PODE/乙醇双燃料共轨发动机的燃烧特性

刘军恒， 孙　平， 杨　晨，姚肖华，梁新华

(江苏大学 汽车与交通工程学院, 江苏 镇江 212013)

含氧燃料在发动机缸内燃烧时能够起到自供氧作用，可以有效降低柴油机的有害排放物，对碳烟和颗粒的降低效果尤其显著[1-2]。而乙醇燃料氧质量分数为35%，碳含量低，在柴油机上燃烧所需的理论空气量少，其混合气着火界限范围宽；较低的沸点利于混合气的形成和燃烧，其汽化潜热值接近柴油的3倍，有利于降低缸内温度而控制NOx排放。但乙醇十六烷值和黏度低、自燃性差，其理化性质与柴油差距较大，它们之间互溶性差，混合物性质也不稳定、易分层[3-4]。

当前，乙醇在柴油机上应用以预混乙醇/柴油双燃料方式为主，其基本思路是将辛烷值高、易挥发的乙醇形成均质预混合气，十六烷值高、易压燃的柴油喷入缸内压缩着火，引燃预混合气，实现多点着火[5-6]。姚春德等[5]研究了柴油/乙醇组合燃烧方式对高压共轨柴油机气体排放的影响，结果表明，柴油/乙醇组合燃烧能同时降低NOx和烟度排放量，但HC和CO排放量却明显增加，该方式存在一个最佳运行区间，发动机有效热效率最大可提高6.16%。Zhang等[6]研究表明，进气预混乙醇在低负荷时降低了柴油机热效率，高负荷时能够提高热效率，预混乙醇可以同时降低NOx排放以及微粒质量和数量排放，然而HC、CO和NO2排放却显著增加。同时，有研究探索了用生物柴油作为气道喷射乙醇预混气的引燃燃料，发现掺混生物柴油后，乙醇反应活性控制压燃的峰值缸内压力增大，燃烧相位推迟，油耗与NOx排放有所改善[7]。与柴油相比，聚甲氧基二甲醚(PODE)的十六烷值与含氧量高、着火性好，具有实现较高燃烧效率，降低HC、CO和碳烟排放的潜力。Tong等[8]采用PODE引燃汽油预混气的反应活性控制压燃，提高了发动机的指示热效率，并实现了超低的烟度排放，而NOx排放却可维持在较低水平。为了满足日益严格的排放法规并降低石油的消耗量，从燃料角度进一步研究压燃式发动机的燃烧性能，对实现高效清洁燃烧具有重要的意义。

笔者在增压中冷高压共轨压燃式发动机试验台架上，研究预混乙醇比例对PODE/乙醇双燃料的燃烧过程、燃油经济性以及排放特性的影响规律，为含氧燃料掺烧的推广应用提供理论依据和基础数据。

1　实验部分

1.1　试验燃料

聚甲氧基二甲醚(PODE)的化学式为CH3O(CH2O)nCH3(n为聚合度)，山东青岛同传石油化工工程有限公司产品，其中三聚/四聚体积比为65/35；无水乙醇，质量分数为99.9%，山东淄博丹阳化工有限公司产品。它们的理化性质如表1所示。可见，PODE十六烷值明显高于乙醇，具有更好的着火性，而乙醇汽化潜热(Hv)是PODE的2.5倍。

表1　试验燃料的理化性质[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　试验发动机

试验发动机为一台四缸增压中冷电控共轨柴油机，其缸径为108 mm，行程为118 mm，排量为4.32 L，压缩比为17.5，燃烧室类型为直喷ω型，标定功率为98 kW，标定转速为2400 r/min，最大扭矩为400 Nm。对发动机进气道进行了优化与改进，在进气道布置有电子喷嘴控制乙醇燃料的喷射，PODE燃料的喷射由原机共轨系统控制，通过改变乙醇喷射脉宽控制预混乙醇比例的变化，缸内直喷PODE引燃乙醇和空气的均质混合气。图1为双燃料发动机燃料供给示意图。

图1　双燃料发动机燃料供给示意图Fig.1　Fuel supply diagram of dual fuel engine

1.3　测试仪器

试验所用的主要测试仪器有：湖南湘仪动力测试仪器有限公司生产的CAC-200G型交流电力测功机和AVL公司的PUMA型发动机全自动测控系统，控制发动机的启停、转矩和转速的测量、运行工况的调节，以及冷却水温度、机油温度和进排气温度的监测；采用2台AVL公司生产的735S型瞬态油耗仪测量PODE和乙醇的消耗量；发动机缸内燃烧过程测试中，采用Kistler公司生产的6125B缸压传感器测量缸压数据，采用Dewetron公司生产的M0391E燃烧分析仪进行燃烧分析，缸内燃烧分析基于连续100个循环平均缸压计算得到；采用AVL公司生产的415 s型烟度计测量发动机的碳烟排放量；采用HORIBA公司生产的MEXA-7200D排放分析仪测量NOx排放量。

