辛烷值敏感性對(duì)GCI發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷穩(wěn)定性的影響

衛(wèi)海橋，張福強(qiáng)，張少棟，賈德民，李?衛(wèi)，潘家營(yíng)

辛烷值敏感性對(duì)GCI發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷穩(wěn)定性的影響

衛(wèi)海橋1，張福強(qiáng)1，張少棟2，賈德民2，李?衛(wèi)2，潘家營(yíng)1

(1. 天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300072；2. 濰柴動(dòng)力股份有限公司，濰坊 261041)

本文結(jié)合單缸機(jī)試驗(yàn)和多循環(huán)大渦模擬，采用辛烷值相同而敏感性不同的燃料，研究了辛烷值敏感性對(duì)汽油壓燃發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性的影響．結(jié)果表明：辛烷值敏感性顯著影響了燃燒穩(wěn)定性，隨著燃料辛烷值敏感性的增加，燃燒穩(wěn)定性降低；同時(shí)，高溫著火時(shí)油氣混合越均勻，參與高溫燃燒的混合氣越多，燃燒越完全．辛烷值敏感性為5.3的燃料低溫放熱率更高，低溫冷焰誘發(fā)小幅度溫度升高改善混合氣均勻性，但由于低溫放熱的循環(huán)變動(dòng)更大，導(dǎo)致部分循環(huán)的混合氣均勻性改善效果不明顯．因此，燃料低溫放熱比例循環(huán)變動(dòng)和高溫著火時(shí)混合氣均勻性循環(huán)變動(dòng)是導(dǎo)致GCI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒不穩(wěn)定的主要原因．

辛烷值敏感性；汽油壓燃；燃燒穩(wěn)定性；低溫放熱

近年來，為了實(shí)現(xiàn)內(nèi)燃機(jī)高效率低排放，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了均質(zhì)充量壓燃(HCCI)、預(yù)混充量壓燃(PCCI)、部分預(yù)混壓燃(PPC)等多種新型的燃燒方?式[1]．其中，汽油壓燃(GCI)燃燒方式的噴射正時(shí)介于常規(guī)壓燃與HCCI之間，能夠同時(shí)兼顧高燃燒效率和低氮氧化物、低碳煙排放，從而在更廣工況范圍實(shí)現(xiàn)了穩(wěn)定燃燒[2]．但GCI在低負(fù)荷工況時(shí)，缸內(nèi)溫度壓力低，燃用高辛烷值汽油時(shí)存在著火困難、燃燒穩(wěn)定性差等問題[3]．

研究法辛烷值(RON)和馬達(dá)法辛烷值(MON)是表征汽油燃料著火特性的最重要指標(biāo)．隨著小型化趨勢(shì)的發(fā)展，現(xiàn)代發(fā)動(dòng)機(jī)普遍采用進(jìn)氣增壓，使得發(fā)動(dòng)機(jī)處于高壓低溫的工作狀態(tài)，導(dǎo)致其偏離了原有辛烷值運(yùn)行區(qū)間．傳統(tǒng)的燃料辛烷值難以再全面描述汽油燃料的著火特性．Hildingsson等[4]提出了辛烷值敏感性(octane sensitivity，＝RON－MON)的概念，結(jié)合原有的燃料辛烷值能夠更好地表征汽油燃料著火特性，其將RON分別為91、84、78和72的4種汽油應(yīng)用于柴油機(jī)，發(fā)現(xiàn)辛烷值較低的汽油燃料(RON＝70～85)更適合GCI燃燒. Szybist等[5]開展了燃用不同燃料的發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)低辛烷值敏感性的燃料(如烷烴)焰前放熱量較大，對(duì)后續(xù)著火及爆震的影響更加顯著．因此，GCI發(fā)動(dòng)機(jī)燃用低辛烷值燃料時(shí)具有更好的燃燒和排放特性[6]．

