双燃料发动机缸内分层激光诱导荧光实验及化学动力学模拟研究

唐青龙 刘海峰 李明坤 尧命发

(天津大学，内燃机燃烧学国家重点实验室，天津300072)

双燃料发动机缸内分层激光诱导荧光实验及化学动力学模拟研究

唐青龙 刘海峰*李明坤 尧命发

(天津大学，内燃机燃烧学国家重点实验室，天津300072)

双燃料压燃(RCCI)是一种很有前景的发动机新型燃烧方式，能在小负荷到中高负荷范围内实现发动机高效清洁燃烧，为了将RCCI拓展到更高负荷，需要对其缸内燃油分层和燃烧过程开展更深入研究。本文在一台双燃料光学发动机上采用燃油-示踪剂平面激光诱导荧光法(PLIF)，对RCCI着火前缸内燃油分层进行定量测量，选用甲苯作为示踪剂，利用266 nm脉冲激光激发甲苯荧光，发动机转速1200 r·min－1，平均指示压力6.9×105Pa，气道喷射异辛烷，缸内在上止点前10°喷射正庚烷。采用燃油-气体绝热混合假设，对PLIF测量结果进行温度不均匀性修正，以上止点后5°曲轴转角下的测量结果为例，不修正相比修正测试区域内的最大当量比高估15%。根据实验结果，利用Chemkin软件分析了活性、浓度和温度分层对燃烧滞燃期的影响，结果显示燃料活性分层和浓度分层共同决定RCCI的着火滞燃期，其中活性分层影响要大于浓度分层，而温度分层对着火滞燃期影响很小。RCCI燃烧过程自发光的高速成像结果表明，着火过程首先出现在燃烧室边缘的高活性区域，随后火焰向燃烧室中心处的低活性区域发展，碳烟辐射光图像显示碳烟主要形成于燃烧室边缘的高活性区域。

激光诱导荧光法；双燃料压燃；燃油分层；光学发动机

1 引言

柴油机由于在热效率、功率密度和耐久性等方面的优势而被广泛应用，是国民生活和生产过程中不可或缺的动力来源。传统柴油机燃烧模式具有扩散燃烧特点，导致其高碳烟和氮氧化物(NOx)排放是当前大气污染的重要来源之一，随着内燃机排放法规日益严格，降低柴油机碳烟和NOx排放成为研发工作重点1。

为此，人们提出了一些新型燃烧方式来实现机内净化，降低柴油机原始排放，例如柴油低温燃烧(LTC)。LTC主要特征是通过引入较大比例的废气再循环(EGR)来延长燃烧滞燃期，实现燃油喷射过程和着火燃烧过程的分离，以获得更长的油气混合时间，降低缸内局部混合气浓度和燃烧最高温度，达到同时减少碳烟和NOx排放的目的2,3。但LTC运行工况局限于发动机中小负荷，大负荷下燃油喷射量的增加需要引入更多的EGR来分离喷油和着火过程，而过量EGR的使用导致柴油机未燃碳氢(UHC)和CO排放增加，发动机热效率降低4。这主要是因为柴油燃料具有较高的活性而更易着火，从燃料活性和发动机运行负荷范围的角度来讲，不同的负荷下存在一个最佳的燃料活性，在低负荷宜采用高活性燃料，而在中高负荷则宜采用低活性燃料。Inagaki等5采用进气道喷射异辛烷，缸内直喷柴油的双燃料燃烧方式，气道喷射形成分布均匀的低活性混合气，压缩冲程内喷射高活性的柴油来引燃混合气，通过调节气道和缸内喷射比例来控制总体的燃料活性，随着负荷的升高柴油的比例逐渐降低，研究表明可以在发动机的平均指示压力(IMEP)为12×105Pa的负荷下实现极低的碳烟和NOx排放，且发动机指示热效率超过50%。Kokjohn等6将这种在不同负荷下通过控制高低活性燃料比例来实现高效清洁燃烧的方式称为活性可控压燃(RCCI)，并证明RCCI燃烧模式能实现相比传统柴油机更高热效率的原因来自燃烧传热损失的降低。国内外学者针对RCCI燃烧模式开展了丰富的台架实验研究7－10发现，结合多次喷油和适当比例的EGR，RCCI燃烧模式在降低碳烟和NOx方面很有潜力，同时RCCI具有多种燃料适应性，除汽油外，像甲烷、乙醇、丁醇等低活性燃料均可用于气道喷射，而生物柴油等高活性燃料则可用于缸内直喷。另外，相比于柴油LTC，RCCI在热效率(汽油/柴油RCCI在负荷为9.3×105Pa IMEP时，总体指示热效率可达56%)和负荷拓展(汽油/柴油RCCI运行范围从低负荷到中高负荷：2×105－14.6×105Pa IMEP)方面也具有优势9，但目前RCCI面临的主要挑战在于向发动机高负荷拓展时存在压升率过高，及碳烟和NOx排放超标的问题11。为了解决这些问题，需要对RCCI缸内混合气形成和着火过程进行更深入研究，RCCI的混合气形成同时存在浓度、活性和温度分层，着火和火焰发展过程更为复杂，传统发动机台架实验难以获得缸内燃料分层和燃烧过程详细信息，因此在光学发动机上开展缸内混合气分层和燃烧过程的光学测试十分必要。

