龍騰淵，楊 燦，徐浩成，王紀(jì)方，成曉北

(1.華中科技大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，武漢 430074；2.重慶紅江機械有限責(zé)任公司，重慶 402160)

低溫燃燒(LTC)是近年來出現(xiàn)的一種很有前途的燃燒技術(shù)，該燃燒模式在實現(xiàn)高燃燒效率、超低排放方面具有巨大的潛力[1].針對未來超低排放，人們提出了不同的內(nèi)燃機新型燃燒模式，如均質(zhì)壓燃(HCCI)、預(yù)混合充量壓燃(PCCI)、LTC、預(yù)混合分層壓燃(PSCCI)等，綜合來說，就是結(jié)合了汽油機和柴油機燃燒模式的特點，采用預(yù)混、壓燃的燃燒方式，降低火焰溫度，從而實現(xiàn)了發(fā)動機的高效清潔燃燒[2].低溫燃燒模式的火焰溫度較低，一般在2 200 K 以下，可以有效降低氮氧化物的形成.并且，較低的火焰溫度也會降低發(fā)動機的熱損失，因此使得發(fā)動機的指示熱效率得到了一定程度的提高[3].雖然低溫燃燒發(fā)動機分別獲得了汽油機和柴油機的低排放和高效率的優(yōu)點，卻失去了控制上的便利性.為了使得低溫燃燒模式的適應(yīng)工況得到拓展，并實現(xiàn)燃燒過程的控制，低溫燃燒的研究方向逐漸由強調(diào)混合氣的完全均質(zhì)向混合氣分層發(fā)展.

HCCI 燃燒模式主要受化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)控制，對于缸內(nèi)燃燒的條件變化較為敏感，因此著火時刻和反應(yīng)速率的控制較為困難[4].并且，這一燃燒模式的適應(yīng)工況范圍較窄，在低負荷工況容易失火，而在高負荷工況容易產(chǎn)生爆震[5].同時，除了HCCI 燃燒模式的敏感性，HCCI 燃燒并不是完全均勻的，完全均質(zhì)的充量是難以獲得的.缸壁的傳熱會導(dǎo)致充量的溫度分層，而燃料的不完全均勻混合和殘余廢氣會導(dǎo)致混合氣在成分上的分層[6-7].合適的分層狀態(tài)，反而能促進低溫燃燒的進行[8].

Dec 等[9]發(fā)現(xiàn)，混合氣的當(dāng)量比分層對燃燒過程的壓力升高率以及燃燒持續(xù)期有著較為顯著的影響，缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比的分層有效地向更高負荷拓寬了HCCI 運行范圍.Lawler 等[10]采用電加熱的方式對缸內(nèi)充量進行了直接加熱，用以控制缸內(nèi)充量的溫度分層，結(jié)果表明，缸內(nèi)充量的溫度分層可以影響燃燒過程的放熱率.Aroonsrisopon 等[11]采用進氣道噴射和缸內(nèi)直噴兩種方式，研究了燃料分層對燃燒過程的影響，結(jié)果表明，燃料的分層能拓寬HCCI 的燃燒極限，并使得燃燒過程更加穩(wěn)定.Kokjohn 等[12]提出的RCCI 燃燒模式，通過進氣道噴射低活性燃料，缸內(nèi)直噴高活性燃料，成功構(gòu)筑了燃料的活性分層，使得分層燃燒的適應(yīng)工況得到了進一步的拓寬.Valladolid等[13]的研究表明，燃料的活性分層對燃燒過程的相位和反應(yīng)速率都有著很大的影響.

分層特性的控制使得低溫燃燒模式變得更加可控.在PCI、PPCI 和RCCI 燃燒中，調(diào)整噴油正時以及噴油量可以有效地控制缸內(nèi)當(dāng)量比分層和活性分層，從而使得燃料有序燃燒，拓寬了低溫燃燒模式的運行工況[14].然而，當(dāng)發(fā)動機處于較高負荷工況運行時，較濃的混合氣難以形成梯度合適的當(dāng)量比和活性分層[15].基于低溫燃燒多級梯度分層的構(gòu)筑方式較為復(fù)雜，且大負荷工況下，合適的多級梯度分層難以形成的問題，本文提出了充量狀態(tài)二級分層這個概念.通過合適的手段，構(gòu)筑狀態(tài)不同的二級充量，實現(xiàn)缸內(nèi)充量的二級梯度分層，達到高活性局部充量主要控制著火，而低活性均質(zhì)充量主要控制后續(xù)燃燒的目的，使得整個燃燒過程變得更加可控.

