多次噴射策略對正戊醇-柴油混合燃料燃燒及有害排放影響的模擬研究

鐘玉偉，魏 超，潘明章

（1.廣西玉柴機(jī)器股份有限公司，玉林 537000；2.廣西大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南寧 545004）

0 概述

柴油發(fā)動機(jī)以其優(yōu)異的動力性、經(jīng)濟(jì)性、可靠性及相對成熟穩(wěn)定的技術(shù)儲備被廣泛應(yīng)用于許多行業(yè)［1］。然而，隨著全球溫室氣體排放、環(huán)境污染等問題的日益嚴(yán)重，柴油機(jī)必須進(jìn)一步提高熱效率，減少污染物排放，以滿足更嚴(yán)苛的二氧化碳（carbon dioxide，CO2）和有害物排放法規(guī)要求［2］。隨著發(fā)動機(jī)技術(shù)的創(chuàng)新，開發(fā)可再生清潔替代燃料及探索先進(jìn)的燃油噴射策略是解決這一問題的有效途徑［3］。

醇類燃料來源廣泛，可以由生物質(zhì)或可再生能源制備，并且醇類燃料具有熱值高、汽化潛熱大、蒸發(fā)溫度低及含氧等特點(diǎn)，一直受到內(nèi)燃機(jī)學(xué)術(shù)界和工業(yè)界的關(guān)注［4］。文獻(xiàn)［5］中研究了甲醇進(jìn)氣道噴射的柴油甲醇二元燃料發(fā)動機(jī)在不同海拔條件下的燃燒和排放特性，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：當(dāng)甲醇替代率達(dá)到50% 時(shí)各海拔下的熱效率相比純柴油提高了0.64%～1.82%，碳煙排放降低了26.94%～74.05%。文獻(xiàn)［6］中以柴油、乙醇混合物為燃料，研究了車用柴油機(jī)燃用混合燃料時(shí)的顆粒排放特性，結(jié)果表明：在部分負(fù)荷時(shí)混合燃料的顆粒排放質(zhì)量分?jǐn)?shù)相比于柴油降低了74.7%；此外，混合燃料顆粒物的幾何平均直徑在各個工況下均小于柴油，且隨摻醇比的增加而下降。低碳醇能夠有效降低柴油機(jī)顆粒物的排放，然而低碳醇燃料十六烷值低，與柴油的互溶性和穩(wěn)定性差，限制了其作為替代燃料在柴油機(jī)上的廣泛使用［7］。

與低碳醇相比，以正戊醇為代表的高碳醇在柴油機(jī)使用上更有優(yōu)勢，其具有甲醇、乙醇的優(yōu)點(diǎn)，另外由于其親水性差而能夠與柴油高比例混合，同時(shí)也更容易存儲和運(yùn)輸［8］。正戊醇的低熱值和十六烷值也比甲醇和乙醇高，可以提高混合燃料的能量密度和著火性能［9］。正戊醇的低揮發(fā)性減少了摻混燃料的蒸發(fā)損失，且不容易產(chǎn)生氣阻。此外，正戊醇的毒性也比甲醇小，更加安全［10］。關(guān)于正戊醇-柴油混合燃料的摻混燃燒，文獻(xiàn)［11］中研究發(fā)現(xiàn)，隨著混合燃料中正戊醇比例的增加，CO2和碳煙排放減少；文獻(xiàn)［12］中研究發(fā)現(xiàn)，隨著正戊醇體積摻混比的增加，碳煙前驅(qū)物多環(huán)芳香烴（PAH）持續(xù)降低?？梢姡齑寂c柴油燃料摻混可以替代部分柴油，是降低柴油機(jī)碳煙排放的有效途徑，有極廣的應(yīng)用前景。

