甲醇/正辛醇/HCB 混合燃料喷雾燃烧特性

玄铁民，孙中成, ，米永刚, ，钟汶君，何志霞，王 谦

(1.江苏大学 能源与动力工程学院，江苏 镇江 212013；2.江苏大学 能源研究院，江苏 镇江 212013)

近年来，随着能源短缺、环境污染问题的日益突出以及严苛排放法规的执行，柴油机燃烧技术面临清洁、高效等一系列挑战，可替代燃料的研究受到越来越多的关注[1-4].其中，甲醇以来源广泛、可大规模量产及独特的理化特性可有效降低颗粒物、NOx和未燃碳氢的生成，成为最具潜力的发动机替代燃料之一[5].然而，由于甲醇润滑性能差、十六烷值低、汽化潜热高和着火温度高，单独应用于发动机易造成部件磨损，并伴有冷启动和小负荷着火困难与燃烧稳定性差等问题[6]，需要采用进气加热、火花塞辅助点火等措施.因此，采用甲醇与其他高活性燃料组合使用的方式，可以较好地解决上述问题.

当前，甲醇与高活性燃料在内燃机上的应用主要包括分离式供油[2,7-10]和直接混合缸内直喷两种形式[11-12].分离式供油是甲醇和高活性燃料分别采用两套供油系统经高压油泵喷入缸内燃烧，由于甲醇对金属和非金属材料的损坏作用使得单独供醇系统的成本非常高.直接混合缸内直喷形式则无需对原有发动机进行较大的改动，但往往需要加入助溶剂来解决甲醇与高活性燃料不互溶的问题[13].Huang 等[12]在发动机中对甲醇/柴油混合燃油的试验表明，混合燃油的最大压力上升率和最大放热率随喷油提前角的增加而增大.Tian 等[14]指出在最大功率下，甲醇/柴油混合燃油的挥发性有机化合物(VOCs)排放低于柴油，但高于生物柴油，且VOCs 随着负荷的增加而减少、发动机转速的提高而增加.在可替代燃油应用方面，Zhu 等[15]研究表明，混合燃料相比纯柴油放热率速率显著提高，颗粒排放物质量、浓度及NOx明显降低.Yilmaz[16]试验表明，甲醇混合燃油在减少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对较低，仍无法克服冷启动、小负荷着火困难等问题，且甲醇添加量较小，无法充分发挥甲醇燃料的优势.

在柴油可替代燃料方面，新一代加氢催化生物柴油(HCB)由于其不含氧、较高的低位热值和较高的十六烷值等优良特点近年来得到广泛研究[17-18].在HCB 与低活性燃料掺混以解决小负荷不稳定性问题方面，Zhong 等[19]试验结果表明，该混合燃油可以在不发生爆震燃烧的情况下获得合适的燃烧和排放特性；Zhang 等[20]研究结果表明，随着HCB 的增加，点火性能得到了显著改善，最大燃烧压力得到了有效抑制，低负荷下的燃烧稳定性得到了显著提高.

HCB 的理化特性可与低热值、低十六烷值的甲醇燃料形成全面互补.由此，笔者提出将甲醇与HCB进行直接混合以研究其压燃工况下喷雾燃烧的特性，进而为后续此混合燃料在发动机上的适用性研究提供参考，然而HCB 与甲醇分子较大的极性差别使两者很难互溶；依据前期大量的甲醇与HCB 混合试验经验，提出将正辛醇作为互溶剂来实现较大比例甲醇与HCB 稳定互溶，配制好的混合燃油放置4 320 h 不会出现分层现象，解决了以往甲醇无法大比例添加至生物柴油且混合燃油无法长期存放等关键性问题.基于定容燃烧弹，应用多种先进光学诊断技术，针对HCB、甲醇和正辛醇3 种燃料不同比例的混合燃油，在准稳态环境中开展喷雾燃烧的可视化研究，实现了大比例添加甲醇的甲醇/HCB 混合燃油在低温条件下稳定燃烧，从而为探索混合燃油特性对直喷压燃模式下的喷雾、燃烧特性带来的影响，解决大比例添加甲醇的混合燃料的冷启动、小负荷着火困难等问题，以及甲醇/HCB 混合燃油在发动机适用性方面的研究提供一定参考.

