唐青龍 劉海峰 李明坤 堯命發(fā)

(天津大學，內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津300072)

雙燃料發(fā)動機缸內分層激光誘導熒光實驗及化學動力學模擬研究

唐青龍 劉海峰*李明坤 堯命發(fā)

(天津大學，內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津300072)

雙燃料壓燃(RCCI)是一種很有前景的發(fā)動機新型燃燒方式，能在小負荷到中高負荷范圍內實現(xiàn)發(fā)動機高效清潔燃燒，為了將RCCI拓展到更高負荷，需要對其缸內燃油分層和燃燒過程開展更深入研究。本文在一臺雙燃料光學發(fā)動機上采用燃油-示蹤劑平面激光誘導熒光法(PLIF)，對RCCI著火前缸內燃油分層進行定量測量，選用甲苯作為示蹤劑，利用266 nm脈沖激光激發(fā)甲苯熒光，發(fā)動機轉速1200 r·min－1，平均指示壓力6.9×105Pa，氣道噴射異辛烷，缸內在上止點前10°噴射正庚烷。采用燃油-氣體絕熱混合假設，對PLIF測量結果進行溫度不均勻性修正，以上止點后5°曲軸轉角下的測量結果為例，不修正相比修正測試區(qū)域內的最大當量比高估15%。根據實驗結果，利用Chemkin軟件分析了活性、濃度和溫度分層對燃燒滯燃期的影響，結果顯示燃料活性分層和濃度分層共同決定RCCI的著火滯燃期，其中活性分層影響要大于濃度分層，而溫度分層對著火滯燃期影響很小。RCCI燃燒過程自發(fā)光的高速成像結果表明，著火過程首先出現(xiàn)在燃燒室邊緣的高活性區(qū)域，隨后火焰向燃燒室中心處的低活性區(qū)域發(fā)展，碳煙輻射光圖像顯示碳煙主要形成于燃燒室邊緣的高活性區(qū)域。

激光誘導熒光法；雙燃料壓燃；燃油分層；光學發(fā)動機

1 引言

柴油機由于在熱效率、功率密度和耐久性等方面的優(yōu)勢而被廣泛應用，是國民生活和生產過程中不可或缺的動力來源。傳統(tǒng)柴油機燃燒模式具有擴散燃燒特點，導致其高碳煙和氮氧化物(NOx)排放是當前大氣污染的重要來源之一，隨著內燃機排放法規(guī)日益嚴格，降低柴油機碳煙和NOx排放成為研發(fā)工作重點1。

為此，人們提出了一些新型燃燒方式來實現(xiàn)機內凈化，降低柴油機原始排放，例如柴油低溫燃燒(LTC)。LTC主要特征是通過引入較大比例的廢氣再循環(huán)(EGR)來延長燃燒滯燃期，實現(xiàn)燃油噴射過程和著火燃燒過程的分離，以獲得更長的油氣混合時間，降低缸內局部混合氣濃度和燃燒最高溫度，達到同時減少碳煙和NOx排放的目的2,3。但LTC運行工況局限于發(fā)動機中小負荷，大負荷下燃油噴射量的增加需要引入更多的EGR來分離噴油和著火過程，而過量EGR的使用導致柴油機未燃碳氫(UHC)和CO排放增加，發(fā)動機熱效率降低4。這主要是因為柴油燃料具有較高的活性而更易著火，從燃料活性和發(fā)動機運行負荷范圍的角度來講，不同的負荷下存在一個最佳的燃料活性，在低負荷宜采用高活性燃料，而在中高負荷則宜采用低活性燃料。Inagaki等5采用進氣道噴射異辛烷，缸內直噴柴油的雙燃料燃燒方式，氣道噴射形成分布均勻的低活性混合氣，壓縮沖程內噴射高活性的柴油來引燃混合氣，通過調節(jié)氣道和缸內噴射比例來控制總體的燃料活性，隨著負荷的升高柴油的比例逐漸降低，研究表明可以在發(fā)動機的平均指示壓力(IMEP)為12×105Pa的負荷下實現(xiàn)極低的碳煙和NOx排放，且發(fā)動機指示熱效率超過50%。Kokjohn等6將這種在不同負荷下通過控制高低活性燃料比例來實現(xiàn)高效清潔燃燒的方式稱為活性可控壓燃(RCCI)，并證明RCCI燃燒模式能實現(xiàn)相比傳統(tǒng)柴油機更高熱效率的原因來自燃燒傳熱損失的降低。國內外學者針對RCCI燃燒模式開展了豐富的臺架實驗研究7－10發(fā)現(xiàn)，結合多次噴油和適當比例的EGR，RCCI燃燒模式在降低碳煙和NOx方面很有潛力，同時RCCI具有多種燃料適應性，除汽油外，像甲烷、乙醇、丁醇等低活性燃料均可用于氣道噴射，而生物柴油等高活性燃料則可用于缸內直噴。另外，相比于柴油LTC，RCCI在熱效率(汽油/柴油RCCI在負荷為9.3×105Pa IMEP時，總體指示熱效率可達56%)和負荷拓展(汽油/柴油RCCI運行范圍從低負荷到中高負荷：2×105－14.6×105Pa IMEP)方面也具有優(yōu)勢9，但目前RCCI面臨的主要挑戰(zhàn)在于向發(fā)動機高負荷拓展時存在壓升率過高，及碳煙和NOx排放超標的問題11。為了解決這些問題，需要對RCCI缸內混合氣形成和著火過程進行更深入研究，RCCI的混合氣形成同時存在濃度、活性和溫度分層，著火和火焰發(fā)展過程更為復雜，傳統(tǒng)發(fā)動機臺架實驗難以獲得缸內燃料分層和燃燒過程詳細信息，因此在光學發(fā)動機上開展缸內混合氣分層和燃燒過程的光學測試十分必要。

