康 哲， 雒 晶， 馮上司， 崔 亮， 鄧 俊， 吳志軍

（1. 重慶大學(xué) 機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院， 重慶 400044；2. 重慶大學(xué) 機(jī)械傳動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 重慶 400044；3. 聯(lián)合汽車(chē)電子有限公司， 上海 201206；4. 同濟(jì)大學(xué) 汽車(chē)學(xué)院， 上海 201804）

作為交通運(yùn)輸領(lǐng)域的主要?jiǎng)恿υ矗凇疤歼_(dá)峰、碳中和”的巨大壓力下，內(nèi)燃機(jī)產(chǎn)業(yè)正面臨來(lái)自動(dòng)力電池與燃料電池的嚴(yán)峻挑戰(zhàn)。然而，內(nèi)燃機(jī)所具備的高能量密度、快速補(bǔ)能能力以及成熟的產(chǎn)業(yè)鏈體系讓其仍然會(huì)在未來(lái)數(shù)十年內(nèi)在交通領(lǐng)域發(fā)揮重要作用［1］。因此，以傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)為基礎(chǔ)，進(jìn)一步開(kāi)發(fā)新型高效超低排放內(nèi)燃動(dòng)力系統(tǒng)，可以為我國(guó)盡快實(shí)現(xiàn)“碳達(dá)峰、碳中和”的戰(zhàn)略目標(biāo)提供有力支撐。

目前基于傳統(tǒng)內(nèi)燃機(jī)實(shí)現(xiàn)碳中和的路徑，均質(zhì)壓燃（HCCI）燃燒技術(shù)在內(nèi)燃機(jī)提高熱效率和降低排放方面顯示出巨大潛力，成為內(nèi)燃機(jī)燃燒研究的前沿和熱點(diǎn)。在均質(zhì)壓燃燃燒技術(shù)不斷發(fā)展過(guò)程中，提出了將具有較低的自燃溫度和良好的揮發(fā)性的正庚烷作為均質(zhì)壓燃燃燒技術(shù)的燃料。2006 年，俎琳琳等［2］在一臺(tái)高速四缸柴油機(jī)上進(jìn)行了單缸正庚烷均質(zhì)壓燃燃燒試驗(yàn)，研究了正庚烷均質(zhì)壓燃燃燒過(guò)程以及各種參數(shù)變化對(duì)燃燒過(guò)程的影響。研究結(jié)果表明，正庚烷均質(zhì)壓燃燃燒具有明顯的兩階段放熱特性，并且發(fā)現(xiàn)正庚烷均質(zhì)壓燃燃燒著火時(shí)刻、缸內(nèi)最高溫度、壓力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)變化非常敏感。2008 年，朱紹中等［3］在一臺(tái)快速壓縮機(jī)上對(duì)進(jìn)氣溫度對(duì)均質(zhì)壓燃燃燒特性的影響進(jìn)行了試驗(yàn)。研究表明，隨著進(jìn)氣溫度的升高，燃燒始點(diǎn)提前、燃燒持續(xù)期縮短、最高燃燒溫度升高、峰值放熱率增加。2014年，薛樂(lè)等［4］在一臺(tái)改裝的發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行了均質(zhì)壓燃燃燒的循環(huán)變動(dòng)試驗(yàn)，研究了進(jìn)氣溫度等參數(shù)變化對(duì)正庚烷均質(zhì)壓燃燃燒的影響。結(jié)果表明，過(guò)量空氣系數(shù)增加，峰值平均壓力降低；進(jìn)氣溫度增加，峰值平均壓力增加，對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角提前；轉(zhuǎn)速提高，峰值壓力增加。2014年，Zhang等［5］在一臺(tái)單缸四沖程直噴柴油機(jī)上對(duì)正庚烷均質(zhì)壓燃燃燒特性進(jìn)行了試驗(yàn)，分析了進(jìn)氣溫度和過(guò)量空氣系數(shù)λ對(duì)燃燒的影響。結(jié)果表明，正庚烷均質(zhì)壓燃燃燒對(duì)進(jìn)氣溫度比對(duì)λ更敏感，并且進(jìn)氣溫度的增加可以擴(kuò)大λ的范圍。2016年，Wu 等［6］在壓燃式ICRC（internal combustion rankine cycle）試驗(yàn)臺(tái)上系統(tǒng)研究了在空氣和氧氣進(jìn)氣下的正庚烷均質(zhì)壓燃燃燒過(guò)程。試驗(yàn)表明，富氧對(duì)正庚烷高溫反應(yīng)的影響很小，氧氣的增加推遲了低溫反應(yīng)的初始時(shí)間以及氧氣含量的增加提高了正庚烷低溫放熱反應(yīng)的熱釋放率等。