目前针对RCCI的光学诊断研究主要来自美国圣地亚国家实验室和威斯康辛大学的联合研究成果12－14。Kokjohn等14在光学发动机上采用异辛烷和正庚烷分别作为低活性和高活性燃料，利用燃油-示踪剂平面激光诱导荧光法(PLIF)实现了定量测量不同正庚烷直喷喷油时刻下缸内当量比分布和燃料活性分布，研究表明RCCI的着火过程首先出现于油束下游的高活性区域，随后火焰向低活性区域发展，利用燃料活性分层可以控制燃烧放热速率，分层不足或分层过度都会导致过高的燃烧放热速率。由于受到光学发动机结构强度限制，该研究的发动机负荷维持在4.2×105Pa IMEP，属于低负荷，上文中提到RCCI的主要问题在于大负荷，因此在更高发动机负荷上开展光学诊断更具有实际意义。另外，Kokjohn等14研究中采用甲苯作为示踪剂，其荧光强度对温度较敏感，为了考虑缸内充量局部温度不均匀性对荧光强度的影响，该研究中采用燃油绝热气化吸热假设来修正实验结果，但文中没有讨论这种修正对实验结果的影响大小，即在其研究中采用甲苯PLIF测量RCCI燃油分层时没有讨论温度不均匀性修正后对测试结果的影响。

为此，笔者在一台光学发动机上开展了RCCI燃油分层和燃烧过程的可视化研究，气道喷射异辛烷，缸内上止点前10°曲轴转角喷射正庚烷，发动机负荷维持在6.9×105Pa IMEP。首先，采用燃油-甲苯PLIF定量测量方法14，对该工况下缸内的燃油浓度和活性分层进行了定量测量，利用“燃油-气体绝热混合假设”得到缸内充量的温度分布，并分析了修正过程对燃油分层测量结果的影响。随后，在指定测量空间区域内，采用得到的浓度、活性和温度分层结果，利用Chemkin中的零维闭式均相反应器模拟结果分析了浓度、活性和温度分层对着火滞燃期的影响。最后，利用高速成像技术获取了RCCI燃烧工况下缸内火焰自发光图像，探讨了RCCI燃烧模式的着火和火焰发展过程。

