0 引　言

工业化导致对化石燃料需求增加，CO₂排放上升，加剧全球温室效应和气候变暖问题。环境问题如冰川退缩、海平面上升等，迫切需要解决。依赖化石燃料带来环境污染，限制了社会进步。化石燃料不可再生且储量有限，不利于能源安全。因此，可再生清洁能源成为研究焦点^[1]。尽管化石燃料仍将主导市场^[2]，但为保障能源安全和减少温室气体排放，向可再生清洁能源转型至关重要。限制内燃机使用是减少排放的必然趋势，但完全淘汰不现实。因此，寻找替代燃料如生物燃料、氢燃料等成为重要研究方向，这些燃料可减少温室气体排放并确保能源安全^[3]。

在能源研究领域，多种可再生低碳能源如甲醇^{[4 − 6]}、丁醇^{[7 − 8]}、二甲醚^{[9 − 11]}、生物柴油^{[12 − 14]}以及天然气^[15]已应用于内燃机技术。尽管如此，这些燃料在减少碳排放方面存在局限，因此科研人员开始探索零碳替代燃料，如氨和氢燃料，旨在达成低碳乃至零排放的目标氨和氢燃料因其零碳排放特性而受到关注，氨凭借高能量密度及便于储存和运输的特性，在内燃机领域展现出了广阔的应用前景。氢燃料同样展现出巨大潜力，然而其低体积能量密度和高昂成本却限制了其广泛应用。氨作为内燃机燃料面临技术挑战，如燃烧速率低和稳定性差，添加助燃剂可改善其燃烧性能。针对船舶发动机，氨预混/柴油直喷方案被视为极具潜力的产品化路径之一。Reiter等^[16]和Kong等^[17]对压燃式氨发动机在氨/柴油双燃料模式下的运行进行了深入研究。成功地在不同的发动机转速、负载条件下，以及高达95%的氨能量替代比例下运行了发动机。与纯柴油运行状态相比，当氨能量替代率在40%～80%时，发动机表现出约95%的良好燃烧效率，显著减少了NO_x的排放，排气处观察到了未燃烧氨排放。Niki等^[18]也对柴油机燃用氨时的燃烧和排放特性进行研究。研究发现，随着氨掺烧率的提高，NO排放基本保持不变，CO₂排放有所下降，而NH₃和N₂O排放则有所上升。已有研究证实了在压燃式发动机中应用柴油-氨双燃料系统的可行性。然而，氨的燃烧性能不佳，这可能导致燃烧效率低下，并产生大量未燃烧的氨排放。因此，科研人员一直在探索提升氨燃料在内燃机中燃烧效率的方法。H₂作为一种潜在的改善途径，因其能够显著增强氨的燃烧特性并改善排放而备受关注。

多项研究结果表明，将一定量的氢气与氨混合可以改善氨燃料的点火过程、燃烧和发动机性能。Wang等^[19]指出适量掺入氢气可促进气缸内燃烧反应，提高燃烧效率，降低N₂O的排放，并有效解决氨气过量导致的未燃氨排放问题。Wang等^[20]进一步探讨了柴油点燃氨/氢混合燃料燃烧对发动机燃烧和排放性能的影响，研究结果表明，氨气与氢气的混合燃烧能够显著改善氨燃料燃烧过程中产生的排放问题，特别是N₂O排放得到了显著的降低，未燃氨排放量也大幅下降。氨自身可以通过催化反应转化成氢气，通过氨分解将氨部分转化为氢气，采用NH₃→H₂的转化路径，将得到的氢气与氨按适当比例混合注入发动机燃烧，不仅有望减少氢气的生产与使用成本，而且还能通过改善混合燃料的燃烧性能来优化整个燃烧过程。Comotti等^[21]开发了一种氢气生成系统（HGS），该系统能够满足其所研究的发动机所需的最小氢气流量，并确保发动机的平稳运行。Ryu等^[22]在氨/汽油火花点火式发动机中，研究了氨分解催化剂在尾气热环境下产生的氢气燃烧对发动机性能和尾气排放的影响。发现氨分解催化剂产生的氢气燃烧能够提高发动机功率并降低燃料消耗，同时还能降低CO、HC、NH₃和NO_x的排放。因此，利用氨重整器将氨催化重整部分转化为氢气作为助燃剂完全可行。为了将氨用作内燃机的主要燃料，研究氨通过氨重整器在线分解制氢对氨/柴油双燃料发动机性能的影响非常重要。