本文基于1999年Bilger所提出的ICRC概念［7］，通過(guò)使用純氧進(jìn)氣代替空氣進(jìn)氣，從理論上完全規(guī)避了氮氧化物的產(chǎn)生，除此以外，將化石燃料燃燒后分離得到的水蒸氣冷凝回收，通過(guò)高壓水泵加壓至不低于24 MPa，并吸收冷卻液與高溫尾氣的廢熱，在純氧燃燒過(guò)程中噴入缸內(nèi)，一方面控制優(yōu)化劇烈的純氧燃燒過(guò)程［8］，另一方面，缸內(nèi)水霧快速蒸發(fā)霧化，生成高溫高壓蒸汽補(bǔ)充做功工質(zhì)，建立額外的蒸汽動(dòng)力循環(huán)以實(shí)現(xiàn)整體效率的大幅提升［9］。筆者在ICRC概念的基礎(chǔ)上，基于一臺(tái)小缸徑汽油機(jī)驗(yàn)證了點(diǎn)燃式ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)的可行性，從缸內(nèi)高溫水噴射策略、進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)、工作負(fù)荷等角度對(duì)其燃燒過(guò)程、循環(huán)效率、排放特性進(jìn)行了定量分析［10-12］，并基于修正的奧托循環(huán)建立了點(diǎn)燃式ICRC 理論熱力循環(huán)模型，對(duì)其循環(huán)效率優(yōu)化機(jī)理、理論效率邊界進(jìn)行了計(jì)算分析［13-14］。通過(guò)上述研究發(fā)現(xiàn)，在點(diǎn)燃式ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)中，實(shí)際循環(huán)和理論循環(huán)的指示熱效率存在顯著差異，分析認(rèn)為，這主要是由純氧燃燒導(dǎo)致的異常燃燒傾向強(qiáng)烈，從而限制最大許用壓縮比導(dǎo)致的，原型機(jī)的壓縮比與最優(yōu)熱效率的壓縮比相比有很大差距［14］。缸內(nèi)高溫水噴射一定程度可以緩解異常燃燒的情況，然而由于存在明顯的火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程導(dǎo)致該現(xiàn)象無(wú)法徹底規(guī)避［15］。

為解決上述問(wèn)題，本文提出采用壓燃著火模式規(guī)避明顯的火焰?zhèn)鞑ミ^(guò)程，進(jìn)而在內(nèi)燃蘭金循環(huán)中實(shí)現(xiàn)高壓縮比使用。與擴(kuò)散燃燒相比，均質(zhì)壓燃通過(guò)提前制備均質(zhì)混合氣，有效避免高溫缺氧導(dǎo)致的顆粒物生成，因而可以在壓燃式內(nèi)燃蘭金循環(huán)中實(shí)現(xiàn)超低的顆粒物排放。本文基于一臺(tái)改造的雙缸柴油機(jī)，通過(guò)進(jìn)氣道噴射正庚烷，利用正庚烷的高揮發(fā)特性，制備正庚烷與氧氣的均質(zhì)混合氣，進(jìn)而驗(yàn)證正庚烷在純氧氛圍下均質(zhì)壓燃燃燒的可行性與燃燒過(guò)程特征參數(shù)，并為進(jìn)一步研究均質(zhì)壓燃模式下ICRC燃燒過(guò)程、循環(huán)效率與排放特性提供基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)臺(tái)架與方案

