二甲醚复合燃料

二甲醚复合燃料（精选六篇）

二甲醚复合燃料 篇1

1 试验方案设计

1.1 燃料性质

二甲醚 (DME) 是最简单的醚类化合物, 分子式为CH3-O-CH3, 常温下为惰性气体, 无致癌作用, 无腐蚀, 无毒, 能与柴油以任意比例互溶。二甲醚和柴油的主要物理和化学特性的比较见表1。

由表1燃料性能参数可知:

a.二甲醚分子结构式中没有C-C键, 只有C-H键和C-O键, 此外它含有34.8%的氧, 因此可保证二甲醚燃烧时在任何工况下均不会产生碳烟。

b.二甲醚的十六烷值大于55, 比一般轻柴油高, 自燃温度为235℃, 比一般轻柴油低, 因此适合做轻柴油的替代燃料, 使发动机滞燃期缩短, 有利于降低NOx的排放和降低燃烧噪声。

二甲醚作为柴油机燃料必须解决如下问题:

a.二甲醚粘度低, 润滑性能差, 易引起高压供油系统早期磨损和泄漏, 导致柱塞偶件的使用寿命大幅度下降。

b.二甲醚的低热值仅为柴油的64.7%, 为了达到原机的动力性, 必须加大二甲醚的循环供油量。

c.二甲醚饱和蒸汽压为0.5 MPa, 随着温度的升高, 其蒸发压力也增大。在发动机运行条件下, 为防止气阻现象发生, 燃料供给系统的压力要大大高于柴油机燃料供给系统[1]。

1.2 发动机低压供油系统的技术改造

本实验采用的发动机为上海柴油机厂生产的D6114增压中冷柴油机, 其主要技术参数如下:缸径和行程分别为114 mm和135 mm, 6缸, 排量为8.27 L, 压缩比为18∶1。采用的试验装置布置图见图1[2], 实验主要测试设备见表2。

在燃用D30混合燃料时 (质量分数为30%的二甲醚和70%0#柴油混合而成) , 根据二甲醚的理化特性, 对原机的低压供油系统进行了必要的技术改造:原机的供油系统换成一套二甲醚-柴油混合燃料供给系统, 混合燃料在试验前预先配制。由于二甲醚对橡胶有腐蚀性, 在使用原机的滤清器和输油泵时将原机供油系统的橡胶油管改为铜管。为了防止二甲醚的蒸发, 储油箱采用车用液化石油气储罐, 储罐上的燃料出口位于燃料箱底部, 回油口位于燃料箱部。采用高精度电子称计量二甲醚-柴油混合燃料的燃油消耗率。

目前二甲醚的的产量有限, 燃料的长途运输成本较高, 及时加注尚存困难, 同时纯二甲醚燃料发动机一些应用缺陷尚未完全解决。因此, 在柴油机试验时, 在柴油中掺加低比例的二甲醚, 这样既能降低对普通石化柴油的消耗, 并利用柴油较高的润滑性能, 防止柱塞偶件过度磨损, 又可利用二甲醚良好的自燃性能和雾化性能, 改善燃烧效果, 达到降低NOx和碳烟排放的目的。

2 实验结果及分析

将30%二甲醚与70%0#柴油 (质量比) 进行混合, 简称D30混合燃料, 将发动机调整前后 (包括对低压供油系统进行改造, 调整原机供油参数, 如调整供油提前角, 更换喷油器, 增大循环供油量, 使喷油量为原机的110%, 调整启喷压力等) , 燃用D30混合燃料与原机燃用0#柴油进行动力性、经济性和排放特性的对比试验。

2.1 发动机动力性对比试验

图2为发动机燃用不同燃料时外特性输出功率对比。可以看出, 原机燃用0#柴油, 在2 200 r·min-1时最大功率可达到173 k W;未作改动时改为燃用D30混合燃料时, 在发动机整个转速范围内, 输出功率呈下降趋势。在2 200 r·min-1时最大功率仅为142.9 k W, 降幅达到17.4%, 因此动力性下降明显。其原因有:

a.二甲醚热值低, 仅为柴油热值的64.7%, 混合后的D30燃料的热值降低 (为纯柴油的90%) , 导致单位循环混合燃料释放的热量减少。

b.二甲醚含量高, 压缩过程的泵气功损失增大, 热功效率转换降低, 尽管二甲醚的自燃温度低, 雾化效果好, 滞燃期缩短, 掺烧二甲醚后改善了燃料的燃烧质量。但此时混合燃料的功率变化主要取决于燃料热值降低和每循环供油量减少带来的影响, 因此发动机的动力性有所下降[3]。

原机经调整后在2 200 r·min-1时最大功率达到170 k W, 比燃用0#柴油仅降低1.7%, 实验结果还显示燃用D30混合燃料时噪声降低 (相比柴油低10 d B) , 调节油门时, 响应速度加快。因此通过比较可以看出, 燃用D30时, 发动机能够满足动力性要求。

2.2 发动机燃油经济性对比实验

图3所示为发动机经调整前后燃用不同燃料时燃油经济性对比曲线。图3表明, 在整个负荷范围内, 发动机经调整后燃用D30混合燃料时换算成当量燃油消耗率时进行比较, 燃油经济性改善明显。比油耗平均降低26 g/k W·h, 降幅达11%。其原因是, 二甲醚混合在燃料中, 改善了燃料的雾化性能, 提高了燃料与空气的混合效率。同时二甲醚在燃烧过程中具有自供氧能力, 改善了燃料的燃烧。此外, 二甲醚滞燃期短, 缩短了混合燃料的着火滞燃期, 减小了预混燃烧量, 加快扩散燃烧速度, 提高了混合燃料的燃烧效率, 从而使得混合燃料的燃油消耗率降低。

对比分析时, D30混合燃料的当量比油耗按照下式计算:

式中, BDME为混合燃料比油耗, g/ (k W·h) ;φ为二甲醚在混合燃料中的质量百分比。

2.3 发动机排放性能对比实验及分析

2.3.1 D30与0#柴油在D6114机型上NOx的排放对比

柴油机有害尾气中NOx的排放量取决于气缸内燃烧温度、燃烧时间和氧气浓度等因素, 燃烧过程排放的氮氧化物中NO占95%以上, NO2等只占少量, NO的生成在稀混合气区主要是温度及其持续时间起作用;在浓混合气区主要是氧浓度起作用。

从图4可以看出原机不作调整时, 燃用D30混合燃料, 当处于中高转速时NOx排放相比0#柴油增加, 升幅最高达32.2%, 这是因为D30混合燃料中二甲醚的含氧量高达34.8%, 为NOx的生成提供了高温富氧条件, 因此NOx的排放升高明显。

