1. 引言
在世界各国日趋严厉的环保法规和世界范围内能源危机的背景下，内燃机清洁替代燃料成为车用发动机的研究热点。含氧燃料在燃烧过程中能起到自供氧作用，在柴油中加入一定比例的含氧燃料能够有效改善柴油机的燃烧与排放特性，在降低排气烟度和颗粒物排放上效果尤为显著 [1] [2]。相关研究表明，柴油机的颗粒物排放随醇类、醚类和生物柴油等含氧燃料掺混比例的增加而显著下降 [3] [4]。然而，由于以上典型含氧燃料的物化特性与柴油差别较大，难以在不改造柴油机的情况下直接应用。
聚甲氧基二甲醚(PODE)是一种新型柴油替代燃料，其分子式为CH3O(CH2O)nCH3，可由我国产能过剩且易于采购的甲醇制取，目前生产工艺已接近成熟。PODE具有较高的含氧量和十六烷值，且分子中没有C-C键，可有效改善燃料的燃烧状况与碳烟排放，并促进HC、CO的氧化过程 [5] [6]。另外，PODE在常温下能够与柴油以任意比例互溶，且稳定性较好 [7]。
以上物化特性表明PODE是一种具有较好应用前景的可再生清洁替代燃料。目前PODE在柴油机上的应用研究以台架试验为主 [5] [6] [8]，关于PODE/柴油混合燃料燃烧过程的数值模拟研究鲜见报道。通过数值模拟能够预测缸内燃烧过程和污染物生成过程，并可通过改变工况、改变参数计算，得到内燃机工作过程的最优参数。本文针对潍柴动力WP12-460型柴油机进行了试验和数值模拟研究，为PODE在柴油机上的应用提供了一定的依据。
2. 数值及试验方法
2.1. 试验台架及设备
本文试验发动机为潍柴动力WP12.460型国VI车用柴油机，试验未改装发动机零部件，所有控制参数保持原机水平不变，发动机主要技术参数见表1。
利用Kibox燃烧分析仪采集缸内燃烧特征数据，利用GW400型电涡流测功机测量内燃机转速和扭矩，利用FC3000型科里奥式质量流量计测量燃油消耗量，利用584L型Horiba尾气分析仪测量HC、CO等排放，利用潍柴WP13电子机油压力温度传感器监测机油压力温度，利用Pt100型热电阻测量冷却水温度。试验台架布置如图1所示。
Table 1. Main specifications of WP12.460 diesel engine
表1. WP12.460型柴油机主要技术参数
Figure 1. Schematic diagram of the experimental set-up
图1. 试验台架布置图
试验所用PODEn为山东玉皇化工集团生产的纯度为99.9%工业用PODEn，其主要组分为PODE2、PODE3和PODE4，三者的质量分数分别为2.553%、88.9%和8.48%，试验用柴油为0#商用柴油。本试验配制了3种比例的PODEn/柴油混合燃料，PODEn所占体积分数分别为10%、20%和30%，在文中分别命名为P10、P20、P30，纯柴油命名为P0。选取转速n = 1200 r∙min−1下25%负荷和50%负荷作为试验工况点。
2.2. 数值模型的建立
本论文采用AVL-FIRE软件进行内燃机燃烧过程的数值模拟分析，缸内湍流模型采用k-ζ-f模型，液滴破碎模型采用WAVE模型，液滴湍流扩散模型采用Enable模型，液滴碰壁模型采用Walljet1/Walljet2模型，缸内燃烧模型采用ECFM-3Z模型，NOx排放模型采用Extended Zeldovich模型，SOOT排放模型采用Kinetic Soot Model模型。PODE不属于FIRE自带燃料，借助USER FUNCTION，通过cyusepr.f以及 cyusede.f两个燃料物性文件定义PODE的摩尔质量、摩尔体积、临界温度、熔点、沸点、蒸气压等参数。燃料定义完成后，在喷雾模块中，按照对应燃料的质量分数定义掺混燃料，将掺混燃料的各组分质量分数输入喷雾模型。
本研究选取缸内系统作为研究对象，按照厂家给定的燃烧室尺寸，利用FIRE ESE-Diesel模块完成了燃烧室的建模工作，生成了与发动机燃烧室相近，压缩比为17的燃烧室动网格模型。柴油机喷油器为8孔喷油器，取燃烧室的1/8作为计算域，最终生成的燃烧室动网格模型在上止点处体网格数为122,415个，在下止点处体网格数为274,620个，所建立的三维计算网格如图2所示。
