摘要

废物管理和减少是全球的首要需要。在日常使用中，不同形式的塑料材料都会产生塑料污染，在新冠肺炎疫情期间，塑料污染明显增加。因此，减少废塑料的产生是当前形势下的主要挑战之一。本研究探讨废塑料转化为液态烃燃料等增值产品及其在减少温室气体排放方面的应用。对不同压缩比和PO混合下的发动机性能和燃烧特性进行了全面的研究。在不同的BMEP条件下，研究了三种不同压缩比(15.1、16.2和16.7)下液体燃料与商用柴油混合的效果。结果表明，在最佳BMEP (4.0 bar)条件下，掺混10%废塑料液体燃料可显著提高BTE，在15.1 CR条件下掺混10%废塑料液体燃料的BTE最高达35.77%，而在16.7 CR条件下掺混20%废塑料液体燃料的BSFC最低为5.77 × 10−5 kg/kW-s。对气缸压力、净放热率、升压率、累积放热率等燃烧参数的研究表明，随着压缩比从15.1增加到16.7，燃烧参数呈增加趋势。同时，CO、CO2和未燃烃的排放量也明显减少。目前的实验室规模研究的经济分析估计，大约₹12.17(0.15美元)的利润每升可能在第一年，而显著的利润从第二年开始，这是在₹59.78 -₹84.48(0.75美元- 1.07美元)的范围内，当PO与CD混合在允许的范围内，根据规范。

图形抽象

介绍

整个世界都面临着环境污染问题，如空气污染、水污染、家庭和工业排放的固体废物。塑料污染是社会面临的主要挑战之一。另一方面，由于塑料材料的广泛应用，对塑料材料的需求显著增加。这些塑料材料是由高分子聚合物制成的，具有很高的稳定性，不能被微生物自然降解。因此，它可以在环境中持续多年，并通过与腐殖质相互作用和减少溶解的有机磷和氮来影响土壤肥力，而这些有机磷和氮是植物生长所必需的成分(Li et al. 2022)。这些废塑料材料在露天环境中加热时可能释放出对环境有害的气体。此外，废塑料材料在水体中的存在导致了水生生态系统的不平衡。如果目前对塑料材料的需求持续下去，预计到2025年塑料产量将翻一番，到2050年将翻三倍(Kartik et al. 2022)。另一方面，能源安全是当今世界关注的主要问题之一，随着人口和工业化的增长，能源需求显著增加(Alawa和Chakma 2022a)。此外，大约4%的化石燃料(包括天然气和其他低比例的石油产品)被用于生产塑料，这间接影响了能源需求(Kartik et al. 2022)。在过去的几十年里，据报道，热解是将废塑料材料转化为液体燃料形式的碳氢化合物产品的清洁和最有效的技术之一(Alawa和Chakma 2022a, 2023;Padmanabhan et al. 2022;Rajak et al. 2022)。然而，产品的质量可能会因废塑料材料的加工技术而有所不同。发现液体产品适合运行内燃机，因为液体产品大多与柴油燃料匹配(Padmanabhan et al. 2022;Rajak et al. 2022;Venkatesan et al. 2018)。值得一提的是，燃烧过程中的废气排放可能会影响人类，并可能导致多种问题，包括不适和急性疾病、肺部问题、免疫系统受损、癌症、呼吸系统疾病、能见度降低、发育和繁殖中断以及肝脏(Adefeso等人，2020;Ogunkunle和Ahmed 2021;Padmanabhan et al. 2022)。因此，对发动机性能、燃烧和排放特性进行详细研究非常重要，以确认产品的可行性，并满足环境保护法、清洁空气法(Schmalensee and Stavins 2019;Singh et al. 2022)。主要的排放污染物是一氧化碳(CO)、二氧化碳(CO2)、未燃烧的碳氢化合物(UHC)、氮氧化物(NOx)和硫氧化物(SOx)，以及任何商业燃料的颗粒物(PM)。先前的研究报告称，以适当的比例使用含氧燃料和商用燃料可以通过改善燃料的燃烧过程来减少有毒气体的排放(Alawa和Chakma 2023;Budharaju et al. 2019;Nadanakumar et al. 2021;Padmanabhan et al. 2022)。因此，使用塑料废物热解产生的含氧化合物碳氢化合物将有助于减少温室气体排放(GHE)。最近，政府提议推广“灵活燃料”的概念，即将甲醇、乙醇、生物柴油等替代燃料与商业燃料混合，以满足能源需求，并通过减少GHE来发展可持续性。例如，在与市售燃料混合时，甲醇被用作添加剂和含氧燃料的替代品。因此，从废塑料中生产燃料油不仅有助于满足能源需求，而且通过减少塑料废物有助于可持续发展。此外，使用PO作为混合燃料将降低燃料成本，并使包括农业在内的多个部门负担得起，这间接有助于该国的经济。

