趙玉偉，牛天林，程培源，汪映

(1.空軍工程大學(xué)防空反導(dǎo)學(xué)院，陜西 西安 710051；2.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西 西安 710049)

以上研究表明，進(jìn)氣道預(yù)混合一定量的DME能夠改善發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程并降低污染物排放，但當(dāng)DME預(yù)混量過多時(shí)會(huì)發(fā)生爆震等現(xiàn)象[10]，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)工作粗暴，有效熱效率降低。液化石油氣(LPG)的辛烷值較高，抗爆性好，而且常溫下為氣態(tài)，容易與空氣混合均勻，在發(fā)動(dòng)機(jī)上得到廣泛應(yīng)用[11-13]。因此，本研究提出在預(yù)混合DME燃料中摻混一定比例的LPG作為著火抑制劑來抑制DME的早燃，并開展了LPG摻混比對(duì)DME-柴油雙燃料預(yù)混壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響的試驗(yàn)研究。

1 試驗(yàn)裝置及方法

試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)為直列、水冷、四沖程、自然吸氣式2105柴油機(jī)，其主要技術(shù)參數(shù)見表1，發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架布置示意見圖1。DME-LPG混合燃料在進(jìn)氣道內(nèi)與新鮮空氣進(jìn)行預(yù)混合后進(jìn)入氣缸，預(yù)混氣體管道與進(jìn)氣管軸線呈30°并指向進(jìn)氣方向，柴油通過發(fā)動(dòng)機(jī)原有燃油噴射系統(tǒng)噴入氣缸。

本試驗(yàn)使用Kistler7061水冷式壓電晶體傳感器來測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)的缸內(nèi)壓力，由于缸內(nèi)壓力信號(hào)較弱，所測(cè)數(shù)據(jù)先通過Kistler7061B電荷放大器進(jìn)行放大處理，再進(jìn)入數(shù)據(jù)采集儀。由于不同循環(huán)在進(jìn)氣、壓縮和燃燒過程中存在循環(huán)變動(dòng)，每個(gè)工況均采集100個(gè)完整循環(huán)的缸壓數(shù)據(jù)，并進(jìn)行數(shù)據(jù)平均化及光順處理，然后用于分析計(jì)算。本試驗(yàn)使用Horiba ANSYS 720尾氣分析儀測(cè)量NOx排放，使用Dekati低壓電子沖擊儀(ELPI)測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)的顆粒粒徑分布，使用精密電子秤測(cè)量柴油和預(yù)混燃料的消耗量。試驗(yàn)所用柴油為商用0號(hào)柴油，DME為99.9%的高純度工業(yè)DME，LPG為民用LPG(主要成分為丙烷和丁烷，兩者質(zhì)量比為1∶1)。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)臺(tái)架布置示意

本研究工況為n=1 700 r/min,Ttq=40 N·m(平均有效壓力pme=0.25 MPa)和n=1 700 r/min，Ttq=80 N·m(pme=0.5 MPa)，柴油噴射時(shí)刻為11 °BTDC。

由于DME的低熱值(27.6 MJ/kg)、液化石油氣的低熱值(46.5 MJ/kg)與柴油的低熱值(42.5 MJ/kg)相差較大，本研究引入預(yù)混率(Premixed Ratio，PR)來表示所消耗預(yù)混燃料的熱值占相同時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī)總?cè)剂舷牧繜嶂档谋壤?。PR的計(jì)算公式為

(1)

式中：BDME，BLPG，Bdie分別為DME，LPG和柴油的質(zhì)量消耗量；Hu,DME，Hu,LPG，Hu,die分別為DME，LPG和柴油的低熱值。

本研究中，預(yù)混DME時(shí)，DME與直噴柴油消耗質(zhì)量比為1∶1，計(jì)算得到預(yù)混率PR=40%。為確保試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比精確，保持預(yù)混燃料的預(yù)混率為40%，采用3種不同比例的LPG-DME混合燃料，LPG與DME的質(zhì)量比分別為1∶4，1∶2，1∶1，即LPG摻混比(fL)分別為20%，33%，50%。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 LPG摻混比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒特性的影響

試驗(yàn)工況下DME-柴油雙燃料預(yù)混壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)壓力和放熱率隨LPG摻混比的變化見圖2。

