朱冬濤，張光德,2，周文韜，張彥杰

（1.430065 湖北省 武漢市 武漢科技大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院；2.200030 上海市 上海交通大學(xué) 動(dòng)力機(jī)械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室）

0 引言

在能源與環(huán)境的雙重壓力下，人們通過(guò)開(kāi)發(fā)新型清潔燃料來(lái)解決能源短缺和環(huán)境污染問(wèn)題，其中含氧燃料能夠促使燃燒更加充分，有利于打破柴油機(jī)的氮氧化物（NOx）和（Soot）排放物的平衡關(guān)系而受到廣泛關(guān)注。

聚甲氧基二甲醚（Polyoxymethylene dimethyl ethers，PODEn）作為一種新的含氧代用燃料，在減少Soot 排放上表現(xiàn)出出色的潛力。PODEn 的理化性質(zhì)接近柴油，與柴油混溶時(shí)，柴油機(jī)不需任何改造就能使用。含氧量高，分子中沒(méi)有C-C 鍵，具有很大的改善柴油機(jī)碳煙排放的潛力。十六烷值高于柴油，同時(shí)具有低蒸汽壓、常溫下與柴油很好互溶等特性，這是其他替代燃料所不具備的優(yōu)勢(shì)。

由于聚甲氧基二甲醚為醚的聚合物，目前對(duì)其研究主要集中在聚合度及與柴油的摻混比例。H?rtl M[1]等人展開(kāi)了對(duì)PODE1 的研究，結(jié)果證明PODE1 具有出色的改善柴油機(jī)Soot 排放的能力，并且從理化性質(zhì)上進(jìn)行了分析，認(rèn)為PODE3-5的理化性質(zhì)更接近于柴油，含氧量更高，所以在柴油機(jī)上具有更大的潛力；Pellegrini L[2]等人對(duì)PODEn 的合成及理化性質(zhì)進(jìn)行了研究。發(fā)現(xiàn)當(dāng)n≤2 時(shí)，PODEn 的閃點(diǎn)較低，不符合安全標(biāo)準(zhǔn)；當(dāng)n≥5 時(shí)，PODEn 的熔點(diǎn)較高，粘度較高，影響了噴油系統(tǒng)的噴霧特性，而且與柴油混合時(shí)容易出現(xiàn)分層。所以也提出了PODE3-5 比較適合作為燃料的觀點(diǎn)。Pellegrini L[3]、Lumpp B[4]、張武高[5]、王海峰[6]等人分別對(duì)PODE3-5 以不同比例摻入到柴油中的燃燒和排放進(jìn)行了研究。結(jié)果證明，PODE3-5 高比例摻入柴油使用，能夠很大程度上改善Soot 排放，但會(huì)表現(xiàn)出和純柴油不同的動(dòng)態(tài)響應(yīng)；而低比例摻混的柴油/PODE3-5混合燃料也能顯著減少Soot 的排放，并且對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性、經(jīng)濟(jì)性和燃燒熱效率并沒(méi)有較大影響。

上述研究主要針對(duì)柴油和聚甲氧基二甲醚的聚合度及摻混比例，林達(dá)[7]、田晶[8]、嵇乾[9]等人發(fā)現(xiàn)通過(guò)調(diào)整發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)例如噴油相位、噴油壓力、噴孔直徑等能夠進(jìn)一步優(yōu)化柴油/PODE3-5 混合燃料的燃燒和排放?？紤]到汽車在實(shí)際應(yīng)用中，進(jìn)氣壓力隨溫度、海拔影響較大，而且增壓設(shè)備的使用能夠使進(jìn)氣壓力可控，目前對(duì)進(jìn)氣壓力對(duì)柴油摻混PODEn 燃燒和排放影響的研究較少。在前人的研究的基礎(chǔ)上，發(fā)現(xiàn)隨著PODEn 摻入比例的提高，有效降低Soot 排放的同時(shí)，NOX排放不可避免地上升，EGR 作為控制燃燒的重要手段，能夠有效降低燃燒溫度，減少NOx 的排放，所以對(duì)進(jìn)氣壓力、EGR 對(duì)柴油摻混PODEn 燃燒和排放的影響進(jìn)行研究。

1 建模與驗(yàn)證

1.1 模型的建立

本次研究基于Converge 軟件，以清華大學(xué)汽車安全與節(jié)能國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的GW4D20 輕型柴油機(jī)為模型展開(kāi)工作。發(fā)動(dòng)機(jī)的基本技術(shù)參數(shù)[10]如表1 所示。