发动机经调整后, 在整个负荷范围内, NOx的降幅明显, 排放改善显著, 降幅为12.3%~23.1%, 平均降幅为17.3%。这是因为NOx的产生取决于高温、富氧和燃烧持续时间。其中, 温度是主要因素。发动机掺烧D30后, 一方面是由于掺入了二甲醚, 混合燃料十六烷值增高, 着火性能优良, 滞燃期缩短, 参加预混燃烧的量较少, 使得气缸内的最高燃烧压力与温度均降低, 从而抑止NOx的生成;另一方面, 二甲醚具有较大的汽化潜热, 在汽化过程中大量吸收热量, 使得缸内温度下降, 进一步抑止了NOx的生成。因此在柴油机中掺烧二甲醚, 可有效抑制NOx的生成[4]。

2.3.2 D30与0#柴油在D6114机型上PM的排放对比

柴油机排放的烟粒主要由燃油中的碳生成, 是燃油在高温缺氧条件下经过裂解脱氢不完全燃烧的产物。受到燃油种类、燃油分子中的碳原子数及氢原子比的影响。

图5为碳烟 (PM) 外特性排放对比, 从图中可以看出原机在未作调整时中高速阶段, 燃用D30混合燃料, PM排放降低效果明显。原机经调整后, PM排放降低更为显著, 相比0#柴油, 最大降幅达到87.8%, 最低降幅为27.3%。说明使用D30混合燃料能够大幅度降低PM的排放。其主要原因是, 二甲醚中不存在0#柴油中所含的C-C键和芳香烃中所有的由碳的单键和双键交替组成的苯环结构, 因而D30混合燃料在燃烧过程中减少了燃油在高温下裂解成分;D30混合燃料中由于二甲醚含氧、沸点较低易气化, 二甲醚的闪蒸作用使燃料和空气混合质量提高, 提高了扩散燃烧速率, 缩短了燃烧持续期, 保证了燃料充分燃烧, 从而抑制了燃烧过程中碳烟的生成, 大幅度地降低碳烟排放[5]。

2.3.3 D30与0#柴油在D6114机型上HC的排放对比

柴油机的碳氢排放物中有部分完全未燃烧的燃料和小部分由润滑油不完全燃烧而生成, 更多的是燃料的不完全燃烧产物。

通过图6外特性下HC排放对比曲线可以看出, 柴油机燃烧D30混合燃料时, 整个负荷范围内, 发动机HC的排放都低于柴油。

原机经调整后, HC排放降幅更大, HC排放最大降幅为85.7%, 最小降幅亦达到50%, 平均降幅达到65%。其总体趋势是随着负荷的增大先增后减。其原因是D30混合燃料在小负荷下, 由于混合气较稀薄, , 再加上二甲醚本身含氧, 汽化潜热高, 燃烧温度较低, 一部分二甲醚-柴油混合燃料未完全燃烧, 直接从排气管排出, 因而造成HC排放较大。在中等、大负荷下, 由于燃烧温度逐渐上升, 二甲醚沸点低, 易汽化, 使得混合燃料燃烧速率加快, 壁面淬冷区温度较高, 且二甲醚所含的氧在燃烧过程中具有助燃作用, 使得混合燃料燃烧完全, 燃烧状况变好, 因此降低了未燃碳氢的生成与排放[6]。

2.3.4 D30与0#柴油在D6114机型上CO的排放对比

CO的排放是由于燃油在气缸中燃烧不充分, 氧气不足而生成的中间产物。柴油机中燃料与空气混合不均匀, 温度的高低和局部缺氧对CO的产生影响很大。

由图7可知, 发动机在中低负荷下, CO的排放较高, 高负荷时CO的排放较低, 这是因为在中小负荷时, 气缸内过量空气系数小, 可燃混合气形成不良, 使得局部高温缺氧, 导致燃烧恶化, 所以CO的排放较高。但随着负荷的增加, 此时空燃比较高, 燃烧较为完全, 燃烧过程中生成的CO进一步氧化生成CO2, 因而CO排放降低。

燃用D30混合燃料比燃用0#柴油时CO排放有所下降, 这是因为D30中含有的二甲醚雾化性能好, 含氧, 在燃烧过程中改善了燃烧, 因此使得CO排放较低。

3 实验对比

本试验所采用的上柴D6114增压中冷柴油机, 排放达到了国Ⅱ标准, 其与国III排放标准的对比见表3。此次燃用D30及供油系统调整后的排放与燃用0#柴油的试验排放对比见表4。

通过试验数据分析比较可知:原机经调整后燃用D30混合燃料时, NOx的排放在低速阶段, 可以达到国Ⅲ排放要求, 高速阶段接近国Ⅲ排放要求。PM和HC排放在整个转速范围内, 都达到国Ⅲ排放要求, 且有较大的余量。

4 结论

a.原D6114ZLQB柴油机经调整后, 掺烧D30混合燃料, 发动机能够保持原机的动力性。同时D30发动机当量油耗率比原机要低, 经济性得到提高。

b.原机经调整后, 掺烧D30混合燃料可以有效地降低碳烟、NOx排放。与原柴油机相比碳烟排放最大降幅为87.8%。HC排放亦明显降低, 最大降幅达到85.7%, 最小降幅为50%, 平均降幅达到65%。相比原机, D30机NOx的排放亦有所改善, 降幅为12.3%~23.1%, CO的排放基本与原机相当。

c.D30混合燃料是一种很有前途的柴油机代用燃料, 采用D30混合燃料有望使增压柴油机的排放达到国Ⅲ甚至更高标准, 这样既可减少对石油燃料的依赖和降低大气污染, 又可为解决能源危机和环境污染两大难题开辟一条现实可行的道路。

参考文献

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二甲醚复合燃料 篇2

1 计算模型的建立

1.1 发动机的基本参数及燃烧室网格划分

计算所用的发动机的主要尺寸为:缸径为132mm, 行程为145mm, 以2500r/min的速度运转, 连杆长度为262mm, 压缩比为17:1, 喷孔直径为0.3mm, 喷孔夹角为150°。因用的是8孔喷油器, 所以为了节省计算成本, 建立了1/8燃烧室模型, 同时认为燃烧室顶面是无气门的完整平面, 活塞顶面为燃烧室的底面, 缸套的内表面为燃烧室侧壁。采用FIRE软件的FAME模块对进行燃烧室网格划分, 如图1所示。采用笛卡尔坐标随曲轴转角变化的动网格子程序进行网格的增删, 燃烧室的网格数在下止点为 (180°CA) 79600个, 上止点 (360°CA) 为23600个。

1.2 计算模型

在FIRE软件中, 发动机缸内的气体流动模拟是以经典流体力学可压缩性粘性流体的N-S方程为基础的, 根据基本的三大守恒定律, 即质量守恒、动量守恒和能量守恒, 以一组偏微分的方程组来描述缸内流动过程;同时计算中也采用了针对内燃机工作特点的其它模型, 包括着火和燃烧模型、排放模型、喷雾模型、碰壁模型等。本文针对直喷发动机工作过程的特点, 依据不同模型的内部机理和适用范围, 进行了相应的选取。

