雙燃料低速船機火焰發展和污染物生成機理

葉 映，吳朝暉，劉海峰，董晶瑾，李敬瑞，堯命發

(1. 天津大學 內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300350；2. 上海中船動力研究院有限公司，上海 200131)

低速船用發動機燃用天然氣可降低污染物排放，滿足日益嚴格的排放法規．天然氣的主要成分是甲烷，在已知碳氫燃料中具有最低的碳氫比，研究表明燃用天然氣能有效降低CO2排放，對NOx排放也具有明顯降低作用，同時也能獲得近零的顆粒物(PM)和硫氧化物(SOx)排放．相比于傳統燃用重油的船用柴油機，天然氣發動機具有經濟性好、排放低等優點，逐漸成為未來船舶動力的重要發展方向之一[1]．

大型船用低速機燃用天然氣的主要技術路線是使用柴油引燃的雙燃料方式，依據燃氣噴射方式不同可分為低壓和高壓噴射兩種模式．高壓噴射模式是活塞到上止點附近時，先噴入引燃柴油，然后噴入高壓天然氣，天然氣燃燒過程主要是擴散燃燒．低壓噴射模式是在活塞壓縮行程中，由氣缸兩側噴入天然氣，活塞上行至上止點附近再噴射少量柴油引燃預混氣體，天然氣燃燒過程主要是預混燃燒．與高壓噴射相比，低壓噴射模式燃燒峰值溫度較低且高溫持續期較短[2]，因而NOx排放遠低于國際海事組織規定的Tier Ⅲ法規，并且無需配備復雜的高壓燃氣噴射系統[3]．然而由于預混天然氣燃燒受爆震限制，壓縮比較低，發動機動力性和經濟性較高壓天然氣噴射方式差．此外，甲烷辛烷值高、層流火焰速度低及自燃著火較困難，因而通常采用預燃室系統提高初期火焰的能量以提高點火穩定性，加快燃燒速率[4]．預燃室系統可以在少量的引燃柴油下(通常在燃料總能量中占比小于3%)保證足夠的著火穩定性和初期火焰能量，提高燃燒反應速率．

預燃室式雙燃料發動機的著火燃燒過程非常復雜．首先噴入到預燃室的柴油噴霧率先著火燃燒，進而引燃預燃室內的預混氣體，產生火焰射流噴入到主燃燒室，引燃火焰射流區域的預混合氣形成穩定的火焰，隨后火焰向外傳播．整個燃燒過程的火焰特征發生多次變化，燃燒機制也存在明顯差異．對引燃著火燃燒過程機理的理解是優化燃燒系統和燃燒策略的重要前提和基礎．

近些年，國內外針對預燃室射流火焰產生和引燃機制開展了一定研究．Biswas等[5]基于帶預燃室的定容燃燒彈開展光學測試，提出了預燃室出口火焰在不同湍流強度尺度和化學反應尺度條件下存在兩種射流引燃機制．Allison等[6]則基于光學測試和直接數值模擬研究了預燃室在不同邊界條件下產生的射流長度和存在時間，并通過對同一時刻OH*和CH*基團的分布，提出了射流火焰的結構模型．Xu等[7]基于一臺快速壓縮機開展了預燃室射流火焰的光學測試和模擬工作，并嘗試用湍流脈動系數、湍流火焰速度和達姆科勒數(Da)去構建表征射流火焰發展形態的多維模型，并在此基礎上做了一系列參數化研究．

然而在以上研究中，預燃室內的點火方式均是采用電極或激光點火，其著火及燃燒過程的模型相對柴油引燃的預燃室不同．此外，在燃燒模擬裝置上開展研究，熱力學邊界條件和流動狀態與實際發動機工作過程存在差異．因此，通過可靠的數值模擬方法，在實際發動機模型上開展針對柴油引燃的預燃室發動機的著火燃燒歷程研究，是認識和理解此類發動機燃燒機理的重要方法．

因此，筆者以某預燃室式大型低速船用柴油-天然氣雙燃料發動機為對象，構建了三維計算流體動力學(CFD)模型，采用數值模擬方法研究了預燃室與主燃燒室內的著火和火焰發展歷程，基于燃燒過程中化學反應分布和放熱率區間的變化，分析了著火燃燒機制．此外還探討了雙燃料發動機兩種主要的有害排放物的生成和遷移過程．該研究對深入理解低壓噴射雙燃料發動機的著火燃燒機制和污染物生成機理具有一定理論意義，對發動機燃燒控制策略優化有一定指導價值．