目前針對RCCI的光學診斷研究主要來自美國圣地亞國家實驗室和威斯康辛大學的聯(lián)合研究成果12－14。Kokjohn等14在光學發(fā)動機上采用異辛烷和正庚烷分別作為低活性和高活性燃料，利用燃油-示蹤劑平面激光誘導熒光法(PLIF)實現(xiàn)了定量測量不同正庚烷直噴噴油時刻下缸內當量比分布和燃料活性分布，研究表明RCCI的著火過程首先出現(xiàn)于油束下游的高活性區(qū)域，隨后火焰向低活性區(qū)域發(fā)展，利用燃料活性分層可以控制燃燒放熱速率，分層不足或分層過度都會導致過高的燃燒放熱速率。由于受到光學發(fā)動機結構強度限制，該研究的發(fā)動機負荷維持在4.2×105Pa IMEP，屬于低負荷，上文中提到RCCI的主要問題在于大負荷，因此在更高發(fā)動機負荷上開展光學診斷更具有實際意義。另外，Kokjohn等14研究中采用甲苯作為示蹤劑，其熒光強度對溫度較敏感，為了考慮缸內充量局部溫度不均勻性對熒光強度的影響，該研究中采用燃油絕熱氣化吸熱假設來修正實驗結果，但文中沒有討論這種修正對實驗結果的影響大小，即在其研究中采用甲苯PLIF測量RCCI燃油分層時沒有討論溫度不均勻性修正后對測試結果的影響。

為此，筆者在一臺光學發(fā)動機上開展了RCCI燃油分層和燃燒過程的可視化研究，氣道噴射異辛烷，缸內上止點前10°曲軸轉角噴射正庚烷，發(fā)動機負荷維持在6.9×105Pa IMEP。首先，采用燃油-甲苯PLIF定量測量方法14，對該工況下缸內的燃油濃度和活性分層進行了定量測量，利用“燃油-氣體絕熱混合假設”得到缸內充量的溫度分布，并分析了修正過程對燃油分層測量結果的影響。隨后，在指定測量空間區(qū)域內，采用得到的濃度、活性和溫度分層結果，利用Chemkin中的零維閉式均相反應器模擬結果分析了濃度、活性和溫度分層對著火滯燃期的影響。最后，利用高速成像技術獲取了RCCI燃燒工況下缸內火焰自發(fā)光圖像，探討了RCCI燃燒模式的著火和火焰發(fā)展過程。

2 實驗裝置和光學測試方法

2.1 光學發(fā)動機PLIF測試系統(tǒng)

光學發(fā)動機缸內混合氣分層定量測量激光診斷裝置如圖1所示，該系統(tǒng)由光學發(fā)動機，燃油噴射控制系統(tǒng)，激光系統(tǒng)和圖像采集系統(tǒng)組成15,16。

光學發(fā)動機由一臺四沖程柴油機改造而成，為了實現(xiàn)缸內過程可視化，采用加長活塞并在其上方設置平面石英玻璃視窗，組成圓柱形燃燒室(直徑：63 mm，高：9 mm)，在加長活塞下方設置45°紫外反光鏡，光學發(fā)動機底面基本結構參數如表1所示。發(fā)動機有兩套燃油噴射系統(tǒng)分別用于氣道和缸內噴射，其中氣道噴射采用電控汽油機低壓噴油系統(tǒng)，缸內直噴采用高壓共軌噴油系統(tǒng)，缸內直噴噴油器為6孔，噴孔直徑150 μm，噴霧錐角150°，噴油器安裝位置略偏離燃燒室中心。激光系統(tǒng)主要包括Nd:YAG(Pro-250,Spectra Physics, USA)激光器，激光反光鏡組和柱面鏡組。Nd:YAG激光器產生266 nm激光用于激發(fā)燃油中示蹤劑熒光，該激光經柱面鏡組整形為沿水平方向厚度小于1 mm、寬度約30 mm的片狀激光并穿過環(huán)形石英玻璃進入光學發(fā)動機氣缸內，片狀激光距缸蓋下表面10 mm。為了在活塞位于上止點附近時將激光引入至燃燒室中，在平頂凹坑燃燒室右側設置寬40 mm的缺口。燃燒室結構、可視范圍、激光和噴油器相對位置如圖2所示。