2 实验装置和光学测试方法

2.1 光学发动机PLIF测试系统

光学发动机缸内混合气分层定量测量激光诊断装置如图1所示，该系统由光学发动机，燃油喷射控制系统，激光系统和图像采集系统组成15,16。

光学发动机由一台四冲程柴油机改造而成，为了实现缸内过程可视化，采用加长活塞并在其上方设置平面石英玻璃视窗，组成圆柱形燃烧室(直径：63 mm，高：9 mm)，在加长活塞下方设置45°紫外反光镜，光学发动机底面基本结构参数如表1所示。发动机有两套燃油喷射系统分别用于气道和缸内喷射，其中气道喷射采用电控汽油机低压喷油系统，缸内直喷采用高压共轨喷油系统，缸内直喷喷油器为6孔，喷孔直径150 μm，喷雾锥角150°，喷油器安装位置略偏离燃烧室中心。激光系统主要包括Nd:YAG(Pro-250,Spectra Physics, USA)激光器，激光反光镜组和柱面镜组。Nd:YAG激光器产生266 nm激光用于激发燃油中示踪剂荧光，该激光经柱面镜组整形为沿水平方向厚度小于1 mm、宽度约30 mm的片状激光并穿过环形石英玻璃进入光学发动机气缸内，片状激光距缸盖下表面10 mm。为了在活塞位于上止点附近时将激光引入至燃烧室中，在平顶凹坑燃烧室右侧设置宽40 mm的缺口。燃烧室结构、可视范围、激光和喷油器相对位置如图2所示。

实验过程中，光学发动机被电力测功机倒拖到1200 r·min－1转速，产生10 Hz方波信号，电控单元(ECU)读取该信号，当接收到来自燃油喷射系统的喷油信号时，触发喷油器喷油，同时触发数字脉冲延时器(DG535,Stanford Research,USA)根据即将进行测量的曲轴转角将信号延时，发出一路信号触发Nd:YAG激光器，另一路信号触发ICCD(intensified charge coupled device,DH734i-18F-03,Andor,Northern Ireland)相机，并保证ICCD相机拍摄门宽(50 ns)的始点与激光脉冲(8 ns)的始点对应，由于示踪剂分子荧光寿命只有几十纳秒，这样可以保证相机拍摄门宽内能采集到相应曲轴转角下示踪剂荧光信号。ICCD相机采用焦距为105 mm的f/5.6紫外增强镜头，相机拍摄图像数据保存到采集系统，受到激光频率限制，每个发动机循环只有一个脉冲激光，只能采集一幅PLIF图像。

表1 光学发动机基本参数Table 1 Optical engine specifications

图2 燃烧室结构和可视区域示意图Fig.2 Scheme and view field of the combustion chamber

发动机运行工况如表2所示，光学发动机转速控制在1200 r·min－1，循环喷油总量为30 mg当量热值的正庚烷，其中缸内直喷9 mg正庚烷，气道直喷异辛烷，缸内直喷时刻为上止点后(ATDC)－10°曲轴转角(CA)，缸内直喷压力为600×105Pa，气道喷射时刻为－360°CA ATDC，对应进气冲程初期，气道喷射压力为3×105Pa。保持进气温度348.15 K，总体燃空当量比0.77。该工况下发动机的IMEP为6.9×105Pa。为减少连续喷油对燃烧室视窗的污染，同时受ICCD相机拍摄速度限制，实验过程中每隔20个发动机循环进行一次喷油过程。

表2 光学发动机运行工况Table 2 Operation conditions of the optical engine

除了对缸内混合气分层进行了PLIF定量测量外，利用高速摄像机(Photron SA5，Japan)对该工况下单个循环内的缸内液相喷雾过程和燃烧自发光进行了成像测量，采集这些数据时，关闭激光系统，将ICCD相机替换为高速相机，高速相机采用50 mm焦距f/1.2镜头，光圈设置为f/2.8，拍摄速率为10000帧/s，曝光时间为100µs，时间分辨率为0.72°CA。

