PODE/乙醇雙燃料共軌發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒特性

劉軍恒， 孫　平， 楊　晨，姚肖華，梁新華

(江蘇大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院, 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

含氧燃料在發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒時(shí)能夠起到自供氧作用，可以有效降低柴油機(jī)的有害排放物，對(duì)碳煙和顆粒的降低效果尤其顯著[1-2]。而乙醇燃料氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)為35%，碳含量低，在柴油機(jī)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(diǎn)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(nèi)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(zhì)與柴油差距較大，它們之間互溶性差，混合物性質(zhì)也不穩(wěn)定、易分層[3-4]。

當(dāng)前，乙醇在柴油機(jī)上應(yīng)用以預(yù)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(fā)的乙醇形成均質(zhì)預(yù)混合氣，十六烷值高、易壓燃的柴油噴入缸內(nèi)壓縮著火，引燃預(yù)混合氣，實(shí)現(xiàn)多點(diǎn)著火[5-6]。姚春德等[5]研究了柴油/乙醇組合燃燒方式對(duì)高壓共軌柴油機(jī)氣體排放的影響，結(jié)果表明，柴油/乙醇組合燃燒能同時(shí)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(gè)最佳運(yùn)行區(qū)間，發(fā)動(dòng)機(jī)有效熱效率最大可提高6.16%。Zhang等[6]研究表明，進(jìn)氣預(yù)混乙醇在低負(fù)荷時(shí)降低了柴油機(jī)熱效率，高負(fù)荷時(shí)能夠提高熱效率，預(yù)混乙醇可以同時(shí)降低NOx排放以及微粒質(zhì)量和數(shù)量排放，然而HC、CO和NO2排放卻顯著增加。同時(shí)，有研究探索了用生物柴油作為氣道噴射乙醇預(yù)混氣的引燃燃料，發(fā)現(xiàn)摻混生物柴油后，乙醇反應(yīng)活性控制壓燃的峰值缸內(nèi)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(shí)現(xiàn)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(yù)混氣的反應(yīng)活性控制壓燃，提高了發(fā)動(dòng)機(jī)的指示熱效率，并實(shí)現(xiàn)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(yán)格的排放法規(guī)并降低石油的消耗量，從燃料角度進(jìn)一步研究壓燃式發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒性能，對(duì)實(shí)現(xiàn)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(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架上，研究預(yù)混乙醇比例對(duì)PODE/乙醇雙燃料的燃燒過程、燃油經(jīng)濟(jì)性以及排放特性的影響規(guī)律，為含氧燃料摻燒的推廣應(yīng)用提供理論依據(jù)和基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

1　實(shí)驗(yàn)部分

1.1　試驗(yàn)燃料

聚甲氧基二甲醚(PODE)的化學(xué)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(chǎn)品，其中三聚/四聚體積比為65/35；無水乙醇，質(zhì)量分?jǐn)?shù)為99.9%，山東淄博丹陽化工有限公司產(chǎn)品。它們的理化性質(zhì)如表1所示?？梢?，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(yàn)燃料的理化性質(zhì)[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(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)

試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)為一臺(tái)四缸增壓中冷電控共軌柴油機(jī)，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(biāo)定功率為98 kW，標(biāo)定轉(zhuǎn)速為2400 r/min，最大扭矩為400 Nm。對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道進(jìn)行了優(yōu)化與改進(jìn)，在進(jìn)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(jī)共軌系統(tǒng)控制，通過改變乙醇噴射脈寬控制預(yù)混乙醇比例的變化，缸內(nèi)直噴PODE引燃乙醇和空氣的均質(zhì)混合氣。圖1為雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃料供給示意圖。

圖1　雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)燃料供給示意圖Fig.1　Fuel supply diagram of dual fuel engine

1.3　測(cè)試儀器

試驗(yàn)所用的主要測(cè)試儀器有：湖南湘儀動(dòng)力測(cè)試儀器有限公司生產(chǎn)的CAC-200G型交流電力測(cè)功機(jī)和AVL公司的PUMA型發(fā)動(dòng)機(jī)全自動(dòng)測(cè)控系統(tǒng)，控制發(fā)動(dòng)機(jī)的啟停、轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)速的測(cè)量、運(yùn)行工況的調(diào)節(jié)，以及冷卻水溫度、機(jī)油溫度和進(jìn)排氣溫度的監(jiān)測(cè)；采用2臺(tái)AVL公司生產(chǎn)的735S型瞬態(tài)油耗儀測(cè)量PODE和乙醇的消耗量；發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過程測(cè)試中，采用Kistler公司生產(chǎn)的6125B缸壓傳感器測(cè)量缸壓數(shù)據(jù)，采用Dewetron公司生產(chǎn)的M0391E燃燒分析儀進(jìn)行燃燒分析，缸內(nèi)燃燒分析基于連續(xù)100個(gè)循環(huán)平均缸壓計(jì)算得到；采用AVL公司生產(chǎn)的415 s型煙度計(jì)測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)的碳煙排放量；采用HORIBA公司生產(chǎn)的MEXA-7200D排放分析儀測(cè)量NOx排放量。

