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汽油、正丁醇掺混柴油对部分预混压燃的燃烧和排放影响
2020-08-31 21:53:06· 来源：内燃机学报
欧Ⅵ排放法规对内燃机的NOx和PM排放限值分别为0.40 g/(kWh)和0.01 g/(kWh)，排放水平接近于零，对内燃机的设计开发提出了巨大的挑战。传统柴油机内的喷雾扩散燃
欧Ⅵ排放法规对内燃机的NOx和PM排放限值分别为0.40 g/(kW·h)和0.01 g/(kW·h)，排放水平接近于零，对内燃机的设计开发提出了巨大的挑战。传统柴油机内的喷雾扩散燃烧方式会带来大量的soot和NOx排放。部分预混压燃(PPCI)燃烧模式具有实现柴油机高效、清洁燃烧的潜力，主要是利用较长的滞燃期在燃烧开始前提高燃油与空气的混合质量，同时保证充量具有一定的分层度，控制燃烧过程中的当量比和燃烧温度历程，避开soot和NOx排放的生成区域。研究表明该燃烧模式的燃烧过程和排放特性对燃料理化特性较为敏感，本期推文笔者针对汽油/柴油和正丁醇/柴油两种混合燃料，研究其对PPCI燃烧模式燃烧过程、燃油经济性和排放特性的影响，以期寻找合适的柴油替代燃料，为现代重型柴油机实现清洁、高效燃烧和满足排放法规升级提供参考。
1 试验装置与研究方法
试验发动机为一台直列6缸四冲程、增压中冷电控重型柴油机，采用BOSCH高压共轨燃油喷射系统，柴油机主要技术参数如表1所示，试验台架如图1所示，主要试验设备如表2所示。
表1 柴油机主要技术参数
图1 试验台架示意
表2 试验仪器设备
试验台搭建了由高压级EGR和低压EGR构成的复合EGR系统。高压级EGR直接从高压级增压器涡轮前(废气未经增压系统利用)引出废气，经EGR冷却器冷却后直接引入到发动机进气端(增压器增压后)；低压EGR从低压级涡轮(废气能量经过增压系统利用)后引出废气，并经EGR中冷器冷却后引入到低压级增压器压气机进口端。试验的缸内废气引入方式为复合EGR，BMEP为0.48 MPa和0.95 MPa，采用恒定的高压EGR阀开度(100%开度和40%开度)，以保证对应的进气压力分别为(0.139±0.030) MPa和(0.198±0.050) MPa，如图2所示。试验中需不断调节低压EGR阀开度以实现EGR率的变化。
图2 不同掺混燃料在两个工况下的进气压力
试验中发动机冷却水温度保证为(85±2) ℃。试验在转速为1 660 r/min、BMEP 分别为0.48 MPa 和0.95 MPa 负荷下进行，对应转矩为320 N·m和640 N·m，喷油压力恒定为160 MPa。随着EGR 率变化，0.48 MPa 工况的进气温度控制为(53±3) ℃，0.95 MPa 工况的进气温度控制为(61±3) ℃。试验中采用的喷油策略均为单次喷油策略。试验所用柴油为满足国Ⅴ法规的低硫0号石化柴油，汽油型号为市售92号。表3为不同燃料的主要理化参数，其中92号汽油十六烷值为测试值。
表3 柴油、正丁醇和汽油的理化特性
为了表述方便，将掺混比例(体积分数)为40%、60%和80%的汽油/柴油掺混燃料记为G40、G60和G80燃料，将掺混比例(体积分数)为40%、60%和80%的正丁醇/柴油掺混燃料记为B40、B60和B80燃料。通过文献[1-2]提出的方法估测所选掺混燃料的特性如表4所示。
表4 掺混燃料的性质
由于各燃料的热值存在差异，不同掺混燃料的有效燃油消耗率(BSFC)无法进行统一对比。因而对不同掺混燃料的燃油消耗率进行换算得到BSFCequ，以评价不同燃料对能量的利用率。其定义为
