高活性低辛烷值汽油壓燃著火特性與表征燃料構建

果澤先，王步宇，王博遠，張啟航，蔡開源，王 志，帥石金,*

（1.清華大學，汽車安全與節能國家重點實驗室，北京 100084，中國；2.清華大學 航空發動機研究院，北京 100084，中國）

汽油壓燃（gasoline compression ignition,GCI）發動機具有打破氮氧化物（NOx）與碳煙排放此消彼長（trade-off）關系并實現高效率燃燒的潛力。但市售汽油研究法辛烷值（research octane number,RON）過高，冷啟動與小負荷穩定運行存在困難[1]，需要采用廢氣回吸[2]、熱管理[3]等方案或對噴射策略進行優化[4]。而RON 值為60～80 的高活性低辛烷值汽油，無需對柴油發動機硬件和軟件進行改造和調整[5-6]，能夠直接使用柴油機的燃燒策略實現全工況平面穩定燃燒,是一種理想的壓燃燃料。

模擬計算是解析發動機缸內燃燒過程，包括對燃燒系統、燃燒策略進行優化的良好手段。但汽油由鏈烷烴、環烷烴、烯烴、芳烴等上百種烴類組分構成，對全部的汽油組分進行模擬是不現實的。因此，需要構建汽油的表征燃料，用幾種典型的組分表征其著火特性。由正庚烷與異辛烷組成的基礎表征燃料（primary reference fuel,PRF）是一種典型的汽油表征燃料，通過調整正庚烷與異辛烷的比例來匹配汽油的RON[7]。然而，根據辛烷值測試標準燃料定義，PRF 的RON 與馬達法辛烷值（motor octane number,MON）始終相等，而研究表明單純使用RON 或MON 均無法準確表征燃料在不同壓力、溫度下的著火特性[8]。在PRF 基礎上，加入甲苯組分構成的甲苯表征燃料（toluene reference fuel,TRF），可以同時匹配汽油的RON 與MON[9]。也有研究者采用TRF 表征汽油的RON 與氫碳摩爾比（H/C）[10]。王步宇[11]采用由正庚烷、異辛烷、甲基環己烷組成的3 組分表征燃料模擬RON59 石腦油的著火特性，發現相對于匹配RON 與MON，匹配RON 與H/C 能更加準確地再現石腦油的著火特性。為了更準確地表征高活性低辛烷值汽油的著火特性，并反映燃料更多的理化特性，如組分類別、餾程特性、中間產物等，研究者針對RON 值為60～80 的高活性低辛烷值汽油提出了多種多組分表征燃料[12-18]。這些表征燃料都考慮了真實燃料的H/C 與分子量，同時選取RON[12-17]、MON[14-16]、碳原子類型[12-14,17]、官能團[18]、密度[12-17]、餾程[12-13,17]等理化特性進行匹配。除正庚烷、異辛烷、甲苯外，常見的高活性低辛烷值汽油表征燃料組分還包括正丁烷[17]、正戊烷[12-16]、正己烷[18]、異戊烷[12-13,17-18]、2-甲基己烷[12-17]、環戊烷[12-17]、甲基環戊烷[18]、1-己烯[17]、1,2,4-三甲基苯[17]等。研究表明，相較于PRF或TRF，多組分表征燃料能更好地與高活性低辛烷值汽油低溫段的著火特性吻合[12,14]。

本文首先在快速壓縮機（rapid compression machine，RCM）平臺測試一種以異構烷烴為主要組分的高活性低辛烷值汽油的著火特性。在此基礎上，基于Chemkin 零維模擬軟件，提出一種由異己烷（2-甲基戊烷）、正庚烷、甲苯組成的表征燃料，并與PRF、TRF的著火特性表征效果進行比較。最后比較了相同表征方法下異己烷含量不同的表征燃料的著火特性，從中選定與真實燃料著火特性吻合程度更高的表征燃料。