實驗過程中，光學發(fā)動機被電力測功機倒拖到1200 r·min－1轉速，產生10 Hz方波信號，電控單元(ECU)讀取該信號，當接收到來自燃油噴射系統(tǒng)的噴油信號時，觸發(fā)噴油器噴油，同時觸發(fā)數字脈沖延時器(DG535,Stanford Research,USA)根據即將進行測量的曲軸轉角將信號延時，發(fā)出一路信號觸發(fā)Nd:YAG激光器，另一路信號觸發(fā)ICCD(intensified charge coupled device,DH734i-18F-03,Andor,Northern Ireland)相機，并保證ICCD相機拍攝門寬(50 ns)的始點與激光脈沖(8 ns)的始點對應，由于示蹤劑分子熒光壽命只有幾十納秒，這樣可以保證相機拍攝門寬內能采集到相應曲軸轉角下示蹤劑熒光信號。ICCD相機采用焦距為105 mm的f/5.6紫外增強鏡頭，相機拍攝圖像數據保存到采集系統(tǒng)，受到激光頻率限制，每個發(fā)動機循環(huán)只有一個脈沖激光，只能采集一幅PLIF圖像。

表1 光學發(fā)動機基本參數Table 1 Optical engine specifications

圖2 燃燒室結構和可視區(qū)域示意圖Fig.2 Scheme and view field of the combustion chamber

發(fā)動機運行工況如表2所示，光學發(fā)動機轉速控制在1200 r·min－1，循環(huán)噴油總量為30 mg當量熱值的正庚烷，其中缸內直噴9 mg正庚烷，氣道直噴異辛烷，缸內直噴時刻為上止點后(ATDC)－10°曲軸轉角(CA)，缸內直噴壓力為600×105Pa，氣道噴射時刻為－360°CA ATDC，對應進氣沖程初期，氣道噴射壓力為3×105Pa。保持進氣溫度348.15 K，總體燃空當量比0.77。該工況下發(fā)動機的IMEP為6.9×105Pa。為減少連續(xù)噴油對燃燒室視窗的污染，同時受ICCD相機拍攝速度限制，實驗過程中每隔20個發(fā)動機循環(huán)進行一次噴油過程。

表2 光學發(fā)動機運行工況Table 2 Operation conditions of the optical engine

除了對缸內混合氣分層進行了PLIF定量測量外，利用高速攝像機(Photron SA5，Japan)對該工況下單個循環(huán)內的缸內液相噴霧過程和燃燒自發(fā)光進行了成像測量，采集這些數據時，關閉激光系統(tǒng)，將ICCD相機替換為高速相機，高速相機采用50 mm焦距f/1.2鏡頭，光圈設置為f/2.8，拍攝速率為10000幀/s，曝光時間為100μs，時間分辨率為0.72°CA。

2.2 燃油-示蹤劑PLIF測試方法

本文缸內燃油的分布測量時刻在噴油結束之后，燃油以氣態(tài)形式存在，選擇甲苯作為燃油示蹤劑，甲苯熒光信號受到空氣中氧氣淬熄作用的影響很大17，為了消除這種影響，發(fā)動機進氣采用純氮氣，發(fā)動機在無燃燒的情況下進行混合氣濃度測試。研究表明，甲苯熒光強度要遠高于酮類，例如在純氮氣條件下采用248 nm激光激發(fā)，甲苯熒光強度比3-戊酮高三個數量級18。因此使用甲苯作為示蹤劑可大幅提高熒光圖像信噪比，同時示蹤劑添加比例可大大減少，有利于消除因示蹤劑與燃油之間物性差異造成的對實際氣相燃油分布的測量誤差，本研究中甲苯添加體積比例為1%，采用266 nm激光作為激發(fā)波長。實驗中采用高效液相色譜級(HPLC)的正庚烷(純度＞98%，元立化工)和異辛烷(純度＞99.7%，元立化工)，分析純級的甲苯(＞99.7%，元立化工)。

圖3 正庚烷和1%甲苯(體積分數)液相混合物266 nm激發(fā)熒光(LIF)光譜和熒光帶通濾鏡選擇Fig.3 Laser-induced fluorescence(LIF)spectra(266 nm) of a mixture of n-heptane and 1%toluene(volume fraction)coupled with different fluorescence filters

為了選取適當濾鏡分離甲苯熒光信號，利用光纖光譜儀對正庚烷和1%甲苯(體積分數)的液相混合物在266 nm激光激發(fā)下的熒光光譜進行采集，如圖3所示，甲苯熒光波長范圍約為270－350 nm。為了消除激光散射，將光譜儀探測光纖分別配合292帶通、295高通、300高通和315帶通熒光濾鏡，得到經過濾鏡后的熒光信號，可以看出各濾鏡均能消除激光散射，其中292帶通濾鏡的透過率(中心波長292 nm，半高寬32 nm)范圍位于甲苯主要熒光波段，信號收集效率最高，因此在后續(xù)的PLIF成像測量中，ICCD相機鏡頭配合292帶通濾鏡使用。

內燃機缸內燃油濃度通常用燃空當量比(φ)表征，簡稱當量比。Kokjohn等14用PRF數來表征燃油活性，在已知缸內空間某處的氣態(tài)異辛烷和正庚烷質量miso-octane和mn-heptane的情況下，將二者換算成燃油噴射前各自液態(tài)體積，其中異辛烷占總體比例定義為PRF數，如公式(1)所示，其中ρiso-octane和ρn-heptane分別表示噴油前液態(tài)異辛烷和正庚烷密度，PRF數的范圍為0到100，PRF數越小，表示總體燃料活性越大，0表示燃料為純正庚烷，100表示燃料為純異辛烷。