1.4　測(cè)試方法

試驗(yàn)選擇發(fā)動(dòng)機(jī)最大扭矩轉(zhuǎn)速1500 r/min下30%和80%負(fù)荷為試驗(yàn)工況點(diǎn)，平均有效壓力(pme)分別為0.38 MPa和1.00 MPa。通過進(jìn)氣預(yù)混乙醇燃料并同時(shí)降低PODE噴射量，在保持pme不變的情況下調(diào)節(jié)乙醇比例。乙醇比例(Re)定義為：雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行時(shí)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(fā)動(dòng)機(jī)的PODE噴射時(shí)刻設(shè)定為0°CA，即上止點(diǎn)，在調(diào)節(jié)Re時(shí)，噴射時(shí)刻保持不變。在燃燒分析中，燃料燃燒5%時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角表示燃燒始點(diǎn)；燃料燃燒5%～90%之間的曲軸轉(zhuǎn)角表示燃燒持續(xù)期；燃料燃燒50%時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角標(biāo)記為CA50，CA50為評(píng)價(jià)燃燒能量釋放過程的重要參數(shù)，可反映出發(fā)動(dòng)機(jī)的效率。采用振動(dòng)強(qiáng)度(RI)衡量雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)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(shí)，雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)燃燒過程和燃料經(jīng)濟(jì)性，并分析了Re對(duì)NOx和碳煙排放量的影響規(guī)律。

2　結(jié)果與討論

2.1　Re對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能的影響

圖2為最大扭矩轉(zhuǎn)速1500 r/min時(shí)進(jìn)氣預(yù)混乙醇比例對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)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(yù)混放熱量與放熱速率增加，pme=1.00 MPa 時(shí)尤其顯著。這是由于進(jìn)氣道噴射乙醇后，其較高的汽化潛熱導(dǎo)致蒸發(fā)時(shí)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(diǎn)比純PODE推遲，因?yàn)橐掖紴楦咝镣橹等剂?，其?duì)PODE的自燃有化學(xué)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(shí)，放熱率曲線基本只有預(yù)混燃燒，預(yù)混乙醇燃料后由于燃燒時(shí)刻過度靠后使缸內(nèi)最高燃燒壓力降低，這是由于乙醇的冷卻效應(yīng)以及對(duì)PODE著火抑制作用[10]，燃燒始點(diǎn)非常靠后，有充分時(shí)間促進(jìn)PODE混合氣形成，雙燃料充分混合后為單峰放熱，與反應(yīng)活性控制壓燃放熱相似[11]。在pme=1.00 MPa時(shí)，雙燃料放熱率呈現(xiàn)2個(gè)峰，第1個(gè)為乙醇預(yù)混燃燒峰，第2個(gè)為PODE擴(kuò)散燃燒峰，隨著Re增加，燃燒始點(diǎn)逐漸前移，且預(yù)混放熱峰值和預(yù)混放熱量增加，這是由于pme越大且PODE噴射時(shí)刻靠后時(shí)，雙燃料的壓縮終止溫度已超過乙醇的自燃溫度，發(fā)生乙醇先于PODE的自燃現(xiàn)象，類似于均質(zhì)充量壓縮著火，其放熱更集中并靠近上止點(diǎn)，最大缸內(nèi)燃燒壓力急劇上升。

圖2　雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)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(shí)CA50隨著Re的增加遠(yuǎn)離上止點(diǎn)，主要是由于滯燃期延長(zhǎng)，燃燒相位推遲所致，CA50最大推遲了1.6°CA；在pme=1.00 MPa時(shí)CA50隨著Re的增加逐漸靠近上止點(diǎn)，主要是因?yàn)轭A(yù)混乙醇在靠近上止點(diǎn)位置提前著火，預(yù)混放熱量也增加，此外，后續(xù)PODE直接噴入預(yù)混乙醇火焰中，PODE滯燃期縮短，其擴(kuò)散燃燒相位更加靠近上止點(diǎn)，CA50最大提前了5.2°CA。

