玄鐵民，孫中成, ，米永剛, ，鐘汶君，何志霞，王 謙

(1.江蘇大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2.江蘇大學(xué) 能源研究院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

近年來，隨著能源短缺、環(huán)境污染問題的日益突出以及嚴(yán)苛排放法規(guī)的執(zhí)行，柴油機(jī)燃燒技術(shù)面臨清潔、高效等一系列挑戰(zhàn)，可替代燃料的研究受到越來越多的關(guān)注[1-4].其中，甲醇以來源廣泛、可大規(guī)模量產(chǎn)及獨(dú)特的理化特性可有效降低顆粒物、NOx和未燃碳?xì)涞纳?，成為最具潛力的發(fā)動(dòng)機(jī)替代燃料之一[5].然而，由于甲醇潤(rùn)滑性能差、十六烷值低、汽化潛熱高和著火溫度高，單獨(dú)應(yīng)用于發(fā)動(dòng)機(jī)易造成部件磨損，并伴有冷啟動(dòng)和小負(fù)荷著火困難與燃燒穩(wěn)定性差等問題[6]，需要采用進(jìn)氣加熱、火花塞輔助點(diǎn)火等措施.因此，采用甲醇與其他高活性燃料組合使用的方式，可以較好地解決上述問題.

當(dāng)前，甲醇與高活性燃料在內(nèi)燃機(jī)上的應(yīng)用主要包括分離式供油[2,7-10]和直接混合缸內(nèi)直噴兩種形式[11-12].分離式供油是甲醇和高活性燃料分別采用兩套供油系統(tǒng)經(jīng)高壓油泵噴入缸內(nèi)燃燒，由于甲醇對(duì)金屬和非金屬材料的損壞作用使得單獨(dú)供醇系統(tǒng)的成本非常高.直接混合缸內(nèi)直噴形式則無需對(duì)原有發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行較大的改動(dòng)，但往往需要加入助溶劑來解決甲醇與高活性燃料不互溶的問題[13].Huang 等[12]在發(fā)動(dòng)機(jī)中對(duì)甲醇/柴油混合燃油的試驗(yàn)表明，混合燃油的最大壓力上升率和最大放熱率隨噴油提前角的增加而增大.Tian 等[14]指出在最大功率下，甲醇/柴油混合燃油的揮發(fā)性有機(jī)化合物(VOCs)排放低于柴油，但高于生物柴油，且VOCs 隨著負(fù)荷的增加而減少、發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的提高而增加.在可替代燃油應(yīng)用方面，Zhu 等[15]研究表明，混合燃料相比純柴油放熱率速率顯著提高，顆粒排放物質(zhì)量、濃度及NOx明顯降低.Yilmaz[16]試驗(yàn)表明，甲醇混合燃油在減少CO和HC 排放等方面比乙醇混合燃油更有效.上述研究中混合燃料的十六烷值相對(duì)較低，仍無法克服冷啟動(dòng)、小負(fù)荷著火困難等問題，且甲醇添加量較小，無法充分發(fā)揮甲醇燃料的優(yōu)勢(shì).

在柴油可替代燃料方面，新一代加氫催化生物柴油(HCB)由于其不含氧、較高的低位熱值和較高的十六烷值等優(yōu)良特點(diǎn)近年來得到廣泛研究[17-18].在HCB 與低活性燃料摻混以解決小負(fù)荷不穩(wěn)定性問題方面，Zhong 等[19]試驗(yàn)結(jié)果表明，該混合燃油可以在不發(fā)生爆震燃燒的情況下獲得合適的燃燒和排放特性；Zhang 等[20]研究結(jié)果表明，隨著HCB 的增加，點(diǎn)火性能得到了顯著改善，最大燃燒壓力得到了有效抑制，低負(fù)荷下的燃燒穩(wěn)定性得到了顯著提高.