盡管如此，汽油燃料的自燃著火特性仍然很差，而小負(fù)荷工況下缸內(nèi)熱力學(xué)狀態(tài)較低，使得汽油壓燃低溫燃燒存在不穩(wěn)定性，對(duì)進(jìn)氣和燃燒邊界條件變化敏感，提高小負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性是實(shí)現(xiàn)汽油壓燃高效燃燒的主要內(nèi)容．Borgqvist等[7]研究發(fā)現(xiàn)，RON＝87的汽油燃料需要增大負(fù)氣門重疊角，獲取更多殘余熱廢氣才能穩(wěn)定燃燒；而采用 RON＝69 的燃料不需要大量殘余廢氣就可以實(shí)現(xiàn)怠速運(yùn)行[8]．然而，低辛烷值燃料具有明顯低溫反應(yīng)，產(chǎn)生大量的中間自由基(如OH、HO2)，存在明顯的焰前放熱現(xiàn)象，對(duì)GCI發(fā)動(dòng)機(jī)的著火及燃燒過程產(chǎn)生重要影響．Tao等[9]研究發(fā)現(xiàn)，相同辛烷值的燃料(如正戊烷和PRF62)在同一發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中會(huì)表現(xiàn)出不同的燃燒相位．然而，上述研究很少涉及辛烷值敏感性與GCI發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性之間的內(nèi)在關(guān)聯(lián)．

因此，有必要基于實(shí)際GCI發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)測(cè)試，開展燃料辛烷值敏感性對(duì)GCI低負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性的影響研究，探明GCI發(fā)動(dòng)機(jī)小負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性影響機(jī)制，為燃料燃燒和發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程協(xié)同優(yōu)化提供重要參考．

1?試驗(yàn)裝置、燃料及參數(shù)定義

1.1?試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)為一臺(tái)單缸四沖程、水冷式發(fā)動(dòng)機(jī)，內(nèi)徑80mm，排量0.5L．進(jìn)排氣門開閉時(shí)刻由液壓驅(qū)動(dòng)和可變氣門驅(qū)動(dòng)裝置控制．為保證GCI燃燒，選擇了17的高壓縮比且采用了負(fù)氣門重疊(NVO)策略，燃料在壓縮過程(-25°CA ATDC)噴入缸內(nèi)．采用了西門子壓電噴油器和直接噴射系統(tǒng)，噴射壓力為20MPa．試驗(yàn)中在直流測(cè)功機(jī)的控制下，轉(zhuǎn)速保持在(800±1)r/min，基于Kistler 6041A 壓電式傳感器和Kistler 5018 電荷放大器采集燃燒壓力，將光電編碼器與曲軸連接，觸發(fā)試驗(yàn)采樣，分辨率為0.1°CA．混合氣的當(dāng)量比由排氣管中的氧傳感器確定，分辨率為0.001．發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)和試驗(yàn)工況如表1所示．

表1?發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)及試驗(yàn)工況

Tab.1?Engine parameters and test conditions

1.2?替代燃料組成

真正的汽油燃料是數(shù)千種碳?xì)浠衔锏膹?fù)雜混合物，包括直鏈烷烴和支鏈烷烴、環(huán)烷烴、烯烴和芳烴[10]．研究表明，燃料燃燒可以通過特定組分的替代燃料模型進(jìn)行研究[11]．在替代燃料中，添加多種組分通常有助于匹配汽油燃料的熱力學(xué)和動(dòng)力學(xué)特性[12].芳香族成分作為汽油組成中的重要成分，占比約為30%，以甲苯作為芳香族代表加入PRF中成為甲苯摻比燃料(TPRF)，逐漸成為新替代燃料以再現(xiàn)汽油的理化特性[13]．Mehl等[10]向TPRF中加入1-己烯組成4組分替代燃料，并在快速壓縮機(jī)(RCM)、激波管和噴射攪拌反應(yīng)器(JSR)的試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)與汽油特性匹配良好．Perez等[14]在上述4組分替代物中添加甲基環(huán)己烷形成5組分替代燃料，在點(diǎn)火質(zhì)量測(cè)試儀(IQT)和HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)上驗(yàn)證與汽油的自燃特性非常匹配．Sarathy等[15]利用多達(dá)9種組分的替代物來研究化學(xué)成分對(duì)汽油著火和辛烷值敏感性的影響．

辛烷值敏感性表示為RON和MON的差值，富烷烴的汽油(如烷基化油)的敏感度小，富芳烴的汽油(如重整汽油)的敏感度大．研究表明[6]，由于異辛烷和正庚烷的敏感性為0，TPRF可以通過改變甲苯比例改變?nèi)剂系拿舾行?，甲苯比例越高，敏感性越大．綜合考慮汽油燃料自燃特性模擬的精確性和計(jì)算資源的時(shí)間成本，選擇固有辛烷值敏感性的TPRF燃料作為替代燃料進(jìn)行研究．不同敏感性TPRF燃料的模型有多位學(xué)者[16-17]提出，本文參考Kalghatgi?等[18]基于更廣范圍RON和MON驗(yàn)證提出的計(jì)算模型，該模型能很好地預(yù)測(cè)敏感性汽油的自燃行為．不同敏感性的TPRF燃料體積分?jǐn)?shù)計(jì)算式為