在描述喷油的雾化过程时, 采用了WAVE离散模型, 蒸发模型采用Dukowicz模型, 假设液滴是在不可压缩的气体中蒸发的。考虑到碰壁反射与黏附双重作用, 用Walljet1模型模拟喷雾撞壁过程。着火模型选用Diesel-MIL模型, 既能描述大多数燃料的着火特征, 又能适应较宽的工况。发动机的燃烧模拟是建立在Eddy Breakup Model涡破碎模型基础上的, 该燃烧模型的假设条件是, 在足够精细的流动湍流结构尺度下, 一旦组分的混合是以分子量级发生的, 化学反应在瞬间即可完成。因为和湍流输运过程相比, 化学反应的时间尺度相对很小, 所以燃烧的速率是由分子量级的湍流涡旋相互混合的速率所决定的, 也就是说由这些涡的耗散率所决定的[5,6]。在模拟计算NO生成时, 采用了Zeldovich反应机理。碳烟的生成和氧化模型选用Kennedy-Hiroyasu-Magnussen模型。

1.3 发动机的初始条件

定义压缩冲程的上止点为360°CA, 为了减少计算时间, 本次直喷式柴油机喷雾燃烧数值模拟过程没有对进气行程和排气行程进行模拟, 而是从进气门关闭的时刻 (220°CA) 开始计算, 到排气门开启前480°CA结束。并设缸内初始状态的压力、温度处处均匀, 边界条件根据经验, 设活塞表面温度为593K, 缸盖壁面温度为583K, 缸套壁面温度为490K。

2 模拟结果与分析

2.1 模拟结果与实测结果的比较

为了验证计算模型的正确性, 将计算得到的缸内压力与实际测到的缸内压力进行比较。图2为燃用纯柴油时, 某一工况下, 计算结果与实测结果的比较, 从图2中可以看出, 计算得到的缸内压力曲线与实际测到的曲线基本吻合, 表明所建立模型的正确性, 可以用来通过模拟发动机的燃烧和排放等过程。

2.2 不同燃料掺混比对燃烧及排放产物的影响

图3为不同燃料掺混比时, 不同曲轴转角下缸内的温度曲线 (其中D0代表纯柴油, D30代表二甲醚质量分数为30%, 依次类推, 下同) , 从图3可以看出, 在上止点前由于参与燃烧的燃料较少, 五种不同种燃料掺混比时, 缸内的温度曲线基本重合, 在上止点后由于燃烧性质的不同, 缸内温度曲线各有不同, 随着二甲醚混合比例的提高, 缸内温度逐渐下降, 在420°CA时, 温度差最大值达到160K。分析其主要原因为:二甲醚燃料有较低的沸点和高的蒸发潜热;二甲醚具有的十六烷值高、自燃温度低、滞燃期短、预混燃烧量少, 气缸内的最高燃烧温度较低等优点, 同时二甲醚的低热值 (28.43MJ/kg) 仅为柴油 (42.5MJ/kg) 的70%左右, 造成二甲醚的比例逐渐增加时, 其累计放热量逐渐减少 (如图4所示) , 所以由于这两方面的原因, 使得随着二甲醚掺混比例的提高, 缸内的燃烧温度逐渐降低, 但缸内温度的降低对发动机的动力性能将带来不利的影响。

不同掺合比例的燃料的NO排放随着曲轴转角的变化曲线如图5所示, 从图5可以看出, NO的生成随着燃烧的开始而急剧上高, 在390°CA时, 达到峰值, 随后保持不变;但随着二甲醚掺混比例的增加, NO生成量逐渐减少, 并且下降幅度很大, 燃烧D90与燃烧纯柴油相比, NO的质量分数从2.69E-5下降到8.5E-6, 下降幅度高达68.4%, 说明柴油中加入二甲醚进行掺烧可显著降低NO排放。掺混二甲醚能够降低发动机NO排放, 这可由NO的生成条件分析得到:二甲醚掺混比例的增加时, 缸内的温度、特别是最高燃烧温度降低, 从而不利于NO的生成。

图6为不同掺混比例的燃料的碳烟排放随着曲轴转角的变化曲线。由图6可知, 随着二甲醚掺混比例的增加, 生成的碳烟质量分数较燃用纯柴油时大幅下降, 同时生成的碳烟峰值也大幅降低。这主要是受二甲醚自身的理化性质影响:首先二甲醚的沸点和临界温度低、雾化性能好、与缸内空气能快速混合均匀, 同时含氧量达到34.8%, 能有效缓解缸内局部缺氧的现象;其次, 二甲醚掺混比例增加时, 缸内的燃烧温度能够显著降低;再次, 二甲醚分子结构中不存在较强结合力的C-C键和芳香烃中所含的由碳单键和双键交替组成的苯环结构, 从而减少了混合燃料在燃烧过程中的裂解成分, 抑制了碳烟的生成量。所以, 二甲醚的燃烧过程可以有效控制发动机内碳烟的生成, 减少其排放量。

3 结论

本文针对发动机燃用不同比例的柴油/二甲醚混合燃料的燃烧过程进行了数值模拟并进行了分析。得到如下结论:

1) 随着二甲醚掺混比的增加, 缸内平均气体温度逐渐下降, 从而抑制了NO和碳烟排放物的生成;

2) 缸内气体温度的下降将导致发动机动力性能的下降, 所以应合理的确定二甲醚与柴油的掺混比例。

3) 二甲醚是一种低排放的代用燃料, 在排放法规日益严格的今天, 具有良好的发展前景。

摘要：为研究不同二甲醚掺混比对柴油/二甲醚双燃料发动机排放水平的影响, 运用AVL FIRE软件对不同掺混比下的燃烧过程进行了三维数值模拟计算。研究结果表明, 由于柴油与二甲醚燃料性质的差异, 随着二甲醚掺混比的增加, 缸内平均气体温度逐渐下降, 从而抑制了NO和碳烟排放物的生成, 但会导致发动机动力性能的下降, 计算结果为合理的确定二甲醚的掺混比提供了依据。

关键词：发动机,二甲醚,掺混比,数值模拟,排放

参考文献

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[5]秦朝举, 原彦鹏, 宋立业.燃烧室形状对柴油机燃烧及排放影响的研究[J].中国农机化学报, 2013, 34 (1) :98-101, 111.

