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摘要：在本研究中，通过实验对采用NH₃/H₂以及NH₃/CH₄的火花点火式发动机的性能进行了评价。使用了压缩比为13.7，冲程容积为412cm³的单缸火花点火式内燃发动机。NH₃、H₂、CH₄由高压气罐提供，从汽车燃气喷射器喷射到进气歧管。燃料和空气在进气歧管内混合后流入汽缸内。在NH₃/CH₄混烧的情况下，发动机能够在NH₃摩尔分数为0~0.50的范围内稳定运行；在NH₃/H₂混烧的情况下，发动机能够在NH₃摩尔分数为0.70~0.90的范围内稳定运行。无论是NH₃/CH₄混烧还是NH₃/H₂混烧，当NH₃摩尔分数增大时，净平均有效压力和净热效率都会增大并逐渐达到峰值，然后逐渐下降。CH₄单独燃烧时的NOx排放量为3800ppm左右，而添加10%的NH₃后，排放量迅速增大到5500ppm左右。由于NH₃的还原作用，NOx排放量随着NH₃摩尔分数的增大而减少。而未燃烧NH₃的排放量随着NH₃摩尔分数的增大而增大。该未燃烧NH₃由淬火层排出。

关键字：氨、氢、混烧、火花点火式内燃机、新能量载体

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引言

很多国家都已提出到2050年实现碳中和的目标¹⁾。氢（H₂）在迈向低碳社会的进程中有望发挥重要的作用。但是，H₂供应基础设施的建设尚处于起步阶段，阻碍了氢能的普及。另外，H₂的能量密度较低，因此在储存和运输方面也存在课题。例如，对H₂和汽油进行比较后发现，当存储相同能量时，H₂需要汽油约3000倍的体积，因此需要开发H₂的压缩和液化技术。

氨（NH₃）作为H₂的载体备受关注。NH₃有望用作化石燃料基础设施和氢基础设施之间的桥梁。NH₃被大量用于制冷剂、肥料和化学原料，是世界上最大的合成工业化学物质²⁾。因此，氨的运输和储存基础设施已基本完善。而且，除了将NH₃作为H₂载体外，将其作为燃料直接燃烧的利用方法也在广泛研究中。

Lui等人³⁾利用CHEMKIN对在NH₃/空气预混合气中传播的一维火焰进行了数值分析。设定了相当于压缩比1~15的温度和压力条件，分析了在当量比φ为0.5~1.5的条件下的火焰传播。结果表明，可燃范围为φ=0.8~1.5，最大燃烧速度为0.14m/s（φ=1.1）。其燃烧速度明显小于烃，表现出燃烧缓慢的特点。

Frigo等人⁴⁾使用压缩比为10.7的火花点火式发动机，将氢作为辅助缓慢燃烧的NH₃的助燃燃料，并对其效果进行了实验研究。使发动机转速达到2500~5000rpm，在全负荷和部分负荷的条件下，对总当量比φ=1.0的NH₃/H₂混烧进行了研究。结果显示，在能量比方面，将IMEP变化率控制在10%以下所需的最小加氢量在全负荷状态下为7%（NH₃占全部燃料的摩尔分数为0.91），在部分负荷状态下为11%（NH₃占全部燃料的摩尔分数为0.85）。在部分负荷的情况下，为了稳定运行，需要添加1成以上的氢。

Lhuillier等人⁵⁾使用压缩比为10.5的火花点火式发动机，将进气温度加热至323K，在进气压力为0.10MPa和0.12MPa的条件下进行了实验。采用NH₃/H₂混合燃料，在总当量比φ=0.6~1.2、NH₃摩尔分数为0.40~1.0的范围内，对发动机性能和燃烧特性进行了研究。结果显示，在总当量比φ=1.0、NH₃摩尔分数为1.0的条件下，发动机能够在两种进气压力下以3%以下的IMEP（平均有效压力）运行。在进气压力为0.12MPa的条件下，1%的未燃烧NH₃被排放，NOx排放量为4000ppm。在总当量比φ=1.0以上的条件下，未燃烧NH₃的排放量增大，由此可以起到还原作用，NOx排放量减少至500ppm。

小池等人^{6) 7)}采用无需进气加热、且具有13.9的相对较高压缩比的火花点火式发动机，对NH₃燃烧进行了实验研究。作为NH₃的助燃燃料，目前正在使用广泛用于汽车及固定式动力源的汽油和通过NH₃重整得到的H₂，调查其性能。结果表明，使用汽油作为NH₃的助燃燃料时，NH₃占燃料总体的摩尔分数为0.30，可以实现稳定运行；而使用H₂时，NH₃占燃料总体的摩尔分数达到0.80，也可以实现稳定运行。另外，通过在进气处安装3种有罩阀，并使滚流比达到0.94~2.8，调查其对NH₃/H₂未燃烧率的影响。结果表明，滚流比几乎不会对NH₃/H₂未燃烧率造成影响，NH₃摩尔分数越大，未燃烧率越高。上述NH₃摩尔分数为0.80时，未燃烧率为6%左右。