1 試驗設計

1.1 試驗燃料

試驗燃料為山東京博石油化工有限公司生產的一種高活性低辛烷值汽油。相較于市場汽油，該汽油燃料RON 更低，揮發性更好，其烴類組分碳數集中分布于5～8，異構烷烴含量超過60%，烯烴、芳烴含量低，無含氧組分。表1 和圖1 分別展示了該汽油燃料的主要理化特性，以及烴類組成情況。

圖1 高活性低辛烷值汽油烴類組成

表1 試驗用汽油主要理化特性

該汽油燃料的比熱比（γ）無法直接得到，故在數據處理中，用所有質量分數大于1%的組分（共20 種）的γ加權結果代表高活性汽油的γ。表2 列出了該汽油燃料中質量分數（wm）大于1%的組分及其質量分數。

表2 試驗用汽油的主要組分及其質量分數

1.2 快速壓縮機

高活性低辛烷值汽油滯燃期測量基于快速壓縮機平臺（THU-RCM）進行，其組成如圖2 所示。快速壓縮機主要由氣罐、驅動段、液壓段、壓縮段及燃燒室組成，在驅動段、液壓段和壓縮段內各有1 個活塞，并使用2根鈦合金軸將3 個活塞相連。初始階段活塞在液壓油作用下固定在下止點位置，此時打開氣罐與驅動段之間的閥門，氣罐內的高壓氣體使活塞受到向上止點的推力，之后打開控制液壓油的電磁閥，活塞在高壓氣體作用下迅速向上止點運動并壓縮燃燒室內的可燃均質混合氣，最終使得可燃混合氣著火。

圖2 快速壓縮機測試平臺示意圖

快速壓縮機壓縮段缸徑50.8 mm，沖程500 mm，可通過改變燃燒室長度改變壓縮比，從而改變壓縮終點的溫度。燃燒室內的壓力采用壓電式壓力傳感器Kistler 6125C 測量，通過電荷放大器Kistler 5018A 將電荷信號轉化為電壓信號，并由NI（national instruments）系統記錄。

為保證該汽油燃料完全揮發并混合均勻，將配氣罐、快速壓縮機的燃燒室及壓縮段內部均加熱至80 ℃。試驗所使用的氮氣、氧氣、氬氣的純度分別為99.999%，99.995%，99.999%。

1.3 試驗工況

圖3 是快速壓縮機上典型的壓燃壓力曲線示意圖。由于從壓縮終點到混合氣著火的過程存在散熱，燃燒室內壓力并非一直保持在壓縮終點壓力pc，故采用有效壓力(peff)與有效溫度(Teff)描述試驗條件。peff代表壓力從壓縮終點到壓縮終點后著火開始前壓力最小值對應時刻對時間的平均值，Teff由絕熱假設條件下的peff計算得到，如式(1)和式(2)所示。

圖3 快速壓縮機壓燃壓力曲線示意圖

圖3 中t=0 代表活塞到達上止點的時刻，對應壓力曲線達到第1 個峰值的時刻。由于存在散熱等原因，到達上止點后到著火前，壓力曲線呈現下降趨勢；pmin代表壓力下降過程中的極小值，對應的時刻為t1。T0、p0分別為壓縮前的初始溫度與壓力，γ為混合氣的比熱比。試驗選取3 個有效壓力(peff)，分別為1.8、1.4 和1.0 MPa。壓縮前初始溫度T0均為353 K (80 ℃)，有效溫度Teff在690～920 K 內。

試驗可燃混合氣的燃空當量比為0.5，采用氮氣與氬氣稀釋，稀釋比（稀釋氣體與氧氣的摩爾比）為6:1，其中氮氣與氬氣的摩爾比為5.55:1。在此工況下能夠使得滯燃期結果在合適的范圍內，避免出現早燃或滯燃期過短影響測量準確性的情況。

著火滯燃期定義如圖3 所示：將上止點后最大壓升率對應的時刻與上止點時刻間的時間間隔定義為總滯燃期τ，對應的著火稱為主著火。在部分工況下，在主著火前，可能出現壓力的小幅上升，稱為一級著火，將第1 次局部壓升率極大值對應的時刻與上止點時刻間的時間間隔定義為一級滯燃期τ1。