在本次调查中，我们收集了城市塑料废物，并将其转化为有价值的液态碳氢化合物燃料，以不同的比例与商业柴油(CD)混合作为替代燃料。为了评估发动机的性能和燃烧特性，混合燃料(即10%和20% PO)在IC发动机中进行了不同压缩比或CR(即15.1,16.2和16.7)和BMEP加载条件(0-4 bar)下的测试。发动机的制动热效率(BTE)、制动比油耗(BSFC)、空燃比(A-F比)、机械效率(ME)、制动功率(BP)、指示功率(IP)等性能测试结果均优于或接近CD。缸压(CP)、升压率(RPR)、净放热率(NHRR)、累积放热率(CHR)等燃烧特性测试结果均与CD相当。发现PO与CD的共混表现出正向协同作用。排放参数(CO, CO2, HC, NOx)分析证实混合燃料符合环境保护法案的标准协议。

材料与方法

PO生产方法

从博帕尔不同地点收集废塑料样本，并根据其SPI代码(HDPE-02)对样本进行筛选。在加工前，将分离出的废塑料物料进行洗涤干燥去除水分，再进行研磨，使其粒度均匀，为2-5 mm。采用中试规模热解反应器对塑料废弃物进行热化学转化。热解温度范围为25 ~ 460℃，升温速率为10℃/min, 460℃保温时间为50 min。该工艺的产率约为84%的液体，4%的焦炭和12%的气态产物。再通过循环冷却水冷凝收集液体产物，并采用ASTM各种标准方法进行分析，然后用于发动机实验。

理化性质分析

任何燃料的物理化学性质对发动机的性能都起着重要的作用，包括燃烧过程中的气体排放。因此，我们对PO和混合样品的燃料性能进行了表征，以确定混合对发动机性能的可行性。对原材料进行了近似值和最终值分析，结果见表1。在本研究中，对两种不同比例(即10%和20% PO混合)的发动机性能进行了测试。测试的燃料样品表示为商用柴油的CD100(或仅CD)， 10% PO混合燃料的CDPO10, 20% PO混合CD燃料样品的CDPO20。PO及其与CD共混物的视觉外观如图1所示。利用1H和13C核磁共振(NMR)技术估计了不同类型的碳氢化合物，如芳烃、石蜡和烯烃的存在。利用傅里叶变换红外(FTIR)鉴定了各种官能团。采用气相色谱-质谱联用(GC-MS)对合成的PO的化学成分进行了鉴定。

单个和混合燃料样品的外观:(a) HDPE火油，(b) CDPO10， (c) CDPO20和(d) CD

发动机性能分析程序

采用四冲程可变压缩比(VCR)发动机(型号:TV1，品牌:Kirloskar)，对废塑料材料生产的液体燃料进行了发动机性能和燃烧特性分析。该发动机采用水冷却系统，并配有涡流测功机。为了研究压缩比(CR)的影响，还在不同的CR值(15.2、16.2、16.7)下进行了不同加载条件下的试验。对缸压、升压率、净放热率、累计放热率、热效率、机械效率、油耗等影响综合效率的其他参数也进行了详细的研究。此外，为了评估对环境有害的气体(即CO、CO2、NOx、HC等)的排放，还使用了五气分析仪(型号:DIGAS 444 N，品牌:AVL)对废气进行了分析。为了比较其性能和适用性，还使用市售柴油进行了对照试验。