在本文中，实现了以单一氨气源实现氨/氢双燃料供给的方法。不同于国内外多数现有研究，依赖氢气瓶作为氢气来源，或在高温尾气环境下实现氨制氢掺烧。利用单一氨源，通过催化重整同时提供氨和氢气，旨在优化燃料供给系统并提升发动机性能。为了应对船用氨燃料发动机运行时尾气温度相对较低的挑战，本文在氨重整器催化重整前端增添了一个换热器，实现了氨气与高温尾气之间的高效热交换，提高了能量利用率。

实验过程中，使用一定量的柴油来实现发动机的基本负载，通过调节氨气流量实现不同的功率输出。在发动机台架排气段安装了由换热器和催化器组成的氨重整器，分析了该重整器作为制氢装置产生氢气对发动机的影响，介绍了发动机性能、燃烧特性和废气排放。

综上所述，本文不仅展示了如何利用单一氨源实现氨/氢双燃料供给，为未来氨燃料发动机的发展提供了重要的参考和技术支持。此研究结果对于推动氨燃料发动机技术的进步具有重要意义，也为氨能的广泛应用开辟了新的途径。

1 试验台架和方法 1.1 实验发动机

本文以1台玉柴6KNDG船用单缸四冲程柴油机为基础搭建了氨/柴油双燃料测试平台，原机的主要性能参数如表1所示。该试验平台通过将原机的进气道上加装混合器和喷氨气轨，实现氨气进气道预混、柴油缸内直喷的燃料组织模式。

1.2 燃料供给系统

该试验平台通过将原机的进气道上加装混合器和喷氨气轨，实现氨气进气道预混、柴油缸内直喷的燃料组织模式，即进气道预混氨气、柴油缸内直喷的船用氨/柴油双燃料发动机。

其中，供氨系统是由供气站、节流阀、稳压罐、质子流量计、温控单元和喷氨气轨组成，能够实现喷氨量和喷氨正时的控制。供油系统是由油箱、油泵、油耗仪和高压共轨系统,可以精确控制柴油喷射压力，主喷、后喷、预喷提前角和油量；柴油喷射压力可控范围为80～150 MPa，精度0.1 MPa。

1.3 氨重整器及安装

氨重整器由换热器和催化器构成，换热器内包含多根换热管，采用列管式布置。由于气体刚进来时中心位置最集中，所以换热器还包含多个多孔防冲板，用于减少流体冲击并改善流体分布。催化剂采用的是蜂窝陶瓷负载钌基催化剂，催化剂直径9英寸、高度6英寸，蜂窝的催化剂涂敷量为200 g/L。氨重整器的工作原理是在换热器段尾气和氨气进行充分换热，换热后的氨气进入催化剂段，在催化剂的作用下进行热催化分解，从而实现利用发动机尾气余热加热氨气实现氨/柴油双燃料模式下掺氢。氨重整器安装位置见图1，氨重整器示意图见图2，催化剂性能曲线图如图3所示。

1.4 测试设备与测试方法

实验室使用单片机收集发动机和氨重整器热工参数，具体参数及传感器型号（见表2）。试验用1台YP120水力测功机测试发动机负载，由AVL 366C角标仪和Kistler 6044A燃烧分析仪测量示功图，油耗由Toceil CMFD015油耗仪测量，氨气流量由七星华创D07-60B测量。发动机排放数据包括了AVL SESAM i60 FT SII测量的总碳氢（THC）、一氧化碳（CO）、氮氧化物（NO_x）、氧化亚氮（N₂O）、二氧化碳（CO₂）、氧气（O₂）和IAG NMS NH₃测量氨气浓度，其中由于IAG NMS NH₃的测量量程只有10000×10⁻⁶，本研究中超过量程的NH₃排放均按10000×10⁻⁶进行计算并以虚线和空心格的形式表示。在本研究中NO₂排放浓度很低约等于0，忽略不计。氨重整器制氢效率由福立F60气相色谱仪测量。

本文为了确保数据的准确性和可靠性，所有实验数据均基于多点测量原则获取。具体而言，氨气重整器的制氢效率重复测量了3次，发动机排放数据则进行了5次重复测量。发动机燃烧特性分析基于连续100个循环的数据平均值。最终结果均取自多次测量后的算术平均值，旨在减少随机误差并提高实验结论的稳健性。