式中：BSFCb,f为试验测得的掺混燃料有效燃油消耗率；LHVb,f为掺混燃料的低位热值；LHVd为纯柴油的低位热值；r为掺混燃料的掺混比例；ρf为掺混燃料正丁醇或汽油的密度；ρd为纯柴油的密度；LHVf为掺混燃料正丁醇或汽油的低位热值。
soot排放是通过AVL公司的415S烟度计测量的FSN烟度经过计算得到，计算公式为
式中：FSN为实测烟度值；ma为新鲜空气每小时质量流量；mf为掺混燃料每小时的当量柴油质量流量。
NOx排放是通过Horiba MEXA-7100DEGR排气分析仪测量废气中的NOx体积分数进行计算得到，计算公式为
式中：VNOx,c为废气中NOx的体积分数；KH,D为NOx排放的修正因子；Gexh,w为湿基的排气质量流量；Pb为发动机的净功率。
EGR率是通过Horiba MEXA-7100DEGR排气分析仪测量进气与排气中CO2体积分数确定，计算公式为
燃烧效率ηc的计算公式为
式中：VCO2,in为进气中CO2体积分数；VCO2,ex为排气中CO2体积分数；Qu为燃料燃烧未完全释放的热值；Qf为每循环进入缸内燃料的热值；mc为每循环进入缸内的充量的质量；Mf为每循环进入缸内的掺混燃料的质量；LHVCO、LHVH2和LHVHC分别为CO、H 2和HC的低位热值；XCO、XH2和XHC为废气中的未燃产物CO、H2和HC的质量分数。
使用自制的缸压采集系统采集100个连续循环的缸压数据，采样间隔为0.5°CA。如式(8)所示，采用热力学第一定律进行放热率计算，即
式中：dQht/dθ为燃烧室壁面传热率，采用Hohenberg公式进行计算；γ为比热比；V为气缸随曲轴转角变化的容积；p为缸压采集系统采集的缸压。
预混燃烧比例定义为预混燃烧放热量与燃烧总放热量之比，如式(9)所示。预混燃烧放热量通过对预混放热率曲线的Gaussian拟合曲线进行积分得到，如图3所示。由阴影包围的填充面积为预混燃烧放热量，其中Gaussian拟合曲线公式如式(10)所示
式中：G(θ)为拟合到的预混燃烧放热规律；HRR(θ)为实际放热率；A、θc和w为拟合参数，通过对实际放热率曲线的预混燃烧部分拟合得到；θ为曲轴转角。
图3 预混燃烧比例示意
2 试验结果及分析
放热率重心(CA50)是表征燃烧放热规律最重要的特征参数之一，其直接影响着发动机热效率、燃烧温度、最高爆发压力和压力升高率。由于各掺混燃料之间燃料特性差异较大，因而在BMEP为0.48 MPa和0.95 MPa负荷下，分别固定CA50为4°CA ATDC和8°CA ATDC，试验中最大压力升高率(MPRR)小于1.4 MPa/(°)CA。
2.1 不同燃料和掺混比例结合EGR率在不同负荷下对燃烧和性能的影响
图4和图5分别示出BMEP为0.48 MPa和0.95 MPa两个负荷下，汽油和正丁醇分别以40%、60%和80%体积比同柴油掺混时对滞燃期、预混燃烧比例、最大压力升高率、燃烧持续期和燃烧效率等的影响。
图4 BMEP为0.48 MPa时不同掺混燃料对燃烧过程的影响
图5 BMEP为0.95 MPa时不同掺混燃料对燃烧过程的影响