表1 發(fā)動(dòng)機(jī)基本技術(shù)參數(shù)Tab.1 Basic technical parameters of engine

為節(jié)約計(jì)算成本，只模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的壓縮和作功過(guò)程，省略進(jìn)氣道和排氣道。同時(shí)，由于噴油器噴孔數(shù)為7 孔，以氣缸中心為軸線周向均布在氣缸頂部，將發(fā)動(dòng)機(jī)分為7 個(gè)51.4°的相同扇形區(qū)域，模擬一個(gè)扇形區(qū)域代替整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒狀況。氣缸模型如圖1 所示。

圖1 氣缸模型圖Fig.1 Cylinder model diagram

模型采用Converge 的自動(dòng)網(wǎng)格生成和自適應(yīng)加密技術(shù)，內(nèi)部基礎(chǔ)網(wǎng)格精度為3 mm，氣缸蓋和活塞采用1 級(jí)嵌入式加密，噴霧區(qū)域采用2 級(jí)嵌入式加密。整個(gè)模擬過(guò)程中，對(duì)氣缸內(nèi)部溫度和流速進(jìn)行2 級(jí)自適應(yīng)加密，流速梯度和溫度梯度每相差2 m/s 和5K 執(zhí)行一次加密。上止點(diǎn)時(shí)的網(wǎng)格圖如圖2 所示。

圖2 上止點(diǎn)時(shí)氣缸網(wǎng)格圖Fig.2 Upper dead center cylinder grid

1.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的可靠性，將計(jì)算數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，模型驗(yàn)證中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)來(lái)自于王志[11]等人的研究數(shù)據(jù)，工況參數(shù)設(shè)置保持和試驗(yàn)條件一致，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況為1 600 r/min，IMEP 為0.4 MPa，所用燃料為柴油和PODE3-5按體積分?jǐn)?shù)8：2 摻混而成，噴射方式為提前噴射和主噴，總噴油量為13.1 mg 當(dāng)量柴油量，提前噴油量占總噴油量的7%，具體工況參數(shù)如表2 所示。

表2 模型驗(yàn)證的工況參數(shù)Tab.2 Operating condition parameters verified by the model

模型驗(yàn)證結(jié)果如圖3 所示。缸壓曲線擬合良好，放熱率出現(xiàn)3 個(gè)峰值，第1 個(gè)峰值為冷焰反應(yīng)放熱，冷焰反應(yīng)提前放熱間接導(dǎo)致了提前噴油放熱不夠集中，放熱率峰值略低，這可能是簡(jiǎn)化反應(yīng)機(jī)理導(dǎo)致的誤差；第3 個(gè)放熱率計(jì)算值略高于實(shí)驗(yàn)值，可能是計(jì)算所用燃料的熱值及其它物化性質(zhì)與實(shí)際燃油的誤差導(dǎo)致。計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值總體趨勢(shì)相同，誤差大小在可接受范圍內(nèi)，因此模型是滿足要求的。

圖3 模型驗(yàn)證結(jié)果Fig.3 Model validation results

2 結(jié)果與分析

2.1 進(jìn)氣壓力對(duì)燃燒和排放的影響

為研究進(jìn)氣壓力對(duì)柴油/PODE3-5雙燃料燃燒的影響，保持模型其他參數(shù)不變，以0.1 bar 為一個(gè)尺度，對(duì)0.8～1.2 bar 進(jìn)氣壓力進(jìn)行掃描計(jì)算。

圖4、圖5 為不同進(jìn)氣壓力下，缸內(nèi)壓力和瞬時(shí)放熱率隨曲軸轉(zhuǎn)角變化的曲線圖?？梢钥吹?，發(fā)動(dòng)機(jī)第一次放熱率峰值隨著進(jìn)氣壓力的提高而上升，第一次放熱率峰值相位前移，這是因?yàn)橛捎跉怏w壓縮，缸內(nèi)溫度上升，充量系數(shù)高的溫度上升更快，更容易達(dá)到燃料壓燃的條件，因此表現(xiàn)出第一次放熱率相位前移的情況，而充量系數(shù)高的壓縮沖程末缸內(nèi)溫度更高，燃料更容易燃燒完全，因此第一次放熱率峰值較高，在進(jìn)氣壓力為0.8 bar 的情況下，第一次噴油已經(jīng)出現(xiàn)失火現(xiàn)象；第二次放熱率峰值隨進(jìn)氣壓力的提高表現(xiàn)出先上升后下降的趨勢(shì)，相位隨進(jìn)氣壓力的提高表現(xiàn)出前移的趨勢(shì)。這主要是更高的缸溫和壓力使第二次噴油更容易引燃，在進(jìn)氣壓力較低時(shí)，第二次燃燒相位比較滯后，混合氣預(yù)混度較好，但由于氧氣量的限制，導(dǎo)致混合氣不能完全燃燒，所以隨著進(jìn)氣壓力的提高，放熱率峰值上升，而進(jìn)氣壓力在1.0 bar-1.2 bar，隨著燃燒相位的進(jìn)一步提前，預(yù)混燃燒比例減少而擴(kuò)散燃燒比例增加導(dǎo)致放熱率峰值逐漸降低。在進(jìn)氣壓力為1.2 bar 時(shí)，由于擴(kuò)散燃燒占比增多，放熱率出現(xiàn)雙峰現(xiàn)象。