二甲醚复合燃料 篇3

二甲醚(CH3-O-CH3)的分子结构简单,含氧量高达34.8%,且具有较高的十六烷值(55以上),非常适合柴油机作为替代燃料使用。二甲醚发动机可以实现无烟燃烧和较低的能够达到国Ⅲ甚至国Ⅳ排放标准的HC、CO和NOx排放[1,2,3,4]。二甲醚发动机的NOx和PM排放不存在像柴油机那样的trade-off关系[5],故其NOx排放还可以通过EGR进一步降低[6]。但是,由于二甲醚的物性与柴油差别较大,在喷射压力和正时等控制参数等方面需要特别的关注。

本文将一台2102QB柴油机改装成二甲醚燃料发动机,开展了不同负荷和转速工况下,二甲醚供给正时对燃料喷射及其发动机燃烧和排放影响的研究,为认识二甲醚发动机的燃料喷射、燃烧和排放提供了参考数据。

2 台架试验

改装的二甲醚发动机原机是一双缸、直喷、水冷、直立柴油机,其主要技术参数如表1所示。

油管压力传感器为Kistler 4067,缸压传感器为Kistler7061B,电荷放大器为Kistler 5011,角标传感器为Kistler 2613B。发动机转速主要选定为1400、1870和2340r/min,三个供油提前角分别是19、22和25 °CA BTDC。

3 二甲醚燃料的喷射过程

图1为发动机不同转速和负荷工况下实测的管压曲线。随着发动机转速的升高,泵端压力曲线整体向前推移,表示随着转速的提高,柱塞套进油口的节流作用增强,泄露量减少。二甲醚喷射的嘴端压力曲线却后移,表示二甲醚压力波传播时间以曲轴转角计延长。发动机负荷对喷射过程的影响,主要是使泵端与嘴端油管压力升高。

4 喷射正时对二甲醚发动机燃烧的影响

图2(a)所示为二甲醚发动机在1870r/min较低负荷时供油提前角对缸压曲线的影响,通过缸压曲线可以进一步计算出放热率曲线如图2(b)所示。相同转速下,随二甲醚燃料供给的提前,着火时刻提前,最大放热率提高。反映到缸压曲线上对应的压力升高时刻提前,缸压峰值升高。

结合图1,不同负荷条件下供油提前角对喷射延迟期和滞燃期的影响如图3所示。在1870r/min转速下,当供油提前角为19°CA BTDC和25°CA BTDC时,滞燃期分别为9°CA和10°CA,即当喷油正时提前6°CA时,发动机滞燃期滞后量为1°CA。当负荷增加时,缸内温度较高,滞燃期略有缩短。

图4是2340r/min工况下3种供油提前角下的燃烧持续期。随着供油提前角的增加,燃烧持续期变化在2°CA以内。由此可见,由于二甲醚容易汽化并与空气形成可燃混合气,且自燃温度较低,不同提前角下的燃烧似乎被整体的平移。

5 喷射正时对二甲醚发动机排放的影响

5.1 二甲醚与柴油发动机的排放对比

图5所示为二甲醚发动机与其原型柴油机HC、CO和NOx的排放对比。图中可见,二甲醚发动机的气体排放要比柴油机低50%以上。二甲醚具有良好的雾化与混合特性,高含氧促进燃料的完全氧化,因此可以大大减少过稀区和过浓区域的产生,同时滞燃期短较低了最高燃烧温度,使二甲醚发动机的NOx排放减少。

5.2 二甲醚喷射正时对排放的影响

图6所示为二甲醚燃料供油提前角对排放的影响。图中可见,当二甲醚的供给提前角由上止点前25°CA推迟到19°CA时,二甲醚发动机的NOx排放减少超过50%。因此在不恶化二甲醚发动机的有效热效率的情况下,推迟喷油是降低NOx排放最方便而有效的措施。

6 结语

(1)发动机转速对二甲醚燃料的喷射延迟有显著的影响,但对滞燃期和燃烧持续期的影响较小,为二甲醚发动机燃烧通过喷射正时优化提供方便。

(2)二甲醚发动机的气体排放较柴油机的降低超过50%,且HC和CO排放受供油提前角影响较小。供油提前角对二甲醚发动机的NOx排放有显著的影响,因此二甲醚发动机的NOx排放可方便地由供给提前控制。

摘要：指出了二甲醚作为柴油机清洁替代燃料,为实现机械供油系统下达到Ⅳ阶段及更高排放标准提供了一条技术路线,二甲醚的物性使得喷射过程与柴油的有较大不同。在一台2102二甲醚发动机上研究了二甲醚燃料的喷射、燃烧和排放特性。试验结果表明:发动机转速对燃油喷射正时具有显著的影响;二甲醚的滞燃期短,供油提前角的变化主要是使整个燃烧过程发生平移;二甲醚发动机的供油提前角对NOx排放有显著影响,而对HC和CO的影响较弱。

关键词：二甲醚,发动机,供油提前角,燃烧,排放

参考文献

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二甲醚复合燃料 篇4

陶瓷产业作为高污染、高能耗产业, 急需寻找清洁环保、价格较低、燃烧效率高的替代燃料, 这样不仅可以节约成本, 而且可以解决环境污染问题, 同时还可以减少能源危机所制造的压力[1]。

二甲醚 (DME) 是一种含氧燃料, 含氧量接近35%, 且不含C-C键, 在常温常压下为无色无味气体, 燃烧性能好, 热效率高, 燃烧过程无黑烟, 被认为是一种很有发展潜力的替代燃料[2]。虽然李萍[3]将DME与陶瓷窑炉常见燃料进行了理论计算比较, 汪和平[4]和肖松[5]分别对DME在陶瓷窑炉和沥青工业的应用进行了经济性分析。然而目前关于DME的研究更多地集中在民用燃料[6] (如LPG与DME互混为民用燃具提供燃料) 和车用燃料 (作为柴油的替代能源应用于内燃机、发动机) [7,8,9]方面。陶瓷行业开始思考DME作为LPG替代燃料的可行性, 昆明理工大学的陈蓉[10]采用FLUENT软件模拟了空气含氧量、交叉射流角度以及其它燃料的掺混量对DME在梭式窑内燃烧过程的影响, 但未见具体的实验研究报道。本文在进行理论燃烧计算的基础上, 开展了DME作为梭式窑用燃料的燃烧实验研究, 观察了随燃料DME流量的增加, 预混和非预混燃烧火焰的变化, 研究了空气系数对垂直烟道处火焰的影响, 同时实测计算了DME与LPG的烧成热耗。

1 二甲醚燃烧实验的理论计算

作为LPG的替代燃料, 空气系数α≥1时, DME燃烧产生的实际烟气量采用公式Va=V0+ (α-1) Va0计算。空气系数α<1时, 燃烧产物中可能含有固体碳粒和CO、H2、CH4等可燃气体, 但根据燃烧静力学分析[11], 碳氢化合物的燃烧产物中H2只有在高温下含量才较多, CH4只是在低温下含量才较多, 而固体碳粒的含量只有在低温和空气系数很小的情况下才较多, 所以在一般的燃烧工程计算中, 可以近似认为其燃烧产物中只含有CO一种可燃气体, 实际烟气量采用公式计算。理论燃烧温度的计算需考虑燃烧产物中H2O和CO2的分解程度, 实际燃烧温度的计算需考虑高温系数η的影响因素, 陶瓷窑炉燃烧气体燃料时η值在0.75~0.85之间[12], 取η=0.81。理论计算结果列于表1。

