朱冬涛，张光德,2，周文韬，张彦杰

（1.430065 湖北省 武汉市 武汉科技大学 汽车与交通工程学院；2.200030 上海市 上海交通大学 动力机械与工程教育部重点实验室）

0 引言

在能源与环境的双重压力下，人们通过开发新型清洁燃料来解决能源短缺和环境污染问题，其中含氧燃料能够促使燃烧更加充分，有利于打破柴油机的氮氧化物（NOx）和（Soot）排放物的平衡关系而受到广泛关注。

聚甲氧基二甲醚（Polyoxymethylene dimethyl ethers，PODEn）作为一种新的含氧代用燃料，在减少Soot 排放上表现出出色的潜力。PODEn 的理化性质接近柴油，与柴油混溶时，柴油机不需任何改造就能使用。含氧量高，分子中没有C-C 键，具有很大的改善柴油机碳烟排放的潜力。十六烷值高于柴油，同时具有低蒸汽压、常温下与柴油很好互溶等特性，这是其他替代燃料所不具备的优势。

由于聚甲氧基二甲醚为醚的聚合物，目前对其研究主要集中在聚合度及与柴油的掺混比例。Härtl M[1]等人展开了对PODE1 的研究，结果证明PODE1 具有出色的改善柴油机Soot 排放的能力，并且从理化性质上进行了分析，认为PODE3-5的理化性质更接近于柴油，含氧量更高，所以在柴油机上具有更大的潜力；Pellegrini L[2]等人对PODEn 的合成及理化性质进行了研究。发现当n≤2 时，PODEn 的闪点较低，不符合安全标准；当n≥5 时，PODEn 的熔点较高，粘度较高，影响了喷油系统的喷雾特性，而且与柴油混合时容易出现分层。所以也提出了PODE3-5 比较适合作为燃料的观点。Pellegrini L[3]、Lumpp B[4]、张武高[5]、王海峰[6]等人分别对PODE3-5 以不同比例掺入到柴油中的燃烧和排放进行了研究。结果证明，PODE3-5 高比例掺入柴油使用，能够很大程度上改善Soot 排放，但会表现出和纯柴油不同的动态响应；而低比例掺混的柴油/PODE3-5混合燃料也能显著减少Soot 的排放，并且对发动机的动力性、经济性和燃烧热效率并没有较大影响。

上述研究主要针对柴油和聚甲氧基二甲醚的聚合度及掺混比例，林达[7]、田晶[8]、嵇乾[9]等人发现通过调整发动机参数例如喷油相位、喷油压力、喷孔直径等能够进一步优化柴油/PODE3-5 混合燃料的燃烧和排放。考虑到汽车在实际应用中，进气压力随温度、海拔影响较大，而且增压设备的使用能够使进气压力可控，目前对进气压力对柴油掺混PODEn 燃烧和排放影响的研究较少。在前人的研究的基础上，发现随着PODEn 掺入比例的提高，有效降低Soot 排放的同时，NOX排放不可避免地上升，EGR 作为控制燃烧的重要手段，能够有效降低燃烧温度，减少NOx 的排放，所以对进气压力、EGR 对柴油掺混PODEn 燃烧和排放的影响进行研究。

1 建模与验证

1.1 模型的建立

本次研究基于Converge 软件，以清华大学汽车安全与节能国家重点实验室的GW4D20 轻型柴油机为模型展开工作。发动机的基本技术参数[10]如表1 所示。

表1 发动机基本技术参数Tab.1 Basic technical parameters of engine

为节约计算成本，只模拟发动机的压缩和作功过程，省略进气道和排气道。同时，由于喷油器喷孔数为7 孔，以气缸中心为轴线周向均布在气缸顶部，将发动机分为7 个51.4°的相同扇形区域，模拟一个扇形区域代替整个发动机的燃烧状况。气缸模型如图1 所示。

图1 气缸模型图Fig.1 Cylinder model diagram

模型采用Converge 的自动网格生成和自适应加密技术，内部基础网格精度为3 mm，气缸盖和活塞采用1 级嵌入式加密，喷雾区域采用2 级嵌入式加密。整个模拟过程中，对气缸内部温度和流速进行2 级自适应加密，流速梯度和温度梯度每相差2 m/s 和5K 执行一次加密。上止点时的网格图如图2 所示。