RCCI同時存在氣道噴射和缸內噴射，要想分別獲得缸內空間二維平面上異辛烷和正庚烷燃油分布，采用如下假設14，即認為氣道噴射和缸內噴射的兩種燃料油氣混合過程互不干擾，通過分別測量氣道噴射下異辛烷分布和缸內直噴下正庚烷分布，通過公式(1)得到總體的燃油活性分布，將測得的二者的濃度分布相疊加得到總體的燃油濃度分布。

甲苯熒光信號強度SPLIF如公式(2)所示，其中：c為實驗系統(tǒng)常數；激光能量Elaser，實驗過程中維持在單脈沖激光能量60 mJ；測試容積V；甲苯的摩爾密度n，即單位體積的摩爾數；甲苯分子的吸收截面σ(p,T)和量子產率φ(p,T)，二者都與溫度和壓力有關。

圖4所示為分別只進行氣道噴射和只進行缸內直噴，5°CAATDC時獲得的PLIF圖像，圖像取自10次測量結果平均值，可以看出由于氣道噴射時燃油有充足混合時間，所以可認為缸內燃油和溫度分布是均勻的，因此氣道噴射圖像測量結果可以用來標定缸內直噴時PLIF結果。

圖4 分別進行氣道噴射(a)和缸內直噴(b)5°CAATDC時缸內的PLIF圖像Fig.4 PLIF images at 5°CAATDC under port fuelinjection(a)and in-cylinder direct-injection(b)

以圖4中5°CAATDC時刻下的PLIF圖像為例說明定量標定過程，根據已知的氣道燃油噴射量和初始的進氣條件，推算出缸內測試區(qū)域內任意像素點處的苯摩爾密度ncali和平均溫度Tcali(cali指標定值，根據氣缸平均壓縮壓力，采用絕熱壓縮假設)，根據公式(2)，圖4(a)中任意點熒光強度Scali可以表示為式(3)。同樣圖4(b)中測試區(qū)域內任意像素點熒光強度Sexp(exp指實測值)可以表示為式(4)，由于圖像測量角度都位于5°CA ATDC，有pcali= pexp，倘若認為圖4b中測試區(qū)域內溫度也是均勻分布的，即Tcali=Texp，那么聯(lián)立式(3)和(4)，圖4(b)中任意像素點位置的摩爾密度nexp則可利用式(5)計算得到。在已知ncali和nexp情況下，根據甲苯在燃料中1%(體積分數)的添加比例關系得到異辛烷和正庚烷的摩爾密度niso-octane和nn-heptane，進而通過換算可得到任意像素點處的總體當量比φ和PRF數。

然而，圖4(b)中由于存在燃油分布不均勻性，高濃度區(qū)域燃油氣化吸熱會導致局部溫度降低，即Texp＜Tcali，而甲苯熒光強度對溫度變化十分敏感，研究表明266 nm激光激發(fā)下，環(huán)境溫度從300 K升高到1000 K，甲苯分子吸收截面σ增加約3倍，而量子產率φ則減小了約2個數量級17，因此需要對圖4(b)中燃油溫度不均勻性對測試結果的影響進行修正。

根據公式(2)定義參數Icali(p,T)如式(6)，其為溫度和壓力的函數，研究表明壓力對甲苯熒光強度的影響主要來自于氧氣淬熄作用，Musculus等19認為，發(fā)動機進氣為純氮氣時，氧氣淬熄作用被消除，在溫度不均勻性修正過程中壓力對熒光強度影響可以忽略，Icali可以認為只與環(huán)境溫度有關的函數。為了得到Icali與缸內平均溫度Tcali的函數關系，在氣道噴射工況的不同曲軸轉角(－65°到0°，間隔5°)下采集PLIF圖像，根據平均缸壓曲線利用絕熱壓縮假設求得對應曲軸轉角下缸內平均溫度Tcali，最終得到Icali與Tcali的曲線如圖5所示，從圖中可以看出隨溫度的升高，甲苯熒光強度呈下降趨勢，采用指數函數19擬合出Icali與Tcali關系式如(7)。

圖5 溫度不均勻性修正曲線Fig.5 Correction curve used for temperature nonuniformity in air-fuel charge

根據溫度修正曲線，對測試區(qū)域內某像素點處正庚烷摩爾密度nn-heptane進行迭代修正，具體流程見圖6。首先，假設缸內直噴工況下缸內溫度(Tcali)分布是均勻的，利用公式(5)得到nexp，進而計算得到直噴正庚烷的摩爾密度nn-heptane，接下來采“燃油-氣體絕熱混合假設”計算燃油氣化吸熱過程，分為兩步，如流程圖中虛線所示部分，第一步：不考慮噴油過程，假設燃油在初始噴油時刻(－10° CAATDC)下立即與缸內氮氣完全混合，形成PLIF測量時刻下的燃油分布狀況，計算混合氣溫度過程中，認為燃油(燃油溫度與發(fā)動機冷卻水的溫度相同)被噴射到初始噴油時刻下缸內中的氮氣，經絕熱混合后最終形成溫度(Tevap)均勻的燃油與氮氣混合物。第二步：燃油與氮氣混合氣從初始噴油時刻被絕熱壓縮到PLIF測量時刻，并假設該壓縮過程中燃油分布保持不變，最終得到壓縮后溫度Tcomp，如果Tcomp與初始假設的均勻溫度Tcali之間的差異不小于1 K，那么Tcali=Tcomp，將更新后的Tcali帶入到公式(7)中，得到更新后的Icali，重新利用溫度均勻假設，根據公式(5)計算nn-heptane并進入新一輪迭代，直到Tcomp與Tcali之差小于1 K，終止迭代，得到最終修正后的正庚烷摩爾密度n?n-heptane，此時Tcali溫度可用來代表像素點當地溫度，對測試區(qū)域內所有像素點經過以上修正流程后可得到測試區(qū)域內當量比、PRF數和溫度分布。