式中：tol為TPRF中甲苯的摩爾分?jǐn)?shù)；tol、iO、nH分別為TPRF中甲苯、異辛烷和正庚烷的體積分?jǐn)?shù)；PRF為與甲苯混合的PRF燃料的辛烷值.

當(dāng)目標(biāo)汽油燃料的RON和被確定后，可通過式(1)得到TPRF中甲苯的摩爾分?jǐn)?shù)，結(jié)合式(2)計(jì)算得到與甲苯混合的PRF燃料的辛烷值，式(3)～(5)則分別計(jì)算出TPRF中的異辛烷、正庚烷和甲苯的體積分?jǐn)?shù)．依據(jù)上述方式制備了3種(RON＝75)不同的敏感性(＝0、3.6、5.3)的TPRF燃料，燃料組分如表2所示．

表2?不同敏感性的TPRF燃料的組成及比例

Tab.2 Composition and proportion of TPRF fuels with different sensitivities

1.3?低負(fù)荷循環(huán)變動(dòng)的表征

在每個(gè)工況點(diǎn)連續(xù)采集200個(gè)循環(huán)的缸內(nèi)壓力數(shù)據(jù)，重復(fù)3次，利用燃燒分析系統(tǒng)進(jìn)行離線燃燒分析．采用指示平均壓力的循環(huán)波動(dòng)系數(shù)(COVIMEP)[19]來評(píng)估發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性．

IMEP的標(biāo)準(zhǔn)方差為

IMEP的循環(huán)波動(dòng)系數(shù)為

SOI為噴油時(shí)刻，定義CA10、CA50、CA90分別為累計(jì)放熱量達(dá)到循環(huán)總放熱量10%、50%和90%的曲軸轉(zhuǎn)角，以CA10作為高溫著火時(shí)刻，CA50為燃燒相位，CA90－CA10作為燃燒持續(xù)時(shí)間，CD*＝CA50－SOI為燃燒延遲，表示噴油時(shí)刻到燃燒相位的持續(xù)曲軸轉(zhuǎn)角，CD*越大，意味著燃燒實(shí)際的油氣局部混合強(qiáng)度更接近整體混合強(qiáng)度，缸內(nèi)不同區(qū)域的混合強(qiáng)度變化更小，說明燃油與空氣混合更好[2]．

以燃料化學(xué)能轉(zhuǎn)換為指示功i的能量轉(zhuǎn)換效?率[20]指示熱效率表征各循環(huán)的能量轉(zhuǎn)換程度，其計(jì)算式為

式中：b為單缸每循環(huán)燃油消耗量；u為燃油的低?熱值．

2?數(shù)值模擬及驗(yàn)證

基于三維仿真軟件CONVERGE對(duì)該單缸機(jī)建立三維計(jì)算模型．基于LES模擬的湍流模型模擬缸內(nèi)湍流運(yùn)動(dòng)，采用Kelvin Helmholtz-Rayleigh Taylor (KH-RT)和O’Rourke、Wall film模型模擬噴霧破碎、碰撞和撞壁，采用化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型SAGE模擬燃燒過程，選取機(jī)理為L(zhǎng)iu等[21]開發(fā)的TPRF化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理．該TPRF骨架模型由56種組分和168種反應(yīng)組成，用于描述汽油替代燃料的氧化和燃燒特性．與其他模型相比，在重要物種演化方面進(jìn)行了改進(jìn)(特別是低溫燃燒特性)，在保持對(duì)點(diǎn)火延遲期、層流火焰?zhèn)鞑ゾ鹊耐瑫r(shí)，大幅降低物種和反應(yīng)數(shù)量，提高了計(jì)算效率．該機(jī)理已經(jīng)在不同反應(yīng)器的試驗(yàn)測(cè)量中驗(yàn)證了其預(yù)測(cè)結(jié)果的可靠性．