1 數值模型和研究方法

基于仿真CFD平臺CONVERGE建立了某二沖程預燃室式低速船用發動機的三維仿真模型，并基于MATLAB耦合Cantera的后處理程序，探究射流火焰在預燃室和主燃燒室中火焰發展歷程、引燃混合氣機制以及污染物生成機理．

1.1 CFD迭代算法和可靠性分析

CFD程序是通過質量、動量和能量守恒控制方程耦合附加方程來描述湍流運動和無源標量以及各組分的輸運過程，通過迭代算法求解每個變量．在CONVERGE 2.3程序中可以將計算域離散成若干網格，在各個網格內同步求解若干相關或者獨立的控制方程，進而計算流動過程中的壓力梯度、溫度場變化和組分輸運瞬態情況．

通過迭代法求解方程組的數值解，在CONVERGE中需要提供一個收斂判據．求解器通過反復迭代一個數值解直到其迭代誤差在指定的收斂性判據內．計算工作中各參數的收斂判據如表1所示．

表1 各參數收斂判據 Tab.1 Convergence criterion of parameters in this work

采用這樣的數值方法和迭代求解收斂性判據是參考了國內外采用同一CFD平臺研究預燃室火焰射流相關工作[8-9]，這些研究工作針對預燃室通孔(主燃燒室和預燃室的連接通道孔，簡稱“通孔”)出口火焰質量、能量組分等參數的迭代求解處理方法和參數設置可滿足可靠性的要求．

1.2 三維仿真模型構建

構建的低速二沖程預燃室式船用發動機CFD模型如圖1所示，發動機基本參數和運行參數如表2所示，選擇工況為遠洋船機主推進發動機常用的75%負荷工況點，在當前最為嚴格的Tier Ⅲ排放法規下的權重為50%，該工況下宏觀當量比約為0.38，平均指示壓力(IMEP)約為1.73MPa．CFD模型耦合的子模型如表3所示．以燃燒上止點為0°,CA，計算區間為排氣門開啟時刻－250°,CA ATDC 到下次排氣門開啟時刻110°,CA ATDC的整個循環．缸內初始組分設置為理論完全燃燒后的均質廢氣，由掃氣過程控制缸內廢氣和新鮮充量分布．

表2 發動機基本參數和模擬計算條件 Tab.2 Engine specifications and simulation conditions

表3 計算子模型 Tab.3 Computational sub-models

圖1 二沖程雙燃料發動機CFD模型 Fig.1 CFD model of the 2-stroke dual fuel engine

用正庚烷代替柴油、甲烷代替天然氣，基于CHEMKIN程序構建了79組分、262步基元反應的 雙燃料簡化動力學機理[10-11]來模擬缸內的著火及燃燒反應過程．此外，燃氣噴射的模擬處理方式為將通過燃氣準入閥有效截面的甲烷氣體設定為固定流量，保證燃氣噴射持續期和總質量與試驗數據一致．由于大型低速船機試驗數據匱乏，因而大量研究都采 用一維模擬和三維模擬相互驗證以確保模型的可靠性[12-13]，筆者也采用該方法．另外，網格敏感性分析參見文獻[11]．此三維模型計算得到的缸內壓力放熱率結果與試驗和一維計算結果[14]的對比如圖2和表4所示．結果表明模型具備可靠精度，可用來開展研究．

圖2 計算模型缸內壓力和放熱率驗證結果 Fig.2 Computational model calibration results of incylinder pressure and heat release ratio

表4 計算結果驗證 Tab.4 Computational model calibration results

1.3 燃燒過程分析方法

圖3a為-8.2°,CA ATDC時刻1800K等值面，以此表征火焰面位置，此時處于預燃室內著火初期．表明火焰發展方向受預燃室壁面結構影響，在火焰下游出現了明顯改變，為了保證捕捉到足夠有效信息，對預燃室內的網格進行了如圖3a所示的兩次切片．圖3b切片位置選取是考慮能同時捕捉預燃室、主燃燒室以及通孔內完整的火焰信息，沿射流火焰發展軸線方向豎直切下．基于上述3個切片，選擇若干關鍵時 刻的三維計算輸出結果，運用Liu等[15]提出的后處理方法，將計算結果中的溫度、壓力、質量、體積以及各計算網格的所有物種濃度導出到MATLAB中進行矩陣化處理．隨后用MATLAB程序調用CHEMKIN代碼讀取化學反應機理文件，最后將化學反應機理文件與Cantera代碼相結合，處理切片區域各網格內瞬時燃燒信息．通過統計分析對總放熱貢獻最大的反應，確定每個網格中具有代表性的放熱反應(RXR)，該反應對闡明火焰結構具有重要意義．表5匯總了涉及的RXR和其他基元反應所對應的編號．