針對含氧燃料混合燃料，缸內(nèi)燃燒過程的優(yōu)化與控制是充分發(fā)揮其在提高熱效率和降低有效排放潛力的最有效的技術(shù)途徑。如以電控高壓共軌噴射系統(tǒng)為基礎(chǔ)的柴油機(jī)多次噴射策略，其能夠在一個燃燒循環(huán)中實(shí)現(xiàn)包括預(yù)噴射、主噴射和后噴射等多次燃油噴射［13］，并能實(shí)現(xiàn)對多次噴油正時(shí)和噴油量的精確控制，從而優(yōu)化缸內(nèi)燃燒，在保證柴油機(jī)高熱效率前提下達(dá)到降低污染物排放的目的［14］。

柴油機(jī)多次噴油策略是一項(xiàng)較為成熟的技術(shù)。含氧混合燃料具有不同的理化特性，影響燃燒中間產(chǎn)物的生成、遷移和演化過程，進(jìn)而最終決定污染物的生成過程。此外，不同的噴油策略也將影響缸內(nèi)當(dāng)量比和溫度的變化歷程，從而對放熱規(guī)律和有害排放產(chǎn)生影響。然而，目前大部分文獻(xiàn)主要報(bào)道含氧混合燃料與噴油策略耦合對燃燒、性能和排放宏觀參數(shù)的影響，對其燃燒及有害排放物生成機(jī)理的研究報(bào)道不多，尤其是正戊醇與柴油混合燃料與噴油策略的耦合更鮮見報(bào)道。因此，有必要應(yīng)用數(shù)值模擬方法，對其燃燒和污染物生成和演化過程機(jī)理進(jìn)行深入研究，為噴射策略耦合含氧燃料的燃燒過程優(yōu)化奠定理論基礎(chǔ)。

本文中基于CONVERGE 軟件平臺，搭建正戊醇柴油混合燃料燃燒過程的三維數(shù)值模型，通過耦合化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)機(jī)理，結(jié)合發(fā)動機(jī)臺架試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了仿真研究，揭示了混合燃料與不同噴射策略耦合對燃燒和有害排放的影響機(jī)制，進(jìn)而提出了正戊醇柴油混合燃料實(shí)現(xiàn)高效低排放燃燒技術(shù)路線。這一研究揭示了含氧燃料耦合噴射策略的協(xié)同調(diào)控機(jī)制，可為降低柴油機(jī)的排放提供理論依據(jù)。

1 仿真模型的構(gòu)建

1.1 試驗(yàn)發(fā)動機(jī)

本試驗(yàn)所用的柴油機(jī)為直列4 缸增壓中冷電控高壓共軌直噴式柴油機(jī)，型號為YC4Y22-15050。表1 為試驗(yàn)用柴油機(jī)的基本參數(shù)。

表1 YC4Y22—15050 柴油機(jī)的基本參數(shù)

1.2 測試燃油

正戊醇的熱值比柴油低，高比例的正戊醇摻混會造成發(fā)動機(jī)燃油經(jīng)濟(jì)性下降［15］。同時(shí)，正戊醇的十六烷值為20，而純柴油為54，高比例的正戊醇摻混會降低混合燃料的自燃性能［16］。然而，文獻(xiàn)［17］中研究發(fā)現(xiàn)，隨著正戊醇體積摻混比從20% 增加到40%，碳煙排放持續(xù)降低。結(jié)合文獻(xiàn)［15-17］報(bào)道結(jié)果，本次研究中采用兩種燃料，分別是純柴油（D100）、體積摻混比40% 的正戊醇與體積摻混比60% 的純柴油的混合物（PD40）。本次試驗(yàn)所用的燃料的性質(zhì)見表2。

表2 測試燃油性質(zhì)

1.3 發(fā)動機(jī)運(yùn)行工況

在試驗(yàn)過程中，發(fā)動機(jī)轉(zhuǎn)速為1 400 r/min，負(fù)荷（平均有效壓力）為0.6 MPa，進(jìn)氣壓力為0.16 MPa，進(jìn)氣溫度為（30.0±0.2）℃，噴油壓力為120 MPa，噴油正時(shí)為上止點(diǎn)前9°。