均質(zhì)壓燃（homogeneous charge compression ignition， HCCI）-ICRC原理樣機(jī)基于一臺(tái)雙缸水冷柴油機(jī)改造而來(lái)，主要由燃油噴射系統(tǒng)、純氧進(jìn)氣系統(tǒng)、高溫高壓水供給系統(tǒng)、CompactRIO 控制系統(tǒng)與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。以該原理樣機(jī)為基礎(chǔ)，在其第一缸的獨(dú)立進(jìn)氣道中增加進(jìn)氣道燃油噴射系統(tǒng)，將其改造為進(jìn)氣道噴油式發(fā)動(dòng)機(jī)，通過(guò)在進(jìn)氣道噴射正庚烷來(lái)實(shí)現(xiàn)均質(zhì)壓燃所需的均質(zhì)混合氣制備。與此同時(shí)，在該汽缸缸蓋上打孔以布置Kistler 6052C缸內(nèi)壓力傳感器實(shí)現(xiàn)實(shí)時(shí)的缸內(nèi)壓力測(cè)量，并安裝特質(zhì)缸內(nèi)高溫高壓水噴嘴，以實(shí)現(xiàn)純氧氛圍下正庚烷均質(zhì)壓燃燃燒過(guò)程中的缸內(nèi)高溫水噴射。搭建完成的原理樣機(jī)相關(guān)技術(shù)參數(shù)如表1 所示，HCCIICRC原理樣機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架示意圖如圖1所示。

圖1 HCCI-ICRC發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)架示意圖Fig. 1 Schematic diagram of HCCI - ICRC engine test stand

表1 試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)參數(shù)Tab. 1 Technical parameters of test engine

HCCI-ICRC 工作過(guò)程中采用純氧代替空氣作為助燃劑與正庚烷燃燒，為保障試驗(yàn)過(guò)程缸內(nèi)燃燒的穩(wěn)定可控，需要采用廢氣再循環(huán)的方法對(duì)每循環(huán)進(jìn)入缸內(nèi)的氧氣含量進(jìn)行調(diào)控。在本文所開(kāi)發(fā)的HCCI-ICRC 原理樣機(jī)中，使用在線(xiàn)混合的O2/CO2混合氣來(lái)模擬廢氣再循環(huán)，通過(guò)節(jié)流閥來(lái)實(shí)時(shí)調(diào)控進(jìn)入燃燒室的O2/CO2比例，從而實(shí)現(xiàn)HCCI-ICRC燃燒速率的優(yōu)化控制。本文搭建的HCCI-ICRC 原理樣機(jī)純氧進(jìn)氣系統(tǒng)如圖2 所示。HCCI-ICRC 原理樣機(jī)純氧進(jìn)氣系統(tǒng)主要由氧氣瓶、二氧化碳?xì)馄?、減壓閥等結(jié)構(gòu)組成。通過(guò)調(diào)節(jié)氣體減壓閥、氣體流量計(jì)等裝置來(lái)靈活實(shí)現(xiàn)不同濃度的O2/CO2進(jìn)氣混合氣體。試驗(yàn)中為防止CO2在出氣瓶時(shí)由于發(fā)生液/氣相變導(dǎo)致氣體溫度迅速下降而影響混合效果，試驗(yàn)時(shí)在CO2氣瓶出口管路壁面纏繞加熱帶，此處溫度感應(yīng)器與數(shù)字溫控器實(shí)現(xiàn)閉環(huán)溫度控制，以便將管路內(nèi)CO2加熱至室溫。為保證CO2、O2溫度的一致性，在氧氣的出口管路也安裝了加熱帶。最后在氣閥出口處對(duì)O2、CO2比例進(jìn)行測(cè)量，調(diào)節(jié)節(jié)流閥獲得不同進(jìn)氣的氧氣值。為了使CO2、O2混合更為均勻，并獲得穩(wěn)定的進(jìn)氣壓力，在進(jìn)氣系統(tǒng)中安裝了穩(wěn)壓罐，穩(wěn)壓罐的容積遠(yuǎn)大于發(fā)動(dòng)機(jī)氣缸容積。穩(wěn)壓罐下游管路安裝的空氣閥門(mén)便于試驗(yàn)的進(jìn)氣在空氣和O2/ CO2氛圍下切換。在試驗(yàn)開(kāi)始前，將空氣閥門(mén)打開(kāi)，讓HCCI-ICRC 原理樣機(jī)工作在空氣環(huán)境下預(yù)熱至85℃以上，待原理樣機(jī)穩(wěn)定工作后再關(guān)閉空氣閥門(mén)切換至O2/CO2進(jìn)氣。經(jīng)測(cè)試該系統(tǒng)能夠滿(mǎn)足試驗(yàn)對(duì)于進(jìn)氣壓力及流量的要求，同時(shí)可在試驗(yàn)過(guò)程中準(zhǔn)確快速地改變氧體積分?jǐn)?shù)。