為保證精確模擬，采用4mm的基礎(chǔ)網(wǎng)格，進(jìn)氣道和燃燒室進(jìn)行2層固定加密，最小網(wǎng)格1mm，噴油器噴嘴進(jìn)行3層固定加密，最小網(wǎng)格0.5mm，同時(shí)利用自適應(yīng)網(wǎng)格加密策略對(duì)溫度和流速進(jìn)行加密以更準(zhǔn)確地捕捉流場(chǎng)變化，最大網(wǎng)格數(shù)共約200000個(gè)，計(jì)算網(wǎng)格如圖1所示．采用連續(xù)循環(huán)方法，模擬了＝0和＝5.3燃料的16個(gè)循環(huán)(模擬時(shí)間設(shè)置為-360°～11160°CA ATDC)的燃燒過程．表3為根據(jù)試驗(yàn)條件設(shè)定的數(shù)值模擬邊界條件．

表3?數(shù)值模擬邊界條件

Tab.3?Boundary conditions for numerical simulations

圖2為數(shù)值模擬15個(gè)循環(huán)(除去首循環(huán)以降低初始條件的影響)＝0燃料和＝5.3燃料的缸內(nèi)壓力和放熱率．SOI＝-25°CA ATDC，in＝20℃，in＝0.1MPa．圖中綠色實(shí)線代表選定工況下重復(fù)3次試驗(yàn)采集(每次200個(gè)循環(huán))的試驗(yàn)結(jié)果平均值，紅色點(diǎn)劃線和藍(lán)色短劃線分別代表＝0燃料和＝5.3燃料的15個(gè)循環(huán)模擬數(shù)據(jù)．?dāng)?shù)值模擬的缸壓數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好，放熱率峰值略高，但放熱相位能夠較好地對(duì)應(yīng)試驗(yàn)測(cè)量值且存在著循環(huán)波動(dòng)，表明模型基本能夠預(yù)測(cè)兩種燃料的燃燒過程．

圖2?S＝0和S＝5.3燃料的模擬與試驗(yàn)對(duì)比

3?試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1?辛烷值敏感性對(duì)燃燒穩(wěn)定性的影響

圖3是轉(zhuǎn)速＝800r/min，進(jìn)氣溫度in＝20℃，噴油時(shí)刻SOI＝-25°CA ATDC時(shí)，燃用不同辛烷值敏感性燃料的指示平均壓力IMEP、燃燒延遲CD*的變動(dòng)情況．可以看出，在選定工況下，COVIMEP隨著辛烷值敏感性增大而增大，燃燒穩(wěn)定性降低．＝0燃料的整個(gè)燃燒過程最為穩(wěn)定，COVIMEP為8.99%，燃燒延遲CD*為29.9°CA．正庚烷、異辛烷、甲苯的沸點(diǎn)分別為98℃、99℃、111℃，隨著敏感性增加，甲苯比例增大，燃料揮發(fā)性變得更弱．由于＝0燃料的甲苯含量為0，揮發(fā)性強(qiáng)，油氣混合質(zhì)量好，燃燒更充分，可以保持較穩(wěn)定的著火和燃燒；隨著敏感性的增加，＝3.6燃料的COVIMEP上升至9.34%，CD*為28.8°CA，因?yàn)樗妆皆龆?，揮發(fā)性變?nèi)?，油氣混合變差，自燃著火特性差，燃燒變得不如?的燃料穩(wěn)定；敏感性進(jìn)一步增加，＝5.3燃料的COVIMEP增大到10.69%，CD*減小為28.2°CA，由于甲苯含量最高，自燃特性更差，燃燒反應(yīng)時(shí)刻推遲，過濃混合氣燃燒更不完全，出現(xiàn)明顯的不穩(wěn)定著火和燃燒過程．

（a）S＝0

3.2?混合氣分布對(duì)燃燒穩(wěn)定性的影響

為探明＝5.3燃料燃燒更不穩(wěn)定的產(chǎn)生原因，選取＝0與＝5.3燃料對(duì)比分析混合氣均勻性對(duì)高溫燃燒穩(wěn)定性的影響機(jī)制．圖4為＝0和＝5.3燃料三維模擬15個(gè)循環(huán)的指示平均壓力IMEP和COVIMEP對(duì)比．可以看出，＝5.3燃料由于甲苯添加自燃特性變差，高溫著火相位推遲，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)在膨脹沖程釋放熱量比例更大，整體IMEP更高(循環(huán)平均IMEP相差0.02MPa)．模擬計(jì)算的循環(huán)變動(dòng)比試驗(yàn)測(cè)量值略小，但模擬數(shù)據(jù)很好地預(yù)測(cè)了敏感性對(duì)循環(huán)變動(dòng)的影響，＝5.3的COVIMEP為5.5%，比＝0(COVIMEP為3.3%)更大，燃燒更不穩(wěn)定．