1.4 三維模型搭建

本文采用CONVEGE 2.4 軟件進(jìn)行模擬計(jì)算，由于計(jì)算模型對稱，為提高計(jì)算效率，采用sector 計(jì)算模型按照噴油孔數(shù)（8 孔）選擇氣缸的1/8 模型。仿真模型的基礎(chǔ)網(wǎng)格為2.0 mm。圖1 為本研究所建立的仿真模型的網(wǎng)格圖。此外，對噴油器、氣缸、活塞進(jìn)行嵌入式固定加密，并采用自適應(yīng)加密技術(shù)對速度及溫度進(jìn)行加密。

圖1 發(fā)動機(jī)仿真模型的網(wǎng)格圖

在模擬過程中，選擇的湍流模型是RNGk-?模型，通過O’Rouke 模型來描述連續(xù)相中湍流對油滴運(yùn)動的影響。油滴蒸發(fā)使用Frossling 多組分蒸發(fā)模型來模擬。液滴的破碎機(jī)制選用KH-RT 模型來描述，KH 模型模擬因氣動阻力而失穩(wěn)的一次破碎，而RT 模型用來模擬減速不穩(wěn)定造成的二次破碎。利用Wall-film 壁面油膜撞壁模型來模擬液滴與固體表面的相互作用。缸內(nèi)燃燒模型為SAGE 詳細(xì)化學(xué)動力學(xué)模型。反應(yīng)機(jī)理采用文獻(xiàn)［18］中構(gòu)建的柴油-正戊醇簡化機(jī)理。

為了更清晰地觀察缸內(nèi)燃燒變量及中間產(chǎn)物的分布，利用Ensight 后處理軟件將模擬結(jié)果的云圖切片進(jìn)行對稱處理。

1.5 模型驗(yàn)證

圖2 是在單次噴射策略下缸壓和放熱率的仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比圖。從圖2 可以看出，仿真的缸壓與試驗(yàn)的缸壓一致性較高，而仿真的放熱率與試驗(yàn)的放熱率出現(xiàn)偏差，但放熱開始時(shí)刻基本一致。圖3 是試驗(yàn)與仿真的排放數(shù)據(jù)的對比，包括CO、總碳?xì)浠衔铮╰otal hydrocarbons，THC）、NOx和碳煙。從圖3 可以看出，仿真的排放值比試驗(yàn)值低，這是由仿真計(jì)算所使用的簡化機(jī)理及物理模型的誤差引起的，但仿真的有害排放變化趨勢與試驗(yàn)結(jié)果一致，即正戊醇柴油混合燃料NOx排放比柴油高而CO、THC 和碳煙排放比柴油低。綜上，所建立的仿真模型能夠較準(zhǔn)確地表征添加正戊醇對柴油機(jī)燃燒和排放的影響。

圖2 單次噴射策略下試驗(yàn)與仿真的缸壓及放熱率對比

圖3 單次噴射下試驗(yàn)與仿真的排放數(shù)據(jù)對比

1.6 模擬案例工況設(shè)計(jì)

為了探究正戊醇-柴油混合燃料與多次噴射策略耦合對柴油機(jī)燃燒性能和排放特性的影響。本文中研究了單次噴射、預(yù)-主噴射、主-后噴射及預(yù)-主-后噴等不同的噴射方式，本所采用的所有模擬仿真工況見表3。