1.4 零維模擬與表征燃料設計

對于表征燃料的滯燃期，采用Chemkin 軟件[19]中的封閉均質反應器（closed homogeneous reactor）模型進行模擬計算。有效壓力、溫度、混合氣組成等條件與試驗保持一致。機理采用美國勞倫斯國家實驗室開發的汽油詳細機理[20]，該機理含有1 389 組分5 935反應，包含多種正烷烴、異構烷烴、烯烴、芳烴組分，能夠為表征燃料組分選取與比較提供充足的空間。

參與模擬計算的表征燃料包括PRF、TRF，以及異己烷表征燃料（iso-hexane surrogate,iso-HS）。其中，PRF 匹配高活性低辛烷值汽油的RON；考慮到該汽油的RON 與MON 幾乎沒有差異，TRF 匹配了RON 與H/C。同時設計了一種由異己烷、正庚烷與甲苯組成的高異己烷比例的3 組分iso-HS1，該表征燃料同樣匹配了RON 與H/C。為了說明異己烷比例對滯燃期的作用，并對異己烷表征燃料的組分及其比例進行進一步優化，在其中增加異辛烷組分，并在RON 與H/C 不變的前提下，改變異己烷比例，設計了iso-HS2 與iso-HS3。表3給出了各種表征燃料的組分及摩爾比例。

表3 表征燃料的組分及摩爾比例

2 結果與討論

2.1 高活性低辛烷值汽油滯燃期

圖4a 展示了高活性低辛烷值汽油總滯燃期結果。該汽油燃料在較寬的溫度區間710～850 K 內呈現負溫度系數（negative temperature coefficient,NTC）現象，即隨有效溫度的上升，總滯燃期上升；且隨有效壓力的升高，NTC 溫度區間向高溫方向移動。

圖4b 展示了高活性汽油一級滯燃期結果。隨有效溫度的升高，總體上一級滯燃期單調下降。此外，在有效壓力1.4、1.8 MPa下，由于一級滯燃期均較短（總體小于16 ms，大于700 K下小于5 ms），此時一級滯燃期并未呈現明顯差異（即差異小于誤差帶范圍）。

圖4 高活性低辛烷值汽油滯燃期結果

由于高活性低辛烷值汽油含有上百種組分，其一級著火影響因素復雜，難以通過幾種組分的表征燃料準確模擬。此外，對該汽油燃料設計表征燃料的主要目的是對該汽油燃料在發動機中的燃燒進行模擬，而一級著火放熱少，對缸內壓力、溫度的影響有限。綜上，后文重點關注表征燃料總滯燃期的模擬效果。

2.2 不同表征燃料滯燃期比較

圖5 分別展示了PRF、TRF 與iso-HS1 總滯燃期(τ)的計算結果，并與試驗結果進行比較。3 種表征燃料滯燃期對有效壓力(peff)的敏感性（即相同有效壓力變化下滯燃期的變化幅度）均略低于試驗。在最低有效溫度下，3 種表征燃料總滯燃期均與試驗相近，而在最高有效溫度下，iso-HS1 在3 個有效壓力條件下的滯燃期均略高于PRF 和TRF。對于NTC 區間，PRF 與TRF結果一致，而iso-HS1 呈現更顯著的NTC 現象，即隨溫度的上升，總滯燃期升高幅度更高。

圖5 不同表征燃料總滯燃期

為了量化分析各表征燃料的表征效果，定義單一工況的偏差計算方法為

其中，er為單一工況的偏差，τsim與τexp分別表示表征燃料模擬與高活性低辛烷值汽油試驗的滯燃期。需要注意此時偏差帶有正負，正值表示模擬的滯燃期高于試驗值，負值表示模擬的滯燃期低于試驗值。對于NTC區域，3 種表征燃料單一工況偏差的絕對值均不超過61%，PRF 與TRF 仿真與試驗的最大偏差絕對值均出現在有效壓力1.0 MPa、有效溫度795 K 工況，偏差分別為-52.0%和-53.3%；iso-HS1 的最大偏差絕對值出現在有效壓力1.8 MPa、有效溫度815 K 工況，偏差為60.1%。