Figure 2. Three-dimensional computational mesh
图2. 三维计算网格
FIRE对ESE-Diesel生成的网格进行计算时，默认上止点曲轴转角为720˚CA，为缩短计算时间，忽略了柴油机进排气过程对缸内工作过程的影响，只选择进气门关闭时刻到排气门开启时刻之间的曲轴转角为计算区间，根据WP12发动机进气门关闭和排气门开启角度，数值模拟的曲轴转角计算范围为574˚CA~851˚CA。稳态工况n = 1200 r/min，不同负荷下的初始条件和边界条件如表2所示，其中，初始条件按照试验测量值给定，边界条件为固定温度壁面条件。
Table 2. Initial and boundary conditions of different loads at n = 1200 r/min
表2. 转速n = 1200 r/min，不同负荷下的初始条件和边界条件
3. 结果与分析
3.1. 数值模型的验证
经过模型选定、试验取值、燃烧室建模、初始条件和边界条件确定、燃料的自定义后，需要对数值模型进行验证。选取转速n = 1200 r∙min−1、25%负荷工况对数值模型计算值与台架试验的缸压曲线进行比较，如图3所示。由图可见，模拟缸内压力变化趋势与试验值相符，但模拟值与试验值的缸内压力峰值及压力峰值对应相位存在一定偏差：对于P0，模拟值与试验值的缸内压力峰值相差3.15 bar (误差为3.46%)，压力峰值对应相位相差5˚CA；对于P10，模拟值与试验值的缸内压力峰值相差3.76 bar (误差为4.26%)，压力峰值对应相位相差5.1˚CA；对于P20，模拟值与试验值的缸内压力峰值相差5.59 bar (误差为6.56%)，压力峰值对应相位相差4.6˚CA；对于P30，模拟值与试验值的缸内压力峰值相差7.55 bar (误差为9.24%)，压力峰值对应相位相差4.7˚CA。
Figure 3. Comparison of in-cylinder pressure curves between calculation and experimental values
图3. 数值模型计算值与台架试验值的缸内压力曲线对比
数值模拟值与试验值在缸内压力峰值与压力峰值对应相位上均存在一定误差，且误差随PODE掺混比的增加而增大。存在误差的主要原因有：(1) 模型中燃烧室的壁面设置为绝热边界，模型在计算过程中没有与外界的热交换存在，忽略了气缸内的漏气和传热损失，使得缸压峰值大于试验值；(2) 随PODE掺混比的增大，燃料的雾化性能得到改善，能更好吸收缸内热量，而数值模型没有考虑此点，导致缸内压力峰值的误差随掺混比增加而增大；(3) FIRE自带燃烧模型中将正庚烷的着火机理以表格形式设置在求解器中以替代柴油的着火机理，使计算结果有一定误差。总体来说，本文建立的数值模型误差控制在允许范围之内，数值模型和试验曲线趋势一致，能较好地描述PODE/柴油混合燃料的燃烧特性，可用于后续计算。
3.2. 燃烧特性分析
图4所示为n = 1200 r/min、50%负荷工况下燃用不同燃料时的燃烧特性对比，包括缸内压力、缸内平均温度、瞬时放热率和累计放热量等。
Figure 4. Comparison of combustion characteristics between different fuels at the condition of n = 1200 r/min and 50% load
图4. n = 1200 r/min、50%负荷工况下燃用不同燃料时的燃烧特性对比
图4(a)所示为缸内压力随PODE掺混比的变化曲线，从图中可以看出，燃用P0、P10、P20、P30四种燃料时的缸内压力峰值分别为162.96 bar、162.54 bar、160.46 bar、158.33 bar，与纯柴油相比，燃用P10、P20、P30时缸内压力峰值分别下降0.4%、1.53%、2.84%。由于PODE的热值较低，使得PODE/柴油混合燃料的热值降低，同时由于PODE的十六烷值较高，掺混PODE后混合燃料的滞燃期缩短，使得燃烧始点提前，燃油与空气的混合时间缩短，因此预混燃烧比例减小，导致缸内压力峰值降低。