表3 模擬仿真工況

2 模擬結(jié)果分析

2.1 燃燒性能分析

圖4 為純柴油與PD40 混合物在工況1 和工況2 時(shí)的缸壓和放熱率曲線。圖5 為兩種燃料在-2°曲軸轉(zhuǎn)角時(shí)缸內(nèi)的當(dāng)量比、OH 自由基分布及溫度分布。從圖4 可以看出，PD40 燃料的缸壓和最高放熱率均高于純柴油。這是由于PD40 燃料的十六烷值較低，從而延長了燃燒滯燃期，燃料與空氣混合更充分，缸內(nèi)當(dāng)量比分布更均勻（見圖5（a）與圖5（d）），從而改善了燃燒過程。此外，正戊醇的含氧特性能夠促進(jìn)燃燒過程，增加缸內(nèi)OH濃度（見圖5（b）與圖5（e）），使缸 內(nèi)溫度升高（見圖5（c）與圖5（f）），使缸內(nèi)壓力峰值和放熱率峰值升高。

圖4 兩種燃料在工況1 和工況2 下的缸壓及放熱率對比

圖5 兩種燃料在-2°時(shí)缸內(nèi)當(dāng)量比、OH 及溫度分布圖

圖6 為不同噴油策略下燃用PD40 時(shí)缸內(nèi)壓力及放熱率曲線。圖7 為PD40 燃料在工況1～工況3下曲軸轉(zhuǎn)角為-5°時(shí)缸內(nèi)的當(dāng)量比、OH 自由基質(zhì)量分?jǐn)?shù)及溫度的分布。從圖6（a）可以看出，與單次噴射相比，采用預(yù)噴射策略缸內(nèi)最高燃燒壓力升高，但主噴放熱率峰值降低。這是由于本研究所采用的預(yù)噴射比例高，大量的預(yù)噴射燃油使著火時(shí)刻提前，導(dǎo)致缸內(nèi)最高燃燒壓力升高，而主噴射燃油量少使主噴射放熱率降低，并且預(yù)噴射燃油使放熱提前也提高了缸內(nèi)溫度（見圖7（c）、圖7（f）與圖7（i））。此外，預(yù)噴燃油釋放的熱量及自由基促進(jìn)主噴燃油的自燃，使主噴燃油燃燒相位提前。

圖6 不同噴油策略下燃用PD40 時(shí)缸內(nèi)壓力及放熱率曲線

從圖6（a）中還可以看出，在較小的預(yù)噴間隔下峰值缸壓和峰值放熱率較高。這是由于在較小的預(yù)噴射間隔下缸內(nèi)形成了大量的可燃混合氣，并且OH 濃度較高（見圖7（b）、圖7（e）與圖7（h）），因此峰值缸壓和峰值放熱率較高。隨著預(yù)噴間隔的增大，油氣混合時(shí)間延長，缸內(nèi)當(dāng)量比分布均勻，部分混合氣過稀反而不利于燃燒放熱，導(dǎo)致峰值降低（見圖7（a）、圖7（d）與圖7（g）），使得缸壓峰值和放熱率峰值有所降低。采用后噴射策略時(shí)主噴放熱率峰值和缸壓峰值降低，這主要是由兩次噴射策略下主噴燃油量減少所造成的。

圖7 PD40 燃料在-5°時(shí)缸內(nèi)當(dāng)量比、OH 及溫度分布

從圖6（b）可以看出，3 次噴射策略下的最高燃燒壓力和放熱率峰值均略低于單次噴油策略。這是由于一方面預(yù)噴射使燃燒放熱提前有利于提高缸內(nèi)壓力；另一方面采用3 次噴油時(shí)主噴油燃油僅是單次噴油的50%，導(dǎo)致放熱最高峰值明顯低于單次噴油，從而使缸內(nèi)最高燃燒壓力降低。上述兩方面原因共同作用，使燃燒呈現(xiàn)出如前所述的變化規(guī)律。值得注意的是，采用3 次噴油放熱率呈現(xiàn)出明顯的3 個階段，這不利于提高發(fā)動機(jī)熱效率，但有利于降低最大壓力升高率和降低碳煙、NOx排放。