HCB 的理化特性可與低熱值、低十六烷值的甲醇燃料形成全面互補(bǔ).由此，筆者提出將甲醇與HCB進(jìn)行直接混合以研究其壓燃工況下噴霧燃燒的特性，進(jìn)而為后續(xù)此混合燃料在發(fā)動(dòng)機(jī)上的適用性研究提供參考，然而HCB 與甲醇分子較大的極性差別使兩者很難互溶；依據(jù)前期大量的甲醇與HCB 混合試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)，提出將正辛醇作為互溶劑來實(shí)現(xiàn)較大比例甲醇與HCB 穩(wěn)定互溶，配制好的混合燃油放置4 320 h 不會(huì)出現(xiàn)分層現(xiàn)象，解決了以往甲醇無法大比例添加至生物柴油且混合燃油無法長(zhǎng)期存放等關(guān)鍵性問題.基于定容燃燒彈，應(yīng)用多種先進(jìn)光學(xué)診斷技術(shù)，針對(duì)HCB、甲醇和正辛醇3 種燃料不同比例的混合燃油，在準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)環(huán)境中開展噴霧燃燒的可視化研究，實(shí)現(xiàn)了大比例添加甲醇的甲醇/HCB 混合燃油在低溫條件下穩(wěn)定燃燒，從而為探索混合燃油特性對(duì)直噴壓燃模式下的噴霧、燃燒特性帶來的影響，解決大比例添加甲醇的混合燃料的冷啟動(dòng)、小負(fù)荷著火困難等問題，以及甲醇/HCB 混合燃油在發(fā)動(dòng)機(jī)適用性方面的研究提供一定參考.

1 試驗(yàn)過程及試驗(yàn)設(shè)備

1.1 燃油制備

試驗(yàn)中使用的3 種不同燃油分別為M0(100%HCB)、M15(15% 甲醇，68%HCB，17% 正辛醇)和M25(25%甲醇，58%HCB，17%正辛醇)，全部按體積分?jǐn)?shù)混合.混合燃油的準(zhǔn)備過程主要包括兩個(gè)階段：首先將甲醇添加至正辛醇中利用超聲波細(xì)胞破碎機(jī)處理15 min，然后將混合溶液再與HCB 進(jìn)行混合，并放入超聲波清洗機(jī)中約30 min，超聲波清洗機(jī)溫度設(shè)定為30 ℃.整個(gè)燃油混合過程中混合物均在密封玻璃容器中，混合燃油在4 320 h 內(nèi)未出現(xiàn)分層現(xiàn)象.甲醇、正辛醇及3 種目標(biāo)測(cè)試燃油的物性參數(shù)如表1 所示.其中，Zst為化學(xué)當(dāng)量比下的燃油混合分?jǐn)?shù)，也就是燃油質(zhì)量與油氣混合物質(zhì)量之比，即

表1 不同燃油特性Tab.1 Properties of methanol，n-octanol，M0，M15 and M25

式中：mf,st為化學(xué)當(dāng)量比時(shí)燃油質(zhì)量；ma,st為化學(xué)當(dāng)量比時(shí)環(huán)境氣體的質(zhì)量.此處計(jì)算Zst時(shí)應(yīng)用的HCB平均分子式是通過GC-MAS 分析得到的C17H36；Zst用來表征環(huán)境氧體積分?jǐn)?shù)w(O2)均為15%時(shí)燃料中氧所帶來的影響.

1.2 試驗(yàn)系統(tǒng)及裝置

試驗(yàn)系統(tǒng)主要包括定容燃燒彈系統(tǒng)、光路測(cè)試系統(tǒng)和高壓共軌燃油噴射系統(tǒng).甲醇混合燃油的噴霧燃燒試驗(yàn)在高溫、高壓的定容燃燒彈裝置中進(jìn)行的，該裝置在彈體四周正交分布4 個(gè)直徑為100 mm 的石英視窗，保持良好的光路測(cè)試通道.燃燒彈頂部安裝噴孔直徑為120μm 的單孔噴油器；彈體四周安裝若干溫度及壓力傳感器，用于實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)容彈腔內(nèi)的溫度及壓力變化；容彈腔內(nèi)下部四周裝有電加熱絲對(duì)環(huán)境氣體持續(xù)加熱，達(dá)到試驗(yàn)所需溫度時(shí)，氮?dú)夂脱鯕馔ㄟ^進(jìn)氣管充入容彈以達(dá)到試驗(yàn)所需的環(huán)境壓力及氧體積分?jǐn)?shù)，從而獲得燃燒室內(nèi)近乎靜止和穩(wěn)定的熱力學(xué)條件，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)上止點(diǎn)時(shí)的工況；當(dāng)控制系統(tǒng)監(jiān)控的軌內(nèi)壓力達(dá)到試驗(yàn)所需要求后，觸發(fā)電控噴油器進(jìn)行燃油噴射試驗(yàn).其中，為防止噴油器內(nèi)較大的燃油溫度波動(dòng)影響數(shù)據(jù)采集的精度[21]，以及視窗溫度過高會(huì)引燃視窗與彈體之間的橡膠圈導(dǎo)致相機(jī)無法捕捉噴霧燃燒圖像，在噴油器底座及視窗法蘭盤附近裝有冷卻水系統(tǒng)，保證試驗(yàn)時(shí)溫度恒定.

