視為發生爆震。

2 結果與討論

2.1 EGR技術抑制爆震和NOx排放的研究

直接提升初始氫內燃機的壓縮比，得到熱效率及NOx排放的變化情況，如圖4所示。從圖4可以看出，整體的熱效率隨著壓縮比升高而提高。壓縮比為15和16時出現了爆震，此時熱效率的變化與之前的趨勢不符。隨著壓縮比的提高，NOx排放也逐步提高。

圖4 初始氫內燃機NOx排放與指示熱效率隨壓縮比的變化

保持工況相同，分別使用熱EGR和冷EGR技術，計算分析內燃機在高壓縮比下抑制爆震和NOx排放的情況。將EGR率從0開始以5%為梯度逐次提升至20%，仿真計算內燃機壓縮比為15和16時的性能指標。冷卻EGR是在EGR的通路上添加冷卻器實現的，在仿真過程中保持冷卻器的結構與傳熱系數不變，僅改變EGR率。

使用熱EGR與冷EGR在壓縮比為15和16下的壓力振蕩最大振幅、指示熱效率、NOx排放對比見圖5。由圖5可以看到當EGR率提高時，爆震強度整體呈下降趨勢。爆震發生的閾值設定為25 kPa。冷EGR和熱EGR在壓縮比為15時均可以達到避免爆震的效果，但是在壓縮比為16時均無法避免爆震的發生。冷EGR和熱EGR在爆震強度上區別不大，在EGR率大于5%時冷EGR爆震強度略低，而EGR率為5%時冷EGR的爆震強度反而略高，并且在壓縮比15下EGR率為5%時在冷EGR下仍會出現爆震。壓縮比為15時，隨著EGR率的增加，熱EGR的熱效率逐漸降低，而冷EGR略微升高，在EGR率20%時兩者的差值達到了0.2%；對于NOx排放，隨EGR率的升高兩者都出現了明顯的下降，冷EGR產生的NOx更少，但差異不明顯。在壓縮比為15而EGR率為20%時，冷EGR和熱EGR分別有2.395 g/(kW·h)和2.566 g/(kW·h)的NOx產生。

圖5 EGR技術對爆震強度、指示熱效率和NOx排放的影響

從式(4)可以看出，爆震的產生和兩個參數關系最大，分別是缸內的燃燒壓力及未燃區的溫度。為了分析導致爆震的原因，選取了壓縮比15下采用冷EGR及熱EGR時缸內的燃燒壓力及未燃區溫度隨曲軸轉角的變化作為分析數據，如圖6所示。

圖6 冷EGR和熱EGR的燃燒壓力與未燃區溫度的對比

由圖6可以觀察到隨著EGR率的增加，缸內燃燒的最大壓力明顯下降，熱EGR下相比冷EGR下降更明顯，但兩者的差異不大。相比無EGR的工況，熱EGR在EGR率為20%的情況下最大燃燒壓力下降了約5.0%，為7.15 MPa；而冷EGR情況下則下降了4.1%，為7.22 MPa。采用冷EGR及熱EGR時未燃區溫度的變化趨勢相同，在上止點后有一段下降，之后又快速達到最高溫度，最高溫度和缸內已燃區溫度會發生重合，代表燃燒已經完成。仿真過程中雖然保持了燃燒重心與持續期等參數不變，但很明顯溫度快速升高的時刻不同，并且最終達到的最大溫度也不同。隨EGR率提高，溫度快速上升的時刻向后推遲，最高溫度也有所降低。冷EGR相比熱EGR效果更好，在EGR率達到20%時冷EGR使最高溫度下降了124.0 K，推遲了3.5°曲軸轉角達到最高溫度；熱EGR則下降了94.2 K，向后推遲了2.4°曲軸轉角。與熱EGR相比，冷EGR會造成缸內燃燒壓力略微升高，但可以降低缸內溫度，燃燒完成的速度變慢，因此相比熱EGR，冷EGR降低NOx排放的效果更明顯，但對爆震強度的改善不明顯。

2.2 米勒循環抑制爆震和NOx排放的研究

仿真對比了LIVC和EIVC對抑制爆震和降低NOx排放的效果。LIVC延長了進氣門在最高點的時間而升程不變；而對于EIVC，由于進氣門開啟的時間縮短，若不改變升程則會加劇氣門及凸輪的磨損，因此往往提早關閉進氣門時同步縮小升程，本研究中也采用了這樣的做法。圖7是本研究中進氣門升程曲線的示意圖。由于初始內燃機進氣門關閉時刻處于活塞下止點之后，EIVC對進氣門關閉角的改變要更大，其中提前45°曲軸轉角(記為EIVC45，依此類推)的情況即在活塞下止點的位置關閉進氣門。與對EGR進行研究時一樣，保持工況不變，僅改變進氣門關閉角進行仿真運算。

圖7 本研究中采用的進氣門升程曲線

圖8展示了壓縮比為15和16的情況下，內燃機缸內的爆震強度、指示熱效率和NOx排放隨進氣門關閉角的變化。圖8中壓力振蕩最大振幅的數據略去了軟件計算未出現爆震的情況，指示熱效率和NOx排放數據略去了未發生本文中定義的爆震現象的情況。

圖8 米勒循環對爆震強度、指示熱效率和NOx排放的影響

從圖8中可以看出，所有米勒循環的工況下，壓縮比為15時不會出現爆震，而在壓縮比為16時，改變進氣門關閉角(intake valve closing， IVC)會使爆震強度急劇降低，且在EIVC75、EIVC65及LIVC30、LIVC40這4個方案下不會發生爆震。相比EGR技術，內燃機的壓縮比可以進一步提高到16。指示熱效率在壓縮比為16、EIVC75時達到最大值，為44.69%。NOx排放在壓縮比為15、EIVC75時達到最低值，為2.597 g/(kW·h)。