為了分析不同噴油策略對發(fā)動機(jī)性能的影響，圖8 展示了不同燃料在不同噴油策略下的平均指示壓力（indicated mean effective pressure，IMEP）的變化。可以看到，混合燃料的IMEP 明顯比純柴油高。這是由于混合燃料的低黏度特性改善了霧化過程，低十六烷值特性會延長滯燃期，改善油氣混合過程，高含氧量特性促進(jìn)燃燒反應(yīng)，三者綜合作用提升了發(fā)動機(jī)性能。

圖8 不同工況下的平均指示壓力變化

另外，與單次噴射相比，預(yù)噴射策略能夠提高發(fā)動機(jī)輸出功，在小預(yù)噴間隔下IMEP 達(dá)到最大值，燃用D100 燃料的IMEP 最大值為0.512 MPa，而燃用PD40 燃料的IMEP 為0.527 MPa。但隨著預(yù)噴間隔的增大，發(fā)動機(jī)IMEP 降低。這是由于預(yù)噴射策略能夠促進(jìn)主噴燃燒過程，但較大的預(yù)噴間隔下油氣混合時(shí)間過長，預(yù)噴混合氣過稀，導(dǎo)致發(fā)動機(jī)整體性能下降。從圖8 中還可以看出，后噴策略降低了發(fā)動機(jī)的IMEP，并且IMEP 隨著后噴間隔的增大而持續(xù)下降。這是由于在后噴策略下主噴燃料的減少降低了缸內(nèi)壓力（見圖6（a）），從而導(dǎo)致發(fā)動機(jī)性能下降。此外，增大主后噴間隔導(dǎo)致后燃嚴(yán)重，降低了發(fā)動機(jī)輸出性能。而對于3 次噴射策略，則呈現(xiàn)出預(yù)噴策略與后噴策略的綜合效果。

2.2 排放特性分析

CO 是燃燒的中間產(chǎn)物，燃燒溫度和當(dāng)量比對CO 排放有重要影響［19］。而THC 是不完全燃燒的產(chǎn)物，混合物過濃（或過稀）和低溫會增加THC 排放量［20］。

圖9 展示了所有模擬工況下的CO 及THC 排放。圖10 展示了PD40 燃料在工況1～工況3 下曲軸轉(zhuǎn)角為30°時(shí)的缸內(nèi)CO 和THC 的分布情況。從圖9 可以看出，正戊醇的加入能夠顯著降低CO 及THC 排放。這是由于正戊醇的含氧特性能夠提高缸內(nèi)的OH 自由基含量（見圖5（b）與圖5（e）），從而通過CO+OH→CO2+H 反應(yīng)增強(qiáng)氧化過程［21］。此外，正戊醇的低黏度特性能夠改善霧化過程，低十六烷值特性能夠改善混合過程，提高燃燒溫度，促進(jìn)燃料的氧化，降低THC 排放。

圖9 不同工況下的CO、THC 排放

圖10 PD40 燃料在30°時(shí)的CO、THC 分布

與單次噴射相比，預(yù)噴射策略增大了CO 及THC 的排放，并且隨著預(yù)噴間隔的增大，排放明顯惡化。這是由于在預(yù)噴射策略下油氣的混合時(shí)間更長，使得更多的燃料擴(kuò)散到氣缸壁附近，這部分燃料形成了THC 及CO 排放，這可以從圖10 得到驗(yàn)證。從圖10 可以看出，與單次噴射相比，預(yù)噴策略下的缸內(nèi)縫隙內(nèi)生成了大量了CO 及THC，且生成量隨著預(yù)噴間隔的增大而持續(xù)增加，且這部分THC 及CO 很難被氧化。

在后噴射策略下，CO 及THC 排放與單次噴射基本相同，這主要是由于后噴燃燒對CO 的氧化及后噴燃料濕壁造成未燃CO 和THC 的增多的綜合競爭作用造成的。此外，綜合所有工況可以發(fā)現(xiàn)，采用主-后兩次噴射策略時(shí)，能夠在THC 排放微小增幅下降低CO 排放。與單次噴射相比，D100 燃料的CO 排放在小后噴間隔下降低了5.51%，PD40 的則降低了5.83%。

