高活性低辛烷值汽油压燃着火特性与表征燃料构建

果泽先，王步宇，王博远，张启航，蔡开源，王 志，帅石金,*

（1.清华大学，汽车安全与节能国家重点实验室，北京 100084，中国；2.清华大学 航空发动机研究院，北京 100084，中国）

汽油压燃（gasoline compression ignition,GCI）发动机具有打破氮氧化物（NOx）与碳烟排放此消彼长（trade-off）关系并实现高效率燃烧的潜力。但市售汽油研究法辛烷值（research octane number,RON）过高，冷启动与小负荷稳定运行存在困难[1]，需要采用废气回吸[2]、热管理[3]等方案或对喷射策略进行优化[4]。而RON 值为60～80 的高活性低辛烷值汽油，无需对柴油发动机硬件和软件进行改造和调整[5-6]，能够直接使用柴油机的燃烧策略实现全工况平面稳定燃烧,是一种理想的压燃燃料。

模拟计算是解析发动机缸内燃烧过程，包括对燃烧系统、燃烧策略进行优化的良好手段。但汽油由链烷烃、环烷烃、烯烃、芳烃等上百种烃类组分构成，对全部的汽油组分进行模拟是不现实的。因此，需要构建汽油的表征燃料，用几种典型的组分表征其着火特性。由正庚烷与异辛烷组成的基础表征燃料（primary reference fuel,PRF）是一种典型的汽油表征燃料，通过调整正庚烷与异辛烷的比例来匹配汽油的RON[7]。然而，根据辛烷值测试标准燃料定义，PRF 的RON 与马达法辛烷值（motor octane number,MON）始终相等，而研究表明单纯使用RON 或MON 均无法准确表征燃料在不同压力、温度下的着火特性[8]。在PRF 基础上，加入甲苯组分构成的甲苯表征燃料（toluene reference fuel,TRF），可以同时匹配汽油的RON 与MON[9]。也有研究者采用TRF 表征汽油的RON 与氢碳摩尔比（H/C）[10]。王步宇[11]采用由正庚烷、异辛烷、甲基环己烷组成的3 组分表征燃料模拟RON59 石脑油的着火特性，发现相对于匹配RON 与MON，匹配RON 与H/C 能更加准确地再现石脑油的着火特性。为了更准确地表征高活性低辛烷值汽油的着火特性，并反映燃料更多的理化特性，如组分类别、馏程特性、中间产物等，研究者针对RON 值为60～80 的高活性低辛烷值汽油提出了多种多组分表征燃料[12-18]。这些表征燃料都考虑了真实燃料的H/C 与分子量，同时选取RON[12-17]、MON[14-16]、碳原子类型[12-14,17]、官能团[18]、密度[12-17]、馏程[12-13,17]等理化特性进行匹配。除正庚烷、异辛烷、甲苯外，常见的高活性低辛烷值汽油表征燃料组分还包括正丁烷[17]、正戊烷[12-16]、正己烷[18]、异戊烷[12-13,17-18]、2-甲基己烷[12-17]、环戊烷[12-17]、甲基环戊烷[18]、1-己烯[17]、1,2,4-三甲基苯[17]等。研究表明，相较于PRF或TRF，多组分表征燃料能更好地与高活性低辛烷值汽油低温段的着火特性吻合[12,14]。

本文首先在快速压缩机（rapid compression machine，RCM）平台测试一种以异构烷烃为主要组分的高活性低辛烷值汽油的着火特性。在此基础上，基于Chemkin 零维模拟软件，提出一种由异己烷（2-甲基戊烷）、正庚烷、甲苯组成的表征燃料，并与PRF、TRF的着火特性表征效果进行比较。最后比较了相同表征方法下异己烷含量不同的表征燃料的着火特性，从中选定与真实燃料着火特性吻合程度更高的表征燃料。

