186F柴油機柴油/甲醇不同摻燒方式的試驗研究

陳梓含，王 忠，李瑞娜，劉 帥，李立琳

（1.江蘇大學 汽車與交通工程學院，江蘇 鎮江 212013；2.河南工程學院機械工程學院，河南 鄭州 451191）

0 引言

柴油機具有熱效率高和動力經濟性好的優點，因此，柴油載貨汽車一直在長途運輸領域占據主導地位[1]。我國石油資源短缺，且國家對柴油機污染物排放的要求越來越高，發展清潔能源是解決上述問題的一個重要方向[2]。

甲醇是一種清潔替代燃料，屬于可再生能源。柴油機摻燒甲醇，可以有效降低NOx和碳煙的排放，并在一定程度上改善發動機的燃燒情況。目前，柴油/甲醇機外混合和氣道噴射甲醇是甲醇在柴油機上應用的兩種主要方式。柴油/甲醇機外混合方式是在機外將甲醇與柴油混合，均質燃料噴入缸內，然后進行柴油和甲醇的霧化，并與空氣混合；氣道噴射甲醇方式是將甲醇噴入柴油機進氣道，在進氣道完成甲醇與空氣的充分混合，柴油以缸內直噴的方式噴入甲醇均質混合氣中。摻燒方式不同，甲醇的摻燒比例也不相同。進行不同摻燒方式的差異性試驗，有助于甲醇在柴油機上的推廣應用。

近年來，眾多科研工作者圍繞柴油機氣道噴射甲醇和柴油/甲醇機外混合兩種摻燒方式，進行了一系列燃燒、排放以及摻燒比例的試驗研究。Canakci M[3]進行了柴油/甲醇機外混合燃燒試驗，試驗結果表明，隨著甲醇摻燒比例的增加，柴油機的最大爆發壓力和放熱率峰值均升高，提高噴射壓力有助于縮短滯燃期。Le Ning[4]進行了柴油/甲醇機外混合燃燒試驗，試驗結果表明，延遲甲醇噴射時間，柴油機的缸內壓力峰值升高，最大放熱率降低。姚春德[5]進行了柴油機氣道噴射甲醇試驗，試驗結果表明，隨著甲醇摻燒比例的增加，NOx的排放量逐漸減少，THC和CO的排放量逐漸上升，CO2的排放量低于原機。Hui Wang[6]在船用柴油機上進行了進氣道噴射甲醇試驗，試驗結果表明，柴油機的污染物排放水平符合國家二級法規的要求。王利軍[7]在單缸柴油機上開展了研究甲醇摻燒比例的試驗，試驗結果表明，為了滿足發動機能耗率最低的要求，最佳甲醇摻燒比例為55%～60%，受發動機壓力升高率的限制，甲醇摻燒比例不宜超過70%。王帥[8]通過Matlab編寫的人工神經網絡程序模擬了柴油機輸入輸出的對應關系，并利用遺傳算法程序對甲醇噴射量（MAP）尋優，結果表明，優化后得到的MAP比原機提高了24.3%，碳煙排放量降低了7.5%，同時消除了循環變動。陳超[9]在高負荷下進行了甲醇替代率試驗，試驗結果表明，在高負荷下采用廢氣再循環技術，可將甲醇最大替代率從30%～50%提高至66%～75%，并降低最高燃燒壓力和壓力升高率，改善燃油消耗率。

本文在一臺186F柴油試驗機上進行了氣道噴射甲醇與柴油/甲醇機外混合兩種甲醇摻燒方式（甲醇摻燒比相同）的性能試驗，著重對兩種甲醇摻燒方式的燃燒過程和污染物排放情況進行對比，并進行最大爆發壓力和最大壓力升高率隨甲醇摻燒比變化的試驗，以確定兩種甲醇摻燒方式的摻燒比范圍。研究結果展現了兩種甲醇摻燒方式在燃燒和排放上的差異性，確定了甲醇摻燒比范圍，有助于甲醇在柴油機上的推廣應用。

1 材料與方法

1.1 試驗設備

試驗在186F柴油試驗機上進行，柴油機的型式為單缸、4沖程直噴式自然吸氣，缸徑×行程為86mm×72mm，壓縮比為19，標定功率為6.3 kW，標定轉速為3000r/min，最大扭矩轉速為1800r/min。在柴油機進氣管處加裝一套自主開發的甲醇噴射系統，整個試驗系統如圖1所示。甲醇噴射電子控制單元（ECU）通過霍爾轉速傳感器采集轉速信號，通過信號盤判斷柴油機上止點。需要噴醇時，通過上位機設置噴醇脈寬和正時，驅動噴醇器工作。噴醇器的噴醇系數為5mg/ms，脈寬可調為0～30ms，分辨率為0.01ms，可連續多次噴射。

圖1 試驗系統裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the test system device