1 二級充量分層調(diào)控低溫燃燒的原理

低溫燃燒分層的概念，大多都是圍繞如何實現(xiàn)缸內(nèi)混合氣的當(dāng)量比、活性和溫度分層的控制手段展開.然而，在低溫燃燒中，混合氣的當(dāng)量比、活性和溫度以及其他影響因素，其分層狀態(tài)的分布并不是完全一致的，因此描述低溫燃燒的混合氣分層狀態(tài)，是一個較為困難的問題.而二級分層，則是要構(gòu)筑出僅有兩種狀態(tài)的充量.圖1 所示為缸內(nèi)的二級充量分布.紅色標(biāo)注的為高活性局部充量，是在活塞運動至接近上至點的相位時，向缸內(nèi)噴射的微量高活性燃料，該部分燃料占總?cè)剂系谋壤^小，活性較高，其作用是用來形成微火源，用以點燃缸內(nèi)剩余的混合氣.而缸內(nèi)剩余的混合氣，在圖中標(biāo)注的黃色這一部分充量，稱作低活性均質(zhì)充量，該部分燃料的活性相對較低，被控制在沒有微火源引燃就無法自行被壓燃的狀態(tài)，其主要作用是被高活性局部充量引燃后，在缸內(nèi)燃燒.該部分燃料為內(nèi)燃機放熱做功的主要燃料，通過對該部分燃料的活性、當(dāng)量比、溫度以及其他影響因素的控制，從而控制著火后的燃燒過程.

圖1 缸內(nèi)充量狀態(tài)分布Fig.1 In-cylinder charge state distribution

圖2 所示為理想的二級充量放熱曲線.如圖所示，該放熱率曲線呈現(xiàn)出一個二階段放熱的形態(tài).其中，第一階段的放熱主要由高活性局部充量在缸內(nèi)被壓燃導(dǎo)致，該部分燃料的噴油量較低，導(dǎo)致放熱峰值較低且持續(xù)期較短，其主要作用是在缸內(nèi)形成微火源，將缸內(nèi)的低活性均質(zhì)充量引燃，起到控制著火始點的作用.而第二階段放熱主要是由低活性均質(zhì)充量，被高活性局部充量引燃后，在缸內(nèi)繼續(xù)燃燒導(dǎo)致的.該部分燃料的活性較低，需要被微火源引燃后才能燃燒，其主要作用是用于控制著火后的燃燒過程.該部分燃料的放熱峰值較高且持續(xù)期較長，為燃料放熱做功的主要階段.由于高活性局部充量主要控制著火，而低活性均質(zhì)充量主要控制后續(xù)燃燒過程，形成了一定的燃燒秩序，使得二級充量的放熱過程得到了有效的控制，達到了控制整個燃燒過程的目的.

圖2 理想的二階充量放熱過程Fig.2 Ideal two-stage charge heat release process

2 一種實現(xiàn)二級充量分層的噴油策略

采用大比例EGR 率，高增壓壓力及噴油策略控制等手段，可以有效實現(xiàn)柴油機的低溫燃燒[16-18].而采用多脈沖噴射柴油，可以實現(xiàn)柴油的預(yù)混燃燒[19].本文為了實現(xiàn)柴油機的二級充量分層低溫燃燒，采用雙燃料噴射、多次噴射高活性燃料、正時調(diào)控等噴油策略，來實現(xiàn)二級分層低溫燃燒.本文采用的噴油策略共有4 次噴油，前3 次噴油包括一次低活性燃料進氣道噴射和兩次高活性燃料缸內(nèi)預(yù)噴，用來構(gòu)筑低活性均質(zhì)充量，而最后一次微量高活性燃料缸內(nèi)直噴，用來構(gòu)筑高活性局部充量.具體的噴油策略是在接近排氣上止點曲軸轉(zhuǎn)角為-360°CA ATDC 時，向進氣道噴射低活性燃料，使得低活性燃料隨活塞的運動，與空氣得到充分的預(yù)混.然后在合適的相位，向缸內(nèi)噴射兩次高活性燃料，用以調(diào)控預(yù)混燃料的活性，這一部分噴入的高活性燃料，與之前的低活性燃料形成的混合氣，形成了低活性均質(zhì)充量.在本文中，分別選?。?0°CA ATDC 和－38°CA ATDC 作為兩次高活性燃料預(yù)噴的噴油提前角.所選取的兩次高活性燃料的噴油提前角如圖3 所示，采用多次噴射可以使得高活性燃料得到更好的混合.選?。?0°CA ATDC作為第1 次高活性燃料預(yù)噴的噴油提前角，是因為如果噴射更為提前，油束會撞擊缸壁造成濕壁，使得燃燒惡化；而選取－38°CA ATDC 為第2 次高活性燃料預(yù)噴的噴油提前角，主要目的是使得燃料噴入活塞凹坑的擠流區(qū)，面容比較大，使燃料充分混合.二階充量的活性是可控的，通過改變高活性燃料和低活性燃料的噴射比例控制.而最后一次噴油，是在活塞運動至接近上止點處，向缸內(nèi)直噴微量高活性燃料，該部分燃料的活性較高，且缸內(nèi)溫度壓力較高，使得燃料直接被引燃，形成微火源，從而引燃之前充分預(yù)混的低活性均質(zhì)充量.