進一步定義平均偏差與偏差標準差為：

在最低有效溫度下，PRF、TRF 與iso-HS1 的偏差絕對值均小于20%，然而iso-HS1 在有效壓力1.8、1.4、1.0 MPa下，最高有效溫度工況的偏差分別達到了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%約20 個百分點。同時，iso-HS1 雖然與有效壓力1.0、1.4 MPa 條件下的試驗結果吻合良好，但有效壓力1.8 MPa下NTC區域的平均偏差約為PRF 與TRF 的2 倍。因此，3 組分iso-HS1 仍有優化空間。

2.3 異己烷含量對滯燃期的影響及其優選

為了探究異己烷含量對表征燃料滯燃期的影響，并進一步對表征燃料的組分及其比例進行優化，圖6 對比了3 種異己烷表征燃料的滯燃期計算結果。從iso-HS1 到iso-HS3，異己烷含量逐步下降。

圖6 不同異己烷含量表征燃料滯燃期計算結果

如圖6 所示，在NTC 區域，隨異己烷含量的上升，滯燃期隨溫度上升的變化幅度提高。以有效壓力1.0 MPa 條件為例，與NTC 起點的滯燃期相比，iso-HS1、iso-HS2 與iso-HS3 在NTC 終點的滯燃期分別升高了114%、84%及49%，而TRF（可以視為iso-HS 中異己烷含量降為0）對應滯燃期升高了16%，綜合以上結果，異己烷含量與NTC 區間滯燃期的上升幅度呈現近似的線性關系。這表明，在不改變RON 與H/C 的前提下，通過調整異己烷的比例，能夠在NTC 溫度區間基本不變的情況下，有效調節NTC 區域滯燃期的變化幅度。后續需要從反應機理層面進一步解析此現象。

iso-HS2 在peff=1.8、1.4、1.0 MPa 下，NTC 區域的平均偏差分別為33.5%、5.0%、31.1%，相對于iso-HS1，除低壓工況平均偏差增大以外，另外2 個有效壓力下的平均偏差均減小，且最大平均偏差減小；同時iso-HS2 在3 種有效壓力下NTC 區域的偏差標準差分別為8.4%、7.5%、5.7%，均不高于iso-HS1；對最高溫工況，iso-HS2 在3 種有效壓力下的偏差相對iso-HS1 也分別降低至70.8%、54.7%、34.6%。而iso-HS3 在3 種有效壓力下NTC 區域的偏差標準差分別為15.9%、13.7%、8.8%，不能良好表征汽油的滯燃期在NTC 區域變化趨勢。綜上，3 種iso-HS 中，由（摩爾比例）49.63%異己烷、18.30%異辛烷、26.29%正庚烷以及5.78%甲苯組成的iso-HS2 能更準確地表征高活性低辛烷值汽油的滯燃期著火特性。

3 結論

對一種高活性低辛烷值汽油開展了著火滯燃期試驗，并基于零維仿真對比了不同表征燃料對該汽油著火滯燃期的表征效果。結論如下：

1）高活性低辛烷值汽油具有寬的負溫度系數（NTC）溫度區間（710～850 K），且隨有效壓力升高，NTC 區間向高溫移動。

2）相對于PRF 與TRF，含有異己烷的表征燃料呈現更加明顯的NTC 現象，且隨異己烷比例的提高，表征燃料在NTC 區域滯燃期變化幅度近似線性提高。

3）在3 種異己烷表征燃料中，組分（按摩爾分數計）為49.63%異己烷、18.30%異辛烷、26.29%正庚烷以及5.78%甲苯組成的表征燃料能更準確地表征高活性低辛烷值汽油的滯燃期著火特性。