1 试验过程及试验设备

1.1 燃油制备

试验中使用的3 种不同燃油分别为M0(100%HCB)、M15(15% 甲醇，68%HCB，17% 正辛醇)和M25(25%甲醇，58%HCB，17%正辛醇)，全部按体积分数混合.混合燃油的准备过程主要包括两个阶段：首先将甲醇添加至正辛醇中利用超声波细胞破碎机处理15 min，然后将混合溶液再与HCB 进行混合，并放入超声波清洗机中约30 min，超声波清洗机温度设定为30 ℃.整个燃油混合过程中混合物均在密封玻璃容器中，混合燃油在4 320 h 内未出现分层现象.甲醇、正辛醇及3 种目标测试燃油的物性参数如表1 所示.其中，Zst为化学当量比下的燃油混合分数，也就是燃油质量与油气混合物质量之比，即

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

式中：mf,st为化学当量比时燃油质量；ma,st为化学当量比时环境气体的质量.此处计算Zst时应用的HCB平均分子式是通过GC-MAS 分析得到的C17H36；Zst用来表征环境氧体积分数w(O2)均为15%时燃料中氧所带来的影响.

1.2 试验系统及装置

试验系统主要包括定容燃烧弹系统、光路测试系统和高压共轨燃油喷射系统.甲醇混合燃油的喷雾燃烧试验在高温、高压的定容燃烧弹装置中进行的，该装置在弹体四周正交分布4 个直径为100 mm 的石英视窗，保持良好的光路测试通道.燃烧弹顶部安装喷孔直径为120µm 的单孔喷油器；弹体四周安装若干温度及压力传感器，用于实时监测容弹腔内的温度及压力变化；容弹腔内下部四周装有电加热丝对环境气体持续加热，达到试验所需温度时，氮气和氧气通过进气管充入容弹以达到试验所需的环境压力及氧体积分数，从而获得燃烧室内近乎静止和稳定的热力学条件，模拟发动机上止点时的工况；当控制系统监控的轨内压力达到试验所需要求后，触发电控喷油器进行燃油喷射试验.其中，为防止喷油器内较大的燃油温度波动影响数据采集的精度[21]，以及视窗温度过高会引燃视窗与弹体之间的橡胶圈导致相机无法捕捉喷雾燃烧图像，在喷油器底座及视窗法兰盘附近装有冷却水系统，保证试验时温度恒定.

1.3 光学诊断技术及数据处理方法

试验中对于每一个试验工况分别采用了两套光学诊断技术.第一套光学诊断技术同步应用了高速纹影法和OH*化学荧光法[22]，用以分别捕捉喷雾形态结构变化和火焰浮起长度，光路布置示意如图1a 所示.第二套光学诊断技术同步应用了扩散背景光消光法(DBI)和自然辐射光法(NL)[23]，用以分别捕捉喷雾燃烧过程中的液相长度和着火延迟期，光路布置示意如图1b 所示.试验过程中相机的拍摄信息如表2 所示.

