PODE/乙醇雙燃料共軌發動機的燃燒特性

劉軍恒， 孫　平， 楊　晨，姚肖華，梁新華

(江蘇大學 汽車與交通工程學院, 江蘇 鎮江 212013)

含氧燃料在發動機缸內燃燒時能夠起到自供氧作用，可以有效降低柴油機的有害排放物，對碳煙和顆粒的降低效果尤其顯著[1-2]。而乙醇燃料氧質量分數為35%，碳含量低，在柴油機上燃燒所需的理論空氣量少，其混合氣著火界限范圍寬；較低的沸點利于混合氣的形成和燃燒，其汽化潛熱值接近柴油的3倍，有利于降低缸內溫度而控制NOx排放。但乙醇十六烷值和黏度低、自燃性差，其理化性質與柴油差距較大，它們之間互溶性差，混合物性質也不穩定、易分層[3-4]。

當前，乙醇在柴油機上應用以預混乙醇/柴油雙燃料方式為主，其基本思路是將辛烷值高、易揮發的乙醇形成均質預混合氣，十六烷值高、易壓燃的柴油噴入缸內壓縮著火，引燃預混合氣，實現多點著火[5-6]。姚春德等[5]研究了柴油/乙醇組合燃燒方式對高壓共軌柴油機氣體排放的影響，結果表明，柴油/乙醇組合燃燒能同時降低NOx和煙度排放量，但HC和CO排放量卻明顯增加，該方式存在一個最佳運行區間，發動機有效熱效率最大可提高6.16%。Zhang等[6]研究表明，進氣預混乙醇在低負荷時降低了柴油機熱效率，高負荷時能夠提高熱效率，預混乙醇可以同時降低NOx排放以及微粒質量和數量排放，然而HC、CO和NO2排放卻顯著增加。同時，有研究探索了用生物柴油作為氣道噴射乙醇預混氣的引燃燃料，發現摻混生物柴油后，乙醇反應活性控制壓燃的峰值缸內壓力增大，燃燒相位推遲，油耗與NOx排放有所改善[7]。與柴油相比，聚甲氧基二甲醚(PODE)的十六烷值與含氧量高、著火性好，具有實現較高燃燒效率，降低HC、CO和碳煙排放的潛力。Tong等[8]采用PODE引燃汽油預混氣的反應活性控制壓燃，提高了發動機的指示熱效率，并實現了超低的煙度排放，而NOx排放卻可維持在較低水平。為了滿足日益嚴格的排放法規并降低石油的消耗量，從燃料角度進一步研究壓燃式發動機的燃燒性能，對實現高效清潔燃燒具有重要的意義。

筆者在增壓中冷高壓共軌壓燃式發動機試驗臺架上，研究預混乙醇比例對PODE/乙醇雙燃料的燃燒過程、燃油經濟性以及排放特性的影響規律，為含氧燃料摻燒的推廣應用提供理論依據和基礎數據。

1　實驗部分

1.1　試驗燃料

聚甲氧基二甲醚(PODE)的化學式為CH3O(CH2O)nCH3(n為聚合度)，山東青島同傳石油化工工程有限公司產品，其中三聚/四聚體積比為65/35；無水乙醇，質量分數為99.9%，山東淄博丹陽化工有限公司產品。它們的理化性質如表1所示。可見，PODE十六烷值明顯高于乙醇，具有更好的著火性，而乙醇汽化潛熱(Hv)是PODE的2.5倍。

表1　試驗燃料的理化性質[9]Table 1　Physical and chemical properties of the test fuel

Hv—Latent heat of vaporization of fuel;Hu—Low heating value of fuel

1.2　試驗發動機

試驗發動機為一臺四缸增壓中冷電控共軌柴油機，其缸徑為108 mm，行程為118 mm，排量為4.32 L，壓縮比為17.5，燃燒室類型為直噴ω型，標定功率為98 kW，標定轉速為2400 r/min，最大扭矩為400 Nm。對發動機進氣道進行了優化與改進，在進氣道布置有電子噴嘴控制乙醇燃料的噴射，PODE燃料的噴射由原機共軌系統控制，通過改變乙醇噴射脈寬控制預混乙醇比例的變化，缸內直噴PODE引燃乙醇和空氣的均質混合氣。圖1為雙燃料發動機燃料供給示意圖。