1.3 光學(xué)診斷技術(shù)及數(shù)據(jù)處理方法

試驗(yàn)中對(duì)于每一個(gè)試驗(yàn)工況分別采用了兩套光學(xué)診斷技術(shù).第一套光學(xué)診斷技術(shù)同步應(yīng)用了高速紋影法和OH*化學(xué)熒光法[22]，用以分別捕捉噴霧形態(tài)結(jié)構(gòu)變化和火焰浮起長(zhǎng)度，光路布置示意如圖1a 所示.第二套光學(xué)診斷技術(shù)同步應(yīng)用了擴(kuò)散背景光消光法(DBI)和自然輻射光法(NL)[23]，用以分別捕捉噴霧燃燒過程中的液相長(zhǎng)度和著火延遲期，光路布置示意如圖1b 所示.試驗(yàn)過程中相機(jī)的拍攝信息如表2 所示.

圖1 試驗(yàn)光路布置Fig.1 Experimental layout

表2 相機(jī)設(shè)置信息Tab.2 Camera configuration

對(duì)于高速紋影成像技術(shù)，首先由一個(gè)300 W 氙弧燈和光闌產(chǎn)生一個(gè)點(diǎn)光源，光闌位于緊靠視窗的凸透鏡(焦距為600 mm)的焦距位置，當(dāng)光源經(jīng)凸透鏡后形成平行光，平行光束穿過噴霧后被定容彈另一側(cè)靠視窗的另外一個(gè)凸透鏡(焦距為600 mm)收集到高速數(shù)碼相機(jī)(Photron SA-Z)中，在相機(jī)前距光學(xué)透鏡焦距位置處放置另外一個(gè)光闌作為紋影刀口，緊挨光闌處放置一個(gè)帶通濾波片((450±40)nm)以消除燃燒噴霧中碳煙輻射光對(duì)紋影的影響.與此同時(shí)，在與紋影光路垂直的方向上，布置一臺(tái)裝有焦距為105 mm UV 鏡頭的ICCD(Nikon Hisence MK)相機(jī)，鏡頭前裝有波長(zhǎng)為(310±5)nm 的帶通濾波片以通過OH*化學(xué)熒光，曝光時(shí)間設(shè)定為噴油開始后 2～4 ms.其中，高速紋影法是利用光束在穿過不同密度梯度的介質(zhì)時(shí)會(huì)產(chǎn)生不同的折射率，依據(jù)蓋斯定律，光的折射率正比于流場(chǎng)中氣流密度，由于氣/液相噴霧與周圍環(huán)境氣體會(huì)產(chǎn)生密度梯度不同的環(huán)境，從而可獲取噴霧形態(tài)結(jié)構(gòu).OH*化學(xué)熒光法則是利用碳?xì)浠衔镞_(dá)到化學(xué)當(dāng)量比燃燒時(shí)產(chǎn)生的大量激發(fā)態(tài)OH*，作為燃燒過程中高溫反應(yīng)的標(biāo)志，通常用來測(cè)量火焰浮起長(zhǎng)度LLOL[24].