圖3 用以形成低活性均質(zhì)充量的高活性燃料兩次噴油提前角示意Fig.3 Schematic diagram of injection advance angles of high-active fuel for low-active homogeneous charge

3 實驗設(shè)置

本實驗在一臺單缸機上進行.發(fā)動機的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1 所示.本實驗發(fā)動機的臺架系統(tǒng)布置示意如圖4 所示.其中，通過采用增壓器機械增壓的方式，向發(fā)動機提供穩(wěn)定的進氣壓力，而進氣流量，則通過精密流量計進行測量.在流量計之后連接一個300 L 的大容量穩(wěn)壓罐，用以減弱發(fā)動機脈沖進氣帶來的流量波動.而發(fā)動機的ECU 采用開放式ECU，可以靈活調(diào)節(jié)高活性燃料和低活性燃料的噴油量、噴油提前角、噴射次數(shù)等參數(shù).發(fā)動機曲軸轉(zhuǎn)角以及上止點信號，通過一個角標(biāo)傳感器獲得.缸壓通過Kisler 傳感器獲得，并通過Kisler 的電荷放大器，放大缸壓信號，再輸入數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).發(fā)動機的功率和轉(zhuǎn)矩通過湘儀FC2000 測功機進行測量.而尾氣排放包括UHC、CO、NOx等參數(shù)，通過一臺便攜式的ECOM-J2 KN 煙氣分析儀進行測量.

表1 發(fā)動機結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Parameters of engine structure

發(fā)動機的冷卻水溫保持在(76±2)℃的范圍內(nèi).為保證實驗獲得缸壓的準(zhǔn)確性，發(fā)動機在相同的工況內(nèi)，獲取1 000 個循環(huán)的缸壓，進行平均后，得到該工況下的實驗缸壓.

實驗工況如表2 所示.其中，發(fā)動機的轉(zhuǎn)速保持在1 200 r/min.為探究一階充量對燃燒始點的調(diào)控作用，將微量高活性燃料的噴油正時范圍設(shè)置在－20～0°CA ATDC 之間，具體的噴油正時范圍要根據(jù)發(fā)動機實驗時獲得的燃燒和排放參數(shù)確定.本實驗中，高活性燃料采用柴油，低活性燃料采用乙醇，其燃料特性如表3 所示[20-21].低活性均質(zhì)充量的活性采用馬達法辛烷值定義，其活性的計算公式如下：

圖4 試驗臺架系統(tǒng)布置示意Fig.4 Layout drawing of test bench system

表2 試驗研究工況設(shè)置Tab.2 Experimental condition setting

式中：me和md分別為低活性均質(zhì)充量中乙醇和柴油質(zhì)量；RON,e和RON,d分別為乙醇和柴油的馬達法辛烷值，其中RON,e＝107，RON,d＝0.預(yù)設(shè)實驗中的低活性均質(zhì)充量活性定在80～95 之間，實際實驗過程中的活性要根據(jù)實驗的具體情況選擇.為保證IMEP 在0.8～0.9 MPa 之間，需要保證燃料理論完全燃燒的總熱值接近，因此在改變活性的同時，需要兼顧燃料的噴油量，表4 為本實驗中，不同活性對應(yīng)的噴油量，用以確保燃料完全燃燒時的總?cè)紵崾墙咏?而高活性局部充量的柴油噴油量，設(shè)置在3～5 mg，由于燃油量較低，僅起到點火的效果.