1 试验设计

1.1 试验燃料

试验燃料为山东京博石油化工有限公司生产的一种高活性低辛烷值汽油。相较于市场汽油，该汽油燃料RON 更低，挥发性更好，其烃类组分碳数集中分布于5～8，异构烷烃含量超过60%，烯烃、芳烃含量低，无含氧组分。表1 和图1 分别展示了该汽油燃料的主要理化特性，以及烃类组成情况。

图1 高活性低辛烷值汽油烃类组成

表1 试验用汽油主要理化特性

该汽油燃料的比热比（γ）无法直接得到，故在数据处理中，用所有质量分数大于1%的组分（共20 种）的γ加权结果代表高活性汽油的γ。表2 列出了该汽油燃料中质量分数（wm）大于1%的组分及其质量分数。

表2 试验用汽油的主要组分及其质量分数

1.2 快速压缩机

高活性低辛烷值汽油滞燃期测量基于快速压缩机平台（THU-RCM）进行，其组成如图2 所示。快速压缩机主要由气罐、驱动段、液压段、压缩段及燃烧室组成，在驱动段、液压段和压缩段内各有1 个活塞，并使用2根钛合金轴将3 个活塞相连。初始阶段活塞在液压油作用下固定在下止点位置，此时打开气罐与驱动段之间的阀门，气罐内的高压气体使活塞受到向上止点的推力，之后打开控制液压油的电磁阀，活塞在高压气体作用下迅速向上止点运动并压缩燃烧室内的可燃均质混合气，最终使得可燃混合气着火。

图2 快速压缩机测试平台示意图

快速压缩机压缩段缸径50.8 mm，冲程500 mm，可通过改变燃烧室长度改变压缩比，从而改变压缩终点的温度。燃烧室内的压力采用压电式压力传感器Kistler 6125C 测量，通过电荷放大器Kistler 5018A 将电荷信号转化为电压信号，并由NI（national instruments）系统记录。

为保证该汽油燃料完全挥发并混合均匀，将配气罐、快速压缩机的燃烧室及压缩段内部均加热至80 ℃。试验所使用的氮气、氧气、氩气的纯度分别为99.999%，99.995%，99.999%。

1.3 试验工况

图3 是快速压缩机上典型的压燃压力曲线示意图。由于从压缩终点到混合气着火的过程存在散热，燃烧室内压力并非一直保持在压缩终点压力pc，故采用有效压力(peff)与有效温度(Teff)描述试验条件。peff代表压力从压缩终点到压缩终点后着火开始前压力最小值对应时刻对时间的平均值，Teff由绝热假设条件下的peff计算得到，如式(1)和式(2)所示。

图3 快速压缩机压燃压力曲线示意图

图3 中t=0 代表活塞到达上止点的时刻，对应压力曲线达到第1 个峰值的时刻。由于存在散热等原因，到达上止点后到着火前，压力曲线呈现下降趋势；pmin代表压力下降过程中的极小值，对应的时刻为t1。T0、p0分别为压缩前的初始温度与压力，γ为混合气的比热比。试验选取3 个有效压力(peff)，分别为1.8、1.4 和1.0 MPa。压缩前初始温度T0均为353 K (80 ℃)，有效温度Teff在690～920 K 内。

试验可燃混合气的燃空当量比为0.5，采用氮气与氩气稀释，稀释比（稀释气体与氧气的摩尔比）为6:1，其中氮气与氩气的摩尔比为5.55:1。在此工况下能够使得滞燃期结果在合适的范围内，避免出现早燃或滞燃期过短影响测量准确性的情况。

着火滞燃期定义如图3 所示：将上止点后最大压升率对应的时刻与上止点时刻间的时间间隔定义为总滞燃期τ，对应的着火称为主着火。在部分工况下，在主着火前，可能出现压力的小幅上升，称为一级着火，将第1 次局部压升率极大值对应的时刻与上止点时刻间的时间间隔定义为一级滞燃期τ1。