NOx生成的條件是高溫、富氧及高溫持續(xù)時(shí)間［22］。圖11 展示了所有模擬工況下的NOx排放及缸內(nèi)峰值溫度的變化。圖12 展示了曲軸轉(zhuǎn)角為10°時(shí)，發(fā)動機(jī)燃用兩種燃料的缸內(nèi)OH 自由基質(zhì)量分?jǐn)?shù)、溫度及NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化云圖。從圖11 可以看出，混合燃料的NOx排放顯著高于純柴油。這是由于在柴油中加入正戊醇會增大OH 濃度（見圖12（a）與圖12（d）），從而通過N+OH→NO+H反應(yīng)促進(jìn)NO 生成。并且，正戊醇的低黏度特性改善了霧化過程，而低十六烷值特性會延長滯燃期，改善油氣混合過程，提高了預(yù)混合燃燒比例，使缸內(nèi)燃燒溫度升高（見圖12（b）與圖12（e）），導(dǎo)致NOx生成量增加（見圖12（c）與圖12（f））。

圖11 不同工況下的NOx排放及缸內(nèi)峰值溫度變化

圖12 兩種燃料在10°時(shí)的OH、溫度及NOx分布云圖

與單次噴射相比，小預(yù)噴間隔會造成NOx排放大幅升高，但隨著預(yù)噴間隔的增加，NOx排放降低。這是由于在小預(yù)噴間隔下，預(yù)噴燃油有利于促進(jìn)主噴燃油的著火，從而提高了缸內(nèi)溫度峰值，導(dǎo)致NOx排放升高；而隨著預(yù)噴間隔的增大，油氣混合時(shí)間延長，缸內(nèi)當(dāng)量比分布均勻，部分混合氣過稀反而不利于燃燒放熱，導(dǎo)致缸內(nèi)溫度峰值降低，從而使得NOx排放有所降低。

此外，后噴策略的使用能夠顯著降低NOx的排放。這主要是由于將一次噴油分成主-后兩次噴射時(shí)降低了缸內(nèi)的峰值溫度（見圖11），從而降低了NOx排放。

另外，從圖11 中可以獲知，在所有工況下，僅采用大后噴間隔策略能夠獲得最小的NOx排放。與單次噴射相比，僅采用大后噴間隔策略下D100 燃料的NOx排放降低了50.9%，PD40 燃料的NOx排放降低了48.4%。

圖13 展示了所有模擬工況下的碳煙排放。圖14 展示了PD40 燃料在不同預(yù)噴間隔下，曲軸轉(zhuǎn)角為-6°時(shí)的噴霧、O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)及溫度場的變化云圖。圖15 展示了PD40 燃料在不同后噴間隔下的碳煙前驅(qū)物A4的變化。從圖13 可以看出，正戊醇的加入能夠顯著降低碳煙排放。這是由于正戊醇的十六烷值較低，使得PD40 燃料在著火前有比純柴油更長的混合時(shí)間，缸內(nèi)混合氣更加均勻，抑制了碳煙前驅(qū)物的生成。此外，正戊醇結(jié)構(gòu)中的OH 能夠通過C（S）+OH→CO+H 的反應(yīng)促進(jìn)碳煙的氧化［23］。