迄今为止，许多研究人员已经从多种角度开展了研究，例如：由于NH₃具有缓慢的燃烧特性，因此目前使用纯NH₃很难进行火花点火式运行；H₂作为用于改善燃烧的助燃燃料备受关注；关注NH₃泄露和Fuel NOx排放课题⁸⁾；确认高NH₃浓度下NOx的还原作用等。

本研究采用甲烷（CH₄）和H₂作为NH₃的助燃燃料。甲烷作为城市燃气容易获得，而且还可使NH₃摩尔分数在0~0.95的广泛范围内连续变化，进行火花点火式运行。由此，除了评估CH₄作为助燃燃料的可能性外，还将对NH₃摩尔分数较小的区域内的Fuel NOx生成和NH₃摩尔分数较大区域内的NOx还原作用进行连续调查。另外，为了确定不依赖进气加热的纯NH₃运行的可能性，采用较高压缩比的火花点火式柴油发动机，有效利用因挤压引起的湍流进行实验，从而实现在尽可能高的NH₃摩尔分数下的稳定运行。

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实验装置和方法

2.1 测试用发动机

表1示出测试用发动机的各个部件，图1示出实验装置概略图。采用了风冷单缸四冲程循环火花点火式燃气发动机发电系统。该系统是由直喷式柴油发动机改造而成的，代替了燃料喷射阀，安装有火花塞。冲程容积为412cm³，本研究通过调节垫圈厚度，将压缩比设定为13.7。燃烧室上部安装有水冷压电式压力变换器，测量汽缸内压力。

表1. 测试用发动机的规格

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图1. 实验装置

图2示出活塞形状和挤气流速。直接使用带有空腔的活塞。挤气流速是基于Heywood⁹⁾进行估算的。通过较强的挤气流引起的湍流改善了NH₃的缓慢燃烧，扩大了稳定燃烧的界限。但是，考虑到对火花点火式发动机可能会造成过度的湍流，目前正在尝试使用减弱挤压的活塞。

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图2. 活塞几何形状和估算的挤气流速

无论是主燃料NH₃，还是助燃燃料H₂或CH₄，均由储气瓶提供。NH₃、H₂、CH₄经减压阀调压后，每次循环从天然气汽车用气体燃料喷射阀间歇性地向进气歧管喷射。在燃料喷射压力方面，NH₃、CH₄为115kPa（g），H₂为50kPa（g）。NH₃在储气瓶内为液相，但在喷射阶段为气相。为了促进主燃料、助燃燃料与空气的混合，在进气歧管上设置了多孔板混合器。通过控制喷射时长来对燃料进行计量。使用安装在调压槽上的压力计来测量吸入空气量，采用f/v转换器来获得发动机转速。两者的电压信号通过AD转换器发送到PC，计算出喷射时长以求出设定燃料喷射量，然后由DA转换器向喷射阀驱动器发送开阀指令信号。

测试用发动机在进气管道负压-30kPa、转速2500rpm、最佳点火时期（MBT）运行。测试用发动机原本是内燃机发电系统。由于无法吸收火花点火式发动机在WOT（Wide Open Throttle）运转、即全负荷运转下的动力，因此在进气管负压一致的部分负荷运转下进行分析。

测试用发动机与单相交流发电机直接相连，通过电阻消耗其发电电力来吸收动力。通过测量电阻下的压降和电流来求出消耗电力，并将其设定为发动机输出功率。请注意，下文提到的净平均有效压力和净热效率中包括发电效率。

利用采样袋捕集一部分废气，测量其中的未燃烧NH₃、未燃烧CH₄和NOx的排放量。未燃烧NH₃的测量采用检测管（GASTEC公司，3HM），未燃烧CH₄的测量采用FID（堀场制作所，MEXA-1170HFID），NOx的测量采用检测管（GASTEC公司，11HA）。已经事先确认，废气中大量的NH₃不会对CH₄和NOx的测量精度产生影响。

2.2 测试用燃料

表2和表3示出测试用燃料的组成。实验中采用了两种燃料，分别是主燃料为NH₃、助燃燃料为CH₄的CH₄混烧燃料和主燃料为NH₃、助燃燃料为H₂的H₂混烧燃料。由此，实现了从NH₃浓度为零到几乎为纯NH₃的大幅范围内的运行。系统地研究NH₃浓度对发动机性能的影响。另外，无论是主燃料还是助燃燃料，总当量比（φ_Total）总是设定为1.0。另外，主燃料和助燃燃料的比率用NH₃摩尔分数χ_NH3表示。