1.5 相关参数定义

本文用到的一些参数和定义如表3所示。

由于红外分析仪测得的数据是排放浓度，为方便发动机不同运行模式下的排放相关参数比较，需要将其转换成制动比排放（Brake-Specific Emissions，BSE_i），制动比排放是指发动机单位制动功率输出所对应的污染物排放量，换算公式如下：

$ {B}{S} {{E}}_{{i}}=\frac{{{C}}_{{i}}\times{{M}}_{{i}}\times{{m}}_{{e}{x}{h}}}{100\;000\;0\times29\times{{P}}_{{i}}}。$

(1)

式中：$ {B}{S} {{E}}_{{i}} $为i气体的制动比排放；$ {{C}}_{{i}} $为红外色谱仪测得的i气体排放浓度；$ {{M}}_{{i}} $为i气体的摩尔质量；$ {{m}}_{{e}{x}{h}} $、$ {{P}}_{{i}} $分别为发动机此时的尾气质量流量和功率（kg/h，kWh）。

在使用多种燃料时，需要比较制动比能量消耗而不是比燃料消耗，制动比能耗（Brake-Specific Energy Consumption，BSEC）是指发动机在单位时间内通过制动装置（如测功机）输出的每千瓦时能量所消耗的燃料能量，计算公式为：

$ {B}{S} {E}{C}=\frac{{{L}{H}{V}}_{\mathrm{d}\mathrm{i}\mathrm{e}\mathrm{s}\mathrm{e}\mathrm{l}}\times{{m}}_{\mathrm{d}\mathrm{i}\mathrm{e}\mathrm{s}\mathrm{e}\mathrm{l}}+{{L}{H}{V}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}}\times{{m}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}}}{{{P}}_{{i}}}。$

(2)

式中：$ {B}{S}{E}{C} $为制动比能量消耗；$ {{L}{H}{V}}_{\mathrm{d}\mathrm{i}\mathrm{e}\mathrm{s}\mathrm{e}\mathrm{l}} $、$ {{L}{H}{V}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}} $为柴油、氨气低热值，分别取18.5 MJ/kg、42.89 MJ/kg；$ {{m}}_{\mathrm{d}\mathrm{i}\mathrm{e}\mathrm{s}\mathrm{e}\mathrm{l}} $、$ {{m}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}} $分别为柴油、氨气消耗的质量流量，kg/h。

氨气分解率定义为单位时间内参与并完成分解反应的氨气量与初始氨气总量的比例，计算公式如下：

$ {{\eta }}_{{\mathrm{d}\mathrm{e}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{m}\mathrm{p},\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}}=(1-\frac{{{C}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3},\mathrm{o}\mathrm{u}\mathrm{t}}}{{{C}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3},\mathrm{i}\mathrm{n}}})\times100\mathrm{\%}。$

(3)

式中：$ {{\eta }}_{{\mathrm{d}\mathrm{e}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{m}\mathrm{p},\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}} $为氨气分解率；$ {{C}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3},\mathrm{i}\mathrm{n}} $为氨气进重整器浓度；$ {{C}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3},\mathrm{o}\mathrm{u}\mathrm{t}} $为重整器排出气体中剩余氨气浓度。

氢气生成量定义为在指定反应条件下，通过氨分解反应所产生的氢气量，计算公式为：

$ F_{{\mathrm{H}}_{2}}={{\eta }}_{{\mathrm{d}\mathrm{e}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{m}\mathrm{p},\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}}\times F_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}}\times1.5 。$

(4)

式中：$ F_{{\mathrm{H}}_{2}} $为氢气生成量；$ F_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}} $为氨气进气流量。

氨燃烧效率是指发动机实际燃烧的氨气量与进入发动机的总氨气量的比值，计算公式为：

$ {{\eta }}_{{\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{m}\mathrm{b},\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}}=(1-\frac{{{m}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3},\mathrm{o}\mathrm{u}\mathrm{t}}}{{{m}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3},\mathrm{i}\mathrm{n}}})\times100\text{%} 。$

(5)

式中：$ {{\eta }}_{{\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{m}\mathrm{b},\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3}} $为氨燃烧效率；$ {{m}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3},\mathrm{i}\mathrm{n}} $为发动机氨气进气质量；$ {{m}}_{{\mathrm{N}\mathrm{H}}_{3},\mathrm{o}\mathrm{u}\mathrm{t}} $为发动机废气中排放氨气质量。