表3 燃料特性參數(shù)Tab.3 Fuel characteristic parameters

表4 不同活性對應(yīng)噴油量Tab.4 Corresponding injection mass of different activities

4 實驗結(jié)果與討論

4.1 典型的二級分層燃燒分析

圖5 為實際的二級充量的放熱率曲線，噴油提前角為10°CA BTDC，辛烷值為85，該工況的高活性局部充量噴油量為5 mg.如圖所示，該曲線呈現(xiàn)出了兩階段放熱的特點，而與之前設(shè)想的二級充量放熱有所不同的是，在一階段放熱基本結(jié)束后，曲線沒有呈現(xiàn)出下降趨勢，而是保持了一段放熱率接近的過程后，繼續(xù)上升.實際的二級充量放熱過程，并不是單純的第1 階段燃燒結(jié)束后，第2 階段燃燒才開始.高活性局部充量放熱的同時，會使得部分低活性均質(zhì)充量一起燃燒，因此出現(xiàn)了圖5 中的放熱現(xiàn)象.通過計算得知，當(dāng)5 mg 微量柴油完全放熱，產(chǎn)生的放熱量應(yīng)達到燃料總放熱量的5.6%，而實際上，高活性局部充量基本燃燒完全時，接近CA 10，說明除了高活性局部充量外，部分低活性均質(zhì)充量也參與燃燒過程.因此，二級充量放熱并不一定嚴(yán)格遵循高活性局部充量完全結(jié)束后，低活性均質(zhì)充量燃燒才開始燃燒的順序，在高活性局部充量燃燒的同時，低活性均質(zhì)充量也可能已經(jīng)開始燃燒.如果低活性均質(zhì)充量的當(dāng)量比、活性、溫度控制不當(dāng)，甚至有可能出現(xiàn)低活性均質(zhì)充量先于高活性局部充量燃燒的情況.

圖5 實際的二級充量放熱率曲線Fig.5 Actual two-stage charge heat release rate curve

當(dāng)UHC 和CO 排放下降的時候，NOx的排放會上升.這是因為工況的改變會導(dǎo)致燃燒溫度的改變，當(dāng)燃燒溫度提升時，NOx排放增加，并且由于溫度上升，燃料燃燒更加完全，因此CO 的排放下降.在二級分層燃燒中，NOx(1.48～3.89 g/(kW·h))排放和CO(5.12～12.07 g/(kW·h))、UHC(4.93～6.5g/(kW·h))排放呈現(xiàn)出明顯的trade-off 關(guān)系，指示熱效率范圍為0.437～0.469.

4.2 高活性局部充量正時對燃燒過程的影響

其他條件相同時，噴油時刻不同的兩組工況的缸內(nèi)壓力和放熱率曲線如圖6 所示.該工況的活性為RON＝85，高活性局部充量的噴油量為5 mg.兩個工況的唯一區(qū)別為最后一次微量燃油的噴油正時不同，分別為－8°CA ATDC 和－10°CA ATDC.可以看出，隨著高活性局部充量噴油正時的提前，燃燒過程是整體提前的，壓力升高率和最大爆發(fā)壓力升高，且燃燒持續(xù)期縮短.說明，高活性局部充量的噴油正時變化，會對燃燒過程造成一定影響.除了改變?nèi)紵键c以外，由于燃燒始點的提前，導(dǎo)致整體燃燒過程提前，整體放熱過程更加接近于上止點，造成最大壓力升高率，最大爆發(fā)壓力的升高和燃燒持續(xù)期的縮短.

圖7 為著火始點在不同活性下隨著高活性局部充量噴油正時變化的曲線.選取CA 5 做為燃燒過程的著火始點.高活性局部充量的噴油量為3 mg.隨著噴油正時的推遲，著火始點也隨之相應(yīng)推遲.并且，在不同活性下，著火始點和噴油正時呈現(xiàn)出近似于線性變化的關(guān)系.雖然本實驗中存在一定的進氣流量與水溫波動，然而，在這些波動存在的情況下，高活性局部充量的噴油正時對著火始點依然有著很強的調(diào)控作用.