2.2 燃油-示踪剂PLIF测试方法

本文缸内燃油的分布测量时刻在喷油结束之后，燃油以气态形式存在，选择甲苯作为燃油示踪剂，甲苯荧光信号受到空气中氧气淬熄作用的影响很大17，为了消除这种影响，发动机进气采用纯氮气，发动机在无燃烧的情况下进行混合气浓度测试。研究表明，甲苯荧光强度要远高于酮类，例如在纯氮气条件下采用248 nm激光激发，甲苯荧光强度比3-戊酮高三个数量级18。因此使用甲苯作为示踪剂可大幅提高荧光图像信噪比，同时示踪剂添加比例可大大减少，有利于消除因示踪剂与燃油之间物性差异造成的对实际气相燃油分布的测量误差，本研究中甲苯添加体积比例为1%，采用266 nm激光作为激发波长。实验中采用高效液相色谱级(HPLC)的正庚烷(纯度＞98%，元立化工)和异辛烷(纯度＞99.7%，元立化工)，分析纯级的甲苯(＞99.7%，元立化工)。

图3 正庚烷和1%甲苯(体积分数)液相混合物266 nm激发荧光(LIF)光谱和荧光带通滤镜选择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

为了选取适当滤镜分离甲苯荧光信号，利用光纤光谱仪对正庚烷和1%甲苯(体积分数)的液相混合物在266 nm激光激发下的荧光光谱进行采集，如图3所示，甲苯荧光波长范围约为270－350 nm。为了消除激光散射，将光谱仪探测光纤分别配合292带通、295高通、300高通和315带通荧光滤镜，得到经过滤镜后的荧光信号，可以看出各滤镜均能消除激光散射，其中292带通滤镜的透过率(中心波长292 nm，半高宽32 nm)范围位于甲苯主要荧光波段，信号收集效率最高，因此在后续的PLIF成像测量中，ICCD相机镜头配合292带通滤镜使用。

内燃机缸内燃油浓度通常用燃空当量比(φ)表征，简称当量比。Kokjohn等14用PRF数来表征燃油活性，在已知缸内空间某处的气态异辛烷和正庚烷质量miso-octane和mn-heptane的情况下，将二者换算成燃油喷射前各自液态体积，其中异辛烷占总体比例定义为PRF数，如公式(1)所示，其中ρiso-octane和ρn-heptane分别表示喷油前液态异辛烷和正庚烷密度，PRF数的范围为0到100，PRF数越小，表示总体燃料活性越大，0表示燃料为纯正庚烷，100表示燃料为纯异辛烷。

RCCI同时存在气道喷射和缸内喷射，要想分别获得缸内空间二维平面上异辛烷和正庚烷燃油分布，采用如下假设14，即认为气道喷射和缸内喷射的两种燃料油气混合过程互不干扰，通过分别测量气道喷射下异辛烷分布和缸内直喷下正庚烷分布，通过公式(1)得到总体的燃油活性分布，将测得的二者的浓度分布相叠加得到总体的燃油浓度分布。

甲苯荧光信号强度SPLIF如公式(2)所示，其中：c为实验系统常数；激光能量Elaser，实验过程中维持在单脉冲激光能量60 mJ；测试容积V；甲苯的摩尔密度n，即单位体积的摩尔数；甲苯分子的吸收截面σ(p,T)和量子产率φ(p,T)，二者都与温度和压力有关。

图4所示为分别只进行气道喷射和只进行缸内直喷，5°CAATDC时获得的PLIF图像，图像取自10次测量结果平均值，可以看出由于气道喷射时燃油有充足混合时间，所以可认为缸内燃油和温度分布是均匀的，因此气道喷射图像测量结果可以用来标定缸内直喷时PLIF结果。

图4 分别进行气道喷射(a)和缸内直喷(b)5°CAATDC时缸内的PLIF图像Fig.4 PLIF images at 5°CAATDC under port fuelinjection(a)and in-cylinder direct-injection(b)