圖1　雙燃料發動機燃料供給示意圖Fig.1　Fuel supply diagram of dual fuel engine

1.3　測試儀器

試驗所用的主要測試儀器有：湖南湘儀動力測試儀器有限公司生產的CAC-200G型交流電力測功機和AVL公司的PUMA型發動機全自動測控系統，控制發動機的啟停、轉矩和轉速的測量、運行工況的調節，以及冷卻水溫度、機油溫度和進排氣溫度的監測；采用2臺AVL公司生產的735S型瞬態油耗儀測量PODE和乙醇的消耗量；發動機缸內燃燒過程測試中，采用Kistler公司生產的6125B缸壓傳感器測量缸壓數據，采用Dewetron公司生產的M0391E燃燒分析儀進行燃燒分析，缸內燃燒分析基于連續100個循環平均缸壓計算得到；采用AVL公司生產的415 s型煙度計測量發動機的碳煙排放量；采用HORIBA公司生產的MEXA-7200D排放分析儀測量NOx排放量。

1.4　測試方法

試驗選擇發動機最大扭矩轉速1500 r/min下30%和80%負荷為試驗工況點，平均有效壓力(pme)分別為0.38 MPa和1.00 MPa。通過進氣預混乙醇燃料并同時降低PODE噴射量，在保持pme不變的情況下調節乙醇比例。乙醇比例(Re)定義為：雙燃料發動機運行時乙醇消耗的熱值與乙醇和PODE消耗熱值之和的比值。

(1)

共軌發動機的PODE噴射時刻設定為0°CA，即上止點，在調節Re時，噴射時刻保持不變。在燃燒分析中，燃料燃燒5%時對應的曲軸轉角表示燃燒始點；燃料燃燒5%～90%之間的曲軸轉角表示燃燒持續期；燃料燃燒50%時對應的曲軸轉角標記為CA50，CA50為評價燃燒能量釋放過程的重要參數，可反映出發動機的效率。采用振動強度(RI)衡量雙燃料發動機的爆震水平，其定義為：

(2)

筆者研究了Re分別為0、20%、30%、40%和50%時，雙燃料發動機的缸內燃燒過程和燃料經濟性，并分析了Re對NOx和碳煙排放量的影響規律。

2　結果與討論

2.1　Re對發動機燃燒性能的影響

圖2為最大扭矩轉速1500 r/min時進氣預混乙醇比例對雙燃料發動機缸內壓力和放熱率的影響。由圖2可見，隨著Re增加雙燃料的純壓縮曲線有所下降，預混放熱量與放熱速率增加，pme=1.00 MPa 時尤其顯著。這是由于進氣道噴射乙醇后，其較高的汽化潛熱導致蒸發時從新鮮充量吸收大量熱量而降低了壓縮沖程的缸壓。雙燃料的燃燒始點比純PODE推遲，因為乙醇為高辛烷值燃料，其對PODE的自燃有化學抑制作用，較高的汽化潛熱也降低了壓縮溫度。在pme=0.38 MPa時，放熱率曲線基本只有預混燃燒，預混乙醇燃料后由于燃燒時刻過度靠后使缸內最高燃燒壓力降低，這是由于乙醇的冷卻效應以及對PODE著火抑制作用[10]，燃燒始點非常靠后，有充分時間促進PODE混合氣形成，雙燃料充分混合后為單峰放熱，與反應活性控制壓燃放熱相似[11]。在pme=1.00 MPa時，雙燃料放熱率呈現2個峰，第1個為乙醇預混燃燒峰，第2個為PODE擴散燃燒峰，隨著Re增加，燃燒始點逐漸前移，且預混放熱峰值和預混放熱量增加，這是由于pme越大且PODE噴射時刻靠后時，雙燃料的壓縮終止溫度已超過乙醇的自燃溫度，發生乙醇先于PODE的自燃現象，類似于均質充量壓縮著火，其放熱更集中并靠近上止點，最大缸內燃燒壓力急劇上升。