圖2 不同LPG摻混比下缸內(nèi)壓力和放熱率

從圖2可以看出，DME-柴油雙燃料預(yù)混壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程包括DME燃燒與柴油燃燒，其中DME燃燒又分為DME低溫反應(yīng)與DME高溫反應(yīng)兩個(gè)階段，柴油燃燒分為預(yù)混燃燒與擴(kuò)散燃燒。從圖2a可以看出，在pme=0.25 MPa工況下，DME量較少，此時(shí)DME高溫反應(yīng)與柴油預(yù)混燃燒同時(shí)進(jìn)行，燃燒過程分為DME低溫反應(yīng)、柴油預(yù)混燃燒、柴油擴(kuò)散燃燒3個(gè)階段。隨著LPG摻混比的增大，DME低溫反應(yīng)階段放熱率峰值逐漸降低，峰值相位逐漸滯后。這是因?yàn)殡SLPG摻混比的增大，DME量減少，因此放熱率峰值減小，而由于LPG辛烷值較高，推遲了DME的著火時(shí)刻，DME低溫反應(yīng)逐漸滯后。柴油預(yù)混燃燒階段的放熱率峰值逐漸增大，峰值相位逐漸滯后。這是因?yàn)長PG摻混比的增大使得柴油滯燃期延長，滯燃期內(nèi)形成的可燃混合氣增多，因此放熱率峰值增大。從圖2b可以看出，在pme=0.5 MPa工況下，DME量增多，DME發(fā)生明顯的高溫反應(yīng)，此時(shí)燃燒過程包括DME低溫反應(yīng)、DME高溫反應(yīng)和柴油擴(kuò)散燃燒3個(gè)階段。隨LPG摻混比的增大，DME低溫反應(yīng)和DME高溫反應(yīng)階段的放熱率峰值逐漸降低，峰值相位逐漸滯后，柴油擴(kuò)散燃燒階段的放熱率峰值逐漸增大，峰值相位也逐漸滯后。

圖3示出不同LPG摻混比下缸內(nèi)最高燃燒壓力分布。由圖3可見，隨LPG摻混比的增大，缸內(nèi)最高燃燒壓力逐漸降低，峰值相位逐漸滯后。由于LPG的辛烷值較高，隨LPG摻混比增大，燃料的滯燃期延長，燃燒始點(diǎn)滯后，部分燃料在上止點(diǎn)后才燃燒，因此缸內(nèi)最高燃燒壓力逐漸降低，峰值相位不斷向后推移。

圖3 不同LPG摻混比下缸內(nèi)最高燃燒壓力分布

圖4示出不同LPG摻混比下缸內(nèi)最高燃燒溫度分布。由圖4可見，隨LPG摻混比的增大，缸內(nèi)最高燃燒溫度逐漸降低，峰值相位逐漸滯后。

圖4 不同LPG摻混比下缸內(nèi)溫度峰值分布

預(yù)混DME時(shí)，DME的低溫反應(yīng)和高溫反應(yīng)提高了缸內(nèi)壓力和溫度，有利于柴油的蒸發(fā)和混合，擴(kuò)散燃燒提前，燃料集中在上止點(diǎn)附近燃燒，使得缸內(nèi)溫度較高。隨LPG摻混比的增大，DME早燃受到抑制，燃燒逐漸滯后，缸內(nèi)壓力減小，散熱損失有所增多，因此缸內(nèi)最高燃燒溫度逐漸降低。

圖5示出發(fā)動(dòng)機(jī)壓力升高率隨LPG摻混比的變化。由圖5可見，壓力升高率峰值相位和圖2中放熱率峰值相位基本一致。在pme=0.25 MPa工況下，隨LPG摻混比的增大，壓力升高率曲線逐漸滯后，DME低溫反應(yīng)階段壓力升高率峰值略有減小，柴油擴(kuò)散燃燒階段壓力升高率峰值逐漸增大，最大壓力升高率逐漸增大。在pme=0.5 MPa工況下，隨著LPG摻混比的增大，壓力升高率曲線也逐漸滯后，DME低溫反應(yīng)和高溫反應(yīng)階段壓力升高率峰值逐漸減小，柴油擴(kuò)散燃燒階段壓力升高率峰值逐漸增大，最大壓力升高率先減小后增大，當(dāng)fL=50%時(shí)最大壓力升高率達(dá)到0.591 MPa/(°)。因此可以看出，高負(fù)荷時(shí)預(yù)混燃料中添加一定比例LPG能夠有效抑制最大壓力升高率，但是當(dāng)LPG摻混比過大時(shí)最大壓力升高率較高。

圖5 不同LPG摻混比下壓力升高率

2.2 LPG摻混比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性的影響

由于DME、LPG和柴油的低熱值相差較大，本研究把不同工況下預(yù)混燃料和柴油的消耗量轉(zhuǎn)換為與柴油等熱值的當(dāng)量有效燃油消耗率(beq)來表示發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油消耗，其計(jì)算公式為

(2)

式中：be,DME，be,LPG，be,die分別表示DME，LPG和柴油的燃油消耗率；Hu,DME，Hu,LPG，Hu,die分別表示DME，LPG和柴油的低熱值。

有效熱效率的計(jì)算公式為

(3)