图2 上止点时气缸网格图Fig.2 Upper dead center cylinder grid

1.2 模型验证

为验证模型的可靠性，将计算数据与实验数据进行对比，模型验证中实验数据来自于王志[11]等人的研究数据，工况参数设置保持和试验条件一致，发动机运行工况为1 600 r/min，IMEP 为0.4 MPa，所用燃料为柴油和PODE3-5按体积分数8：2 掺混而成，喷射方式为提前喷射和主喷，总喷油量为13.1 mg 当量柴油量，提前喷油量占总喷油量的7%，具体工况参数如表2 所示。

表2 模型验证的工况参数Tab.2 Operating condition parameters verified by the model

模型验证结果如图3 所示。缸压曲线拟合良好，放热率出现3 个峰值，第1 个峰值为冷焰反应放热，冷焰反应提前放热间接导致了提前喷油放热不够集中，放热率峰值略低，这可能是简化反应机理导致的误差；第3 个放热率计算值略高于实验值，可能是计算所用燃料的热值及其它物化性质与实际燃油的误差导致。计算值与实验值总体趋势相同，误差大小在可接受范围内，因此模型是满足要求的。

图3 模型验证结果Fig.3 Model validation results

2 结果与分析

2.1 进气压力对燃烧和排放的影响

为研究进气压力对柴油/PODE3-5双燃料燃烧的影响，保持模型其他参数不变，以0.1 bar 为一个尺度，对0.8～1.2 bar 进气压力进行扫描计算。

图4、图5 为不同进气压力下，缸内压力和瞬时放热率随曲轴转角变化的曲线图。可以看到，发动机第一次放热率峰值随着进气压力的提高而上升，第一次放热率峰值相位前移，这是因为由于气体压缩，缸内温度上升，充量系数高的温度上升更快，更容易达到燃料压燃的条件，因此表现出第一次放热率相位前移的情况，而充量系数高的压缩冲程末缸内温度更高，燃料更容易燃烧完全，因此第一次放热率峰值较高，在进气压力为0.8 bar 的情况下，第一次喷油已经出现失火现象；第二次放热率峰值随进气压力的提高表现出先上升后下降的趋势，相位随进气压力的提高表现出前移的趋势。这主要是更高的缸温和压力使第二次喷油更容易引燃，在进气压力较低时，第二次燃烧相位比较滞后，混合气预混度较好，但由于氧气量的限制，导致混合气不能完全燃烧，所以随着进气压力的提高，放热率峰值上升，而进气压力在1.0 bar-1.2 bar，随着燃烧相位的进一步提前，预混燃烧比例减少而扩散燃烧比例增加导致放热率峰值逐渐降低。在进气压力为1.2 bar 时，由于扩散燃烧占比增多，放热率出现双峰现象。

图4 不同进气压力下的缸压曲线Fig.4 Cylinder pressure curve under different inlet pressure

图5 不同进气压力下的放热率曲线Fig.5 Heat release rate curve under different inlet pressure

进气压力对燃烧性能的影响如图6 所示。IMEP、指示热效率随着进气压力的提高整体呈上升趋势，IMEP 在进气压力1.2 bar 时达到最大值41.48 bar，比实验工况进气压力1.0 bar 时提高了9.39%，指示热效率最高为0.344。燃烧效率随进气压力的提高整体呈上升的趋势。进气压力的提高有利于提高发动机的动力性和经济性。

图6 不同进气压力下的IMEP、指示热效率、燃烧效率曲线Fig.6 IMEP,indicated thermal efficiency and combustion efficiency curves under different inlet pressure

Soot 和NOX累积排放量随进气压力变化曲线如图7 所示。可以看出，随着进气压力的提高，Soot 累积排放量呈先上升后下降趋势，主要因为在低进气压力下发动机着火较迟，混合气混合均匀能够降低Soot 的生成，而进气增压条件下，氧含量充足，也抑制了Soot 的生成。虽然进气压力为1.1 bar 时，Soot 的生成量会大量减少，但燃烧后期较低的平均缸温不能满足Soot 进一步氧化的条件，导致Soot 累积排放量较高，而进一步提高进气压力到1.2 bar 时，Soot 的生成量已经很低，所以Soot 累积排放量表现出先增加后降低的趋势。

图7 不同进气压力对Soot、NOX 排放的影响Fig.7 Influence of different intake pressures on Soot and NOX emission

HC、CO 累积排放量随进气压力变化的曲线如图8 所示。随着进气压力的提高，充足的氧能够保证燃料的完全燃烧及CO 的二次氧化，HC、CO 皆随着进气压力的升高呈现出降低的趋势。