圖13 不同工況下的碳煙排放變化

圖14 不同預(yù)噴間隔下-6°時(shí)PD40燃料的噴霧、O2及溫度場

與單次噴射相比，在小預(yù)噴間隔下，碳煙排放較高。這是由于預(yù)噴燃油燃燒需要消耗缸內(nèi)的氧氣，而在小預(yù)噴間隔下主噴射燃油油束進(jìn)入大量缺氧區(qū)域（見圖14（a）與圖14（c））。并且，小預(yù)噴間隔對于提升缸內(nèi)溫度的作用更顯著（見圖14（b）與圖14（d）），因此當(dāng)預(yù)噴間隔較小時(shí)，主噴燃油進(jìn)入高溫缺氧區(qū)域，造成碳煙排放增加。而在大預(yù)噴間隔下，由于油氣擁有更長的預(yù)混時(shí)間，有利于降低碳煙排放。

在較小的后噴間隔下，碳煙排放減少。這是由于兩次噴射策略能夠減小主噴燃油量，從而降低了主噴產(chǎn)生的碳煙前驅(qū)物A4含量（見圖15（a）、圖15（d）與圖15（g））。并且，后噴策略能夠增強(qiáng)對主噴及后噴燃燒產(chǎn)生的碳煙及其前驅(qū)物的氧化，從而降低了碳煙排放（見圖15（b）、圖15（e）與圖15（h））。然而，當(dāng)后噴與主預(yù)噴間隔較大時(shí)，由于后噴時(shí)缸內(nèi)湍流強(qiáng)度低，一方面不利于后噴燃油與空氣的混合，使后噴燃油生成的碳煙量增多；另一方面也不利于前期燃燒生成的碳煙卷吸進(jìn)入后噴燃燒區(qū)，導(dǎo)致前期大量碳煙及其前驅(qū)物無法被氧化（見圖15（c）、圖15（f）與圖15（i）），從而增加了碳煙排放。

圖15 PD40 燃料在不同后噴間隔下的碳煙前驅(qū)物A4分布

綜合所有工況可以看出，在3 次噴射策略下，尤其選擇大預(yù)噴間隔小后噴間隔時(shí)，碳煙排放最低。與單次噴射相比，在最優(yōu)化的3 次噴射策略工況下D100 燃料的碳煙排放降低了3.44%，PD40 燃料的碳煙排放降低了19.42%。

3 結(jié)論

（1）大比例預(yù)噴射策略能加速內(nèi)燃機(jī)主噴燃燒過程，提高缸壓峰值。隨著預(yù)噴間隔增大，缸壓峰值降低。后噴射策略降低了缸壓峰值及主噴放熱率峰值。

（2）柴油中添加正戊醇能夠顯著提高發(fā)動機(jī)IMEP；與單次噴射相比，預(yù)噴射策略使IMEP 提高，但隨著預(yù)噴間隔的增加，IMEP 有所下降；后噴策略降低了IMEP，并且隨著后噴間隔的增大，IMEP 持續(xù)降低。使用小預(yù)噴間隔策略時(shí)，發(fā)動機(jī)IMEP 達(dá)到最大，其中D100 最大IMEP 為0.521 MPa，PD40的為0.527 MPa。

（3）添加正戊醇使CO 及THC 排放降低。預(yù)噴射策略導(dǎo)致CO 及THC 的排放增加，且隨著預(yù)噴間隔的增大，排放增加更加顯著。采用主-后兩次噴射策略時(shí)，THC 排放略有增加，CO 排放顯著減少。

（4）摻混正戊醇使NOx排放升高，預(yù)噴策略使NOx排放升高，后噴策略可降低NOx排放。在大后噴間隔下NOx排放最低，與單次噴射相比，D100 燃料NOx排放降低了50.9%，PD40 的降低了48.4%。

（5）正戊醇摻混降低了碳煙排放。小預(yù)噴間隔下碳煙排放升高；大預(yù)噴間隔下碳煙排放顯著降低。小后噴間隔策略可降低碳煙排放，而大后噴間隔下碳煙排放增大。采用大預(yù)噴間隔小后噴間隔的3 次噴油策略時(shí)，碳煙排放最低。與單次噴射相比，D100 的碳煙排放降低了3.44%，PD40 的碳煙排放降低了19.42%。