圖2　雙燃料發動機缸內壓力(p)與放熱率(dQ/dφ)曲線Fig.2　In-cylinder pressure (p) and heat release rate (dQ/dφ) of dual fuel enginen=1500 r/min(a) pme=0.38 MPa； (b) pme=1.00 MPa

從圖3(b)可以看出，在pme=0.38 MPa時CA50隨著Re的增加遠離上止點，主要是由于滯燃期延長，燃燒相位推遲所致，CA50最大推遲了1.6°CA；在pme=1.00 MPa時CA50隨著Re的增加逐漸靠近上止點，主要是因為預混乙醇在靠近上止點位置提前著火，預混放熱量也增加，此外，后續PODE直接噴入預混乙醇火焰中，PODE滯燃期縮短，其擴散燃燒相位更加靠近上止點，CA50最大提前了5.2°CA。

從圖3(c)可以看出，在pme=0.38 MPa時，燃燒持續期是隨著Re的增大先增加后降低；在pme=1.00 MPa 時，燃燒持續期卻隨著Re的增加而延長。這是由于在pme=0.38 MPa時，進氣噴射乙醇降低了充量溫度，不利于PODE燃料的霧化混合，放熱時刻滯后，在Re較小時乙醇空間分布濃度低，火焰傳播速率較慢，但隨著Re的增大預混乙醇量增加并替代部分PODE，加快了燃燒中后期的反應速率，因而燃燒期隨Re增加先延長后縮短；在pme=1.00 MPa時，預混乙醇后會減少PODE噴射量而導致噴油持續期有所縮短，但從圖2(b)可以看出，其對后續PODE擴散燃燒期的影響很小，隨著Re的增加燃燒始點提前，導致了燃燒持續期的延長，最大延長了5.5°CA。

圖3　Re對雙燃料發動機燃燒過程的影響Fig.3　Effect of Re on combustion process of dual fuel engine(a) Ignition delay； (b) CA50； (c) Combustion duration

圖4為Re對雙燃料燃燒的最大壓力升高率和振動強度的影響。pme=0.38 MPa時，最大壓力升高率隨Re的增加先增加后降低，pme=1.00 MPa時，最大壓力升高率隨Re的增加而增加；在pme=1.00 MPa 下最高Re=40%時的最大壓力升高率為0.69 MPa/°CA，相應的最大缸壓為13.0 MPa，限制了Re的進一步提升。振動強度隨Re的變化規律與最大壓力升高率呈現出相似的規律，在pme=1.00 MPa 下較低Re時，乙醇的自燃并未對缸內燃燒產生不利影響，而在較高Re時，振動強度急劇增大，說明高比例預混乙醇提前劇烈自燃時缸內燃燒過程變得相當劇烈，燃燒噪聲增大，發生爆震的傾向更顯著。

圖4　Re對雙燃料發動機最大壓力升高率((dp/dφ)max)和振動強度(RI)的影響Fig.4　Effect of Re on maximum pressure rise rate((dp/dφ)max) and ringing intensity (RI) ofdual fuel engine

2.2　Re對發動機燃油經濟性的影響

有效能量消耗率(be)與有效熱效率(ηe)被廣泛用來評價雙燃料發動機的燃油經濟性[14]，其計算公式為：

(3)

(4)