目录

液态烃燃料的表征

各种碳氢化合物的估算

通过1H和13C核磁共振分析确定了热解油中存在的不同类型的碳氢化合物。根据我们之前的研究(Alawa和Chakma 2022a)，该分析估计了燃料样品中存在的烯烃、芳烃和石蜡等碳链。废HDPE焦油的1H和13C NMR谱如图2所示。分析结果表明，PO中芳烃、烯烃和石蜡的主要化合物含量分别为13.6%、12%和74.4%。从核磁共振结果来看，由于质子的化学位移和原子核环境，质子的行为表现为单线态、双线态和多板态。1H NMR结果显示0.7 ~ 1.7 ppm的化学位移区为石蜡的主导特征。而在0.0 ~ 2.3 ppm的化学位移范围内，液态燃料样品中存在C-H、R-CH2和R-CH3化合物。从4.6-5.9 ppm的化学位移区域证实了燃料中存在烯烃结构。为了支持1H NMR数据，我们还进行了13C-NMR分析。由于非等效核碳核有其自身的化学环境，不同的碳组合使热解油表现出不同的化学位移。13C NMR ppm在14.05 ~ 33.85范围内的化学位移强烈表明石蜡的存在。另一方面，114.06和139.25 ppm的化学位移表明存在烯烃碳化合物。14.11 ppm的化学位移值证实了碳以-CH3的形式存在，22.19、22.67和22.70 ppm的化学位移强烈表明-CH2的存在。

最佳条件下废塑料热解所得液态烃产物的核磁共振波谱图:1H NMR和b 13C NMR

化学成分的鉴定

为了确定HDPE聚合废料产生的液态烃的组成，进行气相色谱-质谱联用(GC-MS)分析，色谱图如图3所示。液相产物中化合物的碳数在C9-C21之间。然而，在Kumar和Singh(2014)以及Singh等人(2018)的先前研究中发现了C9-C25之间较高碳数范围的存在。结果表明，产物主要由烷烃、烯烃和含氧烃化合物组成。燃料样品中的主要化合物有:壬烷、癸烷、十一烷、十二烷、三烷、(十二烷，2-甲基)、(三烷，6-甲基)、(癸烷，2,3,5,8-四甲基)、(七烷，2,6-二甲基)、(七烷，2,6,10,15-四甲基)、(二十烷，10 -甲基)、(十八烷，6-甲基)、(甲氧基乙酸，3 -三烷基酯)、(甲氧基乙酸，3 -十四烷基酯)、(甲氧基乙酸，3 -十四烷基酯)和(10-甲基壬烷)。已鉴定化合物的完整列表见表2。根据GC-MS结果得到的碳数范围，估计废HDPE塑料热解油含~ 79.69%的碳链在商品柴油区域范围内。