从表1可以看出, DME理论燃烧温度和实际燃烧温度较高, 均超过一般陶瓷的烧制温度, 因此, 从燃料的燃烧性能考虑, DME完全可以替代目前所使用的陶瓷烧制燃料。从表1中还能看出空气系数对燃烧温度的影响。当α<1时, 因为空气不足, 部分燃气不能充分燃烧, 不利于燃烧温度的提高;但当α>1时, 因为多余未参加燃烧的空气混入高温烟气中, 排烟量增加, 燃烧温度下降。因此在实际燃烧过程中, 一定要选取合适的空气系数。

2 梭式窑DME烧成实验

以0.2 m3梭式窑为实验窑炉, 排烟系统采用窑底吸火孔, 窑尾部垂直烟道, 烟囱自然排烟的方式;燃烧系统采用两侧底烧的无动力燃气/空气压力引射式烧嘴。实验结果表明原引射式LPG烧嘴可以直接燃烧DME, 整个烧成过程中均能有效地控制温度和气氛变化。一般陶瓷烧成时的升温速率低于60℃/min, DME烧成实验升温速率可达到118℃/min, 完全可以满足陶瓷烧成升温要求。

2.1 DME非预混燃烧火焰

烧嘴的风门关闭, 在烧嘴内没有助燃空气与DME预先混合, 一次空气系数α=0, 此时DME从烧嘴喷出进行扩散燃烧。开始时DME流量即DME燃气喷出速度较小时, 燃烧火焰为层流扩散火焰, 形状为圆锥状, 轮廓清晰稳定, 火焰颜色红亮, 火焰长度几乎按比例随DME燃气喷出速度增大而增加, 见图1 (a) 。当DME燃气喷出速度达到临界流量速度时, 火焰顶部发生颤动, 火焰上部变为湍流火焰, 火焰下部仍为圆柱状, 此时火焰为过渡流火焰, 由于DME燃气与空气的混合速度比DME燃气喷出速度快, 所以火焰长度随DME燃气流量的增加反而缩短, 见图1 (b) 。DME流量继续加大, DME燃烧火焰进入旺盛湍流火焰, 火焰形状散放混乱且不规整, 没有完整的焰面, DME燃气流量对火焰长度不再有明显的影响, 火焰长度到达最大后几乎稳定不变, 见图1 (c) 。

DME燃烧实验测得DME燃烧从层流变为湍流火焰的Re=8.2~9.8×103, 比一般流体流动的临界Re数高很多, 这是由于燃烧放热使温度升高, 燃烧产物的密度减小、粘度增加而造成的。

2.2 DME预混燃烧火焰

烧嘴的风门打开, 在烧嘴内助燃空气与DME预先混合, 此时DME从烧嘴喷出进行预混燃烧。当DME流量较小, 一次空气系数α>1, 火焰长度随DME流量增大而增加。预混燃烧火焰形状为锥状, 整个火焰颜色呈天蓝色, 说明一次空气充足, 燃烧完全, 火焰温度高, 见图2 (a) 。当DME流量继续增加, 使得一次空气相对不足时, 预混火焰下部为白蓝色, 但火焰顶部出现金红色, 说明DME发生不完全燃烧情况, 需要外部补充二次空气进行扩散燃烧, 由于扩散燃烧温度相对低, 所以在火焰外围尤其顶部显金红色。DME流量继续增加, 金黄色的外焰长度增加, 白蓝色的内焰将缩短, 见图2 (b) 。

2.3 空气系数对垂直烟道处火焰的影响

根据DME燃烧计算, 空气系数α=1.50时, 烟气中游离O2浓度>9.6%, 为强氧化气氛;空气系数α=1.25时, 烟气中游离O2浓度>4.7%, 为一般氧化气氛;空气系数α=0.98时, 烟气中游离CO浓度>5.8%, 为强还原气氛;空气系数α=0.99时, 烟气中游离CO浓度>2.9%, 为弱还原气氛。故陶瓷烧成过中, 在氧化烧成阶段, DME燃烧空气系数控制在1.50就可以, 空气系数过大, 会增加燃烧烟气量从而增加排烟热量损失。空气系数控制在0.98, 就足够满足还原气氛要求, 空气系数α<0.98, 会增加DME不完全燃烧损失。

当空气系数α<0.95, 梭式窑垂直烟道出口处火焰呈现红黄色, 这可能是因为助燃空气严重不足, DME在窑内燃烧时析出C, C随烟气排出在再与空气中的氧进行扩散燃烧, 形成红火焰, 如图3 (a) 。当空气系数α为0.98~1.0, 同样助燃空气不足, 但DME在窑内发生不完全燃烧时生成的CO在垂直烟道出口处再与空气中的氧充分反应燃烧, 产生青蓝色火焰, 如图3 (b) 。当空气系数α为0.95~0.98, 在梭式窑垂直烟道出口处还出现过绿色的不完全燃烧火焰, 可能是此时DME窑内不完全燃烧同时生成了C和CO造成的, 如图3 (c) 。

3 DME与LPG在梭式窑烧成的对比试验

以1.0 m3梭式窑为实验窑炉, 进行DME与LPG两种燃料的对比试验。DME与LPG烧成时间、烧成温度、升温速率、氧化还原时间、平均排烟温度、装窑量等控制参数都基本一致。实测数据和热工计算数据对比列于表2。

日用陶瓷采用梭式窑烧成, 平均热耗一般为21000 k J/kg瓷左右, 本实验DME和LPG烧成热耗分别为23057.5k J/kg瓷和25297.6 k J/kg瓷, 两者都高于平均热耗, 这主要是本实验中装窑密度较小的缘故。

陶瓷梭式窑的平均排烟温度高, 烟气带走的热量约占总热耗的40%。由于DME自身含氧, 燃烧时所需的空气量和产生的烟气量小于LPG。本实验DME烧成的总排烟量为568.5 Nm3, 排烟热损失为851.9 MJ, LPG烧成的总排烟量为618.0 Nm3, 排烟热损失为923.9 MJ, 可见DME烧成排烟热损失比LPG降低了7.79%。通过烧成热平衡分析知道, 由于排烟损失的不同, 烧成热耗和窑炉热效率也不同。DME烧成热耗减少2240.1 k J/kg瓷, 降低8.85%;DME烧成的窑炉热效率为9.02%, 而LPG烧成的窑炉热效率为8.23%, 窑炉热效率提高9.6%。

4 结论

(1) DME理论燃烧温度和实际燃烧温度较高, 完全可以满足普通陶瓷产品的烧制要求。梭式窑原引射式烧嘴可以直接燃烧DME, 整个烧成过程中均能有效地控制温度和气氛变化。

(2) DME非预混燃烧时, 随DME流量的增加, 火焰有明显的从层流、过渡流向湍流火焰变化的趋势。当DME进行预混燃烧时, 随DME流量的增加, 火焰长度增加, 当一次空气相对不足时, 天蓝色火焰外围出现不完全燃烧的金红色。

(3) 由于LPG排烟损失大, DME烧成热耗比LPG烧成热耗低8.85%, 且窑炉热效率提高9.6%。

参考文献

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[3]李萍, 曾令可, 吴波, 等.几种燃气的理论计算分析[J].工业炉, 2011, 33 (2) :31-33.