图8 不同进气压力对HC、CO 排放的影响Fig.8 Influence of different intake pressures on HC and CO emission

2.2 EGR 对燃烧和排放的影响

EGR 率被定义为再循环的废气量与吸入气缸的进气总量之比。在Converge 中，通过调节初始状态下各进气组分的比例可以实现EGR 率的改变，由于模拟工况为中小负荷工况，不易采用较大的EGR 率，因此保持模型其他参数不变，以2%为一个尺度，对3%～7%EGR 率进行扫描计算，并与无EGR 工况进行对比。

缸压和放热率随EGR 率变化的曲线分别如图9、图10 所示。可以看出，随着EGR 率的上升，第一次燃烧的放热率峰值逐渐降低，燃烧相位逐渐滞后，相应的第一个缸压峰值表现出降低的趋势。这表明了EGR 的使用明显抑制了柴油/PODEn 的第一次燃烧。主喷放热率峰值也随着EGR 率的提高整体呈降低趋势，放热率相位呈现出滞后的趋势，这是因为：（1）EGR 率的提高，相应的氧浓度减少，抑制了燃料的完全燃烧；（2）EGR 具有较高的比热容，随着EGR 率的提高，降低了缸内温度，延迟了燃料的着火时间。

图9 不同EGR 率下的缸压曲线Fig.9 Cylinder pressure curve at different EGR rates

图10 不同EGR 率下的放热率曲线Fig.10 Heat release rate curves at different EGR rates

EGR 率对燃烧性能的影响如图11 所示。IMEP、指示热效率和燃烧效率随着EGR 率的提高整体呈下降趋势。随着EGR 率的提高，缸内氧含量相对下降。同时，由于EGR 的比热容较高，在燃料燃烧放出类似热量的情况下，EGR 率高的缸内温度较低。在氧含量和缸内温度的影响下，EGR 率越高，燃料燃烧效果越差，导致IMEP、指示热效率和燃烧效率皆呈现出下降的趋势。

图11 不同EGR率下的IMEP、指示热效率、燃烧效率曲线Fig.11 IMEP,indicated thermal efficiency and combustion efficiency curves at different EGR rates

Soot 和NOX累积排放量随EGR 率变化曲线如图12 所示。可以看出，NOX累积排放量随着EGR 率的提高呈下降趋势，NOX的生成条件为高温富氧，EGR 率的提高同时降低了燃烧峰值温度和氧含量，因此NOX排放量大幅度减少，在EGR 率为7%时，NOX累积排放量降低至原工况的21%。而Soot 的排放量呈现出先增加后减少的趋势，这是因为Soot 的生成条件为高温缺氧，在EGR 率相对较低时，由于EGR 率提高，燃烧缺氧导致Soot 的生成量增加，而EGR 率达到7%时，一方面燃烧相位比较滞后，混合气预混度好。另一方面，EGR 率高，燃烧温度较低，使得生成Soot 的高温区域缩小，Soot 生成量减少，从而累积排放量较低。

图12 EGR 率对Soot、NOX 排放的影响Fig.12 Influence of EGR rate on Soot and NOX emission

HC、CO 累积排放量随EGR 率变化的曲线如图13 所示，可以看出HC 和CO 排放量随EGR 率的提高整体呈上升的趋势，主要是由于缸内氧含量的降低，使得燃料未能完全燃烧，生成的CO 和HC 也难以在后续二次氧化，导致了HC和CO 排放量呈升高的趋势。

图13 EGR 率对HC、CO 排放的影响Fig.13 Effects of EGR rate on HC and CO emissions

3 结论

通过上述研究得出以下结论：

（1）进气压力的提高会使燃烧相位提前，预混燃烧比重减少，延长燃烧持续期。进气压力为0.8 bar 时，发动机第一次喷油出现失火现象，而进气压力为1.2 bar 时，发动机第二次喷油放热率曲线出现双峰现象。

（2）在发动机1 600 r/min，IMEP 为0.4 MPa 工况下，IMEP、指示热效率和燃烧效率随着进气压力的提高整体呈上升趋势，进气压力的提高有利于提高发动机的动力性和经济性，NOx排放量随着进气压力的提高而上升，Soot 排放量随着进气压力的提高先上升后下降。

（3）EGR 的使用能够延迟着火相位，增加混合气预混时间，降低燃烧温度，明显改善NOx的排放，但是，随着EGR 率的提高，IMEP、指示热效率和燃烧效率呈下降趋势，排放物Soot、HC、CO 的排放量增加。