燃料样品的色谱图显示了从废HDPE热化学转化得到的液态烃产品中存在的不同碳数

功能识别部分组

为了识别热解油中存在的官能团，我们进行了傅里叶变换红外(FTIR)分析，结果如图4和表3所示。FTIR分析证实热解油中存在多种官能团。2956.91 cm−1处的峰代表了R-CH3官能团的存在，该官能团通过C-H甲基不对称/对称来识别。同样，> CH2官能团的存在在2924.19 cm−1处，而2853.99 cm−1处为C-H亚甲基不对称/对称。Bajad et al.(2017)和Singh et al.(2018)的早期研究也报道了这种拉伸。2869.85 cm−1处的峰值信号代表通过C-H拉伸键识别的甲基(> C-H)官能团。在2359.21 cm−1的峰值处发现了-OH官能团的存在，表明了-OH的不对称伸缩振动。1646.17 cm−1处的峰值信号证实了烯烃基团的存在，1458.02 cm−1处的峰值信号表明了C = C - C芳环的存在。在1000-400 cm−1的低波数范围内，识别了燃料样品的指纹图谱(Nandiyanto et al. 2019;Pavia et al. 2014)。1377.25 cm−1处的峰值信号表明存在甲基C-H异构体的R-CH3基团。/sym弯曲识别(Singh et al. 2018)，在994.51 cm−1的峰值信号表明，环己烷环振动键存在> CH2 (Nandiyanto et al. 2019)。967.62和886.47 cm−1处的峰分别代表烯烃化合物，证实了键为反式碳氢键和偏乙烯碳氢键的面外弯曲。此外，794.68 cm−1、720.01 cm−1和669.17 cm−1处的峰分别代表芳香、烷烃、烷烃的存在，通过C-H 1,3-二取代(元)、C-H岩石和烷烃的C-H弯曲键鉴定(Nandiyanto et al. 2019;Pavia et al. 2014)。

废HDPE热解油的红外光谱分析

发动机性能分析

对于任何液体燃料，特别是可再生燃料或生物燃料，研究发动机性能和评估环境影响以确定其应用适用性是非常重要的。因此，我们进行了发动机性能实验，并使用可变压缩比(VCR)单缸四冲程柴油发动机(TV1, Kirloskar)对燃烧行为进行了表征。该发动机的详细规格也在补充资料中提供。发动机通过软件操作，使用KISTLER (6613CO18型，SN5235404)压力传感器测量缸内燃烧特性。此外，还进行了废气分析，以测量燃烧过程中气体(如CO, CO2, NOx, HC等)的排放量。结果已与商用柴油进行了比较，如下所示。

制动专用油耗

制动比油耗(BSFC)根据式(1)计算。BSFC取决于制动功率和扭矩，如式(1)所示。(2)和(3)。然而，我们在本研究中使用的系统根据以下方程自动提供直接结果(Das et al. 2020;Karishma et al. 2022)。

式中，Qf为油耗(m3/sec)， BP为制动功率(kW)， N为发动机每分钟转数，T为扭矩(N-m)， w为测功机所受载荷(kg)， g为重力加速度(m/s2)， Re为平均有效半径(m)。

研究了CD及其共混物(即CDPO10和CDPO20)在不同CR(即15.1、16.2和16.7)下的BSFC。图5a显示了在发动机变制动平均有效压力(BMEP)下，PO掺合对三种燃油样品BSFC的影响。结果显示，与纯CD相比，PO混合燃料样品中的BSFC较低。这实际上表明发动机需要较少的燃料量来获得相同的功率。CD的BSFC为1.8 × 10−4-7.22 × 10−5 kg/kW-s, CDPO10的BSFC为1.78 × 10−4-6.01 × 10−5 kg/kW-s, CDPO20的BSFC为1.83 × 10−4-5.77 × 10−5 kg/kW-s, CR为16.7。当CR值为16.2和15.1时，CD的BSFC范围分别为1.62 × 10−4 ~ 6.55 × 10−5 kg/kW-s和1.62 × 10−4 ~ 6.85 × 10−5 kg/kW-s;1.64×10−4 - 6.0×10−5公斤/ kW-s和1.71×10−4 - 5.83×10−5公斤/ kW-s CDPO10;1.8×10−4 - 7.22×10−5公斤/ kW-s和1.76×10−4 - 5.92×10−5公斤/ kW-s CDPO20。当BMEP为1.0 bar时，CDPO20在CR为16.7时BSFC值最高，为1.8 × 10−4 kg/kW-s;当BMEP为4.0 bar时，CDPO20在CR为16.7时BSFC值最低，为5.77 × 10−5 kg/kW-s。在任何CR条件下，随着BMEP从0(零)增加到4.0 bar，所有被测燃料的BSFC趋势都有所下降。在最佳BMEP下，PO与CD共混可使CDPO10和CDPO20在16.7 CR时的BSFC分别降低~ 16.69%和~ 20.13%。在最佳BMEP条件下，CDPO10和CDPO20在16.2 CR时BSFC分别降低了~ 8.76%和~ 8.4%，在15.1 CR时BSFC分别降低了14.81%和17.24%。当使用PO复合燃料样品时，低油耗归因于PO混合燃料样品的低粘度和高热值(Alawa和Chakma 2022a;Padmanabhan et al. 2022)。然而，当压缩比(CR)从15.1增加到16.7时，燃油消耗增加，其他研究也报道了这一点(Alawa和Chakma 2023;Rajak et al. 2022)。