图1 试验光路布置Fig.1 Experimental layout

表2 相机设置信息Tab.2 Camera configuration

对于高速纹影成像技术，首先由一个300 W 氙弧灯和光阑产生一个点光源，光阑位于紧靠视窗的凸透镜(焦距为600 mm)的焦距位置，当光源经凸透镜后形成平行光，平行光束穿过喷雾后被定容弹另一侧靠视窗的另外一个凸透镜(焦距为600 mm)收集到高速数码相机(Photron SA-Z)中，在相机前距光学透镜焦距位置处放置另外一个光阑作为纹影刀口，紧挨光阑处放置一个带通滤波片((450±40)nm)以消除燃烧喷雾中碳烟辐射光对纹影的影响.与此同时，在与纹影光路垂直的方向上，布置一台装有焦距为105 mm UV 镜头的ICCD(Nikon Hisence MK)相机，镜头前装有波长为(310±5)nm 的带通滤波片以通过OH*化学荧光，曝光时间设定为喷油开始后 2～4 ms.其中，高速纹影法是利用光束在穿过不同密度梯度的介质时会产生不同的折射率，依据盖斯定律，光的折射率正比于流场中气流密度，由于气/液相喷雾与周围环境气体会产生密度梯度不同的环境，从而可获取喷雾形态结构.OH*化学荧光法则是利用碳氢化合物达到化学当量比燃烧时产生的大量激发态OH*，作为燃烧过程中高温反应的标志，通常用来测量火焰浮起长度LLOL[24].

纹影法不仅用来测量喷雾燃烧过程中的火焰结构，还用来测量着火延迟期(ignition delay，ID).在Crua 等[25]火焰亮度直接观察法的基础上采用图片像素亮度特征的方法来获取着火延迟期.图2 以M25燃油在环境温度为850 K、喷射压力为100 MPa 工况为例，首先进行动态背景光消减，再对图像进行二值化预处理，得到喷雾轮廓，进而得到每个时刻的喷雾轮廓内部图像灰度值，然后求出图像灰度值关于时间的一阶导数，其最大值对应的时刻为着火初期喷雾迅速膨胀的时刻，即为着火延迟期[26].

图2 喷雾内部图像灰度值及其一阶导数Fig.2 Image intensity of the spray and its first derivative

DBI 由一个LED 灯(峰值波长为450 nm)、菲涅尔透镜(直径为100 mm、焦距为100 mm)和一个扩散片产生扩散背景光.其中，LED 灯与菲涅尔透镜距离保持菲涅尔透镜焦距长度，扩散片应尽可能靠近视窗，确保穿入视窗的光为扩散光以此消除纹影效应.当扩散光穿过喷雾后，在燃烧弹另一侧被焦距为600 mm 的凸透镜收集到相机镜头前置有波长为(450±5)nm 的窄通滤波片的高速数码相机(Photron SA-Z)中.与此同时，在与DBI 光路垂直的方向上布置一台高速数码相机以进行火焰自然辐射光的拍摄.试验中，通过DBI 法的高速数码相机触发拍摄自然辐射法的另一台相机以实现同步拍摄.其中，DBI技术主要依据Beer-Lambert 定律来获取表征液相长度光学厚度KL 值为

式中：I 为入射光源穿过喷雾液相长度后的光强；I0为入射光源的强度；K 为吸收系数，与碳烟粒子数密度呈比例；L 为火焰在探测方向上光轴的几何厚度.

由于液相喷雾对光强具有吸收作用，可通过液相区域的消光信号来获取燃烧和未燃烧状态下的液相长度LL，图3a 所示左侧区域为液相长度(M0 燃油在环境温度为850 K、喷射压力为50 MPa 工况下).液相长度在着火前会达到一个稳定值，记为着火前的液相长度LL1；着火之后，液相长度会逐渐变短并再次达到一个稳定的值，记为着火后的液相长度LL2.因此，对于液相长度的数据处理，首先依据原始拍摄图像，分别找出着火之前和着火后液相长度达到稳定时对应的区间，在消除背景光的影响后获取该区间的平均图像，然后选取从喷孔中心轴线一个狭长区域得到轴向KL 值的分布见图3b，对液相区域KL 峰值后的曲线进行线性拟合，拟合后的直线与坐标轴的交点即定为液相长度[27].