1.2 檢測設備

利用DEWE-800型燃燒分析儀采集柴油機氣缸壓力，進行燃燒過程分析；采用FGA-4100型汽車排氣分析儀測量NOx，CO和HC的排放量（以體積分數表征）；利用FBY-201型全自動濾紙式煙度計測量煙度（表征碳煙排放量）。

1.3 試驗方法

甲醇摻燒比K定義為甲醇摻燒質量與柴油和甲醇摻燒質量之和的比值，其計算式為

式中：Bm和Bd分別為甲醇摻燒質量和柴油摻燒質 量，g。

為了使試驗更具有實際參考意義，選取柴油/甲醇機外混合應用最多，且滿足各個工況使用的10%作為甲醇摻燒比。對于柴油/甲醇機外混合，由于柴油/甲醇互溶性較差，在量取質量比為1∶9的甲醇和柴油置于燃料箱中后，通過玻璃棒不斷攪拌使兩種燃料混合均勻。純柴油燃燒試驗記為D，柴油/甲醇機外混合試驗記為DM-10，氣道噴射甲醇試驗記為DM-IJ10。本次試驗所用柴油為市售0#國五柴油，甲醇為市售純度為99.8%的無水甲醇。柴油和甲醇的熱值分別為42.5，19.7 MJ/kg，汽 化 潛 熱 分 別 為270，1178kJ/kg，運 動 粘度（20℃）分 別 為3.7，0.58mm2/s。

考慮到柴油機燃燒試驗結果在各個轉速下的可借鑒性，且為了避免燃燒不穩定，選擇186F柴油機最大扭矩轉速 （1800r/min）下的4個負荷（2.1，5.0，10.1，15.8N·m）為 研 究 工 況，進 行 兩 種不同摻燒方式以及純柴油的燃燒和排放試驗；選取最大扭矩轉速（1800r/min）和標定轉速（3000 r/min）下 的 兩 個 負 荷（5.0，15.8N·m）為 研 究 工況，測量不同甲醇摻燒比下的最大爆發壓力和最大壓力升高率，以確定甲醇摻燒比范圍。在柴油/甲醇機外混合試驗中，甲醇摻燒比分別為15%，20%和25%，分別記為DM-15，DM-20和DM-25；在氣道噴射甲醇試驗中，甲醇摻燒比分別為30%，40%和50%，分別 記為DM-IJ30，DMIJ40和DM-IJ50。甲醇摻燒范圍的確定原則：柴油機最大爆發壓力降幅不超過5%，最大壓力升高 率 不 超 過0.6MPa/°CA。

2 燃燒特性分析

2.1 缸內壓力

在最大扭矩轉速下，純柴油和兩種甲醇摻燒方式燃燒時的柴油機缸內壓力如圖2所示。

圖2 柴油機的缸內壓力Fig.2 In-cylinder pressure of the diesel engine

從圖2可以看出：在低負荷時，兩種摻燒方式的最大爆發壓力基本相同；在高負荷時，氣道噴射甲醇的最大爆發壓力比柴油/甲醇機外混合提高了0.11MPa；在低負荷時，兩種摻燒方式的最大爆發壓力比燃燒純柴油略有下降，對應曲軸轉角滯后；在高負荷時，兩種摻燒方式的最大爆發壓力分別比燃燒純柴油提高了0.21，0.32 MPa，對應曲軸轉角提前。這是由于甲醇的汽化潛熱顯著高于柴油，在低負荷時，柴油機的缸內溫度較低，摻燒甲醇會使缸內最大爆發壓力下降；在高負荷時，隨著燃料噴射量的增加，缸內溫度升高，汽化潛熱的作用下降，而甲醇中的氧對燃燒有促進作用，使得燃燒持續期縮短，缸內最大爆發壓力提高。氣道噴射甲醇可使混合氣更加均勻，燃燒速度更快，因此，在高負荷時，氣道噴射甲醇的最大爆發壓力高于柴油/甲醇機外混合。

2.2 燃燒放熱率

在最大扭矩轉速下，純柴油和兩種甲醇摻燒方式燃燒時的柴油機放熱率如圖3所示。

圖3 柴油機的放熱率Fig.3 Heat release rate of the diesel engine

從圖3可以看出：與柴油/甲醇機外混合相比，氣道噴射甲醇的放熱率峰值更高，燃燒持續期縮短；在低負荷時，兩種摻燒方式的放熱率峰值分別比燃燒純柴油提高了26.7%和38.4%，對應曲軸轉角滯后；在高負荷時，兩種摻燒方式的放熱率峰值分別比燃燒純柴油提高了8.7%和17.5%，對應曲軸轉角提前。這是因為相比于純柴油燃燒，摻燒甲醇燃燒的持續期縮短，放熱更加集中，甲醇燃燒速度快，一旦發生著火，混合氣同時燃燒，大量熱量在短時間內釋放[10]；對于氣道噴射甲醇，在混合氣進入氣缸前，氣道中霧化的甲醇已經和空氣充分混合，比柴油/甲醇機外混合的混合氣更加均質，燃燒放熱率峰值更高。在低負荷時，缸內溫度較低，甲醇汽化潛熱作用明顯，抑制了柴油的低溫放熱反應；同時，甲醇十六烷值較低，不利于著火，隨著負荷增加，摻燒甲醇對著火延遲期的影響減弱。

