利用废气再循环与米勒循环提高氢内燃机压缩比的研究

郝嘉田，孙柏刚

(北京理工大学 机械与车辆学院，北京 100081)

0 概述

政府间气候变化专门委员会指出，实现1.5 ℃的温控目标有望避免气候变化给人类社会和自然生态系统造成不可逆转的负面影响，这需要全球共同努力降低碳排放。在实现碳中和、碳达峰[1]的过程中，开发利用氢能等清洁能源替代传统化石能源非常重要。

目前以电能作为动力的车辆存在行驶里程短的问题，使用增程器是解决此问题的有效手段。目前增程器市场主要由汽油机占据，但已经有研究围绕氢内燃机[2]及燃料电池[3]展开。氢内燃机相比其他技术手段，需要在提高热效率降低氮氧化物(NOx)排放两方面进行更多的探索研究。氢气本身辛烷值较高，提升氢内燃机压缩比来优化热效率是常见技术手段；但提升压缩比会带来爆震及排放升高问题。解决这两个问题的技术手段有很多，其中废气再循环(exhaust gas recirculation， EGR)技术和米勒循环技术应用比较广泛，对于抑制爆震及减少排放均有明显的效果[4]。文献[5-6]中对这两种技术在汽油机上的应用进行了研究，证实了两种技术对爆震的抑制作用，但没有进一步探讨其对排放性能的影响。文献[7]中在进行新一代氢内燃机的开发时及文献[8]中对一台大型氢内燃机进行优化研究时，均将两种技术进行了结合，在氢内燃机上达到了提高热效率和降低NOx排放的目的，但没有对抑制爆震的效果进行具体的探讨。

对EGR展开的研究很多，如：文献[9]中对氢内燃机上使用EGR技术进行了试验研究，结果表明EGR可以降低缸内燃烧压力，从而使燃烧处于爆震区域以外；文献[10]中对冷却EGR技术结合优化压缩比来提升汽油机的热效率展开研究，明确了冷却EGR技术对高几何压缩比的内燃机有规避爆震的作用，认为试验用的汽油机最佳几何压缩比处于 10～11 范围；文献[11]中通过试验分析了降低氢内燃机NOx排放的多种手段，指出EGR技术相比延迟点火的方式更有效，且对经济性影响较小。

关于米勒循环提升经济性及降低排放的研究也很多，如：文献[12]中针对应用米勒循环的直喷汽油机将压缩比提升至12展开性能研究，认为进气门提前关闭(early intake valve closing， EIVC)相比进气门延后关闭(late intake valve closing， LIVC)对于高压缩比下提升经济性更有优势；文献[13]中对米勒循环应用于可变压缩比的汽油机进行了研究，在避免爆震的情况下少数工况可以将压缩比提升到20，但没有具体分析对排放的影响；文献[14]中利用EIVC来优化增压氢内燃机的性能，在保持NOx排放不变的情况下，EIVC可以使氢内燃机具有更好的经济性和动力性，表明了EIVC对排放也有正面作用。

提高压缩比是提升氢内燃机效率的有效手段，但提高压缩比往往受到爆震和NOx排放的制约。总的来看，氢内燃机中应用EGR技术和米勒循环技术来解决这一矛盾的研究较少。本研究中通过仿真分析，对比了两种技术在氢内燃机内抑制爆震和NOx排放的效果，对比分析了冷EGR与热EGR及EIVC和LIVC的区别，探索了解决氢内燃机中高压缩比和爆震及排放之间矛盾的技术路线；结合两种技术探讨了研究用氢内燃机在标定工况下提高压缩比的可行性及降低NOx排放的最佳效果。氢内燃机中应用EGR技术和米勒循环技术来同时达到高效率低排放目标的研究较少，本文最后，结合了两种技术，使研究用的氢内燃机在标定工况下，达到了效率和排放的仿真最佳结果，对氢内燃机高效率低排放的技术路线选择具有积极的指导意义。