紋影法不僅用來測(cè)量噴霧燃燒過程中的火焰結(jié)構(gòu)，還用來測(cè)量著火延遲期(ignition delay，ID).在Crua 等[25]火焰亮度直接觀察法的基礎(chǔ)上采用圖片像素亮度特征的方法來獲取著火延遲期.圖2 以M25燃油在環(huán)境溫度為850 K、噴射壓力為100 MPa 工況為例，首先進(jìn)行動(dòng)態(tài)背景光消減，再對(duì)圖像進(jìn)行二值化預(yù)處理，得到噴霧輪廓，進(jìn)而得到每個(gè)時(shí)刻的噴霧輪廓內(nèi)部圖像灰度值，然后求出圖像灰度值關(guān)于時(shí)間的一階導(dǎo)數(shù)，其最大值對(duì)應(yīng)的時(shí)刻為著火初期噴霧迅速膨脹的時(shí)刻，即為著火延遲期[26].

圖2 噴霧內(nèi)部圖像灰度值及其一階導(dǎo)數(shù)Fig.2 Image intensity of the spray and its first derivative

DBI 由一個(gè)LED 燈(峰值波長(zhǎng)為450 nm)、菲涅爾透鏡(直徑為100 mm、焦距為100 mm)和一個(gè)擴(kuò)散片產(chǎn)生擴(kuò)散背景光.其中，LED 燈與菲涅爾透鏡距離保持菲涅爾透鏡焦距長(zhǎng)度，擴(kuò)散片應(yīng)盡可能靠近視窗，確保穿入視窗的光為擴(kuò)散光以此消除紋影效應(yīng).當(dāng)擴(kuò)散光穿過噴霧后，在燃燒彈另一側(cè)被焦距為600 mm 的凸透鏡收集到相機(jī)鏡頭前置有波長(zhǎng)為(450±5)nm 的窄通濾波片的高速數(shù)碼相機(jī)(Photron SA-Z)中.與此同時(shí)，在與DBI 光路垂直的方向上布置一臺(tái)高速數(shù)碼相機(jī)以進(jìn)行火焰自然輻射光的拍攝.試驗(yàn)中，通過DBI 法的高速數(shù)碼相機(jī)觸發(fā)拍攝自然輻射法的另一臺(tái)相機(jī)以實(shí)現(xiàn)同步拍攝.其中，DBI技術(shù)主要依據(jù)Beer-Lambert 定律來獲取表征液相長(zhǎng)度光學(xué)厚度KL 值為

式中：I 為入射光源穿過噴霧液相長(zhǎng)度后的光強(qiáng)；I0為入射光源的強(qiáng)度；K 為吸收系數(shù)，與碳煙粒子數(shù)密度呈比例；L 為火焰在探測(cè)方向上光軸的幾何厚度.

由于液相噴霧對(duì)光強(qiáng)具有吸收作用，可通過液相區(qū)域的消光信號(hào)來獲取燃燒和未燃燒狀態(tài)下的液相長(zhǎng)度LL，圖3a 所示左側(cè)區(qū)域?yàn)橐合嚅L(zhǎng)度(M0 燃油在環(huán)境溫度為850 K、噴射壓力為50 MPa 工況下).液相長(zhǎng)度在著火前會(huì)達(dá)到一個(gè)穩(wěn)定值，記為著火前的液相長(zhǎng)度LL1；著火之后，液相長(zhǎng)度會(huì)逐漸變短并再次達(dá)到一個(gè)穩(wěn)定的值，記為著火后的液相長(zhǎng)度LL2.因此，對(duì)于液相長(zhǎng)度的數(shù)據(jù)處理，首先依據(jù)原始拍攝圖像，分別找出著火之前和著火后液相長(zhǎng)度達(dá)到穩(wěn)定時(shí)對(duì)應(yīng)的區(qū)間，在消除背景光的影響后獲取該區(qū)間的平均圖像，然后選取從噴孔中心軸線一個(gè)狹長(zhǎng)區(qū)域得到軸向KL 值的分布見圖3b，對(duì)液相區(qū)域KL 峰值后的曲線進(jìn)行線性擬合，擬合后的直線與坐標(biāo)軸的交點(diǎn)即定為液相長(zhǎng)度[27].