1.4 零维模拟与表征燃料设计

对于表征燃料的滞燃期，采用Chemkin 软件[19]中的封闭均质反应器（closed homogeneous reactor）模型进行模拟计算。有效压力、温度、混合气组成等条件与试验保持一致。机理采用美国劳伦斯国家实验室开发的汽油详细机理[20]，该机理含有1 389 组分5 935反应，包含多种正烷烃、异构烷烃、烯烃、芳烃组分，能够为表征燃料组分选取与比较提供充足的空间。

参与模拟计算的表征燃料包括PRF、TRF，以及异己烷表征燃料（iso-hexane surrogate,iso-HS）。其中，PRF 匹配高活性低辛烷值汽油的RON；考虑到该汽油的RON 与MON 几乎没有差异，TRF 匹配了RON 与H/C。同时设计了一种由异己烷、正庚烷与甲苯组成的高异己烷比例的3 组分iso-HS1，该表征燃料同样匹配了RON 与H/C。为了说明异己烷比例对滞燃期的作用，并对异己烷表征燃料的组分及其比例进行进一步优化，在其中增加异辛烷组分，并在RON 与H/C 不变的前提下，改变异己烷比例，设计了iso-HS2 与iso-HS3。表3给出了各种表征燃料的组分及摩尔比例。

表3 表征燃料的组分及摩尔比例

2 结果与讨论

2.1 高活性低辛烷值汽油滞燃期

图4a 展示了高活性低辛烷值汽油总滞燃期结果。该汽油燃料在较宽的温度区间710～850 K 内呈现负温度系数（negative temperature coefficient,NTC）现象，即随有效温度的上升，总滞燃期上升；且随有效压力的升高，NTC 温度区间向高温方向移动。

图4b 展示了高活性汽油一级滞燃期结果。随有效温度的升高，总体上一级滞燃期单调下降。此外，在有效压力1.4、1.8 MPa下，由于一级滞燃期均较短（总体小于16 ms，大于700 K下小于5 ms），此时一级滞燃期并未呈现明显差异（即差异小于误差带范围）。

图4 高活性低辛烷值汽油滞燃期结果

由于高活性低辛烷值汽油含有上百种组分，其一级着火影响因素复杂，难以通过几种组分的表征燃料准确模拟。此外，对该汽油燃料设计表征燃料的主要目的是对该汽油燃料在发动机中的燃烧进行模拟，而一级着火放热少，对缸内压力、温度的影响有限。综上，后文重点关注表征燃料总滞燃期的模拟效果。

2.2 不同表征燃料滞燃期比较

图5 分别展示了PRF、TRF 与iso-HS1 总滞燃期(τ)的计算结果，并与试验结果进行比较。3 种表征燃料滞燃期对有效压力(peff)的敏感性（即相同有效压力变化下滞燃期的变化幅度）均略低于试验。在最低有效温度下，3 种表征燃料总滞燃期均与试验相近，而在最高有效温度下，iso-HS1 在3 个有效压力条件下的滞燃期均略高于PRF 和TRF。对于NTC 区间，PRF 与TRF结果一致，而iso-HS1 呈现更显著的NTC 现象，即随温度的上升，总滞燃期升高幅度更高。

图5 不同表征燃料总滞燃期

为了量化分析各表征燃料的表征效果，定义单一工况的偏差计算方法为

其中，er为单一工况的偏差，τsim与τexp分别表示表征燃料模拟与高活性低辛烷值汽油试验的滞燃期。需要注意此时偏差带有正负，正值表示模拟的滞燃期高于试验值，负值表示模拟的滞燃期低于试验值。对于NTC区域，3 种表征燃料单一工况偏差的绝对值均不超过61%，PRF 与TRF 仿真与试验的最大偏差绝对值均出现在有效压力1.0 MPa、有效温度795 K 工况，偏差分别为-52.0%和-53.3%；iso-HS1 的最大偏差绝对值出现在有效压力1.8 MPa、有效温度815 K 工况，偏差为60.1%。