圖6 溫度不均勻性修正迭代流程Fig.6 Iteration process for temperature non-uniformity correction

3 實驗結果與分析

3.1 溫度修正對測量結果的影響

圖7為利用高速攝像機記錄的缸內直噴正庚烷的液相噴霧散射圖像，控制系統(tǒng)中設置的噴油時刻為－10°CAATDC，實際觀測到的第一幅出現(xiàn)液相噴霧的圖像在－7.12°CA ATDC，到－0.64°CA ATDC時噴油結束，此后絕大部分燃油已經處于氣相，噴霧的6個油束由數字1－6標出，探測激光的邊界如圖中－0.64°CA ATDC圖像中的虛線所示，片狀激光位于缸蓋下方10 mm的水平位置。

圖7 液相噴霧高速成像Fig.7 High-speed imaging of the liquid-phase fuel injection process

通過燃燒工況下缸壓和放熱率曲線(見圖14(a))可以看出，低溫放熱大約開始于噴油結束后，5° CAATDC之后開始高溫放熱，為了研究從噴油結束到高溫放熱前燃油分布狀況及其對后續(xù)燃燒過程影響，對0°CAATDC和5°CAATDC兩個曲軸轉角時刻下片狀激光區(qū)域內的燃油分布進行定量測量。

圖8所示為0°時不進行溫度修正(即認為測試區(qū)域內溫度是均勻的)和進行溫度修正后當量比測量結果，以及修正后得到的溫度分布。需要注意的是，從圖7中可以看出噴油器六個油束方向并非均勻分布，另外噴油器向右下方偏離燃燒室中心，這導致片狀激光沒有切到圖7中下方的油束4和5所在位置的氣相燃油，通過圖8可以看出油束1和6中心處的當量比較油束2和3要高，這種油束不均勻性可能是由于噴孔直徑不均勻引起的。除油束1和6的中心區(qū)域外，修正后(中圖)測試區(qū)域內當量比大部分都小于3。對比溫度修正前后當量比分布可看出，不進行溫度修正對當量比結果產生高估。通過右圖看出，燃油氣化吸熱引起的溫差約有50 K左右，油束中心處的高濃度區(qū)域溫度最低。

圖8 時刻0°CAATDC下進行溫度修正前(a)后(b)的燃油當量比(φ)分布及修正得到的溫度分布(c)Fig.8 Fuel equivalence ratio(φ)distribution at 0°CAATDC before(a)and after(b)the temperature non-uniformity correction,and the temperature distribution(c)at 0°CAATDC obtained in the correction process

對油束6所在的矩形區(qū)域(見圖8左圖)內修正前后的當量比和修正得到的溫度分布進行統(tǒng)計，結果見圖9，該矩形區(qū)域大小為：長×寬=330× 200像素，換算成長度為27.7 mm×16.8 mm。當量比統(tǒng)計范圍為0.5－5，從圖9(a)看到，當量比約小于1時，修正前后的分布幾乎無變化；而當量比大約在1－2.75時，修正后當量比大于修正前；當量比大于2.75時，修正前大于修正后。這主要是由于靠近燃燒室中心的低當量比區(qū)域內，正庚烷燃油幾乎無分布，根據燃油氣化吸熱計算得到的溫度分布變化較小。反之燃燒室邊緣處的高濃度區(qū)域內正庚烷濃度高，因氣化吸熱引起的溫度降低較大，導致該區(qū)域內的當量比修正后變小。修正前測試區(qū)域內的最高當量比為5，修正后的最高當量比為3.6，即不進行溫度修正比修正后高39%。圖9(b)所示為矩形區(qū)域內的溫度分布統(tǒng)計，0°時溫度范圍約為767－820 K，溫差53 K，分布區(qū)域最廣(面積最大)的溫度約為815 K。

圖10為5°CAATDC時測試區(qū)域內修正前后的燃油當量比和PRF數，以及溫度分布?？傮w來講，靠近燃燒室中心處的區(qū)域正庚烷分布較少，燃料主要為異辛烷，因此總體當量比較小而PRF數較大，而燃燒室邊緣附近則存在較多正庚烷，因而總體當量比較大而PRF數較小。5°下的燃油分布相比于0°更接近燃燒室邊緣，正庚烷分布空間范圍更廣，修正后測試區(qū)域內當量比絕大部分小于2，當量比高的區(qū)域PRF數小。隨著局部當量比減小，測試區(qū)域內溫差約為20 K。對圖10中油束6所在矩形區(qū)域(與圖8中的相同)內的定量結果進行統(tǒng)計，結果如圖11所示，從11(a)可以看出，與0°時類似，低濃度區(qū)內修正前后當量比變化不大，高濃度區(qū)域內修正前當量比大于修正后，修正前的最高當量比約為2.3，修正后約為2，修正前比修正后高15%，這種高估量比0°時(39%)降低。這主要是由于測試區(qū)域內溫差變低了，從圖9(b)中可以看出，矩形區(qū)域內5°時溫度范圍約為787－813 K，溫差為26 K，相比0°時的53 K降低了約一倍。另外，PRF數的分布結果(圖11(b))顯示，低活性區(qū)域(PRF數大的區(qū)域)內修正前后變化不大，高活性區(qū)域內PRF數修正前小于修正后，修正前的最低PRF數為23，修正后為27，修正前比修正后低估了14.8%。