表2. 测试用燃料的组成（NH₃/CH₄）

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表3. 测试用燃料的组成（NH₃/H₂）

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式（1）示出NH₃/空气预混合气体的理论混合比的总反应式。在理论混合比的情况下，相对于反应物，生成物的摩尔数增加了5%，有助于增大燃烧压力。反应物的比热比为1.38。层流燃烧速度为0.07m/s⁵⁾，在没有助燃燃料的情况下运行困难。

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式（2）示出CH₄/空气预混合气体的理论混合比的总反应式。相对于反应物，生成物的摩尔数没有变化。反应物的比热比为1.39。层流燃烧速度为0.36m/s⁵⁾。

式（2）.png

式（3）示出H₂/空气预混合气体的理论混合比的总反应式。在理论混合比的情况下，相对于反应物，生成物的摩尔数减少15%，从燃烧压力的角度来看是不利的。由于H₂是双原子分子，反应物的比热比是1.40。层流燃烧速度为3.51m/s⁵⁾，有望起到改善NH₃燃烧缓慢的作用。

式（3）.png

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实验结果与探究

3.1 示功图

图3示出NH₃/CH₄混烧以及NH₃/H₂混烧的示功图。横轴是曲轴转角。总当量比为1.0。在NH₃/CH₄混烧的情况下，最大压力随着NH₃摩尔分数的增大而降低。这是由NH₃燃烧缓慢特性导致的。在NH₃/H₂混烧的情况下，随着NH₃摩尔分数的增大，最大压力先增大后降低。该问题将在下一节进行探讨。

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图3. NH₃/CH₄混烧以及NH₃/H₂混烧的示功图

3.2 净平均有效压力、净热效率及变化系数

图4示出净平均有效压力、净热效率、图示平均有效压力变化系数。横轴表示NH₃摩尔分数。总当量比为1.0。在NH₃/CH₄混烧的情况下，发动机能够在NH₃摩尔分数为0~0.50的范围内稳定运行。另外，随着NH₃摩尔分数的增大，变化系数增大，发动机运行变得困难。在NH₃/H₂混烧的情况下，发动机能够在NH₃摩尔分数为0.70~0.90的范围内稳定运行。即使是H₂混烧，随着NH₃摩尔分数的增加，变化系数变大，发动机运行变得困难。压缩比ε=13.7时，发动机仅靠NH₃难以运行。小池等人⁶⁾使用压缩比ε=13.9的火花点火式发动机进行了NH₃/H₂混烧。有报告指出，稳定运行的界限是NH₃摩尔浓度为0.80，比本研究的结果范围稍窄。据推测，这一差异归功于本研究中所使用的挤气流。

另一方面，减小NH₃摩尔分数后，增大H₂分数后会产生逆火，导致运行受到限制。虽然每个助燃燃料都有限制，但能够实现在NH₃浓度为零到几乎为纯NH₃的广泛范围内的运行。

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图4. 平均有效压力（BMEP）、热效率、平均有效压力的变化系数（COV of IMEP）与燃料中NH₃摩尔分数的关系

由图4可知，在NH₃/CH₄混烧的情况下，随着NH₃摩尔分数的增大，净平均有效压力和净热效率也增大，并逐渐到达峰值，之后开始下降。生成物的摩尔数随着NH₃摩尔分数的增大而增大。通过这种效果（图5），平均有效压力和热效率也增大。另一方面，随着NH₃摩尔分数的增大，投入热量减少（图5），主燃烧时长也延长（图6）。这些效果叠加在一起就会出现峰值。NH₃/H₂混烧的情况下也是如此，随着NH₃摩尔分数的增大，净平均有效压力和净热效率也增大，并逐渐到达峰值，之后开始下降。在H₂混烧的情况下，生成物的摩尔数随着NH₃摩尔分数的增大而增大（图5），并且投入热量也增大（图5）。也就是说，净平均有效压力和净热效率都将持续增大。这里出现峰值的原因是燃烧稳定性的恶化。在NH₃摩尔分数高的区域，提高燃烧稳定性是非常重要的。

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图5. 摩尔数、输入热量和比热比随燃料中NH₃摩尔分数的变化

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图6. 初始燃烧时长和主燃烧时长与燃料中NH₃摩尔分数的关系