2.3 缸內平均溫度

在最大扭矩轉速下，純柴油和兩種甲醇摻燒方式燃燒時的柴油機缸內平均溫度如圖4所示。

圖4 柴油機的缸內平均溫度Fig.4 Average in-cylinder temperature of the diesel engine

從圖4可以看出：與柴油/甲醇機外混合相比，在低負荷時，氣道噴射甲醇的缸內平均溫度更低，在高負荷時，兩者的缸內平均溫度的差值減小；與燃燒純柴油相比，在低負荷時，兩種摻燒方式的缸內平均溫度均更低，隨著負荷的增加，兩種摻燒方式的缸內平均溫度均有所升高，這與前面的缸內壓力及放熱率的變化規律相符。這是由于甲醇的汽化潛熱較高，在燃燒發生之前，在甲醇汽化潛熱的作用下，缸內的初始溫度相差較大，其中摻燒甲醇的缸內初始溫度低于純柴油模式，且低負荷時更加明顯。對于氣道噴射甲醇，甲醇從進氣道進入，混合氣溫度降低更多，缸內初始溫度最低；在高負荷時，隨著噴射燃料的增多，燃燒更加充分，缸內初始溫度均有所提高，甲醇汽化潛熱的作用降低，同時甲醇的含氧特性促進了燃燒，使得兩種摻燒方式的缸內平均溫度均有所上升。

3 排放特性分析

3.1 HC排放

在最大扭矩轉速下，純柴油和兩種甲醇摻燒方式燃燒時的柴油機HC排放情況如圖5所示。

圖5 柴油機的HC排放情況Fig.5 HC emissions from the diesel engine

從圖5可以看出：與柴油/甲醇機外混合相比，在中低負荷下，氣道噴射甲醇的HC排放量更高，在高負荷下，兩者的HC排放量基本相同；與純柴油燃燒相比，兩種摻燒方式的HC排放量均明顯升高，隨著負荷的增加，兩種摻燒方式的HC排放量均呈現出下降的趨勢。這是由于甲醇摻燒比較小，缸內混合氣較稀，低負荷下引燃的柴油不足以將混合氣全部燒盡，同時甲醇的汽化潛熱作用使得缸內溫度降低，燃燒不充分，HC的排放量會顯著高于純柴油模式；隨著負荷的增加，噴油量增加，使得缸內燃燒溫度升高，甲醇汽化潛熱的作用降低，缸內燃燒更完全，使得HC排放量下降。對于氣道噴射甲醇，甲醇在進氣道完成與空氣的充分混合，缸內溫度比柴油/甲醇機外混合更低；在發動機換氣過程中，一部分甲醇可能還沒有參與燃燒就直接被排出，從而使得HC的排放量更高[11]。

3.2 CO排放

在最大扭矩轉速下，純柴油和兩種甲醇摻燒方式燃燒時的柴油機CO排放情況如圖6所示。

圖6 柴油機的CO排放情況Fig.6 CO emissions from the diesel engine

從圖6可以看出：與柴油/甲醇機外混合相比，氣道噴射甲醇的CO排放量明顯更高；兩種摻燒方式的CO排放量均明顯高于純柴油燃燒；隨著負荷的增加，兩種摻燒方式的CO排放量明顯降低。這是由于CO是烴類燃料燃燒的中間產物和不完全燃燒產物之一，其生成過程為RH→R→RO2→RCHO→RCO→CO（R代 表 烴 基），在 后 續 燃燒過程中CO逐漸被OH氧化成CO2，即CO+OH?CO2+H，氧 化 速 率 為6.76×1010exp（T/1102）（T為溫度），所以溫度對CO生成的影響較大[12]，[13]。摻燒甲醇后，甲醇的汽化潛熱作用會降低缸內平均溫度（低負荷時更加明顯），使得缸內不完全燃燒現象增加，CO排放量增加；氣道噴射甲醇的缸內溫度更低，所以其CO排放量高于柴油/甲醇機外混合。當負荷增加時，噴油量增加，甲醇汽化潛熱的作用降低以及柴油引燃量的增加使得燃料燃燒更充分，缸內溫度上升，缸內燃燒更充分，使得CO排放量下降。