從圖3(c)可以看出，在pme=0.38 MPa時(shí)，燃燒持續(xù)期是隨著Re的增大先增加后降低；在pme=1.00 MPa 時(shí)，燃燒持續(xù)期卻隨著Re的增加而延長(zhǎng)。這是由于在pme=0.38 MPa時(shí)，進(jìn)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(shí)刻滯后，在Re較小時(shí)乙醇空間分布濃度低，火焰?zhèn)鞑ニ俾瘦^慢，但隨著Re的增大預(yù)混乙醇量增加并替代部分PODE，加快了燃燒中后期的反應(yīng)速率，因而燃燒期隨Re增加先延長(zhǎng)后縮短；在pme=1.00 MPa時(shí)，預(yù)混乙醇后會(huì)減少PODE噴射量而導(dǎo)致噴油持續(xù)期有所縮短，但從圖2(b)可以看出，其對(duì)后續(xù)PODE擴(kuò)散燃燒期的影響很小，隨著Re的增加燃燒始點(diǎn)提前，導(dǎo)致了燃燒持續(xù)期的延長(zhǎng)，最大延長(zhǎng)了5.5°CA。

圖3　Re對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)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(duì)雙燃料燃燒的最大壓力升高率和振動(dòng)強(qiáng)度的影響。pme=0.38 MPa時(shí)，最大壓力升高率隨Re的增加先增加后降低，pme=1.00 MPa時(shí)，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(shí)的最大壓力升高率為0.69 MPa/°CA，相應(yīng)的最大缸壓為13.0 MPa，限制了Re的進(jìn)一步提升。振動(dòng)強(qiáng)度隨Re的變化規(guī)律與最大壓力升高率呈現(xiàn)出相似的規(guī)律，在pme=1.00 MPa 下較低Re時(shí)，乙醇的自燃并未對(duì)缸內(nèi)燃燒產(chǎn)生不利影響，而在較高Re時(shí)，振動(dòng)強(qiáng)度急劇增大，說明高比例預(yù)混乙醇提前劇烈自燃時(shí)缸內(nèi)燃燒過程變得相當(dāng)劇烈，燃燒噪聲增大，發(fā)生爆震的傾向更顯著。

圖4　Re對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)最大壓力升高率((dp/dφ)max)和振動(dòng)強(qiáng)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)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(píng)價(jià)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性[14]，其計(jì)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(shí)，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(shí)，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(shí)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(shí)，隨著Re的增加，滯燃期被延長(zhǎng)，燃燒始點(diǎn)推遲，燃燒相位靠后，使熱工轉(zhuǎn)換效率較低；在pme=1.00 MPa時(shí)，預(yù)混乙醇在上止點(diǎn)附近發(fā)生自燃，CA50更加靠近上止點(diǎn)，缸內(nèi)燃燒等容度得到改善，隨著Re的增加該趨勢(shì)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(shí)，乙醇自燃的發(fā)生既能改善發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性，同時(shí)又不會(huì)顯著增大振動(dòng)強(qiáng)度。因而，預(yù)混乙醇發(fā)生自燃時(shí)，合理控制Re值是雙燃料應(yīng)用的關(guān)鍵所在。

圖5　Re對(duì)雙燃料發(fā)動(dòng)機(jī)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放特性的影響

圖6為不同Re時(shí)NOx和soot排放量之間的關(guān)系。從圖6可以看出，在pme=0.38 MPa時(shí)，隨著Re的增加，NOx和soot排放量同時(shí)降低，改變了它們之間的trade-off關(guān)系，在Re=50%時(shí)，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(shí)的soot和NOx排放量分別降低了81.2%和39.9%。雙燃料燃燒產(chǎn)生較低的soot排放量，這是由于預(yù)混乙醇量的增加致使參與擴(kuò)散燃燒PODE的量減少；同時(shí)，滯燃期的延長(zhǎng)改善了缸內(nèi)直噴燃料空間分布不均的問題[15-18]。在pme=1.00 MPa時(shí)，NOx和soot排放量依然保持有trade-off關(guān)系，這是由于預(yù)混乙醇發(fā)生了自燃現(xiàn)象，PODE直接噴入預(yù)混燃燒火焰中，導(dǎo)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(shí)雙燃料的soot排放量?jī)H為0.0162 g/(kW·h)。

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

3　結(jié)　論

(1)在pme=0.38 MPa時(shí)，隨著Re的增加雙燃料預(yù)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(shí)，預(yù)混乙醇發(fā)生了自燃，最大燃燒壓力急劇增加，燃燒持續(xù)期延長(zhǎng)，振動(dòng)強(qiáng)度也增大。

(2)雙燃料燃燒與純PODE燃燒相比，在pme=0.38 MPa 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率有所降低；pme=1.00 MPa 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率卻顯著提高。

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

符號(hào)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(shí)對(duì)應(yīng)曲軸轉(zhuǎn)角，°CA；

(dp/dt)max——最大瞬時(shí)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(nèi)壓力，MPa；

pmax——缸內(nèi)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(shù)，R=8.31 J/(mol·K)；

Re——乙醇比例，%；

RI——振動(dòng)強(qiáng)度，MW/m2；

Tmax——缸內(nèi)最高溫度，K；

γ——絕熱指數(shù)；

ηe——有效熱效率，%。

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