圖9 時刻0°CAATDC下進行溫度修正前后燃油當量比分布統(tǒng)計(a)及0°CAATDC和5°CAATDC時得到的溫度分布Fig.9 Fuel equivalence ratio distribution comparison at 0°CAATDC between the results with temperature correction and without correction in the statistical zone(a);temperature distribution comparison between 0°CAATDC and 5°CAATDC in the statistical zone(b)

圖10 時刻5°CAATDC下進行溫度修正前(a,a?)后(b,b?)的燃油當量比(a,b)和PRF數分布(a?,b?)及其溫度分布(c)Fig.10 Fuel equivalence ratio(a,b)and PRF number distribution(a?,b?)at 5°CAATDC before(a,a?)and after(b,b?)the temperature non-uniformity correction,and the temperature distribution(c)at 5°CAATDC obtained in the correction process

3.2 燃油分層對著火過程的影響

RCCI的著火過程同時受到濃度分層、活性分層和溫度分層影響，根據3.1節(jié)測量得到的測試區(qū)域內5°時當量比、PRF數和溫度分布，利用Chemkin軟件中零維閉式均相反應器(Closed Homogeneous Batch Reactor)來計算本文實驗工況下濃度分層、活性分層和溫度分層對著火滯燃期影響。

將3.1節(jié)圖10中進行溫度修正后測量結果統(tǒng)計的矩形區(qū)域單獨取出，見圖12(a)(以PRF分布為例)，并在其y方向上對區(qū)域內PRF數，當量比和溫度取平均值，結果分別如圖12(b,c,d)所示。在x方向分別取x=0,50,100,150,200,250,300這7個計算點，如圖12(b)所示，每個點對應的PRF數，當量比和溫度分別為(35.7,1.53,794)、(46.1,1.23, 800)、(60.8,0.9,806)、(69.2,0.81,808)、(75.5, 0.73,810)、(75.4,0.72,810)和(83.1,0.65,811)。為了對比研究燃油分層對滯燃期的影響，采用表3所示計算方案，case 1中這7個x點的PRF數、當量比和溫度的設置為上述括號中各點的數據，表示該算例同時考慮了濃度、活性和溫度分層；case 2則同時考慮了活性和濃度分層，不考慮溫度分層，7個計算點溫度設為點x=150處溫度；case 3只考慮活性分層，7個計算點濃度和溫度同樣設為點x=150處濃度和溫度；以此類推，case 6表示這7個計算點沒有分層，即PRF數，當量比和溫度都與點x=150一致。計算采用限制體積求解能量方程的絕熱計算模型，正庚烷和異辛烷采用Wang等20提出的PRF燃料簡化機理，該機理含有73種組分和296個反應。滯燃期定義為從開始計算到計算區(qū)域內溫度相比初始溫度升高400 K的時間差。

圖11 時刻5°CAATDC下進行溫度修正前后燃油當量比(a)和PRF數(b)的分布統(tǒng)計Fig.11 Fuel equivalence ratio(a)and PRF number(b)distribution comparison at 5°CAATDC between the results with temperature correction and without correction in the statistical zone

圖12 統(tǒng)計區(qū)域(a)內y方向取平均后PRF數(b)、當量比(c)和溫度(d)在x方向上的分布Fig.12 PRF number(b),fuel equivalence ratio(c)and temperature(d)distribution at x direction after taking the average at the y direction in the statistical region(a)

表3 計算方案Table 3 Computational cases

計算結果如圖13所示，對比case 5和6可以看出溫度分層對燃燒滯燃期的影響很小，這主要是因為5°CA ATDC時測試區(qū)域內的溫度分層較小(＜20 K)的原因，相比之下case 4和case 3中，濃度和活性分層對滯燃期有較大影響，其中活性分層影響大于濃度分層，對比case 2和case 1可看出，活性和濃度的聯(lián)合作用決定了燃燒滯燃期。

圖13 活性分層、濃度分層和溫度分層對滯燃期的影響Fig.13 Effect of fuel reactivity,concentration and temperature stratification on ignition delay

3.3 RCCI燃燒著火和火焰發(fā)展過程

在前兩節(jié)確定了RCCI燃油分層及對燃燒滯燃期影響之后，本節(jié)通過高速攝像機記錄燃燒過程。除了將進氣改為空氣外，其它實驗邊界條件及燃油(氣道：異辛烷+1%甲苯，缸內：正庚烷+ 1%甲苯)噴射和上文中PLIF激光測試一致，燃燒工況下平均缸壓和放熱率曲線見圖14，燃燒放熱呈現(xiàn)兩階段，低溫放熱大約在0°－5°CAATDC之間，高溫放熱為5°CAATDC之后。由于實驗用高速攝像機不具有像增強功能，其記錄的燃燒圖像來自RCCI高溫放熱階段。

圖14 燃燒工況下缸內平均壓力和放熱率(AHRR)Fig.14 Average cylinder pressure and apparent heat release rate(AHRR)under combusting condition