以图4中5°CAATDC时刻下的PLIF图像为例说明定量标定过程，根据已知的气道燃油喷射量和初始的进气条件，推算出缸内测试区域内任意像素点处的苯摩尔密度ncali和平均温度Tcali(cali指标定值，根据气缸平均压缩压力，采用绝热压缩假设)，根据公式(2)，图4(a)中任意点荧光强度Scali可以表示为式(3)。同样图4(b)中测试区域内任意像素点荧光强度Sexp(exp指实测值)可以表示为式(4)，由于图像测量角度都位于5°CA ATDC，有pcali= pexp，倘若认为图4b中测试区域内温度也是均匀分布的，即Tcali=Texp，那么联立式(3)和(4)，图4(b)中任意像素点位置的摩尔密度nexp则可利用式(5)计算得到。在已知ncali和nexp情况下，根据甲苯在燃料中1%(体积分数)的添加比例关系得到异辛烷和正庚烷的摩尔密度niso-octane和nn-heptane，进而通过换算可得到任意像素点处的总体当量比φ和PRF数。

然而，图4(b)中由于存在燃油分布不均匀性，高浓度区域燃油气化吸热会导致局部温度降低，即Texp＜Tcali，而甲苯荧光强度对温度变化十分敏感，研究表明266 nm激光激发下，环境温度从300 K升高到1000 K，甲苯分子吸收截面σ增加约3倍，而量子产率φ则减小了约2个数量级17，因此需要对图4(b)中燃油温度不均匀性对测试结果的影响进行修正。

根据公式(2)定义参数Icali(p,T)如式(6)，其为温度和压力的函数，研究表明压力对甲苯荧光强度的影响主要来自于氧气淬熄作用，Musculus等19认为，发动机进气为纯氮气时，氧气淬熄作用被消除，在温度不均匀性修正过程中压力对荧光强度影响可以忽略，Icali可以认为只与环境温度有关的函数。为了得到Icali与缸内平均温度Tcali的函数关系，在气道喷射工况的不同曲轴转角(－65°到0°，间隔5°)下采集PLIF图像，根据平均缸压曲线利用绝热压缩假设求得对应曲轴转角下缸内平均温度Tcali，最终得到Icali与Tcali的曲线如图5所示，从图中可以看出随温度的升高，甲苯荧光强度呈下降趋势，采用指数函数19拟合出Icali与Tcali关系式如(7)。

图5 温度不均匀性修正曲线Fig.5 Correction curve used for temperature nonuniformity in air-fuel charge

根据温度修正曲线，对测试区域内某像素点处正庚烷摩尔密度nn-heptane进行迭代修正，具体流程见图6。首先，假设缸内直喷工况下缸内温度(Tcali)分布是均匀的，利用公式(5)得到nexp，进而计算得到直喷正庚烷的摩尔密度nn-heptane，接下来采“燃油-气体绝热混合假设”计算燃油气化吸热过程，分为两步，如流程图中虚线所示部分，第一步：不考虑喷油过程，假设燃油在初始喷油时刻(－10° CAATDC)下立即与缸内氮气完全混合，形成PLIF测量时刻下的燃油分布状况，计算混合气温度过程中，认为燃油(燃油温度与发动机冷却水的温度相同)被喷射到初始喷油时刻下缸内中的氮气，经绝热混合后最终形成温度(Tevap)均匀的燃油与氮气混合物。第二步：燃油与氮气混合气从初始喷油时刻被绝热压缩到PLIF测量时刻，并假设该压缩过程中燃油分布保持不变，最终得到压缩后温度Tcomp，如果Tcomp与初始假设的均匀温度Tcali之间的差异不小于1 K，那么Tcali=Tcomp，将更新后的Tcali带入到公式(7)中，得到更新后的Icali，重新利用温度均匀假设，根据公式(5)计算nn-heptane并进入新一轮迭代，直到Tcomp与Tcali之差小于1 K，终止迭代，得到最终修正后的正庚烷摩尔密度nʹn-heptane，此时Tcali温度可用来代表像素点当地温度，对测试区域内所有像素点经过以上修正流程后可得到测试区域内当量比、PRF数和温度分布。