图4a和图4b中，在BMEP为0.48 MPa负荷下，由于负荷较小，柴油的预混燃烧比例始终高于50%，滞燃期和预混燃烧比例随EGR率增加仅有小幅度提升。在相同EGR率下，掺混燃料能够明显延长滞燃期和提高预混燃烧比例，影响的程度随掺混比例的增加而显著，并随EGR率的增加而加强。这表明汽油和正丁醇的掺混柴油燃料结合EGR能够实现PPCI燃烧模式。将图4a、图4b与图5a、图5b进行对比，随着BMEP提升至0.95 MPa，滞燃期和预混燃烧比例明显降低，与柴油相比，延长滞燃期与提高预混燃烧比例对掺混燃料的作用更加明显。当EGR率为35%时，B60在两个工况下相比柴油燃料的滞燃期分别延长了5.0°CA和2.2°CA，而G60燃料相比柴油的滞燃期分别延长了3.1°CA和1.2°CA。这表明随着发动机负荷的增加，高挥发性、低十六烷值掺混燃料对于滞燃期的延长作用会减弱。在相同掺混比例下，相较于92号汽油，由于正丁醇的辛烷值更高，正丁醇掺混燃料对滞燃期和预混燃烧比例的改善效果更加明显。
图4c和图5c中，随着EGR率增大，掺混比例变化对压力升高率的影响更加显著。在试验中的两个负荷下，B60燃料的压力升高率约为柴油的1.5～2.4倍，小负荷工况下压力升高率问题尤为严重。所以在中、低负荷工况采用高挥发性、低十六烷值的掺混燃料时，压力升高率和噪声污染的增加以及发动机机械负荷增加需引起足够的重视。由图4b、图4c和图4e可知，BMEP为0.48 MPa下各掺混燃料均可实现70%以上的预混燃烧比例，掺混燃料压力升高率随EGR率的变化趋势主要受到燃烧效率的影响，即随着EGR率提升，柴油燃料略有增加，掺混燃料则略有降低。图5c中，由于BMEP为0.95 MPa工况的燃烧效率较高，掺混燃料的压力升高率随EGR率升高而逐渐增加。
图4a、图4b和图4e中，BMEP为0.48 MPa工况的G60和B60燃料在较高EGR率区域时实现了喷油过程与燃烧室结构的良好匹配，改善了油气混合效果，燃烧效率得到一定改善。G80和B80燃料由于滞燃期过长，必须加大量EGR率抑制燃烧速率以满足压力升高率限制。在增加EGR率的过程中，为了保持CA50不变，需要将喷油时刻提前，喷油时刻过早导致喷油油束与燃烧室结构匹配不当，影响油气混合效果，燃烧效率下降，燃烧相位推迟，为了保证CA50相同，需要降低EGR率，因而存在图4e中的折线图。所以，采用高比例的掺混燃料在小负荷工况实现PPCI燃烧模式时会受到压力升高率限制，同时喷油时刻过于靠前，油气室的匹配不当会产生燃烧效率恶化的问题。
图6 不同负荷下掺混燃料对燃烧放热率的影响
图6为0.48 MPa 和0.95 MPa 两个负荷下NOx排放为0.4 g/(kW·h)时各燃料瞬时放热率。图6a中，各燃料均呈现单峰放热的高比例预混压燃模式，放热率变化趋势差异并不大。主放热峰迅速降低后尾燃部分的放热过程属于明显的扩散燃烧部分。随着柴油中掺混燃料比例提升，预混燃烧比例增加，放热率峰值和燃烧定容度进一步提升，同时，掺混燃料的后燃扩散燃烧部分放热率相较于柴油明显降低。
图6b中，当发动机负荷升至0.95 MPa时，柴油燃料放热率显示出明显的扩散燃烧峰。同等掺混比例条件下，正丁醇掺混燃料可以获得更高的预混燃烧峰值，燃烧持续期略微缩短。随着掺混比例的增加，各掺混燃料放热率形状之间的差异逐渐增大，直至B80燃料的87%预混燃烧比例，使得其放热率峰值达到了585J/(°)CA，而且燃烧后期的扩散燃烧比例减少，最大程度避免了容易生成soot排放的扩散燃烧过程。
2.2 不同燃料和掺混比例在不同负荷下对柴油机排放和燃油经济性的影响