总过量空气系数是指燃烧过程中实际提供的空气量与理论上完全燃烧所需空气量的比例，计算式为：

$ \lambda\mathrm{_{total}}=\frac{A\mathrm{_{total}}}{A\mathrm{_{total,theory}}}。$

(6)

式中：$ \lambda\mathrm{_{total}} $为总空气过量系数；$ A\mathrm{_{total}} $为总实际空气供给量；$ A\mathrm{_{total,theory}} $为燃料的总理论空气需求量。

1.6 试验方法

本文以1500 r/min和10%负荷作为基准工况，通过固定油门位置以维持恒定的喷油量。在此基础上，通过逐步增加氨气流量，以实现发动机的不同功率输出。在这些条件下进行各种测试，研究和分析使用氨重整器来实现柴油与氢气双燃料发动机掺氢后的性能变化以及排放特性。在测试中，区分了使用氨重整器（后文中用ADH表示）和不使用氨重整器（后文中用AD表示）的情况。例如，43-ADH表示在ADH模式下，氨气流量为43 L/min。在所有测试条件下，柴油的量被严格控制在1.93 kg/h，这是确保发动机中氨气稳定燃烧所需的最小柴油量，这个量的柴油能够提供3.5 kW的基准负荷。

在这些特定的试验条件下，氨/柴油双燃料发动机的负载是通过控制氨气流量来实现的。通过调整氨喷射脉宽来精确控制氨气流量。在AD和ADH模式下，氨/柴油双燃料发动机的氨气流量均被精确控制在43、68、93、124、160、189、217 L/min。为了更清晰地了解发动机的具体运行工况，如表4所示。

2 结　果 2.1 氨重整器性能

在发动机运行过程中，氨重整器相关的运行参数如图4和图5所示，分别详细展示了在不同氨气流量条件下，AD模式和ADH模式下的尾气排温变化情况和ADH模式下氨气换热后温度变化。从图中可以看出，随着氨气流量的逐渐增加，由于负荷的增大，尾气排温也呈现出逐渐上升的趋势。与此同时，氨气经过换热处理后的温度也呈现出相应的上升现象。在发动机运行的不同氨气流量条件下，ADH模式相较于AD模式，尾气排放温度普遍有所降低。这种现象的原因在于尾气与氨气进行换热过程中消耗了一部分热量，导致尾气温度下降。无论是否进行氨气换热，尾气排温相比于涡后排温均有显著的降低，这主要是由于重整器自身的温升以及与散热损失所导致的。

图6和图7分别为在不同氨气流量条件下，ADH模式下重整器的氨气分解率和氢气生成量的变化情况。随着氨气流量的增加，氨气分解率和氢气生成量均呈现出逐渐增大的趋势。然而，在发动机处于低负荷状态时，重整器的效果并不理想，氨气分解率相对较低。这主要是由于在低负荷状态下，尾气温度较低，换热后的氨气温度未能达到催化剂所需的活性温度，从而影响了氨气的分解效率。在ADH模式下，通过氨重整器实现掺氢，最高掺氢量达到了47.8 L/min，这一数据充分展示了氨重整器在实现氨/柴油双燃料发动机掺混氢气燃烧的潜力和优势。

2.2 燃烧性能

图8为AD和ADH模式下，氨/柴油双燃料发动机的功率特性。研究结果表明，随着氨气流量的增加，发动机的输出功率呈现上升趋势。这一现象的成因在于，燃料总量的增加导致了做功量的提升。在相同的氨气流量条件下，ADH模式下的发动机功率输出高于AD模式。很明显，这一结果揭示了氨重整器在将部分氨气转化为氢气的过程中发挥了关键作用，改善了燃烧室内的燃烧效率，进而提升了发动机的功率表现。在低负荷运行条件下，重整器的作用并不显著。这是由于低负荷状态下，发动机的尾气排放温度较低，导致氨重整率不高。而在高负荷运行条件下，情况则显著不同。此时，尾气温度较高，为氨重整器提供了更多的热量，使得重整器能够将更高比例的氨气转化为氢气，燃烧过程得到了更为显著的改善，从而使得ADH模式在高负荷下实现了更高的发动机功率输出。