圖3 燃燒分析切片示意 Fig.3 Clip plane for combustion character analysis

表5 基元反應和對應編號 Tab.5 Elementary reactions and the corresponding IDs

2 結果與討論

2.1 預燃室內著火燃燒過程分析

傳統柴油機噴霧燃燒中流動和混合過程主導柴油著火燃燒過程，預燃室內的燃燒是以柴油噴霧燃燒開始，其燃燒過程與流動密切相關．圖4為噴油始點前0.1°,CA時預燃室內流場分布．圖5是預燃室內噴油器位置及3個噴孔噴油方向示意，設置依據原機試驗數據，為了便于描述，將其產生的油束分別命名為A、B和C束噴油．圖4表明，新鮮充量受掃氣作用從通孔內被擠入預燃室且沿一側壁面自下而上流動，擠壓到噴油器附近后沿著另一側壁面向下流動，進而形成以大尺度漩渦為主的流場特征．此外，進氣在通孔內受擠壓加速，沿壁面上行的流速稍大，可達到20m/s；預燃室內其他區域的流動較弱，流速低于主燃室內氣體流速(約10m/s)．

圖4 -8.6°,CA ATDC時刻預燃室內流場 Fig.4 Flow field inside the pre-chamber at -8.6°,CA ATDC

圖5 預燃室內噴油方向示意 Fig.5 Injection directions inside the pre-chamber

圖6為-8.2°,CA ATDC至-7.8°,CA ATDC時1800K等值面位置變化，A束噴油率先著火，B束和C束噴油著火相對滯后．圖5顯示A束噴油是逆氣體流動方向噴射，且噴射方向最接近預燃室通孔進氣位置．說明A束噴油受預燃室進氣的影響，能夠更好與空氣混合，率先著火燃燒，火焰形態與傳統柴油機的擴散燃燒火焰具有相似性．隨后，B束和C束噴油末端混合氣自燃，并向其他未燃區域發展；射流火焰在-8.0°,CA ATDC時刻已經出現在預燃室通孔內，此時預燃室內的燃燒還在進行．基于上述分析，可以認 為-8.0°,CA ATDC時刻是第一階段燃燒即預燃室內自著火控制的火焰發展過程和第二階段燃燒即主燃燒室內產生射流火焰的分界點．

圖6 預燃室內在不同時刻1800K等值面位置 Fig.6 Contour surface where temperature is 1800K inside the pre-chamber at different time

圖7為-8.2°CA ATDC時刻切片1和2內的放熱率分布，在火焰發展的上游放熱率要明顯大于碰壁轉向后的火焰下游．圖8為同一時刻切片1和2內的RXR分布，火焰上游是以正庚烷的低溫加氧反應(R30，R37)為主導，而火焰中下游出現了甲基氧化反應．圖9是針對這一時刻甲基產率(ROP)分析，在切片1范圍內甲基產生以大分子組分的碳碳鍵斷裂為主，甲烷脫氫生成的甲基產率只有17.9%，表明此刻在火焰上游區域只有較少的預混甲烷參與反應；而切片2范圍內甲烷脫氫產生的甲基產率達到了60%以上，表明在火焰下游區域預混甲烷參與反應的比例提高．由圖7可知，火焰下游的總體放熱遠低于上游放熱，表明預燃室內噴霧燃燒火焰發展仍以柴油擴散燃燒主導，同時只是在火焰碰壁后變向的局部區域，受活性基遷移和高溫氣體流動作用，部分預混的甲烷開始參與反應．隨后火焰向未燃區發展，同時經通孔產 生射流火焰進入主燃燒室．

圖7 -8.2°CA ATDC時刻切片1和2內的放熱率分布 Fig.7 Heat release ratio distribution in clip planes1 and 2 at -8.2°CA ATDC

圖8 -8.2°CA ATDC時刻切片1和2內的RXR分布 Fig.8 RXR distribution in clip planes 1 and 2 at -8.2°CA ATDC

圖9 -8.2°,CA ATDC時刻在切片1和切片2的甲基生成主要反應和對應產率統計范圍 Fig.9 Reactions and corresponding ROP of methyl at -8.2°,CA ATDC in clip 1 and clip 2