圖6示出當(dāng)量有效燃油消耗率beq和有效熱效率ηet隨LPG摻混比的變化。由圖6可見，隨LPG摻混比的增大，ηet逐漸降低，beq逐漸升高。這是因?yàn)轭A(yù)混燃料中LPG量增多以后，燃料的滯燃期延長，燃燒速度變慢，缸內(nèi)壓力和溫度均低于預(yù)混純DME工況，使得發(fā)動(dòng)機(jī)有效熱效率下降。當(dāng)LPG摻混比達(dá)到50%時(shí)，滯燃期過長，部分燃料在上止點(diǎn)后才開始燃燒，而且由于壓力升高率較高，發(fā)動(dòng)機(jī)工作相對(duì)粗暴，因此該工況下ηet進(jìn)一步降低。

圖6 不同LPG摻混比對(duì)beq和ηet的影響

2.3 LPG摻混比對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)排放特性的影響

圖7示出LPG摻混比對(duì)NOx排放的影響。從圖7可以看出，相對(duì)于燃用柴油工況，預(yù)混40%DME后缸內(nèi)溫度升高，NOx排放略有增加。

圖7 不同LPG摻混比對(duì)NOx排放的影響

隨LPG摻混比的增大，NOx排放呈現(xiàn)降低趨勢(shì)。由圖4缸內(nèi)溫度峰值分布可以看出，當(dāng)LPG摻混比較小時(shí)(fL=20%，33%)，缸內(nèi)溫度相對(duì)于預(yù)混DME工況有所下降，但降幅并不明顯，因此NOx排放略有降低；隨LPG摻混比增大(fL=50%)，缸內(nèi)溫度大幅下降，甚至低于柴油工況，而且該工況下LPG有效抑制了DME的早燃，燃燒持續(xù)期縮短，局部高溫區(qū)域高溫持續(xù)時(shí)間縮短，使得NOx排放減少。

圖8示出不同LPG摻混比下顆粒物數(shù)量濃度粒徑分布。由圖8可見，預(yù)混純DME和預(yù)混燃料中添加LPG后顆粒數(shù)量濃度均呈現(xiàn)單峰分布，顆粒數(shù)量濃度峰值主要集中在0.055～0.1 μm的積聚態(tài)。DME的高含氧量特性破壞了炭煙生成的缺氧條件，而且DME預(yù)混燃燒提高了缸內(nèi)溫度，缸內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)速度加快，促進(jìn)了柴油擴(kuò)散燃燒階段的蒸發(fā)，使油氣混合更加均勻，局部缺氧區(qū)域減少。此外，DME預(yù)混量的增大使得柴油直噴量減少，即減少了擴(kuò)散燃燒階段柴油的比重。顆粒物排放主要取決于擴(kuò)散燃燒階段柴油的量，因此相對(duì)于柴油工況，預(yù)混40%DME使得顆粒數(shù)量濃度顯著降低。

圖8 不同LPG摻混比下，顆粒物數(shù)量濃度粒徑分布

當(dāng)LPG摻混比較小時(shí)(fL=20%，33%)，顆粒數(shù)量濃度高于預(yù)混DME工況，LPG摻混比較大(fL=50%)工況下顆粒數(shù)量濃度明顯降低，與預(yù)混DME工況相當(dāng)。預(yù)混燃料中摻混少量LPG后，發(fā)生低溫反應(yīng)和高溫反應(yīng)的DME量減少，而且燃燒受到一定的抑制，所以相對(duì)于DME工況，局部缺氧區(qū)域略有增加，顆粒排放增多。當(dāng)fL=50%時(shí)，缸內(nèi)溫度大幅降低，破壞了顆粒生成所需高溫條件，因此顆粒排放明顯減少。

3 結(jié)論

a) 隨LPG摻混比的增大，壓力升高率曲線逐漸滯后；pme=0.25 MPa工況下，最大壓力升高率逐漸增大；pme=0.5 MPa工況下，最大壓力升高率先減小后增大，fL=50%時(shí)最大壓力升高率較高；預(yù)混燃料中添加一定比例的LPG(fL=20%，33%)能夠控制DME-柴油雙燃料預(yù)混壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)的最大壓力升高率；

b) 隨LPG摻混比的增大，DME低溫反應(yīng)和高溫反應(yīng)階段的放熱率峰值逐漸降低，柴油擴(kuò)散燃燒階段的放熱率峰值逐漸增大，3個(gè)階段放熱率峰值相位均逐漸滯后；發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)最高燃燒壓力和最高燃燒溫度均逐漸降低，峰值相位逐漸滯后；fL=50%時(shí)最高燃燒壓力和最高燃燒溫度下降的幅度以及峰值相位滯后的幅度較大；

c) 隨LPG摻混比的增大，當(dāng)量有效燃油消耗率beq略有升高，有效熱效率ηet略有降低；

d) 當(dāng)fL=20%，33%時(shí)，顆粒數(shù)量濃度高于預(yù)混DME工況；fL=50%時(shí)，顆粒數(shù)量濃度與預(yù)混DME工況相當(dāng)；隨LPG摻混比的增大，NOx排放呈現(xiàn)降低趨勢(shì)。