1 研究准备

1.1 内燃机及模型介绍

用建模仿真的方式来进行研究，仿真模型用Ricardo WAVE软件搭建，模型基于一台增程用途进气道喷射火花点火氢内燃机，其基本参数见表1。

表1 内燃机基本参数

为了更符合氢内燃机的实际应用场景，本研究中对氢内燃机进行了增压匹配的仿真，以Garrett公司的公开数据为参考，匹配了GT2056系列涡轮增压器。本研究中建立的氢内燃机的模型如图1所示，所使用的压气机的特性曲线图如图2所示。

图1 进气道喷射氢内燃机的Ricardo WAVE计算模型

图2 压气机的性能曲线图

为了提升增程用氢内燃机工作的高功率点的性能，选取3 000 r/min作为研究转速，并根据转矩输出选择了最佳转矩输出的工况点(即喷氢脉宽为 5.8 ms，燃空比为0.56，点火提前角为上止点前15°曲轴转角)展开研究。设定了目标功率，要求高功率点功率提升30%，为此进行了涡轮增压与内燃机的整机匹配，在此工况点需要使增压压力达到 120 kPa。在工况不变的情况下，不断提高氢内燃机压缩比，利用EGR技术及米勒循环技术来抑制可能存在的爆震，同时降低NOx排放，最后对两种技术进行分析对比。

为了验证模型的可靠性，利用自然吸气状态的氢内燃机的试验数据与仿真数据对模型进行了验证。选取了前文提到的工况点进行试验与仿真，将所获得的燃烧压力曲线与放热率曲线进行对比，结果如图3所示。燃烧压力变化仿真与试验数据最大偏差约为3.4%，放热率最大偏差约2.8%，两组数据达到最大值的位置偏差均小于3%，整体吻合良好，可以推断仿真数据与实际数据的差距处于可以接受的范围内。

图3 燃烧压力和放热率曲线的模型验证

1.2 仿真模型简介

本研究中建立的氢内燃机模型使用了韦伯燃烧模型，此模型参数用研究工况点的试验数据标定。软件中火花点火韦伯模型采用式(1)进行计算。

(1)

式中，W为累积燃烧分数；θ为从开始燃烧之后经过的曲轴转角；A为自动计算的参数；Bdur为燃烧持续期；Wexp为韦伯因数。研究所用工况点Bdur和Wexp分别为20.1°和0.975。

传热模型、摩擦模型和排放模型基于多组试验数据进行参数选择，通过选取不同工况点的多组试验数据与不断修改参数得到的仿真结果进行比对，得到了最佳的模型参数。最终指示热效率、摩擦平均有效压力、有效转矩和NOx排放的数据均满足绝大多数数据均处于10%误差以内的校核结果。

氢内燃机仿真的传热模型选择有过许多讨论，在混合气较稀的情况下许多研究者[15-16]使用沃西尼模型取得了不错的校核效果。本研究中也使用沃西尼模型，其传热系数的计算公式见式(2)。

(2)

式中，hg为沃西尼传热系数；D为气缸直径；p为气缸内的压力；T为气缸内的温度；vc为特征速度，由活塞速度及燃烧相关速度计算得到；C为修正系数，在进气门打开时为1.25，进气门关闭时为1.20。

摩擦模型采用了Chen-Flynn摩擦模型，其对摩擦平均有效压力的计算如式(3)所示。

(3)

式中,F为摩擦平均有效压力;pmax为气缸内的最高燃烧压力;S为各气缸的压力和冲程相关的参数;n为气缸数;Ac、Bc、Cc和Qc均为用户自定义的参数，本研究中分别选取0.5、0.009、100、0.1。

NOx排放基于Zeldovich机理进行仿真，主要依靠式(4)和式(5)进行计算分析。

R1=A·ARC1·eTa·AERC1/T1

(4)

R2/3=A·eTa/T

(5)

式中，R1、R2/3分别为NO被还原为氮气和氮气被氧化为NO的化学反应的反应速度；A为常数，软件默认的经验值为1；ARC1和AERC1为用户定义参数，本研究中分别选取为1.5和1；Ta为反应的激活温度；T1为已燃区温度。氧化和还原反应的速率决定了产生NOx的量。