圖4 不同進(jìn)氣壓力下的缸壓曲線Fig.4 Cylinder pressure curve under different inlet pressure

圖5 不同進(jìn)氣壓力下的放熱率曲線Fig.5 Heat release rate curve under different inlet pressure

進(jìn)氣壓力對(duì)燃燒性能的影響如圖6 所示。IMEP、指示熱效率隨著進(jìn)氣壓力的提高整體呈上升趨勢(shì)，IMEP 在進(jìn)氣壓力1.2 bar 時(shí)達(dá)到最大值41.48 bar，比實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)氣壓力1.0 bar 時(shí)提高了9.39%，指示熱效率最高為0.344。燃燒效率隨進(jìn)氣壓力的提高整體呈上升的趨勢(shì)。進(jìn)氣壓力的提高有利于提高發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性。

圖6 不同進(jìn)氣壓力下的IMEP、指示熱效率、燃燒效率曲線Fig.6 IMEP,indicated thermal efficiency and combustion efficiency curves under different inlet pressure

Soot 和NOX累積排放量隨進(jìn)氣壓力變化曲線如圖7 所示。可以看出，隨著進(jìn)氣壓力的提高，Soot 累積排放量呈先上升后下降趨勢(shì)，主要因?yàn)樵诘瓦M(jìn)氣壓力下發(fā)動(dòng)機(jī)著火較遲，混合氣混合均勻能夠降低Soot 的生成，而進(jìn)氣增壓條件下，氧含量充足，也抑制了Soot 的生成。雖然進(jìn)氣壓力為1.1 bar 時(shí)，Soot 的生成量會(huì)大量減少，但燃燒后期較低的平均缸溫不能滿足Soot 進(jìn)一步氧化的條件，導(dǎo)致Soot 累積排放量較高，而進(jìn)一步提高進(jìn)氣壓力到1.2 bar 時(shí)，Soot 的生成量已經(jīng)很低，所以Soot 累積排放量表現(xiàn)出先增加后降低的趨勢(shì)。

圖7 不同進(jìn)氣壓力對(duì)Soot、NOX 排放的影響Fig.7 Influence of different intake pressures on Soot and NOX emission

HC、CO 累積排放量隨進(jìn)氣壓力變化的曲線如圖8 所示。隨著進(jìn)氣壓力的提高，充足的氧能夠保證燃料的完全燃燒及CO 的二次氧化，HC、CO 皆隨著進(jìn)氣壓力的升高呈現(xiàn)出降低的趨勢(shì)。

圖8 不同進(jìn)氣壓力對(duì)HC、CO 排放的影響Fig.8 Influence of different intake pressures on HC and CO emission

2.2 EGR 對(duì)燃燒和排放的影響

EGR 率被定義為再循環(huán)的廢氣量與吸入氣缸的進(jìn)氣總量之比。在Converge 中，通過(guò)調(diào)節(jié)初始狀態(tài)下各進(jìn)氣組分的比例可以實(shí)現(xiàn)EGR 率的改變，由于模擬工況為中小負(fù)荷工況，不易采用較大的EGR 率，因此保持模型其他參數(shù)不變，以2%為一個(gè)尺度，對(duì)3%～7%EGR 率進(jìn)行掃描計(jì)算，并與無(wú)EGR 工況進(jìn)行對(duì)比。

缸壓和放熱率隨EGR 率變化的曲線分別如圖9、圖10 所示?？梢钥闯觯S著EGR 率的上升，第一次燃燒的放熱率峰值逐漸降低，燃燒相位逐漸滯后，相應(yīng)的第一個(gè)缸壓峰值表現(xiàn)出降低的趨勢(shì)。這表明了EGR 的使用明顯抑制了柴油/PODEn 的第一次燃燒。主噴放熱率峰值也隨著EGR 率的提高整體呈降低趨勢(shì)，放熱率相位呈現(xiàn)出滯后的趨勢(shì)，這是因?yàn)椋海?）EGR 率的提高，相應(yīng)的氧濃度減少，抑制了燃料的完全燃燒；（2）EGR 具有較高的比熱容，隨著EGR 率的提高，降低了缸內(nèi)溫度，延遲了燃料的著火時(shí)間。