圖7 著火始點在不同活性下隨噴油正時的變化Fig.7 Changes in ignition starting point with fuel injection timing under different activities

本實驗設(shè)置中，選擇的高活性局部充量的噴油提前角為0～-20°CA ATDC.實際上，由于最大壓力升高率過大以及燃燒惡化等原因，并不能實現(xiàn)在每個活性下，高活性局部充量的噴油提前角都在 0～-20°CA ATDC.并且，如圖7 所示，不同活性對應(yīng)的噴油正時合適的工況不同.當(dāng)活性增大，高活性局部充量的噴油正時就需要推遲，以防止壓力升高率過高，發(fā)動機爆震.如圖8 所示，在活性為RON＝80，RON＝85 的工況，隨著噴油正時的提前，最大壓力升高率越來越大，而CO 的排放呈現(xiàn)出下降趨勢.當(dāng)活性為RON＝90 時，隨著噴油正時的推遲，最大壓力升高率以及CO 排放，并不一定隨著噴油正時的變化而產(chǎn)生明顯變化.研究者認為高活性燃料直噴噴油提前角較為提前時，燃燒接近于預(yù)混燃燒，此時最后噴入缸內(nèi)的高活性局部充量，也與之前形成的低活性均質(zhì)充量混合，而不是直接被壓燃，不能夠起到點火的作用.同時，由于高活性局部充量與低活性均質(zhì)充量混合更加充分，不能形成充量狀態(tài)二級分層，不再形成之前的高活性局部充量燃燒后低活性均質(zhì)充量燃燒的燃燒秩序，從而不能使得著火始點以及整體燃燒過程隨著噴油正時的提前而提前，因此壓升和排放的變化都不是很明顯.

圖8 最大壓力升高率及CO排放隨噴油正時的變化Fig.8 Curves of maximum pressure rise rate and CO emission with fuel injection timing

改變高活性局部充量的噴油時刻，使得著火始點也發(fā)生了改變.而著火始點的改變，不僅僅會影響著火，也會影響后續(xù)燃燒過程，因此，噴油正時的改變對后續(xù)燃燒過程的影響也需要討論.圖9 為在不同活性下，噴油正時改變后，分別對CA 50、燃燒持續(xù)期、最大壓力升高率、最大爆發(fā)壓力的影響.在活性為RON＝80 和RON＝85 的工況中，隨著噴油正時的提前，都呈現(xiàn)出CA 50 提前、燃燒持續(xù)期縮短、最大壓力升高率和最大爆發(fā)壓力升高的情況.這是因為隨著噴油正時的提前，高活性局部充量的燃燒也更加提前，導(dǎo)致著火提前，整個燃燒過程更加集中于上止點附近，使得放熱更加集中，燃燒持續(xù)期縮短且壓升和爆壓升高.而在RON＝90 的工況中，隨著正時的推遲，CA 50、燃燒持續(xù)期、壓升和爆發(fā)壓力并不呈現(xiàn)出單調(diào)變化關(guān)系，而是呈現(xiàn)出一個平臺期.這是因為RON＝90 工況的提前角本來就比RON＝80 和RON＝85 的提前角提前，隨著燃料噴射的進一步提前，最后噴射的微量燃料被充分稀釋，無法被立即壓燃，而是和低活性均質(zhì)充量一起混合后被壓燃.可以看出，雖然高活性局部充量的噴油正時對著火始點有很明確的線性調(diào)控作用，但需要在合適的活性條件下.當(dāng)活性過低，為了保證燃燒不惡化，會將噴油提前角提前很大的角度，導(dǎo)致高活性局部充量被充分稀釋，與低活性均質(zhì)充量一起燃燒，無法很好地控制著火時刻，且活性較低會導(dǎo)致燃燒惡化，UHC，CO 排放較高；而活性過高，為了降低最大壓力升高率和最大爆發(fā)壓力，會將噴油正時推遲，即使將正時推遲到0°CA ATDC，依然會出現(xiàn)爆發(fā)壓力過大的情況，且活性過大，低活性均質(zhì)充量會自行燃燒，使得高活性局部充量無法控制著火始點.