图3 液相长度分布及液相长度线性拟合Fig.3 Distribution of liquid length and its linear fitting

除了纹影成像法，还采用了自然辐射发光法来获取着火延迟期.由于燃烧会通过化学反应使某些自由基产生辐射光，并与燃料的着火延迟期之间存在关联[28]，着火延迟期通常被定义为从燃油开始喷射(ASOI)到高温燃烧反应之间的时间段，具体方法主要通过高速数码相机来捕捉着火时产生辐射光信号的初始时刻.图4 为喷雾图像灰度值最大值(以M15燃油在环境温度为850 K、喷射压力为50 MPa 为例).首先获得着火前20 张图像灰度最大值，取其平均值作为背景噪声强度，然后定义整个喷雾燃烧过程中图像灰度最大值第一次超过该环境背景噪声强度的1.5 倍对应的时刻为冷焰燃烧初始时刻，并以同样的方法找出第一次超过该冷焰燃烧图像灰度值最大值1.5 倍的图像对应的时刻，即定义为高温燃烧开始对应的着火延迟期.最后获得10 次喷油着火延迟期的平均值则定义为该工况下的着火延迟期，如图4 中红色虚线所示.图4 中不同颜色的点取值于高速数码摄像机直接通过视窗拍摄整个喷雾油束对应的图像灰度值最大值.

图4 喷雾图像灰度值最大值Fig.4 Image maximum gray value of spray

图5 为通过自然发光法与高速纹影法所测着火延迟期对比，两种测试方法得到的结果具有较好的一致性，此结果还表明两次不同光路试验工况和结果具有较高的可重复性.后续对着火延迟期的分析都是通过高速纹影法获得.

图5 自然辐射光法与纹影法所测着火延迟期对比Fig.5 Comparison of ID between NL and schlieren

1.4 试验方案

试验工况如表3 所示.试验中保持环境密度不变(ρa＝21.43 kg/m3)，设定环境温度分别为750、800和850 K，在每个环境温度下喷油压力分别设定为50 MPa 和100 MPa，通过调整进气通道中压缩空气和氮气的控制阀门，控制氧体积分数为15%.所用喷油器为高压共轨喷射系统下的120µm 单孔喷油器，为减少循环波动带来的误差影响，每个试验工况进行10 次喷射以获得平均值，喷油器激励时间设定为2.2 ms，产生的实际喷油持续期约为4 ms.

表3 试验工况Tab.3 Test matrix

2 试验结果与分析

2.1 着火延迟期

着火延迟期是判断燃料着火性能的重要参数之一.图6 为3 种燃油着火延迟期随环境温度的变化.3 种甲醇混合燃油在不同的喷射压力下着火延迟期表现出较好的一致性，均随着环境温度的增加而减少，由于3 种燃油的十六烷值M0＞M15＞M25，所以M0 具有较短的着火延迟期，而M25 较长.

图6 3种燃油着火延迟期随环境温度的变化Fig.6 Variation of ID for all fuels tested with ambient temperature

为进一步分析不同燃油特性参数对着火延迟期的影响，依据Benajes 等[26]关于边界条件对着火延迟期影响的研究见式(3)，结合研究中不同燃料的化学计量混合分数Zst所带来的影响，提出着火延迟期与其影响因素存在正相关关系见式(4)，并给出具体拟合结果见式(5)，其中，拟合优度R2＝98.23%.

式中：A 为总体活化能；Δpa表示喷射压力与环境压力的压差(pinj−pa)；a、b 和c 为常数；化学计量混合分数Zst用来表征不同燃料与空气混合程度.试验过程中所有工况的环境密度和环境氧体积分数保持一致，它们对着火延迟期的贡献耦合在了常数系数为0.18 中.计算所得的着火延迟期ID*与试验值ID 的对比见图7，所有拟合值误差均在10%以内.需要指出的是，在公式中有两项燃油特性参数会对ID 产生影响，分别是总体活化能的A 和Zst(当环境氧体积分数一致时).总体活化能的定量测量十分困难，在此处其对ID 的影响不做探讨.由拟合式(5)可以看出，ID 近似与Zst的平方呈正比例关系，Zst对着火延迟期的影响至关重要.依据拟合式(5)以燃料M0 的Zst为基准分别对3 种燃油进行着火延迟期ID 的Zst归一化计算，通过对每种燃油计算所得的归一化着火延迟期进行线性拟合，由拟合直线的斜率整体对比来看，受Zst影响，M25 的ID 较M15 增加了16%，M15 的ID 较M0 增加了21%.由此可见，随着正辛醇的混合以及甲醇比例的增加而带来的Zst增加，使得着火延迟期也逐步增加.这与Pickett 等[29]所研究的ID 与Zst的关系相反，这是因为文献[29]中的燃料不变，Zst代表相同燃料条件下的环境氧体积分数.而研究中环境氧体积分数不变，不同混合燃油甲醇和辛醇的体积分数不同而导致燃料含氧量的不同，此处Zst则代表不同燃油对环境氧体积分数的消耗能力.