不同BMEP和CR下柴油及其PO混合燃料的发动机性能分析:a制动比油耗(BSFC)、b制动热效率(BTE)、ca - f比、d机械效率(ME)、e制动功率(BP)和f指示功率(IP)

制动热效率

制动热效率(BTE)是衡量压燃式发动机燃油效率的指标，由发动机轴向输入燃料能量输出的功率来实现，可以使用以下公式(Alawa and Chakma 2023)进行估算。

式中Hf为燃料提供的热量(kW)， Cf为燃料热值(kJ/kg)， EffBT为热制动效率(%)。

图5b显示了纯CD及其混合物(CDPO10和CDPO20)在三个CR(15.1, 16.2和16.7)下的制动热效率(BTE %)与BMEP的变化。随着发动机负荷的增加，所有燃料样品的BTE都有所增加。CD、CDPO10和CDPO20的测试燃料样品的BTE值分别为12.05-29.61%、12.44-34.69和10.9-32.05%，CR值最高(16.7)。同样，CD、CDPO10和CDPO20在CR 15.1时的BTE值分别为13.33 ~ 31.20%、12.28 ~ 35.77%和11.5 ~ 33.66%，在CR 16.2时的BTE值分别为13.36 ~ 30.94%、11.91 ~ 34.9%和13.32 ~ 33.12%。结果表明，在所有CR值和BMEP条件下，CDPO10均具有较高的BTE。在最佳BMEP条件(4.0 bar)下，CDPO10在CR 15.1时的BTE最高为35.77%，而样品CDPO20在1.0 bar BMEP时的BTE最低为10.9%。结果表明，在最佳BMEP和CR分别为16.7和14.63%和7.61%的情况下，PO与CD的混合提高了BTE。同样，CDPO10和CDPO20在CR 15.1时的BTE增量分别为12.76和7.31%，在CR 16.2时分别为11.34和6.6%。BTE的增加归功于燃料质量的提高以及氧合物的存在，这有利于燃烧缸中更好的空气-燃料混合物。此外，CDPO10的高热值和低粘度使燃料易于流动，提供更高的能量，这体现在BTE结果中。PO混合燃料增加BTE的另一种可能性可能是由于热量快速释放导致的点火延迟增加，这减少了热损失，从而增加了BTE (Ramesh et al. 2022)。

空气燃料比

随着BMEP和CR的变化，空燃比(A/F比)的影响如图5 c所示。空燃比是根据进入燃烧室的空气和燃料的流量计算的。A/F比是发动机性能的一个重要参数。较高的A/F比有利于更好的燃料在气缸内燃烧，并导致更高的能量释放和更低的废气排放的CO和CO2。另一方面，A/F比的降低增加了EGT，导致气缸压力升高，其次是压力速率。结果表明，当施加压缩比为16.7时，CD、CDPO10和CDPO20的A/F比值分别为54.28 ~ 31.92、60.96 ~ 43.54和61.8 ~ 39.43。同样，CD、CDPO10和CDPO20的A/F比值在CR 15.1为55.69 ~ 34、62.86 ~ 39.94和63.67 ~ 38.33,CR 16.2为62.09 ~ 35.35、58.52 ~ 38.33和62.03 ~ 37.47。初始BMEP (0 bar)条件下，CDPO10在CR为15.1时的A/F比最高为63.86，最佳BMEP (4.0 bar)条件下，CD在CR为16.7时的A/F比最低为31.92。CDPO10的A/F比最高可能是由于在特定的BMEP条件下燃料消耗较少，而低油耗取决于燃料的粘度，这导致燃料在缸内燃烧过程中更好的雾化。在最佳BMEP条件下，添加CDPO10和CDPO20的A/F比纯CD分别高14.87%和11.31%，CR为15.7。以cr16.2和16.7为例，在最佳BMEP条件下，与CD相比，CDPO10高7.76和26.7%，CDPO20高5.65和19.06%。