图9为ADH模式下发动机缸内压力曲线与放热率（AHRR）曲线。随着负载的增加，缸内峰值压力和AHRR均呈现上升趋势。表明负载燃烧过程更为剧烈并且燃烧持续时间相应缩短。具体而言，负载增加致使燃料在缸内燃烧速率加快，压力迅速达到峰值后逐渐下降，整个燃烧过程更为猛烈。图10与图11对比分析了AD模式与ADH模式下，不同氨气流量（43 L/min和217 L/min）对发动机性能的影响。通过对比可观察到以下趋势：低负荷条件下，氨重整器制氢率较低，对发动机性能的改善作用有限。而在高负荷条件下，氨重整器制氢率显著提升，对发动机性能的改善效果变得较为明显。特别是在ADH模式下，缸内峰值压力显著高于AD模式，ADH模式下氨重整器产生的氢气加快了燃烧速率，提高了点火效率。氢气的高可燃极限和较快的火焰传播速度增强了燃烧效果，导致更高的峰值压力和提前的峰值压力出现时间。这表明ADH模式下的点火延迟时间较短，能量释放更快，从而提升了发动机功率输出和瞬时响应性。因此，在采用氨和柴油作为双燃料的ADH模式下，氨重整器产生的氢气导致了更高的峰值气缸压力。在ADH模式下，峰值压力出现的时间较AD模式提前。这表明ADH模式下的点火延迟时间可能短于AD模式，导致能量释放速度更快，进而使得发动机功率输出更高。

图12为AD和ADH模式下的氨/柴油双燃料发动机的比能量消耗（BSEC）。BSEC定义为燃料能量流量与发动机输出功率的比值，用于代替比燃料消耗（BSFC），这是因为在使用多种燃料时，需要比较总能量效率（BSEC）而不是燃料质量消耗（BSFC）^[23]。无论是AD或者ADH模式，比能耗呈现典型的BSEC趋势，即在低负荷时具有高值，高负荷时具有低值。在ADH模式下，当氨气流量相同时，BSEC低于AD模式。很明显，发动机性能的提高是由于氨重整器产生的氢气的燃烧，图13为AD和ADH模式下时氨的燃烧效率（虚线和空心格的形式表示氨气测量超量程，均按最大量程进行计算，后文中也是如此），通过使用氨重整器，氨气部分分解产生的氢气促进燃烧提高了氨的燃烧效率。

2.3 尾气排放

NO_x排放是内燃机使用氨燃料需要关注的点，重整器通过减少发动机中燃烧的氨量来减少燃料氮氧化物排放，但同时氨重整器重整氨产生氢气，增强燃烧，导致缸内温度升高生成热力型氮氧化物。图14展示了ADH模式下的NO_x的排放浓度变化规律，NO_x排放浓度变化随着负荷的增加，缸内燃烧温度增高而增高，而ADH模式下的NO_x的排放浓度高于AD模式是因为掺氢后缸内温度进一步的提高。图15展示了2种模式下NO_x的制动比排放。随着氨气流量的增大，发动机负荷增大从而输出功率增大，但在低负荷时NO_x排放浓度变化显著低于输出功率的变化，导致NO_x制动比排放先降低后升高。

低负荷下，燃料型和热力型NO_x均因为燃烧温度低而降低，因此制动比排放逐渐下降，当氨气流量>120 L/min后，ADH下NO_x排放浓度和制动比排放均显著升高，此时氨分解率在10%左右，这也与之前文献中的已有认知类似^[24]，且ADH下的NO_x制动比排放增加的转折点小于AD模式，这也是掺氢后对燃烧的明显改善导致的。而在全工况下ADH模式下NO_x均高于AD模式，原因在于，尽管部分氨气被分解为氢气，但是燃料型NO_x总体排放量减少不明显。同时，氢气促进了缸内氨气的燃烧，提高了缸内平均温度，导致热力型NO_x大量生成，从而使得ADH模式下NO_x排放量高于AD模式。

根据图16所呈现的数据，可以观察到在ADH模式下，NH₃的制动比排放量显著降低。这一现象揭示了在维持恒定的氨气流量条件下，氨气部分转化为氢气，导致了燃烧过程中氨的消耗量减少。这一转化过程不仅减少了氨的排放，而且转化产生的氢气作为一种高效燃料，有助于提升缸内余隙等区域中残余氨气的燃烧效率，从而促进了更完全的燃烧。这一发现与图13所展示的氨的燃烧效率的提升相一致。