2.2 主燃燒室內射流火焰引燃過程分析

圖10為俯視角下-6°,CA ATDC和0°,CA ATDC時刻1800 K等值面分布，該視角下缸內因掃氣產生的大尺度渦流以逆時針方向流動(以黑色箭頭標注)．在-6°CA ATDC之前，射流火焰發展方向與通孔軸線方向具有高度一致性，說明射流發展初期的方向是由通孔方向主導，缸內渦流對其影響較?。畯?°,CA ATDC的火焰發展區域看，隨射流進一步發展，大尺度渦流作用開始顯現，兩束射流火焰發展因為流動的作用開始呈現螺旋式發展．由于預燃室通孔的方向設計為斜向下，在一個水平面內的切片無法捕捉到完整的火焰有效信息，因而選擇圖3b的切片3位置來針對射流火焰發展過程展開分析．

圖10 1800K等值面分布 Fig.10 Contour surface where temperature is 1800K

圖11為預燃室火焰射流發展過程中在切片3范圍內若干時刻的放熱率(HRR)分布．由-7.8°,CA ATDC和-7.6°,CA ATDC時刻可以看出，近預燃室通孔出口處的射流是劇烈放熱區，表明火焰內部發生劇烈放熱反應．隨著射流火焰發展后到-2.0°,CA ATDC和0°,CA ATDC時，射流內部放熱已經停止，反應區 較薄且出現在射流表面，沿徑向向四周擴散，與文獻[16—18]中對火焰傳播現象描述的對比，可認為這一時期的燃燒火焰特征是預混氣體燃燒的火焰傳播過程．在0°,CA ATDC時，該模型中另一個預燃室(未在切片3中體現)產生的射流火焰受缸內渦流作用以垂直紙面方向進入切片區域，因而在右下角出現一個環形放熱區，這與前文所述在射流充分發展以后引燃火焰會受渦流作用具有一致性．在射流從預燃室通孔進入主燃燒室初期，火焰內部存在大量放熱，對這一時刻的火焰結構的理解是揭示整個射流火焰發展機制的關鍵．

圖11 不同時刻射流火焰放熱率分布 Fig.11 HRR distribution of jet flame at different time

圖12為-7.6°CA ATDC時刻在切片3內的RXR分布．正庚烷的加氧反應主要存在預燃室內，表明此刻預燃室內仍然有大量正庚烷剛剛開始參與燃燒，而在出口處的火焰從內到外有3層明顯的不同反應區．內部核心區主要是羥基和氫的高溫反應(R425)，外圍發生的是甲基的氧化反應(R348)，而在中間層發生的主要是甲烷的脫氫反應(R328)，這表明火焰內部存在甲烷燃燒反應．圖13a為-7.6°CA ATDC時刻切片3內正庚烷質量分數分布，可以看到少量正庚烷出現在主燃燒室內，由于缸內正庚烷的唯一來源是預燃室內的柴油噴霧，因而表明預燃室內有部分未燃混合氣及大量中間產物隨射流運動進入主燃燒室內，并且與射流火焰覆蓋范圍一致．此外，圖13b是同一時刻下切片3內氧氣質量分數分布，在射流火焰區域氧氣被大量消耗，且剩余氧氣量從火焰內部向外遞增，在射流火焰核心區氧氣幾乎被完全消耗．因為該工況下是宏觀燃空當量比為0.38的稀薄燃燒，基本不存在局部氧氣完全消耗卻還有富余甲烷的情況，因而結合圖13b的結果，在圖12中的射流反應區內貧氧卻有甲烷參與燃燒反應，表明有大量甲烷從預燃室 內遷移至反應區．

圖12 －7.6°CA ATDC時刻在切片3內的RXR分布 Fig.12 RXR distribution of jet flame in clip plane 3 at-7.6°CA ATDC

圖13 -7.6°CA ATDC時刻切片3內關鍵組分分布 Fig.13 Mass fraction of key species in clip plane 3 at-7.6°CA ATDC

表6為-7.8°CA ATDC和-7.6°CA ATDC時刻預燃室內部各組分質量變化統計．其中總質量減少量是從預燃室內進入主燃燒室內的氣體總質量，約為0.259g．由于此刻燃燒剛開始，忽略這個階段氮氣因反應減少的質量，則減少的0.259g總質量的氣體中有約0.195g是氮氣．此外，甲烷和氧氣減少質量分別為0.072g和0.09g，減少的氧氣與甲烷的質量比約為0.8∶1，已知氧氣與甲烷當量完全燃燒質量比約為 4∶1，即使所有的氧氣減少都是與甲烷反應所消耗，預燃室內甲烷的減少量都明顯偏大，并且必然存在部分氧氣是由于與正庚烷反應中被消耗以及隨著射流進入主燃燒室所減少，因而可以推斷出在射流火焰產生的過程中有部分甲烷隨射流進入主燃燒室．