图7 ID试验数据与计算结果对比Fig.7 Comparison of experimental ID data with calculated ID data for all fuels tested

2.2 喷雾贯穿距

喷雾贯穿距定义为从喷孔出口到喷雾最前端的距离.为进一步研究不同甲醇添加比例的混合燃油的燃烧工况下的喷雾特性，分别对3 种燃油进行了燃烧工况下的纹影试验.图8 为3 种燃油在不同环境温度和喷油压力下的喷雾贯穿距及其对应的着火延迟期.在喷雾发展初期，即未达到着火延迟期时，不同燃油的喷雾贯穿距差别很小.着火后由于高温燃烧使得喷雾内部密度降低喷雾发生膨胀导致3 种燃油的喷雾贯穿距发生分离[22].由图8 并结合2.1 节对着火延迟期的分析可以看出，随着环境温度的升高，着火延迟期越短，喷雾贯穿距出现分离的时刻越早.对于相同的工况和喷油压力，一定时间以后的喷雾贯穿距M0＞M15＞M25，这主要是由于不同十六烷值的燃油活性不同导致了不同的着火延迟，较短的着火延迟引起了更早的快速贯穿.

图8 3种燃油喷雾贯穿距随喷射压力的变化Fig.8 Variation of spray tip penetration for all fuels tested with injection pressure

2.3 火焰浮起长度

火焰浮起长度LLOL定义为喷嘴尖端和燃烧反应稳定区域之间的长度，通常用来表征燃烧过程中喷雾的空气卷吸程度，进而对碳烟生成量造成重要影响，是影响柴油机燃烧排放特性的重要特性参数.图9为3 种燃油火焰浮起长度随环境温度的变化.在不同的喷射压力下3 种燃油的火焰浮起长度均随着环境温度的增加而减少，与着火延迟期变化趋势一致，随着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，且正辛醇和甲醇较高的汽化潜热降低了喷雾周围的环境温度，使得着火位置滞后，进一步导致了混合燃料M15 和M25 具有较长的火焰浮起长度.

图9 3种燃油火焰浮起长度随环境温度的变化Fig.9 Variation of LLOL for all fuels tested with ambient temperature

根据Pickett 等[29]研究的LLOL与其影响因素的关系式(6)，考虑到不同甲醇添加比例燃油的化学计量混合分数Zst和十六烷值CN 对火焰浮起长度的影响，提出火焰浮起长度与影响因素存在关系式(7)，得到火焰浮起长度与影响因素的拟合公式(8)，其中，R2＝93.20%.

式中：a、b、c 和d 为常数；u 为喷孔出口平均燃油喷射速度；CN 为十六烷值.与着火延迟期一样，环境密度和氧体积分数在式中对LLOL的贡献耦合到公式常数系数中.计算所得的火焰浮起长度LLOL与试验值LLOL的对比如图10 所示，所有拟合值误差均在10% 以内.由拟合式(8)可以看出环境温度对LLOL影响最为明显，LLOL与温度呈负相关关系，与出口燃油喷射速度呈正相关关系，这与之前的研究结果一致[29].此外，从式(8)还可以看出，燃油特性主要通过Zst和CN 两个参数影响LLOL，LLOL与Zst呈正相关而与CN 呈负比例关系；然而研究中LLOL对两者的敏感性有较大差别.如当其他参数一致时，由于CN 的变化燃油M25 的LLOL相比较M0将增加54%，而Zst的变化只能使LLOL增加12%.也就是说相比较氧体积分数而言，燃油活性对LLOL的影响更为重要.