圖15中第一幅出現(xiàn)的火焰圖像在8°CA ATDC，對比圖10中濃度和活性分布，可以看到火焰首先出現(xiàn)在燃燒室邊緣附近，對應圖10中油束6和油束1的高活性(高濃度)區(qū)域，如圖15中箭頭所示。需注意的是，高速攝像獲取的燃燒火焰是立體火焰在平面內的投影，是一種沿視線的累加結果，但圖10中PLIF圖像則是片激光(盡管也有一定厚度，＜1 mm)切過平面內的熒光信號，由于片狀激光通過的區(qū)域為主油束(主燃燒)區(qū)域，因此二者仍然有較好對應關系。

8.7°CAATDC時油束2和3所在燃燒室右側邊緣處的高活性區(qū)域開始著火，9.4°CAATDC時圖像顯示燃燒室邊緣處的火焰區(qū)域向燃燒室中心低活性區(qū)發(fā)展，火焰發(fā)展前沿以藍色火焰為主，到10.9°CA ATDC時高活性區(qū)火焰因光強太高而溢出，此時燃燒室中心附近低活性區(qū)內出現(xiàn)光強較微弱的淡藍色火焰，但這種淡藍色火焰在11.6° CAATDC左右很快消失，后續(xù)燃燒發(fā)光過程主要位于燃燒周邊高活性區(qū)。到20.2°CAATDC時火焰光強開始減弱，30.3°和39.7°CAATDC燃燒光強進一步降低，并且燃燒光強主要集中在燃燒室圖像區(qū)域上部。

碳氫燃料燃燒過程的自發(fā)光主要分為化學發(fā)光和碳煙輻射光，化學發(fā)光強度與燃燒放熱率曲線趨勢有較好對應，圖15中燃燒早期出現(xiàn)的藍色火焰即為化學發(fā)光；而碳煙輻射光強度一般遠高于化學發(fā)光，即使燃燒放熱過程結束，高溫碳煙的輻射光仍可以存在直到碳煙顆粒冷卻。從圖14中放熱率曲線看出，20°CAATDC之后放熱過程基本結束，而20.2°CA ATDC時圖像仍有較強自發(fā)光，這說明此時這部分自發(fā)光主要來自碳煙輻射，從火焰顏色上判斷為亮黃色，以此類推，燃燒早期燃燒室邊緣高活性區(qū)域內的信號飽和溢出也是由于碳煙輻射光造成的。因此從活性分層的角度，應避免局部區(qū)域的活性和濃度過高，以減少碳煙生成。

圖15 典型循環(huán)下的缸內燃燒過程的高速攝像Fig.15 High-speed imaging of the combustion process in typical engine cycle

4 結論

在一臺雙燃料光學發(fā)動機上采用燃油-示蹤劑平面激光誘導熒光法，在IMEP為6.9×105Pa負荷下對RCCI燃燒模式下著火前的燃油分層進行了定量測量，并利用動力學計算分析了燃油分層對RCCI燃燒過程的影響。得出以下結論：

(1)不進行溫度修正(溫度均勻假設)相比進行溫度修正，當量比結果會產生高估，而PRF數則產生低估，以5°CAATDC時刻下結果為例，不修正比修正測試區(qū)域內的最大當量比高估15%，而最小PRF數則低估14.8%，這種高估或低估主要發(fā)生在燃燒室周邊高活性區(qū)域內，而燃燒室中心附近低活性區(qū)域內修正前后相差很小。

(2)燃料的活性分層和濃度分層共同決定RCCI著火滯燃期，其中活性分層影響大于濃度分層，而溫度分層對著火滯燃期影響較小，這主要是由于溫度分層度比較有限，以5°CAATDC時測量結果為例，測試區(qū)域內的溫度差異小于20 K。

(3)RCCI燃燒火焰首先出現(xiàn)在燃燒室邊緣高活性區(qū)域(也是高濃度區(qū)域)，火焰隨后向燃燒室中心處的低活性區(qū)發(fā)展。低活性區(qū)域內的火焰呈現(xiàn)藍色化學發(fā)光，而高活性區(qū)域內則存在碳煙輻射。

(1) Dec,J.E.P.Combust.Inst.2009,32(2),2727.doi:10.1016/j. proci.2008.08.008

(2) Yao,M.F.;Zheng,Z.L.;Liu,H.F.Prog.Energy Combust. 2009,35(5),398.doi:10.1016/j.pecs.2009.05.001

(3) Yao,M.F.;Zhang,Q.C.;Liu,H.F.;Zheng,Z.Q.;Zhang,P. SAE Tech.Pap.Ser.2010,2010-01-1125.doi:10.4271/2010-01-1125

(4) Noehre,C.;Andersson,M.;Johansson,B.;Hultqvist,A.SAE Tech.Pap.Ser.2006,2006-01-3412.doi:10.4271/2006-01-3412

(5) Inagaki,K.;Fuyuto,T.;Nishikawa,K.;Nakakita,K.;Sakata,I. SAE Tech.Pap.Ser.2006,2006-01-0028.doi:10.4271/2006-01-0028

(6) Kokjohn,S.L.;Hanson,R.M.;Splitter,D.A.;Reitz,R.D.Int. J.Engine Res.2011,12(3),209.doi:10.1177/ 1468087411401548