进一步定义平均偏差与偏差标准差为：

在最低有效温度下，PRF、TRF 与iso-HS1 的偏差绝对值均小于20%，然而iso-HS1 在有效压力1.8、1.4、1.0 MPa下，最高有效温度工况的偏差分别达到了83.4%、66.3%、44.8%，高出PRF 的62.0%、46.5%、27.2%以及TRF 的60.6%、45.2%、26.0%约20 个百分点。同时，iso-HS1 虽然与有效压力1.0、1.4 MPa 条件下的试验结果吻合良好，但有效压力1.8 MPa下NTC区域的平均偏差约为PRF 与TRF 的2 倍。因此，3 组分iso-HS1 仍有优化空间。

2.3 异己烷含量对滞燃期的影响及其优选

为了探究异己烷含量对表征燃料滞燃期的影响，并进一步对表征燃料的组分及其比例进行优化，图6 对比了3 种异己烷表征燃料的滞燃期计算结果。从iso-HS1 到iso-HS3，异己烷含量逐步下降。

图6 不同异己烷含量表征燃料滞燃期计算结果

如图6 所示，在NTC 区域，随异己烷含量的上升，滞燃期随温度上升的变化幅度提高。以有效压力1.0 MPa 条件为例，与NTC 起点的滞燃期相比，iso-HS1、iso-HS2 与iso-HS3 在NTC 终点的滞燃期分别升高了114%、84%及49%，而TRF（可以视为iso-HS 中异己烷含量降为0）对应滞燃期升高了16%，综合以上结果，异己烷含量与NTC 区间滞燃期的上升幅度呈现近似的线性关系。这表明，在不改变RON 与H/C 的前提下，通过调整异己烷的比例，能够在NTC 温度区间基本不变的情况下，有效调节NTC 区域滞燃期的变化幅度。后续需要从反应机理层面进一步解析此现象。

iso-HS2 在peff=1.8、1.4、1.0 MPa 下，NTC 区域的平均偏差分别为33.5%、5.0%、31.1%，相对于iso-HS1，除低压工况平均偏差增大以外，另外2 个有效压力下的平均偏差均减小，且最大平均偏差减小；同时iso-HS2 在3 种有效压力下NTC 区域的偏差标准差分别为8.4%、7.5%、5.7%，均不高于iso-HS1；对最高温工况，iso-HS2 在3 种有效压力下的偏差相对iso-HS1 也分别降低至70.8%、54.7%、34.6%。而iso-HS3 在3 种有效压力下NTC 区域的偏差标准差分别为15.9%、13.7%、8.8%，不能良好表征汽油的滞燃期在NTC 区域变化趋势。综上，3 种iso-HS 中，由（摩尔比例）49.63%异己烷、18.30%异辛烷、26.29%正庚烷以及5.78%甲苯组成的iso-HS2 能更准确地表征高活性低辛烷值汽油的滞燃期着火特性。

3 结论

对一种高活性低辛烷值汽油开展了着火滞燃期试验，并基于零维仿真对比了不同表征燃料对该汽油着火滞燃期的表征效果。结论如下：

1）高活性低辛烷值汽油具有宽的负温度系数（NTC）温度区间（710～850 K），且随有效压力升高，NTC 区间向高温移动。

2）相对于PRF 与TRF，含有异己烷的表征燃料呈现更加明显的NTC 现象，且随异己烷比例的提高，表征燃料在NTC 区域滞燃期变化幅度近似线性提高。

3）在3 种异己烷表征燃料中，组分（按摩尔分数计）为49.63%异己烷、18.30%异辛烷、26.29%正庚烷以及5.78%甲苯组成的表征燃料能更准确地表征高活性低辛烷值汽油的滞燃期着火特性。