圖5為雙燃料燃燒有效能量消耗率和有效熱效率隨著Re的變化。從圖5可以看出，在pme=0.38 MPa 時，be隨著Re的增大逐漸增加，ηe隨著Re的增大逐漸降低；在pme=1.00 MPa時，be隨著Re的增大而逐漸降低，ηe隨著Re的增大而逐漸增加。在pme=1.00 MPa下，雙燃料燃燒時的ηe比純PODE燃燒由39.0%提高到了40.6%。這是由于在pme=0.38 MPa時，隨著Re的增加，滯燃期被延長，燃燒始點推遲，燃燒相位靠后，使熱工轉換效率較低；在pme=1.00 MPa時，預混乙醇在上止點附近發生自燃，CA50更加靠近上止點，缸內燃燒等容度得到改善，隨著Re的增加該趨勢更加明顯，因而使得ηe顯著提升。從圖4和圖5分析可知，pme=1.00 MPa下采用較低Re時，乙醇自燃的發生既能改善發動機的燃油經濟性，同時又不會顯著增大振動強度。因而，預混乙醇發生自燃時，合理控制Re值是雙燃料應用的關鍵所在。

圖5　Re對雙燃料發動機有效能量消耗率(be)和有效熱效率(ηe)的影響Fig.5　Effect of Re on be and ηe of dual fuel engine

2.3　Re對發動機排放特性的影響

圖6為不同Re時NOx和soot排放量之間的關系。從圖6可以看出，在pme=0.38 MPa時，隨著Re的增加，NOx和soot排放量同時降低，改變了它們之間的trade-off關系，在Re=50%時，雙燃料的soot和NOx排放量分別為0.0029 g/(kW·h)和1.92 g/(kW·h)，比Re=0時的soot和NOx排放量分別降低了81.2%和39.9%。雙燃料燃燒產生較低的soot排放量，這是由于預混乙醇量的增加致使參與擴散燃燒PODE的量減少；同時，滯燃期的延長改善了缸內直噴燃料空間分布不均的問題[15-18]。在pme=1.00 MPa時，NOx和soot排放量依然保持有trade-off關系，這是由于預混乙醇發生了自燃現象，PODE直接噴入預混燃燒火焰中，導致其滯燃期顯著縮短，因而，隨著Re的增大，soot排放量也增加，但Re=40%時雙燃料的soot排放量僅為0.0162 g/(kW·h)。

圖6　Re對NOx和碳煙排放關系的影響Fig.6　Effect of Re on relationship betweenNOx and soot emissions

3　結　論

(1)在pme=0.38 MPa時，隨著Re的增加雙燃料預混放熱量和放熱率增加，其燃燒相位推遲，最大燃燒壓力降低；在pme=1.00 MPa時，預混乙醇發生了自燃，最大燃燒壓力急劇增加，燃燒持續期延長，振動強度也增大。

(2)雙燃料燃燒與純PODE燃燒相比，在pme=0.38 MPa 時，發動機的熱效率有所降低；pme=1.00 MPa 時，發動機的熱效率卻顯著提高。

(3)在pme=0.38 MPa時，雙燃料燃燒能夠同時降低NOx和soot排放量，打破NOx和soot之間的trade-off關系；在pme=1.00 MPa時，由于預混乙醇自燃導致soot排放量隨著Re的增加而增大。

符號說明：

be——有效能量消耗率，MJ/(kW·h)；

Be——乙醇燃料消耗率，kg/h；

Bp——PODE燃料消耗率，kg/h；

CA50——燃料燃燒50%時對應曲軸轉角，°CA；

(dp/dt)max——最大瞬時壓升率，MPa/s；

(dp/dφ)max——最大壓力升高率，MPa/°CA；

dQ/dφ——放熱率，J/°CA；

Hu——燃料低熱值，MJ/kg；

Hue——乙醇燃料低熱值，MJ/kg；

Hup——PODE燃料低熱值，MJ/kg；

Hv——燃料汽化潛熱，kJ/kg；

p——缸內壓力，MPa；

pmax——缸內最大壓力，MPa；

pme——平均有效壓力，MPa；

Pe——輸出功率，kW；

PODE——聚甲氧基二甲醚；

R——理想氣體常數，R=8.31 J/(mol·K)；

Re——乙醇比例，%；

RI——振動強度，MW/m2；

Tmax——缸內最高溫度，K；

γ——絕熱指數；

ηe——有效熱效率，%。

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