根據(jù)平均指示壓力的大小選?。?燃料的最大IMEP循環(huán)8#和最小IMEP循環(huán)10#，5.3燃料的最大IMEP循環(huán)5#和最小IMEP循環(huán)6#作為代表循環(huán)進(jìn)行分析．圖5表示上述4個(gè)循環(huán)的高溫著火時(shí)刻(CA10)前后的混合氣分布和高溫燃燒狀況，利用當(dāng)量比表征混合氣分布、OH自由基的質(zhì)量分?jǐn)?shù)OH分布表征高溫燃燒．

圖4 不同辛烷值敏感性燃料的IMEP和COVIMEP對(duì)比

＝0燃料揮發(fā)性強(qiáng)，高溫著火前缸內(nèi)燃油擴(kuò)散較快．＝0燃料的兩個(gè)循環(huán)在混合氣中心區(qū)域的濃區(qū)范圍較小，高溫自燃首先出現(xiàn)在當(dāng)量比≈1的近中心區(qū)域，隨后向混合氣外圍的燃油稀薄區(qū)(≈0.5～1.0)發(fā)展，高溫燃燒可向外擴(kuò)展的空間大且速度很快，在很短時(shí)間內(nèi)(0°～2°CA ATDC)發(fā)展到混合氣邊界，使得大部分燃油參與了高溫燃燒過程，燃燒完全性很高，循環(huán)8#比循環(huán)10#混合氣分布范圍更大，高溫燃燒范圍更廣；＝5.3燃料由于甲苯組分較高(體積分?jǐn)?shù)29.2%)，揮發(fā)性差，高溫著火前的缸內(nèi)燃油噴霧來不及擴(kuò)散．＝5.3燃料的循環(huán)5#的混合氣較均勻，與＝0燃料的兩個(gè)循環(huán)有類似的著火和燃燒發(fā)展過程；而循環(huán)6#混合氣不均勻，燃油濃區(qū)的范圍大，高溫自燃出現(xiàn)區(qū)域的≈1，但在近混合氣外圍的區(qū)域，這導(dǎo)致了高溫燃燒向混合氣外圍稀薄燃油區(qū)域擴(kuò)展的空間更小，參與高溫燃燒的燃油更少，燃燒完全性降低，與循環(huán)5#的高溫燃燒產(chǎn)生明顯差異．

圖5?S＝0和S＝5.3燃料的不同循環(huán)的j、yOH分布圖

圖6表示＝0和＝5.3燃料的各循環(huán)高溫燃燒的指示熱效率及燃燒持續(xù)時(shí)間．可以看到，兩種燃料不同循環(huán)的燃燒持續(xù)時(shí)間及指示熱效率有明顯差距．除個(gè)別循環(huán)外，＝0比＝5.3燃料的燃燒持續(xù)時(shí)間更短(循環(huán)平均燃燒持續(xù)時(shí)間相差3°CA)，指示熱效率更高(循環(huán)平均指示熱效率相差1.8%)，這是因?yàn)椋?燃料的燃油與空氣混合得更好，有利于火焰的快速傳播，燃燒放熱速率更快[3]，縮短了燃燒持續(xù)時(shí)間；快速燃燒使主燃燒相位CA50更接近上止點(diǎn)，燃燒等容度高，增加了指示熱效率．通過燃料＝5.3燃料的循環(huán)5#與循環(huán)6#的燃燒持續(xù)時(shí)間和指示熱效率對(duì)比可以看出，循環(huán)間的混合氣均勻性差異使高溫燃燒過程呈現(xiàn)較大差別．

圖6 S＝0和S＝5.3燃料的各循環(huán)指示熱效率及燃燒持續(xù)時(shí)間對(duì)比

由上述可知，混合氣分布規(guī)律與高溫自燃出現(xiàn)位置、高溫燃燒發(fā)展方向及邊界、參與高溫燃燒的燃油量都有直接關(guān)系．與＝0相比，＝5.3燃料循環(huán)間的混合氣均勻性變動(dòng)更大，這導(dǎo)致了＝5.3燃料各個(gè)循環(huán)的高溫燃燒狀況差距更大，燃燒穩(wěn)定性更差．