机械效率

机械效率(ME)是指在压燃式柴油机中制动功率与指示功率之比。计算ME的数学表达式如下(Alawa and Chakma 2023):

式中EffMech为机械效率(%)，IP为功率(kW)， pim为平均有效压力(Pa)， A为活塞有效截面积(m2)， L为活塞行程长度(m)， Nc为气缸数量，D为气缸直径(m)。

PO与BMEP混合对ME的影响如图5 d所示。在所有压缩比(即15.1、16.2和16.7)下，燃料的ME随着BMEP的增加而增加，CD、CDPO10和CDPO20的ME变化趋势相似。BMEP为1.0 ~ 4.0 bar时，CD、CDPO10和CDPO20的ME分别为31.95 ~ 91.11%、33.9 ~ 94.75%和32.29 ~ 93.2%，CR为15.1。同样，CD、CDPO10和CDPO20在CR 16.2时的比值分别为30.94 ~ 94.69%、30.01 ~ 87.94%和27.59 ~ 86.18%。当CR最高时(16.7)，在1 ~ 4 bar的BMEP条件下，燃料样品CD、CDPO10和CDPO20的ME分别为33.97 ~ 90.04%、30.94 ~ 87.21%和29.93 ~ 88.02%。在CR为15.1和最佳BMEP时，CDPO10和CDPO20的ME分别比CD高3.85%和2.24%。在最佳BMEP下，以CDPO10和CDPO20为燃料时，ME比CD分别高出7.14%和9%，CR值为16.2。当使用CDPO10和CDPO20时，在CR 16.7时ME增加了3.15%和2.24%。在1.0 bar BMEP下，CDPO10在CR 15.1和最大BMEP下的代谢能最高，为94.75%;CDPO20在CR 16.2时的代谢能最低，为27.59%。ME的变化可归因于中间BMEP条件下CP和RPR等其他参数的变化以及PO混合燃料的物理化学性质。

制动功率

测试燃料(CD、CDPO10和CDPO20)在15.1、16.2和16.7三种不同压缩比下的制动功率(BP)随BMEP的变化如图5 e所示。结果表明，BP随BMEP的增加而增加，并且在所有CR下几乎相同，在CR 16.7时，CD的BP变化范围为0.07-3.44 kW, CDPO10的BP变化范围为0.12-3.33 kW, CDPO20的BP变化范围为0-3.38 kW。同样，CD、CDPO10和CDPO20在CR 15.1时的输出功率分别为0-3.3 kW、0.06-3.3 kW和0-3.33 kW，在CR 16.2时的输出功率分别为006-3.31 kW、0-3.31 kW和0.06-3.38 kW。在最佳BMEP下，当压缩比为16.7时，最大BP为~ 3.44 kW。

指示功率

图5f显示了不同BMEP (0-4.0 bar)条件下三种不同CR(15.1、16.2和16.7)下指示功率(IP)的变化。Cr为15.1时，CD、CDPO10CD和CDPO20的功率分别为2.42 ~ 3.62 kW、2.32 ~ 3.48 kW和2.26 ~ 3.58 kW。而CD、CDPO10和CDPO20样品在CR 16.2和CR 16.37下的功率范围分别为2.43 ~ 3.5 kW、2.42 ~ 3.76 kW和2.42 ~ 3.91 kW。在CR为15.1时，PO共混物的IP较低。同样，当CR值为16.2和16.7时，该值更高。然而，在CR为16.7时，CDPO10在BMEP的中间范围(2-3 bar)的IP较低，导致该条件下的ME较高。结果表明，在所有不同CR条件下，所有测试燃料样品的IP都随着BMEP的增加而增加。