图7为不同负荷(0.48 MPa 和0.95 MPa)下掺混燃料对NOx排放的影响。相同EGR 率下，汽油掺混燃料随着掺混比例的升高，NOx排放相对柴油逐渐升高；正丁醇掺混燃料在40%掺混比例下的NOx 排放低于柴油，随着掺混比例的提高，NOx 排放相对于柴油升高。低掺混比例的正丁醇掺混燃料NOx 排放低于柴油的主要原因是正丁醇具有较高的汽化潜热，使得燃烧初始时刻缸内温度较低，高比例的预混燃烧保证了较短的燃烧持续期，使得缸内的高温持续期缩短，降低了NOx 生成。随着掺混比例提高，预混燃烧放热峰值迅速升高，缸内燃烧最高温度升高，使得NOx 排放相对于柴油升高。0.48 MPa 工况下的G80燃料部分工况点与B80 燃料的工况点由于燃烧效率大幅度降低导致缸内燃烧温度降低，所以NOx 排放低于柴油，从而减少了对EGR 的需求。随着EGR 率的升高，柴油与掺混燃料的NOx 排放差异逐渐缩小。这是因为不断增加的缸内废气通过降低局部氧浓度以及燃烧温度削弱了燃料特性对NOx生成的影响。
图7 不同负荷下掺混燃料对NOx排放的影响
图8 不同负荷下掺混燃料对soot-NOx的trade-off关系的影响
图8为不同掺混燃料结合EGR在不同负荷下对soot-NOx的trade-off关系影响。图8a中，在0.48 MPa BMEP负荷，通过中等EGR率使NOx排放降低到0.4 g/(kW·h)以内，柴油的soot排放约为0.048 g/(kW·h)，而且soot排放对EGR变化较为敏感。各种掺混燃料均可大幅改善小负荷下NOx-soot的trade-off关系。其中B40、G40燃料均可满足欧Ⅵ排放法规；G60、G80、B60和B80燃料的soot几乎维持在零排放水平。
图8b中，随着负荷升至0.95 MPa BMEP，由于滞燃期的大幅缩短，各燃料NOx-soot的trade-off关系呈现出较大差异。相比于0.48 MPa BMEP负荷，柴油的soot排放在低NOx区域对EGR显得更加敏感。相较于柴油，汽油掺混燃料由于获得了更长的滞燃期，同时高挥发性能够保证加快油气混合过程，明显改善soot排放，改善程度随掺混比例提升而增加，但高掺混比例的G80燃料在NOx为0.4 g/(kW·h) 时仍然无法满足欧Ⅵ排放标准。
试验中柴油的硫含量为3.7mg/kg，芳香烃质量分数为2.2%。如果采用正丁醇掺混，含硫量和芳香烃含量会继续降低至极低水平。Cheng等、Choi等和尧命发等对含氧燃料的研究表明，燃料氧(原子氧)能有效抑制soot或PM生成。图8b中，相比于G80燃料，B40可以在其较低的掺混比例下获得更低的压力升高率、soot排放。对于B80燃料，当NOx排放降至0.4 g/(kW·h)时仍未产生明显的soot排放恶化，获得了NOx和soot分别为0.4 g/(kW·h)和0.0015 g/(kW·h)的排放水平，但此时由于到达了压力升高率安全限值，并未继续增加EGR，降低NOx排放。正丁醇掺混燃料在更长的着火延迟期、燃料氧、低含硫量及低的芳烃含量综合作用下，使得局部燃烧当量比得以改善，其相同掺混比例的soot排放明显低于汽油掺混燃料，而且这种优势随着负荷的提升表现得更加明显。
综上，着火延迟期和燃料氧是柴油机低温燃烧中soot降低的两个关键因素，相较于汽油掺混燃料，正丁醇掺混燃料更能适应负荷拓展时改善soot排放的需求。
图9和图10分别为0.48 MPa、0.95 MPa负荷下各掺混燃料对CO、HC排放的影响。
图9 BMEP为0.48 MPa时燃料对HC、CO排放的影响
图10 BMEP为0.95 MPa时各燃料对HC、CO排放的影响
图9中，G80和B80燃料必须采用高EGR率控制燃烧速率，以将压力升高率控制在1.4MPa/(°)CA以内，为了保持CA50为4°CA ATDC，燃油喷射时刻过于提前导致喷油油束和燃烧室结构匹配不当，油气混合效果变差，HC和CO排放迅速上升。除0.48 MPa下的G80、B80燃料之外，图9a和图10a中，两个工况的HC排放均处于较低的水平，在0.95 Mpa BMEP负荷下不同掺混燃料对HC影响的差异比较明显．燃料的十六烷值越低，滞燃期越长，HC排放则略高。