图6 温度不均匀性修正迭代流程Fig.6 Iteration process for temperature non-uniformity correction

3 实验结果与分析

3.1 温度修正对测量结果的影响

图7为利用高速摄像机记录的缸内直喷正庚烷的液相喷雾散射图像，控制系统中设置的喷油时刻为－10°CAATDC，实际观测到的第一幅出现液相喷雾的图像在－7.12°CA ATDC，到－0.64°CA ATDC时喷油结束，此后绝大部分燃油已经处于气相，喷雾的6个油束由数字1－6标出，探测激光的边界如图中－0.64°CA ATDC图像中的虚线所示，片状激光位于缸盖下方10 mm的水平位置。

图7 液相喷雾高速成像Fig.7 High-speed imaging of the liquid-phase fuel injection process

通过燃烧工况下缸压和放热率曲线(见图14(a))可以看出，低温放热大约开始于喷油结束后，5° CAATDC之后开始高温放热，为了研究从喷油结束到高温放热前燃油分布状况及其对后续燃烧过程影响，对0°CAATDC和5°CAATDC两个曲轴转角时刻下片状激光区域内的燃油分布进行定量测量。

图8所示为0°时不进行温度修正(即认为测试区域内温度是均匀的)和进行温度修正后当量比测量结果，以及修正后得到的温度分布。需要注意的是，从图7中可以看出喷油器六个油束方向并非均匀分布，另外喷油器向右下方偏离燃烧室中心，这导致片状激光没有切到图7中下方的油束4和5所在位置的气相燃油，通过图8可以看出油束1和6中心处的当量比较油束2和3要高，这种油束不均匀性可能是由于喷孔直径不均匀引起的。除油束1和6的中心区域外，修正后(中图)测试区域内当量比大部分都小于3。对比温度修正前后当量比分布可看出，不进行温度修正对当量比结果产生高估。通过右图看出，燃油气化吸热引起的温差约有50 K左右，油束中心处的高浓度区域温度最低。

图8 时刻0°CAATDC下进行温度修正前(a)后(b)的燃油当量比(φ)分布及修正得到的温度分布(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

对油束6所在的矩形区域(见图8左图)内修正前后的当量比和修正得到的温度分布进行统计，结果见图9，该矩形区域大小为：长×宽=330× 200像素，换算成长度为27.7 mm×16.8 mm。当量比统计范围为0.5－5，从图9(a)看到，当量比约小于1时，修正前后的分布几乎无变化；而当量比大约在1－2.75时，修正后当量比大于修正前；当量比大于2.75时，修正前大于修正后。这主要是由于靠近燃烧室中心的低当量比区域内，正庚烷燃油几乎无分布，根据燃油气化吸热计算得到的温度分布变化较小。反之燃烧室边缘处的高浓度区域内正庚烷浓度高，因气化吸热引起的温度降低较大，导致该区域内的当量比修正后变小。修正前测试区域内的最高当量比为5，修正后的最高当量比为3.6，即不进行温度修正比修正后高39%。图9(b)所示为矩形区域内的温度分布统计，0°时温度范围约为767－820 K，温差53 K，分布区域最广(面积最大)的温度约为815 K。

图10为5°CAATDC时测试区域内修正前后的燃油当量比和PRF数，以及温度分布。总体来讲，靠近燃烧室中心处的区域正庚烷分布较少，燃料主要为异辛烷，因此总体当量比较小而PRF数较大，而燃烧室边缘附近则存在较多正庚烷，因而总体当量比较大而PRF数较小。5°下的燃油分布相比于0°更接近燃烧室边缘，正庚烷分布空间范围更广，修正后测试区域内当量比绝大部分小于2，当量比高的区域PRF数小。随着局部当量比减小，测试区域内温差约为20 K。对图10中油束6所在矩形区域(与图8中的相同)内的定量结果进行统计，结果如图11所示，从11(a)可以看出，与0°时类似，低浓度区内修正前后当量比变化不大，高浓度区域内修正前当量比大于修正后，修正前的最高当量比约为2.3，修正后约为2，修正前比修正后高15%，这种高估量比0°时(39%)降低。这主要是由于测试区域内温差变低了，从图9(b)中可以看出，矩形区域内5°时温度范围约为787－813 K，温差为26 K，相比0°时的53 K降低了约一倍。另外，PRF数的分布结果(图11(b))显示，低活性区域(PRF数大的区域)内修正前后变化不大，高活性区域内PRF数修正前小于修正后，修正前的最低PRF数为23，修正后为27，修正前比修正后低估了14.8%。