圖2 HCCI-ICRC原理樣機(jī)純氧進(jìn)氣系統(tǒng)示意圖Fig. 2 Schematic diagram of oxygen intake supply system of HCCI-ICRC prototype engine

為確定正庚烷循環(huán)供油量的大小以實(shí)現(xiàn)每循環(huán)空燃比的精確控制，首先需要對(duì)本文所使用的正庚烷的噴嘴流量特性進(jìn)行測(cè)量。在HCCI-ICRC 原理樣機(jī)試驗(yàn)開(kāi)始前，將正庚烷進(jìn)氣道噴射壓力調(diào)整為與試驗(yàn)相一致的0.22 MPa，利用所開(kāi)發(fā)的電控系統(tǒng)來(lái)控制電磁閥的噴油脈寬，并在相同脈寬下進(jìn)行100次噴射，利用稱(chēng)重法獲得單次燃油噴射過(guò)程的平均噴油質(zhì)量，并得到不同噴油脈寬下正庚烷噴油質(zhì)量隨噴油脈寬變化曲線(xiàn)，具體試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示。

圖3 正庚烷噴油噴嘴特性曲線(xiàn)圖Fig. 3 Injection characteristic of n-heptane

本文試驗(yàn)方案如表2所示，噴油脈寬為7 ms（噴油質(zhì)量17 mg），發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速為1 000 r·min-1，節(jié)氣門(mén)開(kāi)度為100%，進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)分別為100%、85%、70%、21%。試驗(yàn)每次采集100 組循環(huán)數(shù)據(jù)，并對(duì)100組缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)取平均值，同時(shí)提取發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒情況的關(guān)鍵參數(shù)如缸內(nèi)壓力峰值、缸內(nèi)壓力升高率等，同時(shí)計(jì)算放熱率、累計(jì)放熱量以及平均指示壓力變動(dòng)系數(shù)來(lái)分析燃燒過(guò)程。

表2 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)參數(shù)Tab. 2 Test parameters of prototype engine

在分析發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性時(shí)，使用平均指示壓力變動(dòng)系數(shù)（vp）作為度量燃燒的循環(huán)變動(dòng)的程度，并將其作為評(píng)價(jià)缸內(nèi)燃燒穩(wěn)定性的主要參數(shù)之一。vp的定義如下：

式中：δp為平均指示壓力的標(biāo)準(zhǔn)偏差；p為平均指示壓力。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

因?yàn)樵谠囼?yàn)結(jié)果分析中要涉及到不同氣體的平均比熱容，所以給出不同氣體的平均比熱容隨溫度變化情況，如圖4 所示。圖4 中cp表示常用氣體從0 ℃到T之間的平均比定壓熱容（工程上）。可以發(fā)現(xiàn)，不同的氣體平均比熱容不同，隨溫度的變化也不同。在常溫條件下，氧氣的平均比熱容略大于空氣，而二氧化碳的平均比熱容遠(yuǎn)大于空氣和氧氣的平均比熱容。隨著溫度的提高，氧氣的平均比熱容一直略大于空氣的平均比熱容，而二氧化碳的平均比熱容隨著溫度的升高迅速增加，與空氣和氧氣的平均比熱容的差值也越來(lái)越大。