3.3?低溫放熱對(duì)于燃燒穩(wěn)定性的影響

低溫放熱(LTHR)通常會(huì)導(dǎo)致缸內(nèi)壓力、溫度的小幅度提升，在高溫著火時(shí)刻前改變缸內(nèi)混合氣分布規(guī)律，進(jìn)而影響燃燒穩(wěn)定性．為研究低溫放熱對(duì)混合氣分布影響而導(dǎo)致的燃燒穩(wěn)定性變化，對(duì)缸內(nèi)低溫放熱階段進(jìn)行進(jìn)一步探究．選取放熱量為0.2J/(°CA)對(duì)應(yīng)的曲軸轉(zhuǎn)角為低溫著火時(shí)刻[22]，利用Vuil-leumier等[23]提出的基于放熱率導(dǎo)數(shù)的方法確定低溫放熱結(jié)束時(shí)刻，將區(qū)間內(nèi)低溫放熱率的積分值作為低溫放熱量，計(jì)算得到每循環(huán)低溫放熱量占總放熱量的比例．

圖7和圖8分別表示＝0和＝5.3燃料的各循環(huán)低溫放熱率和低溫放熱比例．可以看出，＝5.3的低溫放熱率比＝0更高，低溫放熱比例更大(＝5.3的平均低溫放熱比例為0.82%，＝0的為0.77%)，這是因?yàn)檎槭堑蜏胤磻?yīng)放熱和“負(fù)溫度系數(shù)”(NTC)特性的主要來源，隨著敏感性增加，正庚烷比例增大(＝5.3正庚烷體積分?jǐn)?shù)33.5%，＝0正庚烷體積分?jǐn)?shù)25%)，使得低溫放熱比例增大，NTC區(qū)域更明顯．對(duì)比＝5.3各個(gè)循環(huán)，低溫放熱量與高溫燃燒情況并非線性相關(guān)，＝5.3的循環(huán)7#的低溫放熱比例(0.94%)比循環(huán)#6(0.77%)和循環(huán)5# (0.58%)大，而其IMEP(0.232MPa)比循環(huán)6#的

圖7?S＝0和S＝5.3燃料的低溫放熱率對(duì)比

圖8 S＝0和S＝5.3燃料的各循環(huán)低溫放熱比例對(duì)比

IMEP(0.205MPa)大，而比循環(huán)5#的(0.26MPa)小，這說明循環(huán)7#的高溫燃燒完全程度介于循環(huán)5#和循環(huán)6#之間，考慮第3.2節(jié)所述的高溫著火時(shí)刻的混合氣均勻性與高溫燃燒的關(guān)聯(lián)，低溫放熱對(duì)高溫著火時(shí)的混合氣均勻性可能有直接影響，進(jìn)而影響了高溫燃燒狀況．

圖9?S＝0和S＝5.3燃料不同循環(huán)的j、和缸內(nèi)溫度分布

低溫放熱可以通過提升缸內(nèi)溫度改變高溫著火時(shí)的混合氣均勻性，進(jìn)而影響了高溫燃燒的穩(wěn)定性.＝5.3燃料在汽油壓燃模式下的低溫放熱率比＝0更高，部分循環(huán)由于低溫放熱的升溫作用，高溫著火時(shí)刻的混合氣變得更均勻，一定程度上可以增加高溫燃燒的穩(wěn)定性，但由于揮發(fā)性不及＝0燃料，整體混合氣均勻性的循環(huán)變動(dòng)更大，此外，低溫放熱比例循環(huán)變動(dòng)更大，并非所有循環(huán)混合氣均勻性都被明顯改善，高溫燃燒的穩(wěn)定性仍比＝0更差．

4?結(jié)?論

為了探明辛烷值敏感性對(duì)GCI發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性的影響，制備了辛烷值相同而敏感性不同的燃料(其中RON＝75，＝0～5.3)，結(jié)合一臺(tái)單缸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行了燃燒試驗(yàn)和多循環(huán)大渦模擬研究．

(1) 辛烷值敏感性會(huì)顯著影響GCI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒穩(wěn)定性．隨著辛烷值敏感性增加，燃燒穩(wěn)定性降低，辛烷值敏感性＝5.3燃料的COVIMEP最高，燃燒過程最不穩(wěn)定．