图9 时刻0°CAATDC下进行温度修正前后燃油当量比分布统计(a)及0°CAATDC和5°CAATDC时得到的温度分布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)

图10 时刻5°CAATDC下进行温度修正前(a,aʹ)后(b,bʹ)的燃油当量比(a,b)和PRF数分布(aʹ,bʹ)及其温度分布(c)Fig.10 Fuel equivalence ratio(a,b)and PRF number distribution(aʹ,bʹ)at 5°CAATDC before(a,aʹ)and after(b,bʹ)the temperature non-uniformity correction,and the temperature distribution(c)at 5°CAATDC obtained in the correction process

3.2 燃油分层对着火过程的影响

RCCI的着火过程同时受到浓度分层、活性分层和温度分层影响，根据3.1节测量得到的测试区域内5°时当量比、PRF数和温度分布，利用Chemkin软件中零维闭式均相反应器(Closed Homogeneous Batch Reactor)来计算本文实验工况下浓度分层、活性分层和温度分层对着火滞燃期影响。

将3.1节图10中进行温度修正后测量结果统计的矩形区域单独取出，见图12(a)(以PRF分布为例)，并在其y方向上对区域内PRF数，当量比和温度取平均值，结果分别如图12(b,c,d)所示。在x方向分别取x=0,50,100,150,200,250,300这7个计算点，如图12(b)所示，每个点对应的PRF数，当量比和温度分别为(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)。为了对比研究燃油分层对滞燃期的影响，采用表3所示计算方案，case 1中这7个x点的PRF数、当量比和温度的设置为上述括号中各点的数据，表示该算例同时考虑了浓度、活性和温度分层；case 2则同时考虑了活性和浓度分层，不考虑温度分层，7个计算点温度设为点x=150处温度；case 3只考虑活性分层，7个计算点浓度和温度同样设为点x=150处浓度和温度；以此类推，case 6表示这7个计算点没有分层，即PRF数，当量比和温度都与点x=150一致。计算采用限制体积求解能量方程的绝热计算模型，正庚烷和异辛烷采用Wang等20提出的PRF燃料简化机理，该机理含有73种组分和296个反应。滞燃期定义为从开始计算到计算区域内温度相比初始温度升高400 K的时间差。

图11 时刻5°CAATDC下进行温度修正前后燃油当量比(a)和PRF数(b)的分布统计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

图12 统计区域(a)内y方向取平均后PRF数(b)、当量比(c)和温度(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 计算方案Table 3 Computational cases

计算结果如图13所示，对比case 5和6可以看出温度分层对燃烧滞燃期的影响很小，这主要是因为5°CA ATDC时测试区域内的温度分层较小(＜20 K)的原因，相比之下case 4和case 3中，浓度和活性分层对滞燃期有较大影响，其中活性分层影响大于浓度分层，对比case 2和case 1可看出，活性和浓度的联合作用决定了燃烧滞燃期。

图13 活性分层、浓度分层和温度分层对滞燃期的影响Fig.13 Effect of fuel reactivity,concentration and temperature stratification on ignition delay

3.3 RCCI燃烧着火和火焰发展过程

在前两节确定了RCCI燃油分层及对燃烧滞燃期影响之后，本节通过高速摄像机记录燃烧过程。除了将进气改为空气外，其它实验边界条件及燃油(气道：异辛烷+1%甲苯，缸内：正庚烷+ 1%甲苯)喷射和上文中PLIF激光测试一致，燃烧工况下平均缸压和放热率曲线见图14，燃烧放热呈现两阶段，低温放热大约在0°－5°CAATDC之间，高温放热为5°CAATDC之后。由于实验用高速摄像机不具有像增强功能，其记录的燃烧图像来自RCCI高温放热阶段。