[4]汪和平, 朱庆霞, 周露亮, 等.梭式窑中DME富氧燃烧的研究初探[J].中国陶瓷, 2012, 48 (7) :39-42.

[5]肖松, 龙代奎, 黄加研, 等.DME作为清洁能源的经济效益分析[J].工业加热, 2012, 41 (6) :41-42.

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[11]韩昭沧.燃料及燃烧[M].冶金工业出版社, 2007.

二甲醚复合燃料 篇5

近年来,环境污染严重和石油资源的短缺这两大问题已经成为社会的热点。同时,汽车尾气排放已成为城市的主要污染源之一。因此,各国政府非常重视车用清洁新能源的研究及应用。二甲醚(DME)是替代柴油理想的燃料之一,将二甲醚应用在汽车上,可实现清洁燃烧。但二甲醚粘度低,易引起高压供油系统早期磨损和泄漏,导致柱塞偶件的使用寿命大幅度下降,制约着二甲醚在压燃式发动机上的应用[1]。由于生物柴油粘度高,在二甲醚中添加低比例生物柴油有利于提高二甲醚的粘度。本试验采用高比例的二甲醚和低比例生物柴油(称混合燃料)在直喷柴油机上进行动力性、经济性和排放特性的研究。

1 试验方案和发动机低压供油系统的技术改造

1.1 试验方案

将90 %二甲醚与10 %生物柴油(重量比)进行混合简称DB90混合燃料,以此类推DB85混合燃料、DB80混合燃料。使用3种混合燃料在ZS1110TD型发动机上进行动力性、经济性和排放特性的对比试验,从中选出较佳的混合比例。将此混合燃料的发动机进行供油提前角和喷油压力的优化匹配,在此基础上与燃用0#柴油的发动机进行动力性、经济性和尾气排放的对比试验。试验发动机基本参数如表1所示。

1.2 发动机低压供油系统的技术改造

由于二甲醚在常温、常压下为气态,为了保证混合燃料在低压供油系统为液态,必须对低压供油系统进行技术改造,使低压供油系统的压力在1.5～2 MPa,以维持发动机的正常运转[2]。发动机的低压供油系统的改造如图1所示,该系统采用重量法测量燃料消耗率,发动机在燃用混合燃料时,能够准确测量燃料消耗率,能在全部工况范围内稳定运行。

2 试验结果分析

2.1 不同比例混合燃料的对比试验

虽然生物柴油的低热值比二甲醚高26.3 %,但混合燃料中二甲醚占的比例大,二甲醚的低热值仅为柴油的66.8 %,其混合燃料为达到与原机相当的动力,在试验中将油泵的柱塞直径由原机的ϕ9 mm增加到ϕ10 mm。在该发动机上燃用DB90混合燃料称DB90机,以此类推DB85机和DB80机。分别进行3种燃料外特性对比试验,结果如图2和图3所示。

从图2可见,DB80机最大输出功率为12.4 kW(2 000 r/min),相比DB85机和DB90机分别高10 %和12 %。DB80机的最大扭矩为64.2 N·m(1 600 r/min),比DB85机和DB90机分别高9.1%和9.8 %。对于燃料消耗率b,DB80机要比DB85机低9 %,比DB90机低13.2 %。这主要是由于DB80燃料要比DB85、DB90燃料的热值高,所以其最大输出功率比其它两种燃料要高,而燃料消耗率比其它两种混合燃料略低些。

从图3可看出,DB80机在1 800 r/min时,其NOx排放412×10-6,比DB85机、DB90机高约8.2 %,DB85机与DB90 机NOx排放相当。由于DB80混合燃料的热值较高,在燃烧中使缸内最高温度上升,促使其NOx排放偏高。DB80机在1 800 r/min时,其CO2排放为8.2 %,比DB85机高14.3 %,比DB90机高27 %,随着生物柴油在混合燃料中比例的减少,CO2的排放也减少。在外特性情况下,DB80机、DB85机和DB90机的烟度排放低,接近于零排放。

从图2和图3可以看出,DB80机的动力性和经济性都优于DB85机和DB90机。DB80机的尾气排放略高。但DB80混合燃料中生物柴油的比例相对高些,有利于提高二甲醚的粘度,有利于混合燃料在压燃式发动机上的应用,综合考虑后选用DB80混合燃料较佳。

2.2 原柴油机燃用DB80混合燃料的优化匹配

2.2.1 供油提前角

选择合适的供油提前角能够降低柴油机有害物的排放,而供油提前角的大小也取决于燃料喷入气缸后的雾化、蒸发与空气混合、氧化放热等物理及化学准备过程所共同决定的滞燃期。二甲醚的雾化性能好,蒸发快,与空气混合迅速,其滞燃期要小于柴油,所以混合燃料DB80的供油提前角比柴油小[3]。因此,在DB80机上分别进行了供油提前角为13、15、17、19 °CA的动力性、经济性和尾气排放试验。

图4为DB80机不同提前角的外特性对比曲线。在供油提前角为17 °CA时,DB80混合燃料的最大输出功率为12.7 kW,分别比15、18、19 °CA时提高了4 %、4.5 %、4.8 %。其最大扭矩出现在1 600 r/min,为67.8 N·m。分别比15、18、19 °CA时提高了3.1 %、4.2 %、5.6 %。当供油提前角为19 °CA时,燃料消耗率较低,而供油提前角为17 °CA时,燃料消耗率居中。

图5为DB80机不同供油提前角的排放对比曲线。从图5 CO2排放曲线看出,供油提前角为13 oCA最高为8.1 %,分别比15、17、19 °CA时提高了6.2 %、6.8 %、7.1 %。从图5中NOx排放曲线来看,供油提前角为19 °CA最高为502×10-6,分别比17、15、13 °CA时提高了16.7 %、25 %、32 %。4种供油提前角的DB80机烟度排放都较低,接近零。