研究使用的爆震模型基于Douaud和Eyzat两人提出的对于爆震现象的计算方法建立。利用此模型来分析氢内燃机的爆震现象也有许多先例。此模型中，最主要的参数是未燃气体的诱导时间(点火延迟)，相关公式见式(6)。

(6)

式中，τ为诱导时间；Ap和AT均为自定义的参数，本研究中均取1；Oon为燃料的辛烷值，氢气的辛烷值取130；T2为未燃气体的温度。诱导时间小于火焰传播到未燃气体的时间时就会出现爆震。同时通过软件计算爆震强度K，其定义为发生爆震时气缸内未燃燃料的质量与总的燃料质量的比值，但根据文献[18]中对爆震强度参数的分析，这种计算方式的不确定性较大。本研究中基于文献[18-19]，用缸内燃烧压力震荡的最大振幅(maximum amplitude pressure oscillation， MAPO)表示爆震强度，并利用MATLAB软件对缸内的压力变化曲线进行带通滤波，以4 kHz为截止频率处理得到振荡曲线，再求其最大振幅，即为该情况下的爆震强度。研究中将软件计算得到的K大于0且MAPO大于25 kPa的情况视为发生爆震。

2 结果与讨论

2.1 EGR技术抑制爆震和NOx排放的研究

直接提升初始氢内燃机的压缩比，得到热效率及NOx排放的变化情况，如图4所示。从图4可以看出，整体的热效率随着压缩比升高而提高。压缩比为15和16时出现了爆震，此时热效率的变化与之前的趋势不符。随着压缩比的提高，NOx排放也逐步提高。

图4 初始氢内燃机NOx排放与指示热效率随压缩比的变化

保持工况相同，分别使用热EGR和冷EGR技术，计算分析内燃机在高压缩比下抑制爆震和NOx排放的情况。将EGR率从0开始以5%为梯度逐次提升至20%，仿真计算内燃机压缩比为15和16时的性能指标。冷却EGR是在EGR的通路上添加冷却器实现的，在仿真过程中保持冷却器的结构与传热系数不变，仅改变EGR率。

使用热EGR与冷EGR在压缩比为15和16下的压力振荡最大振幅、指示热效率、NOx排放对比见图5。由图5可以看到当EGR率提高时，爆震强度整体呈下降趋势。爆震发生的阈值设定为25 kPa。冷EGR和热EGR在压缩比为15时均可以达到避免爆震的效果，但是在压缩比为16时均无法避免爆震的发生。冷EGR和热EGR在爆震强度上区别不大，在EGR率大于5%时冷EGR爆震强度略低，而EGR率为5%时冷EGR的爆震强度反而略高，并且在压缩比15下EGR率为5%时在冷EGR下仍会出现爆震。压缩比为15时，随着EGR率的增加，热EGR的热效率逐渐降低，而冷EGR略微升高，在EGR率20%时两者的差值达到了0.2%；对于NOx排放，随EGR率的升高两者都出现了明显的下降，冷EGR产生的NOx更少，但差异不明显。在压缩比为15而EGR率为20%时，冷EGR和热EGR分别有2.395 g/(kW·h)和2.566 g/(kW·h)的NOx产生。

图5 EGR技术对爆震强度、指示热效率和NOx排放的影响

从式(4)可以看出，爆震的产生和两个参数关系最大，分别是缸内的燃烧压力及未燃区的温度。为了分析导致爆震的原因，选取了压缩比15下采用冷EGR及热EGR时缸内的燃烧压力及未燃区温度随曲轴转角的变化作为分析数据，如图6所示。