(2) 高溫著火時(shí)的混合氣均勻性會(huì)直接影響燃燒特性，混合氣越均勻的循環(huán)，參與高溫燃燒的混合氣越多，具有更高的爆發(fā)壓力和指示平均壓力；＝5.3燃料甲苯含量最高，揮發(fā)性差，混合氣分布的循環(huán)變動(dòng)更大．

(3) 高辛烷值敏感性的燃料由于正庚烷比例增加具有更明顯的焰前放熱，低溫冷焰導(dǎo)致缸內(nèi)平均溫度小幅度升高會(huì)改善高溫著火時(shí)刻的混合氣均勻性，一定程度增加高溫燃燒穩(wěn)定性，但由于低溫放熱的循環(huán)變動(dòng)更大，部分循環(huán)的混合氣均勻性改善效果不明顯．＝5.3燃料的低溫放熱比例和混合氣均勻性的循環(huán)變動(dòng)更大是其燃燒過程最不穩(wěn)定的原因．

(4) 為了更好地適應(yīng)高敏感性燃料，應(yīng)采取如適當(dāng)提前噴油時(shí)刻、增大噴油壓力、增大低溫放熱等措施，增加高溫著火時(shí)刻的混合氣均勻性，以改善GCI發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性．

［1］ Maurya R K. Characteristics and control of low temperature combustion engines[EB/OL]. Mechanical Engineering Series，2018，DOI:10.1007/978-3-319-68508-3_1.

［2］ Kalghatgi G，Hildingsson L，Johansson B，et al. Autoignition quality of gasoline fuels in partially premixed combustion in diesel engines[C] // Proceedings of the Combustion Institute. New York，USA，2011：3015-3021.

［3］ 張?波，馬桂香，劉海峰，等. 汽油壓燃低溫燃燒技術(shù)研究進(jìn)展與展望[J]. 小型內(nèi)燃機(jī)與車輛技術(shù)，2017，46(4)：77-85.

Zhang Bo，Ma Guixiang，Liu Haifeng，et al. Research progress and prospect of low temperature combustion technology for gasoline compression[J]. Small Internal Combustion Engine and Vehicle Technology，2017，46(4)：77-85(in Chinese).

［4］ Hildingsson L，Kalghatgi G，Tait N，et al. Fuel octane effects in the partially premixed combustion regime in compression ignition engines[C] // SAE Technical Papers，2009：2009-01-2648.

［5］ Szybist J P，Splitter D A. Pressure and temperature effects on fuels with varying octane sensitivity at high load in SI engines[J]. Combustion and Flame，2017，177：49-66.

［6］ Kalghatgi G T. Auto-ignition quality of practical fuels and implications for fuel requirements of future SI and HCCI engines[C]// SAE Technical Paper，2005：2005-01-0239.

［7］ Borgqvist P，Tunestal P，Johansson B. Gasoline partially premixed combustion in a light duty engine at low load and idle operating conditions[C]// SAE Technical Paper，2012：2012-01-0687.

［8］ Shi H，An Y，Johansson B. Study of fuel octane sensitivity effects on gasoline partially premixed combustion using optical diagnostics[C]//SAE Technical Paper，2019：2019-34-0025.

［9］ Tao M，Zhao P，Delvescovo D，et al. Manifestation of octane rating，fuel sensitivity，and composition effects for gasoline surrogates under advanced compression ignition conditions[J]. Combustion and Flame，2018，192：238-249.

［10］ Mehl M，Pitz W J，Westbrook C K，et al. Kinetic modeling of gasoline surrogate components and mixtures under engine conditions[J]. Proceedings of the Combustion Institute，2011，33：193-200.

［11］ Ahmedi A，Ahmed S S，Kalghatgi G T. Simulating com bustion in a PCI(premixed compression ignition)engine using DI-SRM and 3 components surrogate model[J]. Combust Flame，2015，162：3728-3739.

［12］ 姚春德，王?陽(yáng)，宋金甌，等. 汽油與異辛烷/正庚烷的燃燒特性分析[J]. 內(nèi)燃機(jī)學(xué)報(bào)，2009，27(2)：116-120.

Yao Chunde，Wang Yang，Song Jin’ou，et al. Combustion characteristics analysis of gasoline and isooctane/n-heptane[J]. Transactions of CSICE，2009，27(2)：116-120(in Chinese).