圖4 不同氣體的平均比熱容隨溫度的變化Fig. 4 Average specific heat capacity of different gases as a function of temperature

2.1 氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)燃燒缸內(nèi)壓力的影響

2.1.1 缸內(nèi)壓力

圖5 為不同氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)壓力的變化情況。由圖5可知，與進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%相比，當(dāng)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)分別為100%、85%和70%時(shí)，低溫反應(yīng)與高溫反應(yīng)之間的負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間現(xiàn)象不明顯，在高氧體積分?jǐn)?shù)下，低溫反應(yīng)和高溫反應(yīng)之間存在的負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間現(xiàn)象與進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%相比有顯著差異。缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力由進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的7.96 MPa 分別降低至進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的7.63 MPa、進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為85%的6.67 MPa 和進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為70%的4.99 MPa；峰值壓力相位由0.5 °CA ATDC（上止點(diǎn)后曲軸轉(zhuǎn)角）分別推遲到1.0 、2.5 和6.0 °CA ATDC；做功沖程缸內(nèi)壓力有不同程度的降低。分析認(rèn)為：進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%時(shí)，由于氧氣的平均比熱容大于空氣，在未燃燒之前，進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的缸內(nèi)溫度低于進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的缸內(nèi)溫度，導(dǎo)致燃燒起始時(shí)刻推遲。當(dāng)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)降低至85%和70%時(shí)，隨著CO2體積分?jǐn)?shù)的增加，缸內(nèi)平均比熱容進(jìn)一步增大，燃燒起始時(shí)刻進(jìn)一步推遲。當(dāng)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%時(shí)，缸內(nèi)壓力出現(xiàn)了明顯的兩階段放熱和負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間；反觀(guān)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的兩階段放熱和負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間不明顯，這是由于氧體積分?jǐn)?shù)的增加使得低溫反應(yīng)速率加快，低溫放熱的加快使缸內(nèi)溫度和壓力迅速提升，缸內(nèi)溫度迅速超過(guò)負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間產(chǎn)物的穩(wěn)定溫度區(qū)，從而進(jìn)入高溫放熱反應(yīng)，使得兩階段放熱不明顯。加上氧氣平均比熱容大于空氣平均比熱容，使得缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力降低及其相位推遲，與此同時(shí)，隨著氧體積分?jǐn)?shù)降低和二氧化碳體積分?jǐn)?shù)升高，缸內(nèi)燃燒速率減緩，進(jìn)一步影響均質(zhì)壓燃的兩階段放熱和降低缸內(nèi)燃燒溫度，故在85%和70%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下，缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力的降低和其相位的推遲程度更加明顯。

圖5 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)壓力Fig. 5 In-cylinder pressure at different oxygen volume fractions

同時(shí)發(fā)現(xiàn)，進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%時(shí)的缸壓曲線(xiàn)與進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的缸壓曲線(xiàn)發(fā)生兩次相交。分析認(rèn)為，由于進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%時(shí)缸內(nèi)燃燒開(kāi)始早，低溫放熱階段已經(jīng)完成并進(jìn)入負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間，缸內(nèi)壓力上升緩慢；此時(shí)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的燃燒處于低溫放熱階段，缸內(nèi)壓力迅速上升，引起第一次相交。隨著燃燒繼續(xù)，100%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)的高溫放熱結(jié)束，缸內(nèi)壓力上升減緩，而此時(shí)空氣的高溫放熱仍在繼續(xù)，使得進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%下的缸內(nèi)壓力迅速上升，發(fā)生第二次曲線(xiàn)相交。