選定壓縮比為15，不同IVC下的燃燒壓力與未燃區溫度的對比見圖9。從圖9可以看出，米勒循環有效降低了燃燒壓力水平，對進氣門關閉角的任意改變都使壓力降低，并且在研究范圍內，改變越大，壓力下降越多。對比EIVC和LIVC會發現采用兩種方式時變化趨勢比較相似，前者略有優勢，壓力下降更多，在EIVC75處下降最多，此時最大壓力為6.56 MPa，相比初始IVC下降了12.9%。未燃區溫度的變化趨勢和EGR部分相同，改變進氣門關閉角不僅可以降低最大溫度，也可以延后溫度升高的時刻。對比LIVC和EIVC，采用兩種方式時趨勢類似，EIVC略有優勢，溫度降低得更多。EIVC75下未燃區溫度下降最多，最高未燃區溫度相比初始內燃機下降了266.0 K。總結來看，EIVC相比LIVC在抑制爆震和NOx排放上有一定的優勢。

圖9 不同IVC的燃燒壓力與未燃區溫度的對比

2.3 兩種技術的對比與組合

從避免爆震和降低NOx排放的結果來看，米勒循環技術可以將壓縮比提升到16，大于采用EGR技術時的15，證明其抑制爆震的能力更佳。而在同樣的壓縮比下，EGR可以降低NOx排放至2.395 g/(kW·h)，小于米勒循環可以達到的2.597 g/(kW·h)，證明EGR技術對抑制NOx排放更為有效。其原因可以通過圖10進行對比分析。圖10為兩種技術的壓力與溫度參數對比。

圖10 兩種技術的壓力與溫度參數對比

通過式(4)～式(6)可知，爆震的產生與未燃區溫度和燃燒壓力相關，而NOx的產生主要和已燃區的溫度相關。通過圖10可以發現米勒循環對未燃區溫度和燃燒壓力影響相對更明顯，因此對爆震抑制更有效。EGR技術則對已燃區溫度影響更大，因此對抑制NOx排放更有效。兩種技術在抑制爆震和NOx排放上各有所長，將兩種技術結合進行探索研究。考慮到冷EGR相比熱EGR對降低NOx排放更有效，EIVC相比LIVC在綜合性能上有更好的表現，因此選取了EIVC和冷EGR技術，綜合探索可以達到的最高壓縮比。

圖11(a)中展示了結合應用EIVC和冷EGR技術可以達到的最大壓縮比。其中最小的壓縮比在左下角，即EIVC45和EGR率為0的情況，壓縮比為14.9；最大的壓縮比在右上角，即EIVC75和EGR率為20%的情況，壓縮比為18.4。在本研究的工況下，保持EGR率不變，從EIVC45提升至EIVC75，最大壓縮比平均提升為3。而保持相對EIVC不變，EGR率從0提升至20%，最大壓縮比平均提升僅0.5。圖11(b)是應用圖11(a)中的壓縮比進行仿真計算的NOx排放。最高排放在左下角，即EIVC45和EGR率為0的情況，達到了3.22 g/(kW·h)；最小值在右上角，即EIVC75和EGR率為20%的情況，減少到了1.937 g/(kW·h)。在本研究的工況下，同時考慮最大壓縮比的提高，EGR率提升至20%，NOx排放平均降低約1.14 g/(kW·h)，從EIVC45提升至EIVC75，NOx排放平均降低約0.2 g/(kW·h)。

圖11 結合兩種技術抑制爆震和NOx結果

在探索了最大壓縮比之后，對初始的氫內燃機、單獨使用EGR技術和米勒循環技術及結合使用兩種技術所能達到的最大壓縮比的效率和排放進行對比，結果如圖12所示。其中單獨使用EGR技術和米勒循環技術及結合使用兩種技術所能達到的最大壓縮比分別為15.0、17.8和18.4。

圖12 不同技術下最大壓縮比的性能參數對比

單一使用米勒循環技術能達到最高的指示熱效率，為45.02%，相比初始內燃機提升了8.3%，但也達到了最高的NOx排放。兩種技術的結合可以達到最優的NOx排放，即1.937 g/(kW·h)，相比初始內燃機降低了26.2%。

3 結論

(1) 相比米勒循環， 得益于采用EGR技術時更低的已燃區溫度，其降低NOx排放的效果更佳，冷EGR相比熱EGR降低NOx排放的效果更好。在本研究的工況下，在20%EGR率的情況下可使已燃區溫度下降52.2 K。在此工況下，使用冷EGR技術，將EGR率從0提升至20%，內燃機的最高壓縮比平均提升約0.5，在考慮壓縮比提高的情況下，NOx排放平均降低約1.14 g/(kW·h)。

(2) 得益于采用米勒循環時更低的燃燒壓力和未燃區溫度，米勒循環抑制爆震的效果優于EGR技術。EIVC相比LIVC在燃燒壓力和未燃區溫度上更有優勢。在本研究的工況下，使用米勒循環，最高燃燒壓力可以降低12.9%，未燃區溫度最多可降低266.0 K。在此工況下，從EIVC45提升至EIVC75，內燃機的最高壓縮比平均提升為3，在考慮壓縮比提高的情況下，NOx排放平均降低約0.2 g/(kW·h)。

(3) 結合EIVC和冷EGR技術，在本研究的工況下，氫內燃機可以將最大壓縮比提升至18.4，此壓縮比下，經濟性提高了8.0%，達到44.87%，NOx排放減少了26.2%，達到1.937 g/(kW·h)。