(7) Ma,S.;Zheng,Z.;Liu,H.;Zhang,Q.;Yao,M.Appl.Energy 2013,109,202.doi:10.1016/j.apenergy.2013.04.012

(8) Splitter,D.;Hanson,R.;Kokjohn,S.;Reitz,R.D.SAE Tech. Pap.Ser.2011,2011-01-0363.doi:10.4271/2011-01-0363

(9) Reitz,R.D.;Duraisamy,G.Prog.Energy Combust.2015,46, 12.doi:10.1016/j.pecs.2014.05.003

(10) Yang,B.;Yao,M.;Cheng,W.K.;Li,Y.;Zheng,Z.;Li,S.Appl. Energy 2014,113,722.doi:10.1016/j.apenergy.2013.07.034

(11) Wang,Y.;Yao,M.;Li,T.;Zhang,W.;Zheng,Z.Appl.Energy 2016,175,389.doi:10.1016/j.apenergy.2016.04.095

(12) Bhagatwala,A.;Sankaran,R.;Kokjohn,S.;Chen,J.H. Combust.Flame 2015,162(9),3412.doi:10.1016/j. combustflame.2015.06.00

(13) Kokjohn,S.L.;Musculus,M.P.B.;Reitz,R.D.Combust. Flame 2015,162(6),2729.doi:10.1016/j. combustflame.2015.04.00

(14) Kokjohn,S.;Reitz,R.D.;Splitter,D.;Musculus,M.SAE Inter. J.Engines 2012,5(2),248.doi:10.4271/2012-01-0375

(15) Tang,Q.L.;Geng,C.;Li,M.K.;Liu,H.F.;Yao,M.F.Acta Phys.-Chim.Sin.2015,31(12),2269.[唐青龍,耿 超,李明坤,劉海峰,堯命發(fā).物理化學學報,2015,31(12),2269.] doi:10.3866/PKU.WHXB201510082

(16) Tang,Q.L.;Zhang,P.;Liu,H.F.;Yao,M.F.Acta Phys.-Chim. Sin.2015,31(5),980.[唐青龍,張 鵬,劉海峰,堯命發(fā).物理化學學報,2015,31(5),980.]doi:10.3866/PKU. WHXB201503101

(17) Schulz,C.;Sick,V.Prog.Energy Combust.2005,31(1),75. doi:10.1016/j.pecs.2004.08.002

(18) Koban,W.;Schorr,J.;Schulz,C.Appl.Phys.B-Lasers O 2002, 74(1),111.doi:10.1007/s003400100769

(19) Musculus,M.P.B.;Lachaux,T.;Pickett,L.M.;Idicheria,C.A. SAE Tech.Pap.Ser.2007,2007-01-0907.doi:10.4271/2007-01-0907

(20) Wang,H.;Yao,M.;Reitz,R.D.Energy Fuel 2013,27(12), 7843.doi:10.1021/ef401992e

Study on In-Cylinder Charge Stratification of a Dual-Fuel Engine Using Fuel-Tracer Laser-Induced Fluorescence and Chemical Kinetic Simulation

TANG Qing-Long LIU Hai-Feng*LI Ming-Kun YAO Ming-Fa
(State Key Laboratory of Engines,Tianjin University,Tianjin 300072,P.R.China)

Dual-fuel compression ignition,or reactivity controlled compression ignition(RCCI)is a promising strategy for engines to achieve high efficiency and clean combustion from low to mid-high load.To extend the operating range to high engine load,further examination of the in-cylinder fuel stratification and combustion processes is required.In this paper,fuel-tracer planar laser-induced fluorescence(PLIF)was used to quantify the fuel stratification of RCCI in an optical engine.Toluene was chosen as the tracer,which was mixed with isooctane and n-heptane.Alaser of 266 nm was used to stimulate the toluene fluorescence.The engine was run at 1200 r·min－1under a load of 6.9×105Pa IMEP(indicated mean effective pressure).Iso-octane was delivered via the intake port and n-heptane was injected directly into the cylinder at－10°CA(crank angle)after top dead center(ATDC).A fuel-gas adiabatic mixing assumption was adopted to correct temperature non-uniformity of the PLIF images.As an example,the results obtained at 5°CA ATDC gave an overestimated maximum equivalence ratio in the diagnostic region before any correction of 15%.Based on the measurements,the effects of reactivity,concentration and temperature stratification on ignition delay of RCCI were evaluated using Chemkin software.The results indicated that the reactivity stratification and concentration stratification dominated theignition delay of RCCI,with the reactivity stratification being more significant than the concentration stratification. The temperature stratification had only minor effects on the ignition delay.The high-speed imaging of the RCCI combustion showed that the initial ignition sites emerged at the edge of the combustion chamber where the local fuel reactivity or fuel concentration was high.The flames then progressed into the center of the combustion chamber where the fuel was leaner and less reactive.The soot emissions shown by the soot radiation images mainly formed in the high reactive region.

Laser-induced fluorescence;Dual-fuel compression ignition;Fuel stratification;Optical engine

O643；O432.1

10.3866/PKU.WHXB201609303

Received:August 19,2016;Revised:September 29,2016;Published online:September 30,2016.

*Corresponding author.Email:haifengliu@tju.edu.cn;Tel:+86-22-27406842ext.8011.

The project was supported by the National Natural Science Foundation of China(51320105008,91541205).

國家自然科學基金(51320105008,91541205)資助項目