2.1.2 缸內(nèi)壓力升高率

不同氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)壓力升高率曲線(xiàn)如圖6所示。進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的缸內(nèi)壓力升高率峰值為0.217 MPa·（°CA）-1，較進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的缸內(nèi)壓力升高率峰值0.214 MPa·（°CA）-1高0.003 MPa·（°CA）-1；進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的缸內(nèi)壓力升高率峰值相位為-11.5 °CA ATDC，較進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的峰值相位-9 °CA ATDC提前2.5 °CA ATDC，表明富氧氛圍可以提高燃燒速率，燃燒更加集中。同時(shí)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%與進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的缸內(nèi)壓力升高率曲線(xiàn)也出現(xiàn)相交現(xiàn)象。這是因?yàn)檠鯕馄骄葻崛莞哂诳諝?，使得進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的燃燒起始時(shí)刻推遲，同時(shí)，氧體積分?jǐn)?shù)的增加又使得混合氣的化學(xué)反應(yīng)速率提高，燃燒速率加快。當(dāng)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)降低至85%和70%時(shí)，缸內(nèi)壓力升高率峰值分別降低至0.172 MPa·（°CA）-1和0.075 MPa·（°CA）-1，缸內(nèi)壓力升高率峰值相位推遲至-8 °CA ATDC和-2.5 °CA ATDC。這表明隨著CO2體積分?jǐn)?shù)的提升使混合氣的平均比熱容進(jìn)一步增大，增加了混合氣的滯燃期，降低了燃燒速率，揭示出CO2有抑制混合氣燃燒的能力。

圖6 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)壓力升高率Fig. 6 In-cylinder pressure rise rate at different oxygen volume fractions

2.2 氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)燃燒過(guò)程的影響

2.2.1 放熱率

圖7顯示了不同氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)燃燒瞬時(shí)放熱率變化情況。發(fā)現(xiàn)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的放熱率比進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的放熱率更明顯呈現(xiàn)兩階段放熱現(xiàn)象。與進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%相比，進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的低溫反應(yīng)明顯增強(qiáng)，其放熱率峰值增加。進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%條件下的負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間持續(xù)時(shí)間大大縮短，燃燒持續(xù)期縮短，雖然正庚烷在進(jìn)氧條件下的燃燒開(kāi)始有所推遲，但正庚烷燃燒釋放的熱量在上止點(diǎn)燃燒前更加集中。這也使得進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的放熱率曲線(xiàn)與進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的放熱率曲線(xiàn)發(fā)生兩次相交。根據(jù)前人的研究，HCCI的燃燒開(kāi)始主要由缸內(nèi)熱氛圍控制，而進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%和進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%進(jìn)氣下溫度變化的原因有可能是由空氣和氧氣之間的物理特性（如比熱容）的差異引起的，這需要進(jìn)一步的研究來(lái)證明［6］。在85%和70%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下，放熱率曲線(xiàn)呈現(xiàn)起始點(diǎn)相位較進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%時(shí)后移，低溫放熱階段增強(qiáng)，負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間不明顯，高溫放熱階段提前的現(xiàn)象。這是因?yàn)檠躞w積分?jǐn)?shù)的下降和二氧化碳體積分?jǐn)?shù)的上升，缸內(nèi)混合氣平均比熱容繼續(xù)增大，在相同相位下，85%和70%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)的缸內(nèi)溫度和壓力低于100%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)，使得放熱起始點(diǎn)繼續(xù)推遲。隨著曲軸轉(zhuǎn)動(dòng)，缸內(nèi)溫度壓力上升，放熱開(kāi)始，但是由于缸內(nèi)溫度和壓力太低，限制了低溫放熱階段的放熱，并進(jìn)一步限制了高溫放熱階段的放熱。其中70%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下由于放熱起始點(diǎn)相位過(guò)于推遲，在高溫放熱階段開(kāi)始時(shí)，HCCI-ICRC 發(fā)動(dòng)機(jī)處于做功沖程，缸內(nèi)溫度和壓力隨著曲軸的轉(zhuǎn)動(dòng)開(kāi)始下降，造成高溫放熱階段放熱率峰值的明顯降低。

2.2.2 燃燒相位

圖8 為不同氧體積分?jǐn)?shù)下的CA10、CA50 燃燒相位的變化，其中CA10、CA50分別表示燃料在燃燒過(guò)程中10%、50%累計(jì)放熱量時(shí)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角。由圖8可知，100%、85%、70%和21%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下CA10 分別為-14.5 、-10.5 、-1.4 和-15.5 °CA ATDC，其CA50 分別為- 10.5、-5.0 、6.3 和-8.5 °CA ATDC，上述試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，21%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下燃燒起始時(shí)刻最早，70%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)最晚，100%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下燃燒重心出現(xiàn)最早，70%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)燃燒重心出現(xiàn)最晚。這驗(yàn)證了缸內(nèi)壓力和放熱率變化情況。