图10 LLOL 试验数据与计算结果相比较Fig.10 Comparison of experimental LLOL data with calculated LLOL data for all fuels tested

2.4 液相长度

为进一步理解甲醇混合燃油其蒸发与燃烧的过程，将3 种燃油的着火前和着火后的液相长度与火焰浮起长度同时进行对比研究.图11 为3 种燃油液相长度和火焰浮起长度随喷射压力的变化.3 种燃油在不同的喷射压力下，LL1、LL2和LLOL均表现出较好的一致性，均随着环境温度的降低而增加，LLOL随喷射压力的增加而增大，而喷射压力对液相长度影响很小.显然，随着甲醇的增加LL1呈增加的趋势.文献[27]所述影响LL1数值的主要两个因素有燃油的挥发特性(主要决定于具有最高沸点的组分燃油)和“特定能量比”(主要取决于燃油的蒸发潜热).在燃油着火前，3 种燃油的共同组分HCB 的长链烷烃具有最高沸点；虽然甲醇具有更高的挥发特性，但对LL1影响不大.然而甲醇具有极高的蒸发潜热，这使得混合燃油喷入燃烧弹高温、高压环境后，先蒸发的甲醇使得喷雾周围环境温度降低，进而导致了更长的液相长度见图11 中LL1.在着火开始后，LL2的长度要小于LL1.M0 由于具有更短的LLOL，对液相长度的减小具有更加明显的作用.3 种燃油在燃烧过程中，LLOL要远小于LL1，较短的LLOL促使燃料蒸发和燃烧产生更强的相互作用，加速了液滴的蒸发过程使得液相长度变短.此外，燃烧过程中LLOL也要小于LL2，也就是说LLOL附近的燃烧一直处于火包油的状态下进行，表明火焰中有大量的液体燃料在低氧环境下进行燃烧，这可能会不利于降低火焰中的碳烟生成.

图11 3种燃油液相长度和火焰浮起长度随喷射压力的变化Fig.11 Variation of liquid length and LLOL for all fuels tested with injection pressure

3 结论

(1) 基于试验数据得到了环境变量和燃油特性对着火延迟期影响的经验公式；通过分析得出，随着甲醇比例的增加而带来的Zst的增加，使得着火延迟期也逐步增加；整体来看受Zst影响，M25 的ID 较M15 增加了16%，M15 的ID 较M0 增加了21%.

(2) 3 种燃油的喷雾贯穿距在着火延迟期之前表现一致，但在着火延迟期之后由于喷雾内部密度降低发生膨胀出现分离，且着火延迟期随甲醇比例的增大而增加，导致喷雾贯穿速度减缓.

(3) 基于试验数据得出环境变量和燃油特性对火焰浮起长度的经验公式；燃油特性主要通过Zst和CN 对LLOL产生影响；3 种燃油的LLOL排序为M0＜M15＜M25；当其他参数一致时，由于CN 的变化，燃油M25 的LLOL相比较M0 将增加54%，而Zst的变化只能使LLOL增加12%；相比较氧体积分数而言，燃油活性对LLOL的影响更为重要.

(4) 3 种燃油存在的相同组分HCB，其中的长链烷烃具有相同的最高沸点，这决定了燃油挥发性不会对LL1产生显著影响；然而相比较HCB 和正辛醇，甲醇具有极高的蒸发潜热，这使得混合燃油喷入燃烧弹高温、高压环境后，先蒸发的甲醇使得喷雾周围环境温度降低，进而导致了更长的液相长度；M0 由于更短的LLOL，对着火后液相长度的快速蒸发缩短起到了更为显著的作用.