图6 冷EGR和热EGR的燃烧压力与未燃区温度的对比

由图6可以观察到随着EGR率的增加，缸内燃烧的最大压力明显下降，热EGR下相比冷EGR下降更明显，但两者的差异不大。相比无EGR的工况，热EGR在EGR率为20%的情况下最大燃烧压力下降了约5.0%，为7.15 MPa；而冷EGR情况下则下降了4.1%，为7.22 MPa。采用冷EGR及热EGR时未燃区温度的变化趋势相同，在上止点后有一段下降，之后又快速达到最高温度，最高温度和缸内已燃区温度会发生重合，代表燃烧已经完成。仿真过程中虽然保持了燃烧重心与持续期等参数不变，但很明显温度快速升高的时刻不同，并且最终达到的最大温度也不同。随EGR率提高，温度快速上升的时刻向后推迟，最高温度也有所降低。冷EGR相比热EGR效果更好，在EGR率达到20%时冷EGR使最高温度下降了124.0 K，推迟了3.5°曲轴转角达到最高温度；热EGR则下降了94.2 K，向后推迟了2.4°曲轴转角。与热EGR相比，冷EGR会造成缸内燃烧压力略微升高，但可以降低缸内温度，燃烧完成的速度变慢，因此相比热EGR，冷EGR降低NOx排放的效果更明显，但对爆震强度的改善不明显。

2.2 米勒循环抑制爆震和NOx排放的研究

仿真对比了LIVC和EIVC对抑制爆震和降低NOx排放的效果。LIVC延长了进气门在最高点的时间而升程不变；而对于EIVC，由于进气门开启的时间缩短，若不改变升程则会加剧气门及凸轮的磨损，因此往往提早关闭进气门时同步缩小升程，本研究中也采用了这样的做法。图7是本研究中进气门升程曲线的示意图。由于初始内燃机进气门关闭时刻处于活塞下止点之后，EIVC对进气门关闭角的改变要更大，其中提前45°曲轴转角(记为EIVC45，依此类推)的情况即在活塞下止点的位置关闭进气门。与对EGR进行研究时一样，保持工况不变，仅改变进气门关闭角进行仿真运算。

图7 本研究中采用的进气门升程曲线

图8展示了压缩比为15和16的情况下，内燃机缸内的爆震强度、指示热效率和NOx排放随进气门关闭角的变化。图8中压力振荡最大振幅的数据略去了软件计算未出现爆震的情况，指示热效率和NOx排放数据略去了未发生本文中定义的爆震现象的情况。

图8 米勒循环对爆震强度、指示热效率和NOx排放的影响

从图8中可以看出，所有米勒循环的工况下，压缩比为15时不会出现爆震，而在压缩比为16时，改变进气门关闭角(intake valve closing， IVC)会使爆震强度急剧降低，且在EIVC75、EIVC65及LIVC30、LIVC40这4个方案下不会发生爆震。相比EGR技术，内燃机的压缩比可以进一步提高到16。指示热效率在压缩比为16、EIVC75时达到最大值，为44.69%。NOx排放在压缩比为15、EIVC75时达到最低值，为2.597 g/(kW·h)。

选定压缩比为15，不同IVC下的燃烧压力与未燃区温度的对比见图9。从图9可以看出，米勒循环有效降低了燃烧压力水平，对进气门关闭角的任意改变都使压力降低，并且在研究范围内，改变越大，压力下降越多。对比EIVC和LIVC会发现采用两种方式时变化趋势比较相似，前者略有优势，压力下降更多，在EIVC75处下降最多，此时最大压力为6.56 MPa，相比初始IVC下降了12.9%。未燃区温度的变化趋势和EGR部分相同，改变进气门关闭角不仅可以降低最大温度，也可以延后温度升高的时刻。对比LIVC和EIVC，采用两种方式时趋势类似，EIVC略有优势，温度降低得更多。EIVC75下未燃区温度下降最多，最高未燃区温度相比初始内燃机下降了266.0 K。总结来看，EIVC相比LIVC在抑制爆震和NOx排放上有一定的优势。

图9 不同IVC的燃烧压力与未燃区温度的对比

2.3 两种技术的对比与组合

从避免爆震和降低NOx排放的结果来看，米勒循环技术可以将压缩比提升到16，大于采用EGR技术时的15，证明其抑制爆震的能力更佳。而在同样的压缩比下，EGR可以降低NOx排放至2.395 g/(kW·h)，小于米勒循环可以达到的2.597 g/(kW·h)，证明EGR技术对抑制NOx排放更为有效。其原因可以通过图10进行对比分析。图10为两种技术的压力与温度参数对比。