圖3 液相長(zhǎng)度分布及液相長(zhǎng)度線性擬合Fig.3 Distribution of liquid length and its linear fitting

除了紋影成像法，還采用了自然輻射發(fā)光法來獲取著火延遲期.由于燃燒會(huì)通過化學(xué)反應(yīng)使某些自由基產(chǎn)生輻射光，并與燃料的著火延遲期之間存在關(guān)聯(lián)[28]，著火延遲期通常被定義為從燃油開始噴射(ASOI)到高溫燃燒反應(yīng)之間的時(shí)間段，具體方法主要通過高速數(shù)碼相機(jī)來捕捉著火時(shí)產(chǎn)生輻射光信號(hào)的初始時(shí)刻.圖4 為噴霧圖像灰度值最大值(以M15燃油在環(huán)境溫度為850 K、噴射壓力為50 MPa 為例).首先獲得著火前20 張圖像灰度最大值，取其平均值作為背景噪聲強(qiáng)度，然后定義整個(gè)噴霧燃燒過程中圖像灰度最大值第一次超過該環(huán)境背景噪聲強(qiáng)度的1.5 倍對(duì)應(yīng)的時(shí)刻為冷焰燃燒初始時(shí)刻，并以同樣的方法找出第一次超過該冷焰燃燒圖像灰度值最大值1.5 倍的圖像對(duì)應(yīng)的時(shí)刻，即定義為高溫燃燒開始對(duì)應(yīng)的著火延遲期.最后獲得10 次噴油著火延遲期的平均值則定義為該工況下的著火延遲期，如圖4 中紅色虛線所示.圖4 中不同顏色的點(diǎn)取值于高速數(shù)碼攝像機(jī)直接通過視窗拍攝整個(gè)噴霧油束對(duì)應(yīng)的圖像灰度值最大值.

圖4 噴霧圖像灰度值最大值Fig.4 Image maximum gray value of spray

圖5 為通過自然發(fā)光法與高速紋影法所測(cè)著火延遲期對(duì)比，兩種測(cè)試方法得到的結(jié)果具有較好的一致性，此結(jié)果還表明兩次不同光路試驗(yàn)工況和結(jié)果具有較高的可重復(fù)性.后續(xù)對(duì)著火延遲期的分析都是通過高速紋影法獲得.

圖5 自然輻射光法與紋影法所測(cè)著火延遲期對(duì)比Fig.5 Comparison of ID between NL and schlieren

1.4 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)工況如表3 所示.試驗(yàn)中保持環(huán)境密度不變(ρa(bǔ)＝21.43 kg/m3)，設(shè)定環(huán)境溫度分別為750、800和850 K，在每個(gè)環(huán)境溫度下噴油壓力分別設(shè)定為50 MPa 和100 MPa，通過調(diào)整進(jìn)氣通道中壓縮空氣和氮?dú)獾目刂崎y門，控制氧體積分?jǐn)?shù)為15%.所用噴油器為高壓共軌噴射系統(tǒng)下的120μm 單孔噴油器，為減少循環(huán)波動(dòng)帶來的誤差影響，每個(gè)試驗(yàn)工況進(jìn)行10 次噴射以獲得平均值，噴油器激勵(lì)時(shí)間設(shè)定為2.2 ms，產(chǎn)生的實(shí)際噴油持續(xù)期約為4 ms.

表3 試驗(yàn)工況Tab.3 Test matrix

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 著火延遲期

著火延遲期是判斷燃料著火性能的重要參數(shù)之一.圖6 為3 種燃油著火延遲期隨環(huán)境溫度的變化.3 種甲醇混合燃油在不同的噴射壓力下著火延遲期表現(xiàn)出較好的一致性，均隨著環(huán)境溫度的增加而減少，由于3 種燃油的十六烷值M0＞M15＞M25，所以M0 具有較短的著火延遲期，而M25 較長(zhǎng).