圖8 不同氧體積分?jǐn)?shù)對(duì)CA10、CA50燃燒相位的影響Fig. 8 Effect of different oxygen volume fractions on CA10 and CA50 combustion phases

2.2.3 缸內(nèi)溫度

圖9 展示了不同氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)溫度變化。在進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的燃燒起始點(diǎn)相位，100%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)的缸內(nèi)溫度比21%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)的缸內(nèi)溫度低70 K，表明此時(shí)100%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下燃燒還未開(kāi)始。隨著85%和70%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下二氧化碳體積分?jǐn)?shù)的提升，平均比熱容相應(yīng)提高，缸內(nèi)溫度相應(yīng)降低，使得燃燒起始點(diǎn)進(jìn)一步推遲。同時(shí)，100%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)溫度峰值為1 483 K，比21%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下的缸內(nèi)溫度峰值的1 645 K 降低了162 K，85%、70%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)的缸內(nèi)溫度峰值繼續(xù)降低至1 200 K 左右和900 K 左右，缸內(nèi)溫度峰值相位推遲。過(guò)低缸內(nèi)溫度峰值使得燃料無(wú)法完全燃燒，缸內(nèi)放熱總量降低，進(jìn)一步限制了缸內(nèi)溫度峰值大小。相關(guān)文獻(xiàn)表明，初始溫度和燃料濃度的改變都可以產(chǎn)生3 種不同的燃燒過(guò)程，即發(fā)生完全燃燒反應(yīng)、發(fā)生低溫反應(yīng)和藍(lán)焰反應(yīng)和僅發(fā)生低溫反應(yīng)［16］。由于熱焰反應(yīng)主要是CO被氧化生成CO2的過(guò)程，而CO的氧化需要較高的溫度，因此在進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為70%時(shí)，缸內(nèi)只發(fā)生了低溫反應(yīng)和高溫反應(yīng)的藍(lán)焰反應(yīng)。

圖9 不同氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)溫度Fig. 9 In-cylinder temperature at different oxygen volume fractions

2.3 燃燒穩(wěn)定性

燃燒穩(wěn)定性主要由燃燒循環(huán)波動(dòng)來(lái)體現(xiàn)。燃燒循環(huán)波動(dòng)表征循環(huán)間缸內(nèi)燃燒的一致性，燃燒循環(huán)波動(dòng)越小，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)平穩(wěn)性越好，機(jī)體機(jī)械負(fù)荷波動(dòng)越小，發(fā)動(dòng)機(jī)零部件壽命越長(zhǎng)，因此對(duì)燃燒循環(huán)波動(dòng)的研究十分重要。不同氧體積分?jǐn)?shù)下的平均指示壓力變動(dòng)系數(shù)如圖10 所示。進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的vp為0.025，比進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的vp略小，為0.035。造成以上情況的原因是100%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)溫度低，循環(huán)波動(dòng)降低。隨著二氧化碳體積分?jǐn)?shù)的增加，vp增大，從進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為85%的0.046 增加到進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為70%的0.179，燃燒波動(dòng)明顯增加，超過(guò)了合理閾值0.050。因?yàn)殡S著二氧化碳體積分?jǐn)?shù)的增加，缸內(nèi)溫度過(guò)低，限制了燃料燃燒速率，均質(zhì)壓燃的高溫反應(yīng)受到的影響比較大，燃燒循環(huán)不穩(wěn)定性增強(qiáng)，說(shuō)明二氧化碳可以明顯抑制缸內(nèi)燃燒。

圖10 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的平均指示壓力變動(dòng)系數(shù)Fig. 10 Variation coefficients of the mean indicated pressure at different oxygen volume fractions