1.4　测试方法

试验选择发动机最大扭矩转速1500 r/min下30%和80%负荷为试验工况点，平均有效压力(pme)分别为0.38 MPa和1.00 MPa。通过进气预混乙醇燃料并同时降低PODE喷射量，在保持pme不变的情况下调节乙醇比例。乙醇比例(Re)定义为：双燃料发动机运行时乙醇消耗的热值与乙醇和PODE消耗热值之和的比值。

(1)

共轨发动机的PODE喷射时刻设定为0°CA，即上止点，在调节Re时，喷射时刻保持不变。在燃烧分析中，燃料燃烧5%时对应的曲轴转角表示燃烧始点；燃料燃烧5%～90%之间的曲轴转角表示燃烧持续期；燃料燃烧50%时对应的曲轴转角标记为CA50，CA50为评价燃烧能量释放过程的重要参数，可反映出发动机的效率。采用振动强度(RI)衡量双燃料发动机的爆震水平，其定义为：

(2)

笔者研究了Re分别为0、20%、30%、40%和50%时，双燃料发动机的缸内燃烧过程和燃料经济性，并分析了Re对NOx和碳烟排放量的影响规律。

2　结果与讨论

2.1　Re对发动机燃烧性能的影响

图2为最大扭矩转速1500 r/min时进气预混乙醇比例对双燃料发动机缸内压力和放热率的影响。由图2可见，随着Re增加双燃料的纯压缩曲线有所下降，预混放热量与放热速率增加，pme=1.00 MPa 时尤其显著。这是由于进气道喷射乙醇后，其较高的汽化潜热导致蒸发时从新鲜充量吸收大量热量而降低了压缩冲程的缸压。双燃料的燃烧始点比纯PODE推迟，因为乙醇为高辛烷值燃料，其对PODE的自燃有化学抑制作用，较高的汽化潜热也降低了压缩温度。在pme=0.38 MPa时，放热率曲线基本只有预混燃烧，预混乙醇燃料后由于燃烧时刻过度靠后使缸内最高燃烧压力降低，这是由于乙醇的冷却效应以及对PODE着火抑制作用[10]，燃烧始点非常靠后，有充分时间促进PODE混合气形成，双燃料充分混合后为单峰放热，与反应活性控制压燃放热相似[11]。在pme=1.00 MPa时，双燃料放热率呈现2个峰，第1个为乙醇预混燃烧峰，第2个为PODE扩散燃烧峰，随着Re增加，燃烧始点逐渐前移，且预混放热峰值和预混放热量增加，这是由于pme越大且PODE喷射时刻靠后时，双燃料的压缩终止温度已超过乙醇的自燃温度，发生乙醇先于PODE的自燃现象，类似于均质充量压缩着火，其放热更集中并靠近上止点，最大缸内燃烧压力急剧上升。

图2　双燃料发动机缸内压力(p)与放热率(dQ/dφ)曲线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

从图3(b)可以看出，在pme=0.38 MPa时CA50随着Re的增加远离上止点，主要是由于滞燃期延长，燃烧相位推迟所致，CA50最大推迟了1.6°CA；在pme=1.00 MPa时CA50随着Re的增加逐渐靠近上止点，主要是因为预混乙醇在靠近上止点位置提前着火，预混放热量也增加，此外，后续PODE直接喷入预混乙醇火焰中，PODE滞燃期缩短，其扩散燃烧相位更加靠近上止点，CA50最大提前了5.2°CA。

从图3(c)可以看出，在pme=0.38 MPa时，燃烧持续期是随着Re的增大先增加后降低；在pme=1.00 MPa 时，燃烧持续期却随着Re的增加而延长。这是由于在pme=0.38 MPa时，进气喷射乙醇降低了充量温度，不利于PODE燃料的雾化混合，放热时刻滞后，在Re较小时乙醇空间分布浓度低，火焰传播速率较慢，但随着Re的增大预混乙醇量增加并替代部分PODE，加快了燃烧中后期的反应速率，因而燃烧期随Re增加先延长后缩短；在pme=1.00 MPa时，预混乙醇后会减少PODE喷射量而导致喷油持续期有所缩短，但从图2(b)可以看出，其对后续PODE扩散燃烧期的影响很小，随着Re的增加燃烧始点提前，导致了燃烧持续期的延长，最大延长了5.5°CA。

图3　Re对双燃料发动机燃烧过程的影响Fig.3　Effect of Re on combustion process of dual fuel engine(a) Ignition delay； (b) CA50； (c) Combustion duration

图4为Re对双燃料燃烧的最大压力升高率和振动强度的影响。pme=0.38 MPa时，最大压力升高率随Re的增加先增加后降低，pme=1.00 MPa时，最大压力升高率随Re的增加而增加；在pme=1.00 MPa 下最高Re=40%时的最大压力升高率为0.69 MPa/°CA，相应的最大缸压为13.0 MPa，限制了Re的进一步提升。振动强度随Re的变化规律与最大压力升高率呈现出相似的规律，在pme=1.00 MPa 下较低Re时，乙醇的自燃并未对缸内燃烧产生不利影响，而在较高Re时，振动强度急剧增大，说明高比例预混乙醇提前剧烈自燃时缸内燃烧过程变得相当剧烈，燃烧噪声增大，发生爆震的倾向更显著。