圖6 3種燃油著火延遲期隨環(huán)境溫度的變化Fig.6 Variation of ID for all fuels tested with ambient temperature

為進(jìn)一步分析不同燃油特性參數(shù)對(duì)著火延遲期的影響，依據(jù)Benajes 等[26]關(guān)于邊界條件對(duì)著火延遲期影響的研究見式(3)，結(jié)合研究中不同燃料的化學(xué)計(jì)量混合分?jǐn)?shù)Zst所帶來的影響，提出著火延遲期與其影響因素存在正相關(guān)關(guān)系見式(4)，并給出具體擬合結(jié)果見式(5)，其中，擬合優(yōu)度R2＝98.23%.

式中：A 為總體活化能；Δpa表示噴射壓力與環(huán)境壓力的壓差(pinj?pa)；a、b 和c 為常數(shù)；化學(xué)計(jì)量混合分?jǐn)?shù)Zst用來表征不同燃料與空氣混合程度.試驗(yàn)過程中所有工況的環(huán)境密度和環(huán)境氧體積分?jǐn)?shù)保持一致，它們對(duì)著火延遲期的貢獻(xiàn)耦合在了常數(shù)系數(shù)為0.18 中.計(jì)算所得的著火延遲期ID*與試驗(yàn)值ID 的對(duì)比見圖7，所有擬合值誤差均在10%以內(nèi).需要指出的是，在公式中有兩項(xiàng)燃油特性參數(shù)會(huì)對(duì)ID 產(chǎn)生影響，分別是總體活化能的A 和Zst(當(dāng)環(huán)境氧體積分?jǐn)?shù)一致時(shí)).總體活化能的定量測(cè)量十分困難，在此處其對(duì)ID 的影響不做探討.由擬合式(5)可以看出，ID 近似與Zst的平方呈正比例關(guān)系，Zst對(duì)著火延遲期的影響至關(guān)重要.依據(jù)擬合式(5)以燃料M0 的Zst為基準(zhǔn)分別對(duì)3 種燃油進(jìn)行著火延遲期ID 的Zst歸一化計(jì)算，通過對(duì)每種燃油計(jì)算所得的歸一化著火延遲期進(jìn)行線性擬合，由擬合直線的斜率整體對(duì)比來看，受Zst影響，M25 的ID 較M15 增加了16%，M15 的ID 較M0 增加了21%.由此可見，隨著正辛醇的混合以及甲醇比例的增加而帶來的Zst增加，使得著火延遲期也逐步增加.這與Pickett 等[29]所研究的ID 與Zst的關(guān)系相反，這是因?yàn)槲墨I(xiàn)[29]中的燃料不變，Zst代表相同燃料條件下的環(huán)境氧體積分?jǐn)?shù).而研究中環(huán)境氧體積分?jǐn)?shù)不變，不同混合燃油甲醇和辛醇的體積分?jǐn)?shù)不同而導(dǎo)致燃料含氧量的不同，此處Zst則代表不同燃油對(duì)環(huán)境氧體積分?jǐn)?shù)的消耗能力.

圖7 ID試驗(yàn)數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of experimental ID data with calculated ID data for all fuels tested

2.2 噴霧貫穿距

噴霧貫穿距定義為從噴孔出口到噴霧最前端的距離.為進(jìn)一步研究不同甲醇添加比例的混合燃油的燃燒工況下的噴霧特性，分別對(duì)3 種燃油進(jìn)行了燃燒工況下的紋影試驗(yàn).圖8 為3 種燃油在不同環(huán)境溫度和噴油壓力下的噴霧貫穿距及其對(duì)應(yīng)的著火延遲期.在噴霧發(fā)展初期，即未達(dá)到著火延遲期時(shí)，不同燃油的噴霧貫穿距差別很小.著火后由于高溫燃燒使得噴霧內(nèi)部密度降低噴霧發(fā)生膨脹導(dǎo)致3 種燃油的噴霧貫穿距發(fā)生分離[22].由圖8 并結(jié)合2.1 節(jié)對(duì)著火延遲期的分析可以看出，隨著環(huán)境溫度的升高，著火延遲期越短，噴霧貫穿距出現(xiàn)分離的時(shí)刻越早.對(duì)于相同的工況和噴油壓力，一定時(shí)間以后的噴霧貫穿距M0＞M15＞M25，這主要是由于不同十六烷值的燃油活性不同導(dǎo)致了不同的著火延遲，較短的著火延遲引起了更早的快速貫穿.