图10 两种技术的压力与温度参数对比

通过式(4)～式(6)可知，爆震的产生与未燃区温度和燃烧压力相关，而NOx的产生主要和已燃区的温度相关。通过图10可以发现米勒循环对未燃区温度和燃烧压力影响相对更明显，因此对爆震抑制更有效。EGR技术则对已燃区温度影响更大，因此对抑制NOx排放更有效。两种技术在抑制爆震和NOx排放上各有所长，将两种技术结合进行探索研究。考虑到冷EGR相比热EGR对降低NOx排放更有效，EIVC相比LIVC在综合性能上有更好的表现，因此选取了EIVC和冷EGR技术，综合探索可以达到的最高压缩比。

图11(a)中展示了结合应用EIVC和冷EGR技术可以达到的最大压缩比。其中最小的压缩比在左下角，即EIVC45和EGR率为0的情况，压缩比为14.9；最大的压缩比在右上角，即EIVC75和EGR率为20%的情况，压缩比为18.4。在本研究的工况下，保持EGR率不变，从EIVC45提升至EIVC75，最大压缩比平均提升为3。而保持相对EIVC不变，EGR率从0提升至20%，最大压缩比平均提升仅0.5。图11(b)是应用图11(a)中的压缩比进行仿真计算的NOx排放。最高排放在左下角，即EIVC45和EGR率为0的情况，达到了3.22 g/(kW·h)；最小值在右上角，即EIVC75和EGR率为20%的情况，减少到了1.937 g/(kW·h)。在本研究的工况下，同时考虑最大压缩比的提高，EGR率提升至20%，NOx排放平均降低约1.14 g/(kW·h)，从EIVC45提升至EIVC75，NOx排放平均降低约0.2 g/(kW·h)。

图11 结合两种技术抑制爆震和NOx结果

在探索了最大压缩比之后，对初始的氢内燃机、单独使用EGR技术和米勒循环技术及结合使用两种技术所能达到的最大压缩比的效率和排放进行对比，结果如图12所示。其中单独使用EGR技术和米勒循环技术及结合使用两种技术所能达到的最大压缩比分别为15.0、17.8和18.4。

图12 不同技术下最大压缩比的性能参数对比

单一使用米勒循环技术能达到最高的指示热效率，为45.02%，相比初始内燃机提升了8.3%，但也达到了最高的NOx排放。两种技术的结合可以达到最优的NOx排放，即1.937 g/(kW·h)，相比初始内燃机降低了26.2%。

3 结论

(1) 相比米勒循环， 得益于采用EGR技术时更低的已燃区温度，其降低NOx排放的效果更佳，冷EGR相比热EGR降低NOx排放的效果更好。在本研究的工况下，在20%EGR率的情况下可使已燃区温度下降52.2 K。在此工况下，使用冷EGR技术，将EGR率从0提升至20%，内燃机的最高压缩比平均提升约0.5，在考虑压缩比提高的情况下，NOx排放平均降低约1.14 g/(kW·h)。

(2) 得益于采用米勒循环时更低的燃烧压力和未燃区温度，米勒循环抑制爆震的效果优于EGR技术。EIVC相比LIVC在燃烧压力和未燃区温度上更有优势。在本研究的工况下，使用米勒循环，最高燃烧压力可以降低12.9%，未燃区温度最多可降低266.0 K。在此工况下，从EIVC45提升至EIVC75，内燃机的最高压缩比平均提升为3，在考虑压缩比提高的情况下，NOx排放平均降低约0.2 g/(kW·h)。

(3) 结合EIVC和冷EGR技术，在本研究的工况下，氢内燃机可以将最大压缩比提升至18.4，此压缩比下，经济性提高了8.0%，达到44.87%，NOx排放减少了26.2%，达到1.937 g/(kW·h)。