图4　Re对双燃料发动机最大压力升高率((dp/dφ)max)和振动强度(RI)的影响Fig.4　Effect of Re on maximum pressure rise rate((dp/dφ)max) and ringing intensity (RI) ofdual fuel engine

2.2　Re对发动机燃油经济性的影响

有效能量消耗率(be)与有效热效率(ηe)被广泛用来评价双燃料发动机的燃油经济性[14]，其计算公式为：

(3)

(4)

图5为双燃料燃烧有效能量消耗率和有效热效率随着Re的变化。从图5可以看出，在pme=0.38 MPa 时，be随着Re的增大逐渐增加，ηe随着Re的增大逐渐降低；在pme=1.00 MPa时，be随着Re的增大而逐渐降低，ηe随着Re的增大而逐渐增加。在pme=1.00 MPa下，双燃料燃烧时的ηe比纯PODE燃烧由39.0%提高到了40.6%。这是由于在pme=0.38 MPa时，随着Re的增加，滞燃期被延长，燃烧始点推迟，燃烧相位靠后，使热工转换效率较低；在pme=1.00 MPa时，预混乙醇在上止点附近发生自燃，CA50更加靠近上止点，缸内燃烧等容度得到改善，随着Re的增加该趋势更加明显，因而使得ηe显著提升。从图4和图5分析可知，pme=1.00 MPa下采用较低Re时，乙醇自燃的发生既能改善发动机的燃油经济性，同时又不会显著增大振动强度。因而，预混乙醇发生自燃时，合理控制Re值是双燃料应用的关键所在。

图5　Re对双燃料发动机有效能量消耗率(be)和有效热效率(ηe)的影响Fig.5　Effect of Re on be and ηe of dual fuel engine

2.3　Re对发动机排放特性的影响

图6为不同Re时NOx和soot排放量之间的关系。从图6可以看出，在pme=0.38 MPa时，随着Re的增加，NOx和soot排放量同时降低，改变了它们之间的trade-off关系，在Re=50%时，双燃料的soot和NOx排放量分别为0.0029 g/(kW·h)和1.92 g/(kW·h)，比Re=0时的soot和NOx排放量分别降低了81.2%和39.9%。双燃料燃烧产生较低的soot排放量，这是由于预混乙醇量的增加致使参与扩散燃烧PODE的量减少；同时，滞燃期的延长改善了缸内直喷燃料空间分布不均的问题[15-18]。在pme=1.00 MPa时，NOx和soot排放量依然保持有trade-off关系，这是由于预混乙醇发生了自燃现象，PODE直接喷入预混燃烧火焰中，导致其滞燃期显著缩短，因而，随着Re的增大，soot排放量也增加，但Re=40%时双燃料的soot排放量仅为0.0162 g/(kW·h)。

图6　Re对NOx和碳烟排放关系的影响Fig.6　Effect of Re on relationship betweenNOx and soot emissions

3　结　论

(1)在pme=0.38 MPa时，随着Re的增加双燃料预混放热量和放热率增加，其燃烧相位推迟，最大燃烧压力降低；在pme=1.00 MPa时，预混乙醇发生了自燃，最大燃烧压力急剧增加，燃烧持续期延长，振动强度也增大。

(2)双燃料燃烧与纯PODE燃烧相比，在pme=0.38 MPa 时，发动机的热效率有所降低；pme=1.00 MPa 时，发动机的热效率却显著提高。

(3)在pme=0.38 MPa时，双燃料燃烧能够同时降低NOx和soot排放量，打破NOx和soot之间的trade-off关系；在pme=1.00 MPa时，由于预混乙醇自燃导致soot排放量随着Re的增加而增大。

符号说明：

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——燃料燃烧50%时对应曲轴转角，°CA；

(dp/dt)max——最大瞬时压升率，MPa/s；

(dp/dφ)max——最大压力升高率，MPa/°CA；

dQ/dφ——放热率，J/°CA；

Hu——燃料低热值，MJ/kg；

Hue——乙醇燃料低热值，MJ/kg；

Hup——PODE燃料低热值，MJ/kg；

Hv——燃料汽化潜热，kJ/kg；

p——缸内压力，MPa；

pmax——缸内最大压力，MPa；

pme——平均有效压力，MPa；

Pe——输出功率，kW；

PODE——聚甲氧基二甲醚；

R——理想气体常数，R=8.31 J/(mol·K)；

Re——乙醇比例，%；

RI——振动强度，MW/m2；

Tmax——缸内最高温度，K；

γ——绝热指数；

ηe——有效热效率，%。

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