图14 燃烧工况下缸内平均压力和放热率(AHRR)Fig.14 Average cylinder pressure and apparent heat release rate(AHRR)under combusting condition

图15中第一幅出现的火焰图像在8°CA ATDC，对比图10中浓度和活性分布，可以看到火焰首先出现在燃烧室边缘附近，对应图10中油束6和油束1的高活性(高浓度)区域，如图15中箭头所示。需注意的是，高速摄像获取的燃烧火焰是立体火焰在平面内的投影，是一种沿视线的累加结果，但图10中PLIF图像则是片激光(尽管也有一定厚度，＜1 mm)切过平面内的荧光信号，由于片状激光通过的区域为主油束(主燃烧)区域，因此二者仍然有较好对应关系。

8.7°CAATDC时油束2和3所在燃烧室右侧边缘处的高活性区域开始着火，9.4°CAATDC时图像显示燃烧室边缘处的火焰区域向燃烧室中心低活性区发展，火焰发展前沿以蓝色火焰为主，到10.9°CA ATDC时高活性区火焰因光强太高而溢出，此时燃烧室中心附近低活性区内出现光强较微弱的淡蓝色火焰，但这种淡蓝色火焰在11.6° CAATDC左右很快消失，后续燃烧发光过程主要位于燃烧周边高活性区。到20.2°CAATDC时火焰光强开始减弱，30.3°和39.7°CAATDC燃烧光强进一步降低，并且燃烧光强主要集中在燃烧室图像区域上部。

碳氢燃料燃烧过程的自发光主要分为化学发光和碳烟辐射光，化学发光强度与燃烧放热率曲线趋势有较好对应，图15中燃烧早期出现的蓝色火焰即为化学发光；而碳烟辐射光强度一般远高于化学发光，即使燃烧放热过程结束，高温碳烟的辐射光仍可以存在直到碳烟颗粒冷却。从图14中放热率曲线看出，20°CAATDC之后放热过程基本结束，而20.2°CA ATDC时图像仍有较强自发光，这说明此时这部分自发光主要来自碳烟辐射，从火焰颜色上判断为亮黄色，以此类推，燃烧早期燃烧室边缘高活性区域内的信号饱和溢出也是由于碳烟辐射光造成的。因此从活性分层的角度，应避免局部区域的活性和浓度过高，以减少碳烟生成。

图15 典型循环下的缸内燃烧过程的高速摄像Fig.15 High-speed imaging of the combustion process in typical engine cycle

4 结论

在一台双燃料光学发动机上采用燃油-示踪剂平面激光诱导荧光法，在IMEP为6.9×105Pa负荷下对RCCI燃烧模式下着火前的燃油分层进行了定量测量，并利用动力学计算分析了燃油分层对RCCI燃烧过程的影响。得出以下结论：

(1)不进行温度修正(温度均匀假设)相比进行温度修正，当量比结果会产生高估，而PRF数则产生低估，以5°CAATDC时刻下结果为例，不修正比修正测试区域内的最大当量比高估15%，而最小PRF数则低估14.8%，这种高估或低估主要发生在燃烧室周边高活性区域内，而燃烧室中心附近低活性区域内修正前后相差很小。

(2)燃料的活性分层和浓度分层共同决定RCCI着火滞燃期，其中活性分层影响大于浓度分层，而温度分层对着火滞燃期影响较小，这主要是由于温度分层度比较有限，以5°CAATDC时测量结果为例，测试区域内的温度差异小于20 K。

(3)RCCI燃烧火焰首先出现在燃烧室边缘高活性区域(也是高浓度区域)，火焰随后向燃烧室中心处的低活性区发展。低活性区域内的火焰呈现蓝色化学发光，而高活性区域内则存在碳烟辐射。

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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).

国家自然科学基金(51320105008,91541205)资助项目