3.3 NOx排放

在最大扭矩轉速下，純柴油和兩種甲醇摻燒方式燃燒時的柴油機NOx排放情況如圖7所示。

圖7 柴油機的NOx排放情況Fig.7 NOx emissions from the diesel engine

從圖7可以看出：與柴油/甲醇機外混合相比，氣道噴射甲醇降低NOx排放的作用更明顯；與純柴油燃燒相比，兩種摻燒方式均有降低NOx排放的作用，且隨著負荷的增加，降低NOx排放的作用 有所減弱。這是因為NOx是高溫富氧產物，柴油機摻燒甲醇會降低缸內溫度，抑制NOx的產生，同時甲醇的含氧特性會增加NOx的排放。在低負荷時，甲醇汽化潛熱的作用較為突出，摻燒甲醇可使NOx的排放量明顯降低；隨著負荷的增加，缸內溫度升高，汽化潛熱的作用減弱，混合氣的含氧量增加，摻燒甲醇降低NOx排放的作用減弱。相比于柴油/甲醇機外混合，氣道噴射甲醇能夠在柴油進入氣缸之前，在進氣道內形成均質的甲醇預混合氣，降低缸內溫度的效果更明顯，燃燒速度更快，高溫持續時間更短，降低NOx排放的效果更好。

3.4 碳煙排放

在最大扭矩轉速下，純柴油和兩種甲醇摻燒方式燃燒時的柴油機碳煙排放情況如圖8所示。

圖8 柴油機的碳煙排放情況Fig.8 Soot emissions from the diesel engine

從圖8可以看出：在低負荷時，兩種摻燒方式的碳煙排放相差不大，隨著負荷的增加，氣道噴射甲醇降低碳煙排放的作用更顯著；相對于純柴油燃燒，兩種摻燒方式均能降低碳煙排放。碳煙易在高溫缺氧的環境下生成，甲醇汽化潛熱較高和含氧的特性是降低碳煙生成的主要原因。導致碳煙氧化的主要物質有OH，O和O2，在燃燒初期，甲醇發生的主要反應是分解產生大量自由基OH，在柴油燃燒反應生成的各種中間產物中，最易形成碳核的前驅體乙炔（C2H2）與OH反應的活化能最低，反應最為迅速，使碳煙的生成受到抑制[14]。在低負荷下，甲醇-空氣混合氣較稀，引燃的柴油量相對于高負荷時較少，燃燒條件差，降低碳煙排放的幅度較小[15]。在高負荷下，對于氣道噴射甲醇，混合氣更加均勻，燃燒更加充分，有利于減少碳煙的生成。

4 摻燒比范圍確定

在最大扭矩轉速和標定轉速下，純柴油和兩種甲醇摻燒方式燃燒時的柴油機缸內最大爆發壓力如表1所示，最大壓力升高率如表2所示。

表1 不同甲醇摻燒比下的缸內最大爆發壓力Table1Maximum in-cylinder burst pressure at different methanol blending ratios MPa

表2 不同甲醇摻燒比下的缸內最大壓力升高率Table2Maximum in-cylinder pressure rise rate at different methanol blending ratios MPa/°CA

以表1，2中的數據為基礎，以柴油機最大爆發壓力降幅不高于5%，最大壓力升高率不超過0.6MPa/°CA為原則，通過插值計算可知：①在最大扭矩轉速下，當采用柴油/甲醇機外混合摻燒方式時，低負荷時的甲醇摻燒比應小于16%，高負荷時的甲醇摻燒比不超過23%；當采用氣道噴射甲醇摻燒方式時，低負荷時的甲醇摻燒比應小于32%，高負荷時的甲醇摻燒比不超過36%；②在標定轉速下，當采用柴油/甲醇機外混合摻燒方式時，低負荷時的甲醇摻燒比應小于20%，高負荷時的甲醇摻燒比不超過15%；當采用氣道噴射甲醇摻燒方式時，低負荷時的甲醇摻燒比應小于45%，高負荷時的甲醇摻燒比不超過24%。

5 結論

①在低負荷時，與柴油/甲醇機外混合相比，氣道噴射甲醇的放熱率峰值增加了12.7%，燃燒持續期縮短，缸內平均溫度降幅明顯，CO和HC的排放量更高，兩者的最大爆發壓力基本相同；在高負荷時，與柴油/甲醇機外混合相比，氣道噴射甲醇的最大爆發壓力提高了0.11MPa，放熱率峰值增加了7.9%，降低NOx和碳煙排放的效果更顯著，兩者的缸內平均溫度差值減小，。

②以柴油機最大爆發壓力降幅不高于5%，最大壓力升高率不超過0.6MPa/°CA為原則，確定了兩種甲醇摻燒方式在最大扭矩轉速和標定轉速下的甲醇摻燒比范圍。其中，氣道噴射甲醇方式的甲醇摻燒比在各工況下可以動態調整，性能優勢會高于柴油/甲醇機外混合方式。