［13］ Farrell J，Cernansky N，Dryer F，et al. Development of an experimental database and kinetic models for surrogate diesel fuels[C]//SAE Technical Paper，2007：2007-01-0201.

［14］ Perez P L，Boehman A L. Experimental investigation of the autoignition behavior of surrogate gasoline fuels in a constant-volume combustion bomb apparatus and its relevance to HCCI combustion[J]. Energy & Fuels，2012，26：6106-6117.

［15］ Sarathy S M，Kukkadapu G，Mehl M，et al. Ignition of alkane-rich FACE gasoline fuels and their surrogate mixtures[C]//Proceedings of the Combustion Institute，2015，35：249-257.

［16］ Neal M，Andrew S，Amit B，et al. Mapping surrogate gasoline compositions into RON/MON space[J]. Combustion and Flame，2010，157：1122-1131.

［17］ Knop V，Loos M，Pera C，et al. A linear-by-mole blending rule for octane numbers of n-heptane/iso-octane/toluene mixtures[J]. Fuel，2014，115：666-673.

［18］ Kalghatgi G，Babiker H，Badra J. A simple method to predict knock using toluene，N-heptane and iso-octane blends(TPRF)as gasoline surrogates[J]. SAE International Journal of Engines，2015，8：505-519.

［19］ Heywood J B. Internal Combustion Engine Fundamentals [M]. New York：McGraw-Hill Book Co，1988.

［20］ 王建昕，帥石金. 汽車發(fā)動(dòng)機(jī)原理M]. 北京：清華大學(xué)出版社，2011.

Wang Jianxin，Shuai Shijin. Automotive Engine Principle[M]. Beijing：Tsinghua University Press，2011(in Chinese).

［21］ Liu Y D，Jia M，Xie M Z，et al. Development of a new skeletal chemical kinetic model of toluene reference fuel with application to gasoline surrogate fuels for computational fluid dynamics engine simulation[J]. Energy & Fuels，2013，27(8)：4899-4909.

［22］ Yoo K H，Voice A K，Boehman A L. Influence of intermediate temperature heat release on autoignition reactivity of single-stage ignition fuels with varying octane sensitivity[J]. Proceedings of the Combustion Insti-tute，2021，38(4)：5529-5538.

［23］ Vuilleumier D，Kozarac D，Mehl M，et al. Intermediate temperature heat release in an HCCI engine fueled by ethanol/n-heptane mixtures：An experimental and modeling study[J]. Combustion and Flame，2014，161：680-695.

Effects of Octane Sensitivity on Low Load Combustion Stability of Gasoline Compression Ignition Engines

Wei Haiqiao1，Zhang Fuqiang1，Zhang Shaodong2，Jia Demin2，Li Wei2，Pan Jiaying1

(1. School of Mechanical Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Weichai Power Co.，Ltd.，Weifang 261041，China)

The effect of octane sensitivity on the combustion stability of gasoline compression ignition(GCI)engines was investigated using both single-cylinder engine tests and multicycle large-eddy simulations with fuels that have the same octane number but different sensitivities. The results show that the octane sensitivity significantly affects the combustion stability，and the combustion stability decreases as the octane sensitivity of the fuel increase. In addition，the more homogeneous the oil-gas mixture is at high ignition temperatures，the more the mixture is involved in high-temperature combustion，and the more complete is the combustion. The fuel with an octane sensitivity of 5.3 has a relatively high low-temperature heat release rate. The low-temperature cold flame slightly increases the temperature to improve the mixture homogeneity，but the cyclic variation of low-temperature heat release is high，resulting in an insignificant improvement of the mixture homogeneity in some cycles. Therefore，the cyclic variation of the low-temperature heat release ratio of the fuel and the cyclic variation of mixture homogeneity at high ignition temperatures primarily causes combustion instability in GCI engines.

octane sensitivity；gasoline compression ignition；combustion stability；low-temperature heat release

10.11784/tdxbz202107023

TK421.2

A

0493-2137(2022)08-0867-09

2021-07-12；

2021-08-12.

衛(wèi)海橋（1974—??），男，博士，教授，whq@tju.edu.cn.Email：m_bigm@tju.edu.cn

潘家營(yíng)，jypan@tju.edu.cn.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(52076149，51825603).

the National Natural Science Foundation of China(No. 52076149，No. 51825603).

(責(zé)任編輯：金順愛)