3.3 废气分析

图7示出NOx排放量及未燃烧燃料的排放量。横轴是NH₃摩尔分数。在CH₄单独燃烧的情况下（图中左边），NOx排放量约为3800ppm，但只要添加微量NH₃，排放量就会迅速增加，达到5500ppm左右。众所周知，这是由燃料中的NH₃转换成的Fuel NO，在NH₃/CH₄混烧¹⁰⁾及NH₃/H₂混烧⁸⁾的预混合燃烧器中也有类似的研究报告。在达到最大峰值后，NOx排放量随着NH₃摩尔分数的增大而减小。这是由NH₃的还原作用导致的⁵⁾。

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图7. NOx及未燃烧NH₃的排放量与燃料中NH₃摩尔分数的关系

由图7可知，即使在稳定运行范围内，未燃烧NH₃的排放量也会随NH₃摩尔分数的增大而增大。未燃烧NH₃的泄露是NH₃火花点火式发动机的最大问题。为探究决定未燃烧NH₃排放量的因素，研究小组参考过去在常温常压下通过实验求出NH₃/H₂预混合火焰淬火距离的研究⁷⁾，求出测试用发动机的淬火层厚度，计算出预计从汽缸内排出的未燃烧燃料量。其结果如图8所示。

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图8. 淬火距离⁷⁾和全部未燃燃料与燃料中NH₃摩尔分数的关系

在图8的上半部分，用×表示淬火距离的实验值⁷⁾。随着NH₃摩尔分数的增大，淬火距离也急剧增大。在图8的下半部分，用×表示假设离燃烧室壁面更靠近淬火距离的区域为淬火层且燃料在未燃烧状态下被排出的情况下的未燃烧燃料的排放量。该计算是根据测试用发动机的燃烧室形状进行的。基于淬火距离的预测大致再现了实际发动机的未燃燃料排放量，此次测量的大部分未燃烧燃料是从淬火层排出的。

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结论

（1）在NH₃/CH₄混烧的情况下，发动机在NH₃摩尔分数为0~0.50的范围内可以稳定运行。变化系数随着NH₃摩尔分数的增大而增大，运行变得困难。在NH₃/H₂混烧的情况下，发动机在NH₃摩尔分数为0.70~0.90的范围内可以稳定运行。即使是H₂混烧，变动系数也随着NH₃摩尔分数的进一步增大而变大，运行变得困难。

（2）在NH₃/CH₄混烧的情况下，随着NH₃摩尔分数的增大，净平均有效压力和净热效率增大，并逐级到达峰值，之后开始下降。NH₃/H₂混烧时也是如此，随着NH₃摩尔分数的增大，净平均有效压力和净热效率增大，并逐渐到达峰值，之后开始下降。

（3）NOx排放量约为3800ppm，但只要添加微量NH₃，排放量就会迅速增加，达到5500ppm左右。由于NH₃的还原作用，NOx排放量随着NH₃摩尔分数的增大而减少。未燃烧NH₃排放量随着NH₃摩尔分数的增大而增大。该未燃烧NH₃是从淬火层排出的。

参考文献：

1) UNFCCC, https://climateaction.unfccc.int/views/cooperative-initiative-details.html?id=94 (Last access: May 2, 2020)

2） Bicer, Y.; Dincer, I.; Zamfirescu, C.; Vezina, G.; Raso, F., Journal of Cleaner Production, 135, 1379-1395 (2016)

3） Lui, R.; Ting, D.; Checkel, M., SAE Technical Paper, 2003-01-3095

4） Frigo, S.; Gentili, R., International Journal of Hydrogen Energy, 38, 1607-1615 (2013)

5） Lhuillier, C.; Brequigny, P.; Contino, F.; Mounaïm-Rousselle, C., Fuel, 269, 117448 (2020)

6） Koike, M.; Miyagawa, H.; Suzuoki, T.; Ogasawara, K., Journal of the Combustion Society of Japan, 58(184), 99-106 (2016)：小池誠，宮川浩，鈴置哲典，小笠原和人，Journal of the Combustion Society of Japan, 58(184), 99-106 (2016)

7） Koike, M., SIP, Energy Carrier, 6-24 (2019)：小池誠，SIP，エネルギーキャリア，6-24 (2019)

8） Murai, R.; Nakatuka, N.; Higashino, H.; Akamatsu, F., Journal of the Combustion Society of Japan, 61(198), 320-325, (2019)：村井隆一，中塚記章，東野秀隆，赤松史光，Journal of the Combustion Society of Japan, 61(198), 320-325, (2019)

9） Heywood, J. B., Internal Combustion Engine Fundamentals, McGraw-Hill, 930p (1988)

10）Khateeb, A. A.; K.; Guiberti, F. T.; Zhu, X.; Younes M.; Jamal A., Experimental Thermal and Fluid Science, 114, 1-8 (2020)

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氨与氢以及氨与甲烷混烧的火花点火式发动机的性能