从图4和图5数据看出,在供油提前角17 °CA时动力性和经济性为优,排放中的NOx和CO2居中,综合考虑选DB80机的供油提前角为17 oCA较佳。

2.2.2 喷油压力

混合燃料DB80中的二甲醚具有良好的雾化、蒸发、与空气混合的性能,采用较低的喷射压力有利于降低发动机内部消耗的动力。在DB80机上分别对14.5、16.5、18.5和20.5 MPa 4种喷射压力进行功率对比试验,结果如图6所示。从图6可看出,DB80机的功率随着喷射压力的增高,发动机的性能却下降。喷射压力较高,有利于混合燃料的雾化,但不利于混合燃料在燃烧室内分布均匀。过低的喷射压力影响混合燃料的雾化质量,引起燃气回窜,将油嘴烧坏,也不利于燃烧。所以确定喷油压力为14.5 MPa较好。

2.3 燃用DB80混合燃料和0#柴油的对比试验

选择DB80机,其柱塞直径为10 mm,供油提前角为17 °CA,喷油压力为14.5 MPa与原柴油机(燃用0#柴油)进行外特性和负荷特性的动力性、经济性和尾气排放的对比试验。结果如图7～图12所示。

图7为DB80机与原柴油机外特性对比曲线。从图7可看出,DB80机的最大输出功率在2 000 r/min时为12.6 kW,比原柴油机约低4.8 %;最大扭矩在1 600 r/min时为68.4 N·m,比原柴油机高6.2 %。由于柱塞直径有限,发动机在高转速下,供油量不足,使得在2 000～2 200 r/min时功率不足。由于热值的不同,燃料消耗率并不能反应燃料的实际利用情况,因此按照热值计算,引入当量燃油消耗率be。图7和图10中都为当量燃油消耗率。DB80机的当量燃油消耗率比原柴油机的燃油消耗率略低,在高转速下,DB80机的当量燃油消耗率略高。

图8为DB80机与原柴油机排放对比曲线。从图8看出,DB80机NOx最高排放在1 600 r/min为421×10-6,原柴油机最高NOx排放在2 000 r/min为984×10-6,DB80机NOx排放比原柴油机低57 %;DB80机CO2排放在1 800 r/min时为8.2 %,比原柴油机低了约21 %。DB80机烟度接近零。

图9为DB80机与原柴油机HC和CO排放对比曲线。从图9看出,原柴油机HC排放最高为20×10-6,DB80机比原柴油机的HC排放低81 %;原柴油机CO排放最高为0.78 %,DB80机比原柴油机低4.1 %。

图10为负荷特性对比曲线(1 800 r/min)。从图10看出,发动机在中负荷时,DB80机当量燃油消耗率略比原柴油机低;发动机在大负荷时,DB80机的当量燃油消耗率比原柴油机高。从图11负荷特性NOx和烟度排放对比曲线可以看出,在1 800 r/min负荷特性时,DB80机在大负荷时NOx排放为800×10-6～900×10-6,要比原柴油机降低60 %～70 %,这主要由于DB80混合燃料的雾化改善了整个燃烧室内的温度分布均匀度,使局部高温区的温度降低较多,并且供油提前角小,不利于NOx的生成;DB80机的烟度明显降低,接近于零;而原柴油机的最大烟度为3.6 BSU。从图12负荷特性HC和CO排放对比曲线看出,HC排放在大部分工况下比原柴油机有大幅度的下降,CO排放在中低负荷时与原柴油机排放相当,在大负荷时比原柴油机略高。

3 结论

(1) 在ZS1110TD型柴油机上燃用DB80混合燃料,分别对原柴油机的供油量、供油提前角和喷油压力进行优化试验,其中柱塞直径为ϕ10mm、供油提前角较原柴油机推迟6 °CA、喷油压力为14.5 MPa时较好。

(2) 发动机外特性:DB80机在1 000～2 000 r/min时,功率和扭矩比原柴油机略高,当量燃油消耗率比原柴油机略低,在2 000～2 200 r/min时,功率和扭矩比原柴油机低,当量燃油消耗率比原柴油机高。NOx最高排放比原柴油机低57 %,CO2最高排放比原柴油机低21 %,DB80机的烟度排放接近零。

(3) 在负荷特性曲线下(1 800 r/min):中负荷时DB80机的当量燃油消耗率比原柴油机略低;大负荷时DB80机的当量燃油消耗率比原柴油机略高。DB80机的NOx排放比原柴油机最多可降低60 %～70 %,烟度排放接近零。HC排放有较大幅度降低,CO排放在中低负荷时与原柴油机排放相当,大负荷时比原柴油机略高。

参考文献

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二甲醚复合燃料 篇6

二甲醚(DME)是近年来倍受关注的柴油机代用燃料,燃用二甲醚的发动机能够实现高效、超低排放和柔和压缩燃烧,具有和原柴油机相同或略髙的动力性和经济性,基本消除柴油机的排烟,并显著降低NOx排放[1]。研究发现,二甲醚沸点低、饱和蒸气压高,容易导致发动机供油系统中出现气阻;同时,二甲醚黏度低,液态下黏度约为柴油的1/20,供油系统存在润滑及泄漏问题[2]。据此,本文将二甲醚与纯柴油按一定比例混合,制成混合燃料, 使其综合的理化性能最适合柴油机的需要。

二甲醚/柴油混合燃料的设计需要控制好掺混比例,以保证燃用混合燃料时,燃油系统中不会因为润滑条件变差而引起异常磨损和泄漏。美国ASTM相关标准规定,车用轻柴油的动力黏度应在1.39～4.20 cSt(40 ℃)范围内。已有的对二甲醚/柴油混合燃料动力黏度随二甲醚掺混比变化的研究显示:当混合燃料中二甲醚的比例达到25 %(质量比)时,燃料动力黏度已低于规范要求下限[3]。考虑到我国柴油黏度明显高于美国同等级别柴油水平,实际应用中20 %的二甲醚掺混比例应该可以满足供油系统的润滑性要求,因此,本文着重进行了D20(20 %二甲醚和80 %柴油)在发动机上的应用研究。

1 二甲醚与柴油的互溶特性

二甲醚及其混合燃料的饱和蒸气压力是二甲醚发动机研发过程中需要着重考虑的参数之一。本文在高精度热物性测量系统上,对D10(10 %DME和90 %柴油)、D20(20 %DME和80 %柴油)、D30(30 %DME和70 %柴油)三种混合燃料的饱和蒸气压随温度变化进行试验确定,为二甲醚/柴油混合燃料发动机的开发提供试验数据。

互溶性试验系统主要由试验容器、恒温槽、温度测量系统及压力测量系统组成。测量系统的原理在文献[4]中有详细论述。试验系统温度覆盖范围为190～570 K,测量不确定度为±1 mK;压力测量范围为0～2 MPa,测量不确定度为±0.7 kPa。图1为饱和蒸气压力试验结果。