图4(b)所示为缸内平均温度随PODE掺混比的变化曲线，从图中可以看出，燃用P0、P10、P20、P30四种燃料时的缸内平均温度峰值分别为1924.89 K，1920.92 K，1892.41 K，1860.07 K，与纯柴油相比，燃用P10、P20、P30时缸内平均温度峰值分别下降0.21%，1.69%，3.37%。由于PODE的汽化潜热较高，掺混PODE后混合燃料的汽化潜热增大，燃料喷入气缸后蒸发会吸收部分热量，产生较高的温降，导致缸内温度峰值逐渐降低。
图4(c)所示为瞬时放热率随PODE掺混比的变化曲线，从图中可以看出，燃用P0、P10、P20、P30四种燃料时的燃烧放热率峰值分别为30.3 J/˚CA，30.1 J/˚CA，29.9 J/˚CA，28.8 J/˚CA，P10与纯柴油放热率峰值相差不大，P20，P30混合燃料放热率峰值分别下降1.32%，4.95%。由于PODE的热值较低(仅为柴油一半左右)，掺混PODE后混合燃料的热值降低，导致相同喷射条件下放热率峰值降低。因此，随PODE掺混比的增大，瞬时放热率峰值逐渐降低。
图4(d)所示为累积放热量随PODE掺混比的变化曲线，从图中可以看出，燃用P0、P10、P20、P30四种燃料时的累积放热量分别为690.2 J、678.5 J、654.1 J、616.7 J，与纯柴油相比，燃用P10、P20、P30时累积放热量分别下降1.69%、5.23%、10.65%。在相同转速、相同负荷工况下，累积放热量越低，说明发动机的热效率越高，这表明掺混PODE有助于改善有效热效率。
3.3. 排放特性分析
图5所示为n = 1200 r/min、50%负荷工况下燃用不同燃料时的NO排放与碳烟排放变化曲线。
Figure 5. Comparison of emission characteristics between different fuels at the condition of n = 1200 r/min and 50% load
图5. n = 1200 r/min、50%负荷工况下燃用不同燃料时的排放特性对比
图5(a)所示为NO质量分数随PODE掺混比的变化曲线，从图中可以看出，NO主要在0˚CA~30˚CA间生成，燃用P0、P10、P20、P30四种燃料的NO质量分数峰值分别为0.074%，0.089%，0.084%，0.081%，与纯柴油相比，燃用P10、P20、P30时NO质量分数峰值分别增加20.2%，13.5%，9.46%。NO生成的条件是高温、富氧、高温持续期长。对于P10，缸内平均温度与纯柴油相差不大(见图4(b))，而掺混PODE后含氧量增大，导致NO排放明显增多。而对于P20、P30，虽然含氧量进一步增多，但是缸内平均温度明显降低，因此NO排放低于P10。
图5(b)所示为SOOT质量分数随PODE掺混比的变化曲线，从图中可以看出，SOOT主要在−10˚CA~10˚CA间生成，燃用P0、P10、P20、P30四种燃料的碳烟质量分数峰值分别为1.19 × 10−4，1.07 × 10−4，9.12 × 10−5，7.73 × 10−5，与纯柴油相比，燃用P10、P20、P30时碳烟质量分数分别下降10.08%，23.36%，35.04%。碳烟的生成条件是高温、缺氧环境，掺混PODE后，由于PODE具有良好的挥发性和较低的黏度及沸点，有助于混合燃料的蒸发与雾化，改善了混合气的均匀性，避免了因混合气不均匀而导致的局部高温缺氧条件下的燃油裂解。同时掺混PODE后混合燃料的含氧量增加，燃烧过程中能够起到自供氧作用，从而改善了扩散燃烧过程中部分较浓区域的燃烧状况，促进了碳烟的氧化过程。以上因素使得碳烟排放随PODE掺混比的增大而明显降低。
4. 结论
1) 建立了WP12.460型国VI柴油机的数值计算模型，模拟值和试验值的缸内压力曲线变化趋势一致，缸内压力峰值及压力峰值对应相位的误差在允许范围内，可以用来预测PODE/柴油掺混燃料柴油机的燃烧过程。
2) 随着PODE掺混比的增大，燃烧始点提前，缸内压力峰值、缸内平均温度峰值和瞬时放热率峰值均逐渐降低，累积放热量逐渐减少。
3) 掺混PODE后，柴油机的NO排放增多，但PODE的高含氧量、高十六烷值特性能够有效降低SOOT排放。
基金项目
陕西省重点研发计划(2018ZDCXL-GY-05-06)。
NOTES
*通讯作者。