发动机燃烧分析

气缸压力和压力上升速率

研究了CD及其与PO (CDPO10和CDPO20)混合燃料在三种不同CR下的最大BMEP下气缸压力随曲柄角的变化情况，如图6a所示。在最佳BMEP条件下，所有测试燃料的峰值气缸压力随CR从15.1到16.7变化而增加。当CR由15.1变为16.7时，CD、CDPO10和CDPO20的缸压峰值分别增加16.63%、18.3%和15.72%。在最佳BMEP条件下，CD、CDPO10和CDPO20在CR 16.7时的最大气缸压力分别为上死点后6度时的49.9 bar、5度时的51.9 bar和5度时的50.9 bar。同样，在最大BMEP条件下，在CR 15.1和16.2的情况下，在9度和8度aTDC下，CD的缸内压力峰值分别为41.6和42 bar, CDPO10的缸内压力峰值分别为42.4和43.2 bar, CDPO20的缸内压力峰值分别为42.9和443 bar。随着PO的掺合，峰值缸压发生变化，其中CDPO10为1.88 ~ 3.85%，CDPO20为1.96 ~ 5.19%。在最佳BMEP (4.0 bar)条件下，CDPO10在CR 16.7时的峰值缸压达到51.9 bar，而在最佳BMEP条件下，CD在CR 15.1时的最低缸压为41.6 bar。

考虑曲柄角(CA)的柴油机及其PO混合燃料的燃烧分析。a气瓶压力，b压力上升率(RPR)， c平均气体温度(MGT)， d累积放热率(CHR)， e净放热率(NHRR)， f pv图，4bmep

压力上升速率(RPR)的变化取决于燃烧过程中的缸内压力。RPR提供了有关燃烧过程和性能期间噪音的信息。CD及其PO混合物(CDPO10和CDPO20)的RPR与曲柄角(CA)的关系如图6b所示。在最佳BMEP条件下，当CR为16.7时，CD、CDPO10和CDPO20在4、2和2度aTDC下的最大RPR分别为4.63 × 105 Pa/°CA、4.5 × 105 Pa/°CA和4.87 × 105 Pa/°CA。同样，在最佳BMEP条件下，CR为15.1时，CD、CDPO10和CDPO20在6℃aTDC下的最大RPR分别为3.03 × 105 Pa/°CA、3.37 × 105 Pa/°CA和3.82 × 105 Pa/°CA。另一方面，CD、CDPO10和CDPO20在最佳BMEP条件下，当CR为16.2时，在aTDC为6、5和6度时的最大RPR分别为4.24 × 105 Pa/deg CA、4.42 × 105 Pa/deg CA和5.30 × 105 Pa/deg CA。在不同CR条件下，RPR随BMEP的增加而增加。然而，CR和PO混合后RPR的变化显示出相当令人兴奋的结果。在最高BMEP (4.0 bar)下，CDPO20在CR为16.2时的RPR为5.30 × 105 Pa/℃CA。而在最佳BMEP条件下，CD的RPR为3.03 × 105 Pa/℃，CR为15.1。