圖9 CA 50，燃燒持續(xù)期，最大壓力升高率，最大爆發(fā)壓力隨高活性局部充量噴油正時的變化Fig.9 Changes in CA 50，combustion duration，maximum pressure rise rate，and maximum in-cylinder pressure with high-active local charge injection timing

4.3 低活性均質(zhì)充量活性對燃燒過程的影響

在前文中，討論了高活性局部充量對燃燒始點以及后續(xù)燃燒過程的影響，可知，低活性均質(zhì)充量的活性，對高活性局部充量控制著火始點的效果有著明顯的影響.而低活性均質(zhì)充量，不僅能影響著火始點，還能控制后續(xù)燃燒過程.由于活性不同會導(dǎo)致相同噴油正時的情況下燃燒始點不同，因此，討論低活性均質(zhì)充量的活性對后續(xù)燃燒過程的影響，需要保證燃燒始點一致，進而討論低活性均質(zhì)充量活性對后續(xù)燃燒過程的影響.分別在活性RON為80、85、90 的三個工況中，選取了CA 5 和CA10 接近的3 個點來對實驗結(jié)果進行討論.其中，RON分別為80、85、90 工況時，CA 5 分別為0.3°CA ATDC，0.6°CA ATDC，0.1°CA ATDC，而CA 10 分別為1.7°CA ATDC，2.1°CA ATDC，2°CA ATDC.如圖10 所示，當(dāng)著火始點接近時，隨著活性的降低，CA 50 推遲，整體燃燒過程推遲，且燃燒持續(xù)期變長，最大壓力升高率和最大爆發(fā)壓力同時降低.雖然著火正時接近，但是由于活性的降低，使得整個燃燒過程趨于平緩.可見，高活性可以促進二級充量分層燃燒的燃燒過程，使得燃燒過程更加集中使得低活性均質(zhì)充量更加容易引燃；而低活性能使得燃燒過程變得更加緩和，持續(xù)期變長且壓升和爆發(fā)壓力降低.這個結(jié)論可以用于探究低溫燃燒的負荷拓展.

對于負荷拓展來說，當(dāng)處于小負荷工況時，由于混合氣過于稀薄，燃料難以燃燒，可以通過提升低活性均質(zhì)充量活性來促進小負荷工況下的燃燒.并且由于低活性均質(zhì)充量的活性變大，高活性局部充量引燃低活性均質(zhì)充量也變得更加容易，因此可以進一步促進燃燒，從而向小負荷工況拓寬.而當(dāng)處于大負荷工況時，由于最大壓力升高率過高，可以降低活性，從而達到降低壓升和爆發(fā)壓力的效果，向大負荷工況拓寬.

圖10 CA 50、燃燒持續(xù)期、最大壓力升高率、最大爆發(fā)壓力隨活性變化Fig.10 Changes in CA 50，combustion duration，maximum pressure rise rate，and maximum in-cylinder pressure with different activities

在本實驗中，在RON＝75 的工況下，即使噴油正時推遲到0°CA ATDC，最大壓力升高率也超過了1.2 MPa，最大壓力升高值超過了低溫燃燒的爆震極限.而當(dāng)活性RON為RON＝95 時，在噴油提前角為0到-20°CA ATDC 的所有工況范圍內(nèi)，CO、UHC 排放都嚴(yán)重超標(biāo)，缸內(nèi)壓力、壓力升高率過低，燃燒明顯惡化.因此，在不同負荷的工況下，需要選擇合適的活性范圍來保證二級充量分層燃燒.

5 結(jié)論

(1) 在上止點附近噴射的微量燃料，即高活性局部充量，在合適的活性條件下能夠?qū)θ紵键c有著較好的調(diào)控效果，在一定范圍內(nèi)使得著火始點與噴油正時呈現(xiàn)出近似于線性變化的關(guān)系.

(2) 二級充量分層的放熱曲線呈現(xiàn)出二階段放熱的特點，其中第1 階段的放熱為高活性局部充量以及部分低活性均質(zhì)充量的放熱，而第2 階段的放熱為剩余部分燃料的放熱，合適的分層以及充量狀態(tài)是保證二階段燃燒有序進行的關(guān)鍵.

(3) 低活性均質(zhì)充量的活性對后續(xù)燃燒過程有著明顯的調(diào)控作用，活性較大時燃燒過程較為劇烈，較活性小的工況而言，整體燃燒相位相對提前，其持續(xù)期較短，壓力升高率以及最大爆發(fā)壓力較大.在不同的負荷工況下，選擇合適的活性，是拓展二級充量分層燃燒負荷范圍的重要因素.