图17为AD和ADH模式下N₂O制动比排放，N₂O的生成主要是燃料型，主要反应路径在缸内低温区域，低于1500 K的温度下产生^[25]。这一低温条件通常在燃烧循环的后期出现，尤其是在燃烧室的边缘区域，这些区域的温度控制对于减少N₂O的生成至关重要。残余氨气燃烧区域的局部温度相对较低，这促进了NH₃燃烧副产物N₂O的生成，从而增加了N₂O的生成量。但重整器对部分氨气进行重整以产生氢气，这一过程不仅改善了缸内燃烧的均匀性，还提升了缸内温度，从而导致N₂O生成量的减少。这2种相反效应的相互抵消导致N₂O的排放变化不大。

图18和图19详细描绘了AD和ADH模式下总碳氢化合物（THC）和CO的制动比排放，这两者均是碳基燃料未完全燃烧的产物。研究结果表明，在这2种模式中，随着发动机负荷的增加，THC的排放量均呈现出逐渐下降的趋势。这一现象是因为随着负荷的增加，燃料的燃烧更为充分，从而减少了THC的生成。在重整器的作用下，产生的氢气（H₂）促进了柴油的氧化燃烧过程，进一步提高了燃烧效率，因此ADH模式下，THC的排放量显著低于AD模式。进一步地，图19和图20为在AD与ADH模式下，CO的制动比排放与总空气过量系数之间的关系。对于CO排放而言，随着氨气流量的增加，其排放量先降低后升高。初始阶段，由于过量空气系数较高，燃料与空气的混合不均匀，导致CO排放量较高。随着过量空气系数逐渐降低至接近一定值时，燃料与空气的混合变得均匀，燃料得以充分燃烧，从而CO排放量减少。然而，当过量空气系数进一步减小，导致燃烧室内出现局部缺氧区域，表现为稀薄燃烧状态，CO排放量因此急剧上升^[26]。

3 结　语

本文在玉柴6KNDG单缸四冲程柴油机改造的测试平台上，选择1500 r、10%负荷作为基础工况，并以氨进气道预混、柴油缸内直喷的燃烧模式为基础，研究了不同工况下（不同氨气流量）以及2种模式（AD和ADH：不使用/使用氨重整器）对船用氨/柴油双燃料发动机性能与排放的影响。结论如下：

1）在相同氨气流量条件下，采用ADH模式的发动机功率输出高于AD模式，这主要归因于氨重整器通过催化重整将部分氨气转化为氢气，从而显著提高了燃烧效率。这种转化使得ADH模式下的发动机功率输出增加，在最优工况下增加了9.28%。ADH模式下的比能量消耗低于AD模式，表明使用氨重整器后能量利用效率有所提高，比能耗降低最大幅度达9.28%。氨重整器生成的氢气有效促进了燃烧过程，提高了氨的燃烧效率，显著减少了未燃氨气的排放，从而实现了整体能量消耗的降低。

2）随着负荷的增加，NO_x排放浓度呈现上升趋势。在ADH模式下，由于掺氢导致的缸内温度进一步提高，相较于AD模式，热力型氮氧化物的生成量增加，从而使得NO_x排放浓度更高。NH₃的制动比排放量在ADH模式下显著降低，最高降低了78.86%，这极大地减少了未燃氨地排放。这是因为氨气部分转化为氢气，减少了直接参与燃烧的氨气量，同时转化出的氢气有助于更完全地燃烧残余氨气。2种模式下N₂O和CO排放变化不大。THC的制动比排放量在ADH模式下有所减少，最多减少了39.73%，这是因为氢气促进了柴油的氧化燃烧过程，提高了燃烧效率。

3）掺入氢气后，发动机的燃烧效率显著提升，动力输出得到增强，此外，掺氢还能显著降低NH₃和THC的排放，这2种污染物比排放最高分别降低了78.86%和22.41%，优化了尾气排放质量。虽然掺氢带来了诸多好处，但也伴随着NO_x排放浓度的升高，为了应对这一问题，可能需要引入额外的技术手段来抑制NO_x的生成或者处理尾气中的NO_x。

4）从氢气生成量来看，最高可达47.8 L/min，为燃烧提供了充足的助燃剂。在燃烧效率提升方面，如在高负荷工况下，ADH 模式相比AD模式，缸内峰值压力提升明显，以氨气流量217 L/min工况点为例，ADH模式缸内峰值压力比AD模式提高了约12%，点火延迟时间缩短，能量释放速度加快，显著提升了发动机功率输出，证明了氨重整器在实现氨/柴油双燃料发动机掺混氢气燃烧的潜力和优势。

综上所述，氨分解制氢技术为船舶动力系统的低碳化提供了新的解决方案，但在实际应用中还需考虑如何平衡各种污染物排放的问题。