图9b和图10b中，两个负荷的不同掺混燃料的CO排放呈现出较大差异。0.48 MPa工况掺混燃料的CO排放普遍高于柴油，而且随掺混比例的提升而增加。在0.95 MPa工况，掺混燃料由于改善了油气混合过程，燃烧定容度增加，燃烧温度提升，使得CO排放随着掺混比例的增加而降低。同时由于正丁醇的含氧特性，等掺混比例下，正丁醇掺混可以获得更低的CO排放。
图11为不同负荷下各燃料掺混对BSFC的影响。随着掺混比例的提升，汽油掺混燃料的BSFC逐渐升高；正丁醇掺混燃料在0.45 MPa负荷下BSFC同样随掺混比例逐渐升高，但是低于同比例汽油掺混燃料，0.95 MPa负荷下的BSFC则与柴油保持同一水平；0.45 MPa负荷下B80和G80的BSFC升高主要是因为B80和G80燃料滞燃期过长导致燃烧效率降低。
图11不同负荷下掺混燃料对BSFC的影响
3 结论
(1)随着汽油或正丁醇的掺混比例提高，相较于柴油，着火滞燃期和预混燃烧比例能够显著提升，提升程度随掺混比例的增加而加强，并且随EGR率的增加而加强。
(2)BMEP为0.48 MPa负荷下，各燃料均呈现单峰放热的高比例预混压燃模式；其中汽油掺混燃料以40%掺混比例可以满足欧Ⅵ排放法规，即NOx＜0.4 g/(kW·h)，soot＜0.01 g/(kW·h)，80%比例的掺混燃料(G80和B80)在小负荷工况实现部分预混燃烧时受到压力升高率极限和燃烧效率恶化的约束。
(3)0.95 MPa负荷下，各燃料的滞燃期和预混燃烧比例相比0.48 MPa负荷均明显降低，但不同掺混燃料之间的差异更加明显，40%、60%掺混比例燃料在此工况均呈现明显的扩散燃烧过程；正丁醇凭借其含氧特性和更高的辛烷值，在40% 掺混比例下比汽油获得了更低的压力升高率、BSFC和soot排放；正丁醇以80%的高掺混比例结合中等EGR率，实现了87%的预混燃烧比例， NO x和soot排放分别为0.4 g/(kW·h)和0.0015 g/(kW·h)。
文献来源和参考文献
李临蓬,毛斌,郑尊清,等.汽油、正丁醇掺混柴油对部分预混压燃的燃烧和排放影响[J].内燃机学报,2020,(04):289-297.
[1]:Kalghatgi G T. The outlook for fuels for internal combustion engines[J]. International Journal of Engine Research,2014,15(4): 383-398.
[2]:Yang F,Yao C,Wang J,et al. Load expansion of a dieseline compression ignition engine with multi-mode combustion[J]. Fuel,2016,171:5-17.
学报简介
《内燃机学报》是由中国内燃机学会主办的国家级高级学术刊物，是国务院学位委员会与研究生教育中文重要期刊，是中国科技论文统计用刊，被工程索引(EI)等多个国内外数据库收录，多年来一直位居我国“中文核心期刊要目”能源与动力工程类前列。《内燃机学报》主要刊载内燃机方面有较高学术价值和应用价值的学术性论文，在海内外有广大的读者群，是内燃机工作者的良师益友，欢迎登录《内燃机学报》官方网站(www.transcsice.org.cn)投稿。
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