平均气体温度和累积热量释放

研究了不同压缩比(即15.1、16.2和16.7)下的平均气体温度(MGTs)随曲柄角的变化情况，如图6 c所示。分析结果表明，CD、CDPO10和CDPO20燃料样品在CR 16.7和最佳BMEP条件为4.0 bar时，在23度aTDC时最大MGT为1401.1 K，在24度aTDC时最大MGT为1446.5 K，在27度aTDC时最大MGT为1406.1 K。同样，在CR 15.1的情况下，CD、CDPO10和CDPO20在最佳BMEP下的最大温度分别为1227.8、1316.4和1277.1 K，而在CR 16.2的情况下，CD、CDPO10和CDPO20在30、31和28度aTDC下的最大温度分别为1279.9、1341.4和1362.8 K。在最佳BMEP下，所有测试燃料的最大MGT随CR的变化而增加，CR在15.1 ~ 16.7之间变化。然而，CD中的PO混合在所有压缩比下都增加了最大MGT。CDPO10的MGT增量为3.14 ~ 6.73%，CDPO20的MGT增量为0.36 ~ 6.08%。在最佳BMEP条件下，CDPO10在CR 16.7时的最高MGT为1446.5 K，而CD在CR 15.1时的最低MGT为1227.8 K。CDPO10的高MGT可能是由于较高的CP和CHR (Rajak et al. 2022;Venkatesan et al. 2018)。

此外，在最佳BMEP下，所有测试燃料(CD, CDPO10和CDPO20)在15.1,16.2和16.7三个CR下的累积放热(CHR)随曲柄角的变化如图6 d所示。在CR 15.1时，最大CHR值记录为369.2,437.8和410.5 J/度;CR为16.2时的435.9、454.9和463 J/℃;CD、CDPO10和CDPO20的最佳BMEP值分别为446.7、579.9和435.5 J/ g。在最佳BMEP下，CR从15.1增加到16.7导致所有测试燃料样品的最大CHR值增加。这可能归因于缸内压力的增加(Alawa和Chakma 2023;Rajak et al. 2022)。在最大BMEP条件下，PO的掺入使CDPO10的最大CHR比CD分别提高了15.67%和4.18%，CDPO20的最大CHR在CR 15.1和16.2时分别提高了10.06和5.85%。在最佳BMEP条件下，CDPO10的最大CHR在CR 16.7时达到最高(579.9 J/ g)，而CD的最大CHR在CR 15.1时达到最低(369.2 J/ g)。在CDPO10的情况下，最大CHR是由于在4.0 BMEP的燃烧过程中较高的a /F混合物。另一个可能的原因可能是燃料的物理化学性质，如十六烷值、粘度和热值等(Alawa和Chakma 2023;Venkatesan et al. 2018)。

净放热率

研究了CD、CDPO10和CDPO20燃料在气缸内燃烧时的净放热率。NHRR由Heywood数学方程计算得出(Soudagar et al. 2020):

在哪里

：

释放热量的速率

P_c：

液压缸压力

γ_年代：

比热比

：

从气体到气缸壁的传热速率

V：

燃烧室的体积

图6 e描述了最佳BMEP下CD - PO共混物在三种CR下的NHRR随曲柄角的变化情况。实验结果表明，在最佳BMEP条件下，CD、CDPO10和CDPO20在CR为15.1时的最大NHRR分别为42.3、46.1和49 J/度。同样，在最佳BMEP条件下，在CR为16.2和16.7时，CD为55.7和56.9 J/ g, CDPO10为56.3和51.1 J/ g, CDPO20为66.9和54.8 J/ g。此外，还观察到CD的最大NHRR随压缩比的增加而增加。然而，PO共混物(CDPO10和CDPO20)的最大NHRR在CR 16.2时略有增加。比较PO混合燃料(CDPO10和CDPO20)在不同CR下得到的结果可以看出，在最佳BMEP条件下，两种混合比例的最大NHRR均为CR 16.2。结果表明，在CR 15.1和CR 16.2条件下，与CD和PO混合燃料相比，PO混合燃料的MHRR更高，CDPO10的MHRR分别提高了~ 8.24和1.06%，CDPO20的MHRR分别提高了13.67和16.74%。在最佳BMEP (4.0 bar)条件下，CDPO20在CR为16.2时的最大NHRR为66.9 J/ g。而在较高BMEP (4.0 bar)条件下，CR为15.1的CD的最大NHRR最低(在6℃aTDC下为42.3 J/℃)。由于与其他燃料相比，燃料样品的热值更高，CDPO20的NHRR最高(Rajak et al. 2022)。

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