圖8 3種燃油噴霧貫穿距隨噴射壓力的變化Fig.8 Variation of spray tip penetration for all fuels tested with injection pressure

2.3 火焰浮起長(zhǎng)度

火焰浮起長(zhǎng)度LLOL定義為噴嘴尖端和燃燒反應(yīng)穩(wěn)定區(qū)域之間的長(zhǎng)度，通常用來表征燃燒過程中噴霧的空氣卷吸程度，進(jìn)而對(duì)碳煙生成量造成重要影響，是影響柴油機(jī)燃燒排放特性的重要特性參數(shù).圖9為3 種燃油火焰浮起長(zhǎng)度隨環(huán)境溫度的變化.在不同的噴射壓力下3 種燃油的火焰浮起長(zhǎng)度均隨著環(huán)境溫度的增加而減少，與著火延遲期變化趨勢(shì)一致，隨著正辛醇的混合以及甲醇含量的增加，混合燃料M15 和M25 中的Zst增加，十六烷值CN 下降，且正辛醇和甲醇較高的汽化潛熱降低了噴霧周圍的環(huán)境溫度，使得著火位置滯后，進(jìn)一步導(dǎo)致了混合燃料M15 和M25 具有較長(zhǎng)的火焰浮起長(zhǎng)度.

圖9 3種燃油火焰浮起長(zhǎng)度隨環(huán)境溫度的變化Fig.9 Variation of LLOL for all fuels tested with ambient temperature

根據(jù)Pickett 等[29]研究的LLOL與其影響因素的關(guān)系式(6)，考慮到不同甲醇添加比例燃油的化學(xué)計(jì)量混合分?jǐn)?shù)Zst和十六烷值CN 對(duì)火焰浮起長(zhǎng)度的影響，提出火焰浮起長(zhǎng)度與影響因素存在關(guān)系式(7)，得到火焰浮起長(zhǎng)度與影響因素的擬合公式(8)，其中，R2＝93.20%.

式中：a、b、c 和d 為常數(shù)；u 為噴孔出口平均燃油噴射速度；CN 為十六烷值.與著火延遲期一樣，環(huán)境密度和氧體積分?jǐn)?shù)在式中對(duì)LLOL的貢獻(xiàn)耦合到公式常數(shù)系數(shù)中.計(jì)算所得的火焰浮起長(zhǎng)度LLOL與試驗(yàn)值LLOL的對(duì)比如圖10 所示，所有擬合值誤差均在10% 以內(nèi).由擬合式(8)可以看出環(huán)境溫度對(duì)LLOL影響最為明顯，LLOL與溫度呈負(fù)相關(guān)關(guān)系，與出口燃油噴射速度呈正相關(guān)關(guān)系，這與之前的研究結(jié)果一致[29].此外，從式(8)還可以看出，燃油特性主要通過Zst和CN 兩個(gè)參數(shù)影響LLOL，LLOL與Zst呈正相關(guān)而與CN 呈負(fù)比例關(guān)系；然而研究中LLOL對(duì)兩者的敏感性有較大差別.如當(dāng)其他參數(shù)一致時(shí)，由于CN 的變化燃油M25 的LLOL相比較M0將增加54%，而Zst的變化只能使LLOL增加12%.也就是說相比較氧體積分?jǐn)?shù)而言，燃油活性對(duì)LLOL的影響更為重要.

圖10 LLOL 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與計(jì)算結(jié)果相比較Fig.10 Comparison of experimental LLOL data with calculated LLOL data for all fuels tested