圖11 為不同氧體積分?jǐn)?shù)下壓力p的變化情況，從圖11 中可以看出，100%、85%、70%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)和21%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)壓力p分別為0.37、0.35、0.23 和0.40 MPa，這表明缸內(nèi)壓力p隨著缸內(nèi)平均比熱容的增加而減小，同時(shí)與不同氧體積分?jǐn)?shù)下缸內(nèi)最大爆發(fā)壓力值和燃燒循環(huán)波動(dòng)值保持很好的一致性。

圖11 不同氧體積分?jǐn)?shù)下的平均有效壓力Fig. 11 Indicated mean effective pressure at different oxygen volume fractions

3 結(jié)論

（1）與進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%相比，當(dāng)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%時(shí)，低溫反應(yīng)與高溫反應(yīng)之間的負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間現(xiàn)象不明顯，缸內(nèi)最高壓力由7.96 MPa 降低到7.63 MPa；最高壓力相位由0.5 °CA ATDC 推遲到1.0 °CA ATDC；膨脹做功階段缸內(nèi)壓力低。當(dāng)進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為85%時(shí)，缸內(nèi)最大壓力為6.67 MPa，明顯高于進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為70%的最大缸內(nèi)壓力4.99 MPa；同時(shí)缸內(nèi)壓力最大值相位從2.5 °CA ATDC 推遲到6.0 °CA ATDC?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著氧氣體積分?jǐn)?shù)的降低和二氧化碳體積分?jǐn)?shù)的增加，燃燒起始時(shí)刻繼續(xù)推遲，最大缸內(nèi)壓力降低，最大缸內(nèi)壓力的相位推遲。

（2）進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的最大缸內(nèi)壓力升高率為0.217 MPa·（°CA）-1，比進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的最大缸內(nèi)壓力升高率0.214 MPa·（°CA）-1高0.003 MPa·（°CA）-1；進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的峰值相位-11.5 °CA ATDC 早于進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的峰值相位-9 °CA ATDC。

（3）進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%和進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%均為有兩階段燃燒的特點(diǎn)。但是，與進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%相比，100%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)的低溫反應(yīng)明顯增強(qiáng)，其最大熱釋放率增加。100%進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)下的負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間持續(xù)時(shí)間大大縮短，燃燒持續(xù)時(shí)間也有所縮短。其他進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)的放熱率曲線(xiàn)表現(xiàn)為放熱率起始點(diǎn)推遲、低溫放熱階段放熱明顯、負(fù)溫度系數(shù)區(qū)間不明顯，放熱率峰值顯著降低。

（4）進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%時(shí)，缸內(nèi)溫度最大值為1 645 K；進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%時(shí)，缸內(nèi)溫度最大值為1 483 K，最高溫度值相差162K。隨著二氧化碳體積分?jǐn)?shù)的進(jìn)一步提升，缸內(nèi)溫度繼續(xù)降低，最高溫度對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角推遲。

（5）進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%的vp為0.025，而進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為21%的vp為0.035，略大于進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為100%時(shí)的vp。隨著二氧化碳體積分?jǐn)?shù)的增加，vp增大，從進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為85%的0.046增加到進(jìn)氣氧體積分?jǐn)?shù)為70%的0.179，燃燒波動(dòng)明顯增加。可以發(fā)現(xiàn)，二氧化碳可以明顯抑制缸內(nèi)燃燒。并且發(fā)現(xiàn)缸內(nèi)壓力p隨著平均比熱容的增加而下降。

作者貢獻(xiàn)聲明：

康 哲：確定整體研究思路和方法，論文數(shù)據(jù)處理，撰寫(xiě)與修改論文。

雒 晶：試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理，撰寫(xiě)與完善論文初稿。

馮上司：論文修改與數(shù)據(jù)檢查。

崔 亮：開(kāi)展試驗(yàn)并進(jìn)行試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理。

鄧 ?。簩?duì)研究提出對(duì)策建議，整理修正論文。

吳志軍：參與研究框架設(shè)計(jì)，對(duì)研究提出對(duì)策建議，提供項(xiàng)目研究資源。