圖9 不同EGR 率下的缸壓曲線Fig.9 Cylinder pressure curve at different EGR rates

圖10 不同EGR 率下的放熱率曲線Fig.10 Heat release rate curves at different EGR rates

EGR 率對(duì)燃燒性能的影響如圖11 所示。IMEP、指示熱效率和燃燒效率隨著EGR 率的提高整體呈下降趨勢(shì)。隨著EGR 率的提高，缸內(nèi)氧含量相對(duì)下降。同時(shí)，由于EGR 的比熱容較高，在燃料燃燒放出類似熱量的情況下，EGR 率高的缸內(nèi)溫度較低。在氧含量和缸內(nèi)溫度的影響下，EGR 率越高，燃料燃燒效果越差，導(dǎo)致IMEP、指示熱效率和燃燒效率皆呈現(xiàn)出下降的趨勢(shì)。

圖11 不同EGR率下的IMEP、指示熱效率、燃燒效率曲線Fig.11 IMEP,indicated thermal efficiency and combustion efficiency curves at different EGR rates

Soot 和NOX累積排放量隨EGR 率變化曲線如圖12 所示?？梢钥闯?，NOX累積排放量隨著EGR 率的提高呈下降趨勢(shì)，NOX的生成條件為高溫富氧，EGR 率的提高同時(shí)降低了燃燒峰值溫度和氧含量，因此NOX排放量大幅度減少，在EGR 率為7%時(shí)，NOX累積排放量降低至原工況的21%。而Soot 的排放量呈現(xiàn)出先增加后減少的趨勢(shì)，這是因?yàn)镾oot 的生成條件為高溫缺氧，在EGR 率相對(duì)較低時(shí)，由于EGR 率提高，燃燒缺氧導(dǎo)致Soot 的生成量增加，而EGR 率達(dá)到7%時(shí)，一方面燃燒相位比較滯后，混合氣預(yù)混度好。另一方面，EGR 率高，燃燒溫度較低，使得生成Soot 的高溫區(qū)域縮小，Soot 生成量減少，從而累積排放量較低。

圖12 EGR 率對(duì)Soot、NOX 排放的影響Fig.12 Influence of EGR rate on Soot and NOX emission

HC、CO 累積排放量隨EGR 率變化的曲線如圖13 所示，可以看出HC 和CO 排放量隨EGR 率的提高整體呈上升的趨勢(shì)，主要是由于缸內(nèi)氧含量的降低，使得燃料未能完全燃燒，生成的CO 和HC 也難以在后續(xù)二次氧化，導(dǎo)致了HC和CO 排放量呈升高的趨勢(shì)。

圖13 EGR 率對(duì)HC、CO 排放的影響Fig.13 Effects of EGR rate on HC and CO emissions

3 結(jié)論

通過(guò)上述研究得出以下結(jié)論：

（1）進(jìn)氣壓力的提高會(huì)使燃燒相位提前，預(yù)混燃燒比重減少，延長(zhǎng)燃燒持續(xù)期。進(jìn)氣壓力為0.8 bar 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)第一次噴油出現(xiàn)失火現(xiàn)象，而進(jìn)氣壓力為1.2 bar 時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)第二次噴油放熱率曲線出現(xiàn)雙峰現(xiàn)象。

（2）在發(fā)動(dòng)機(jī)1 600 r/min，IMEP 為0.4 MPa 工況下，IMEP、指示熱效率和燃燒效率隨著進(jìn)氣壓力的提高整體呈上升趨勢(shì)，進(jìn)氣壓力的提高有利于提高發(fā)動(dòng)機(jī)的動(dòng)力性和經(jīng)濟(jì)性，NOx排放量隨著進(jìn)氣壓力的提高而上升，Soot 排放量隨著進(jìn)氣壓力的提高先上升后下降。

（3）EGR 的使用能夠延遲著火相位，增加混合氣預(yù)混時(shí)間，降低燃燒溫度，明顯改善NOx的排放，但是，隨著EGR 率的提高，IMEP、指示熱效率和燃燒效率呈下降趨勢(shì)，排放物Soot、HC、CO 的排放量增加。