2.4 液相長(zhǎng)度

為進(jìn)一步理解甲醇混合燃油其蒸發(fā)與燃燒的過程，將3 種燃油的著火前和著火后的液相長(zhǎng)度與火焰浮起長(zhǎng)度同時(shí)進(jìn)行對(duì)比研究.圖11 為3 種燃油液相長(zhǎng)度和火焰浮起長(zhǎng)度隨噴射壓力的變化.3 種燃油在不同的噴射壓力下，LL1、LL2和LLOL均表現(xiàn)出較好的一致性，均隨著環(huán)境溫度的降低而增加，LLOL隨噴射壓力的增加而增大，而噴射壓力對(duì)液相長(zhǎng)度影響很小.顯然，隨著甲醇的增加LL1呈增加的趨勢(shì).文獻(xiàn)[27]所述影響LL1數(shù)值的主要兩個(gè)因素有燃油的揮發(fā)特性(主要決定于具有最高沸點(diǎn)的組分燃油)和“特定能量比”(主要取決于燃油的蒸發(fā)潛熱).在燃油著火前，3 種燃油的共同組分HCB 的長(zhǎng)鏈烷烴具有最高沸點(diǎn)；雖然甲醇具有更高的揮發(fā)特性，但對(duì)LL1影響不大.然而甲醇具有極高的蒸發(fā)潛熱，這使得混合燃油噴入燃燒彈高溫、高壓環(huán)境后，先蒸發(fā)的甲醇使得噴霧周圍環(huán)境溫度降低，進(jìn)而導(dǎo)致了更長(zhǎng)的液相長(zhǎng)度見圖11 中LL1.在著火開始后，LL2的長(zhǎng)度要小于LL1.M0 由于具有更短的LLOL，對(duì)液相長(zhǎng)度的減小具有更加明顯的作用.3 種燃油在燃燒過程中，LLOL要遠(yuǎn)小于LL1，較短的LLOL促使燃料蒸發(fā)和燃燒產(chǎn)生更強(qiáng)的相互作用，加速了液滴的蒸發(fā)過程使得液相長(zhǎng)度變短.此外，燃燒過程中LLOL也要小于LL2，也就是說LLOL附近的燃燒一直處于火包油的狀態(tài)下進(jìn)行，表明火焰中有大量的液體燃料在低氧環(huán)境下進(jìn)行燃燒，這可能會(huì)不利于降低火焰中的碳煙生成.

圖11 3種燃油液相長(zhǎng)度和火焰浮起長(zhǎng)度隨噴射壓力的變化Fig.11 Variation of liquid length and LLOL for all fuels tested with injection pressure

3 結(jié)論

(1) 基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到了環(huán)境變量和燃油特性對(duì)著火延遲期影響的經(jīng)驗(yàn)公式；通過分析得出，隨著甲醇比例的增加而帶來的Zst的增加，使得著火延遲期也逐步增加；整體來看受Zst影響，M25 的ID 較M15 增加了16%，M15 的ID 較M0 增加了21%.

(2) 3 種燃油的噴霧貫穿距在著火延遲期之前表現(xiàn)一致，但在著火延遲期之后由于噴霧內(nèi)部密度降低發(fā)生膨脹出現(xiàn)分離，且著火延遲期隨甲醇比例的增大而增加，導(dǎo)致噴霧貫穿速度減緩.

(3) 基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)得出環(huán)境變量和燃油特性對(duì)火焰浮起長(zhǎng)度的經(jīng)驗(yàn)公式；燃油特性主要通過Zst和CN 對(duì)LLOL產(chǎn)生影響；3 種燃油的LLOL排序?yàn)镸0＜M15＜M25；當(dāng)其他參數(shù)一致時(shí)，由于CN 的變化，燃油M25 的LLOL相比較M0 將增加54%，而Zst的變化只能使LLOL增加12%；相比較氧體積分?jǐn)?shù)而言，燃油活性對(duì)LLOL的影響更為重要.

(4) 3 種燃油存在的相同組分HCB，其中的長(zhǎng)鏈烷烴具有相同的最高沸點(diǎn)，這決定了燃油揮發(fā)性不會(huì)對(duì)LL1產(chǎn)生顯著影響；然而相比較HCB 和正辛醇，甲醇具有極高的蒸發(fā)潛熱，這使得混合燃油噴入燃燒彈高溫、高壓環(huán)境后，先蒸發(fā)的甲醇使得噴霧周圍環(huán)境溫度降低，進(jìn)而導(dǎo)致了更長(zhǎng)的液相長(zhǎng)度；M0 由于更短的LLOL，對(duì)著火后液相長(zhǎng)度的快速蒸發(fā)縮短起到了更為顯著的作用.