由图1可见:混合燃料的饱和蒸气压力均低于纯二甲醚,一定温度下,混合燃料的饱和蒸气压力随着柴油组分的增加而减小。饱和蒸气压力的降低有利于燃料储运和消除燃油系统气阻。试验测定,发动机稳定工作在标定工况时,在有较大回油量的情况下,高压油泵油腔内燃油的温度在40 ℃左右。40 ℃时D20混合燃料的饱和蒸气压力相比DME(0.9 MPa)降低至0.5 MPa,因此,设计D20发动机低压油路时,应保持油路中的压力尽可能不低于0.5 MPa,以确保油路中无气阻现象。

2 D20的喷雾特性

本文利用纹影法和高速摄影技术,试验研究了D20与柴油喷雾发展的宏观特性差异,即喷雾贯穿距及喷雾锥角对比。喷雾试验研究系统的布置如图2所示。试验中油泵供油齿杆处于最大供油量位置,喷油环境背压取4 MPa,模拟发动机喷油始点缸内压力。油泵转速为800 r/min,对应于试验发动机最大扭矩点转速。

图3为柴油与D20喷雾贯穿距随喷射时间的变化规律。由图3可见:与柴油相比,D20的贯穿距在各个喷油时刻均小于柴油,其原因是:(1)二甲醚的密度比柴油小,沸点比柴油低,挥发性比柴油大;(2)二甲醚的掺入使D20的可压缩性比柴油大,喷射过程中喷射压力也因此降低,同样也缩短了油束的喷雾贯穿距。

图4为柴油与D20喷雾锥角随喷射时间的变化规律。可以看出,喷注开始后,两种燃油的喷雾锥角都逐渐增大,在约1.5ms时达到峰值,随后又逐渐降低,这与高压油路中喷射压力的变化规律相同。由于D20混合燃料的黏度、燃油密度均比柴油低,并且同一时刻D20喷射压力低于柴油喷射压力。通过这几个因素综合作用,导致了D20喷雾锥角在整个喷注过程中大于柴油喷雾锥角。

3 D20发动机性能

D20燃料发动机台架试验在1台CA4DF2-13增压中冷柴油机上进行。由于燃料性质的不同,试验时对原发动机燃料供给系统进行改装,通过调节限压阀保证低压系统供油压力不低于0.8 MPa,以确保消除发动机工作时的气阻问题。

3.1 发动机动力性能

D20体积热值比柴油低约11 %,需要适当放大发动机的循环燃料供给量,以弥补由于燃料热值差异引起的动力性降低。试验通过延长高压油泵的柱塞供油行程,使循环燃料供给量在标定转速点增加了10 %,从而使D20发动机的标定功率与原机相当;同时,通过适当推迟喷油对发动机进行了性能优化,在不导致发动机燃烧恶化的情况下,有效提高了燃料利用率,同时降低了NOx排放。表1为优化后的D20发动机与原机的性能对比。由表1可见:D20发动机的动力性可以超过原机(标定功率相当,最大扭矩比原机提高10 %以上),最低当量油耗率下降了4.5 %。

3.2 燃油经济性

图5为1 500 r/min负荷特性下的当量燃油消耗率的对比。由图5可见:柴油中添加了二甲醚后,燃料的能量利用率得到了提高,与原机相比,当量油耗率平均降低了约28 g/(kW·h),降低幅度为11.6 %左右。

3.3 发动机排放

3.3.1 烟度

碳烟的生成条件是高温和缺氧,对于增压发动机而言,由于其过量空气系数比自然吸气发动机大,燃料氧化反应进行比较充分;同时,喷油压力高,燃油雾化性能好,遏制了缸内油气混合不均匀区的产生,在这两个因素作用下,柴油机的碳烟排放本身就处于较低水平。由于D20含氧,进一步促使燃料充分氧化燃烧。图6为1 500 r/min负荷特性下D20发动机与柴油机的烟度对比。由图6可见:D20的烟度在发动机高负荷区与原机相比大幅度降低,降低幅度在70 %以上。

3.3.2 NOx排放

图7为1 500 r/min负荷特性下D20发动机与柴油机的NOx排放对比。由图7可见:D20发动机的NOx排放比柴油机平均降低了36 %。这是由于D20混合燃料的十六烷值比柴油高,滞燃期比柴油短,使得同一工况下D20发动机最高燃烧温度比柴油机低,从而有利于降低NOx排放。

4 二甲醚/柴油混合燃料城市公交车

二甲醚/柴油混合燃料样车由中通飞燕城市公交车改装而成。样车开发工作前后历时1年,在发动机台架试验燃油供给系统基础上,开发出了适用于城市公交车的灵活燃料供给系统。实现了在低改装成本下,样车既可燃用D20混合燃料,又保持了原有的燃用纯柴油功能,从而具备更为广泛的应用范围。

图8为混合燃料样车照片。至今为止,超过3万km的路上行驶试验证实,样车在燃用D20混合燃料时,在超过30 ℃的公路环境条件下,样车的最高时速可达90 km/h(座位均载有乘客),且在城市内的所有爬坡路段均行驶正常,达到了同类城市公交车在燃用柴油时的水平。

5 结论

(1) 对二甲醚与柴油的互溶特性试验研究发现:同一温度下,二甲醚中掺入柴油后,降低了燃料的饱和蒸气压,有助于消除发动机燃油系统中的气阻。

(2) 喷雾对比试验结果表明:在同样的背压环境下,D20的油束与柴油相比,贯穿度缩短,喷雾锥角增大,从而有利于燃油与空气更加充分的混合。

(3) 燃用D20混合燃料时,发动机的动力性可以超过原机(标定功率相当,最大扭矩比原柴油机提高了10 %以上);燃油经济性均比柴油机水平有所改善,转速1 500 r/min时当量油耗率平均降低约28 g/(kW·h),降低幅度为11.6 %左右。

(4) 在发动机高负荷区,与原机相比,D20发动机的烟度降低幅度在70 %以上;NOx排放比柴油机明显降低。

(5) 开发完成了国内首辆燃用D20二甲醚/柴油混合燃料的城市公交车,目前样车已经有超过3万km的行驶试运行,车况良好,最高车速与同类柴油公交车相当。

摘要：开展了直喷式柴油机燃用二甲醚/柴油混合燃料时燃料互溶性、喷雾特性及发动机动力性、经济性和排放研究。结果表明:混合燃料的饱和蒸气压低于纯二甲醚的饱和蒸气压,有助于消除燃油系统的气阻;D20(含20%二甲醚)的油束与柴油相比较,贯穿度缩短,喷雾锥角增大,有利于燃油与空气的充分混合;柴油机燃用二甲醚/柴油混合燃料时,通过适当调整循环燃料量,动力性超过原机,最低当量油耗率下降了4.5%,烟度下降70%以上,NOx降低30%50%。

关键词：内燃机,二甲醚,喷雾,排放

参考文献

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