表6 預燃室內各組分質量變化 Tab.6 Mass variation of key species inside pre-chamber

基于上述分析，可以認為在-7.6°,CA ATDC時刻預燃室出口處的射流火焰中除了預燃室燃燒的中間產物的后續反應以外，還存在部分預燃室內部隨射流遷移出的甲烷發生的預混燃燒．

由圖11和圖12可知，從射流火焰初期的內部預混燃燒到出現火焰面外圍的火焰傳播，整個燃燒過程存在明顯的兩種火焰結構特征．因而兩種火焰結構轉變歷程的認知是理解射流火焰發展及引燃機制的關鍵．圖14展示了引燃油噴射時刻(-8.5°,CA ATDC)和-6°,CA ATDC切片3范圍內的甲烷質量分數分布．隨射流發展，在圖14a中的甲烷高濃區A受射流擠壓作用向預燃室遠端移動，在圖14b中移動到了甲烷高濃區B的位置；受兩股射流和活塞運動的協同影響，在圖14b中的紅色圓圈標注區域出現了新的高濃度區．除此以外其他區域的甲烷質量分數變化很小且梯度幾乎保持不變，這表明沒有甲烷組分受射流擠壓作用從射流內部遷移輸運到其他區域．此外，在射流表面較薄的區域內，甲烷質量分數還略微降低，表明此時射流火焰表面已經有預混甲烷發生了反應被消耗掉，進一步說明預混甲烷開始被引燃．

圖14 切片3內甲烷質量分數分布 Fig.14 Methane distribution in clip 3

圖15為-6°,CA ATDC時刻切片3內的RXR分布．在預燃室出口處，射流內部以羥基雙氧水等組分發生反應為主，這些反應與預燃室內部的放熱反應類似．而在射流中下游只有外圍有放熱反應，以甲基氧化反應為主．圖16展示了這一時刻切片3范圍內的甲基產率，甲基生成95%以上都來自甲烷脫氫反應，表明外圍的甲基反應區同時也是預混甲烷開始參與反應的區域．此外，甲基的反應區內表面輪廓線與圖17所示的切片內900K溫度等值線具有較高一致性，說明這一時刻隨著射流發展，火焰外圍溫度升高導致了預混甲烷開始脫氫產生甲基，甲基進一步氧化 放熱，開始燃燒反應．

圖15 -6°,CA ATDC 時刻切片3內的RXR分布 Fig.15 RXR distribution in clip 3 at -6°,CA ATDC

圖16 -6°,CA ATDC時刻切片3內的甲基產率統計 Fig.16 ROP of methyl in clip 3 at -6°,CA ATDC

圖17 -6°,CA ATDC時刻900K溫度等值錢 Fig.17 Isoline where temperature is 900K at -6°,CA ATDC

綜上所述，在射流發展過程中，預燃室出口處仍存在從預燃室內部射出的未燃氣體和中間組分，并在輸運過程中發生放熱反應．而在射流火焰的外圍，預混甲烷開始燃燒，隨后的缸內燃燒就被甲烷著火形成的火焰面劃分出明顯的未燃區和已燃區，并且火焰面向未燃區移動，呈現出火焰傳播的特征．因而出現預混的甲烷反應層包裹在射流火焰外圍，且火焰內部無明顯放熱反應的時刻(約-6°,CA ATDC)是第二階段燃燒即射流火焰發展和第三階段燃燒，也即主燃燒室內預混湍流火焰傳播過程的分界．

2.3 污染物生成機理

圖18為雙燃料發動機兩種主要有害排放物NOx和HC分別在預燃室和主燃燒室內的質量隨曲軸轉角的變化．NOx在5°,CA ATDC到15°,CA ATDC內大量生成，隨后保持在一個穩定水平不再變化直到排氣門開啟．在15°,CA ATDC時預燃室內的NOx質量高達主燃燒室內的一半，此外，15°,CA ATDC以后預燃室內的NOx減少，主燃燒室內NOx增加且總體NOx質量幾乎不變，可以推斷出在射流發展過程中，預燃室內有部分生成的NOx隨射流轉移到了主燃燒室內．圖19展示NOx質量分數和當量比兩個參數不同數值等值面的包裹區域，表明了10°,CA ATDC時缸內NOx質量分數及當量比分布．從圖19b中可以看出，當量比在0.8以上區域只存在預燃室內部，并且預燃室內部局部當量比高于1.1，在內燃機燃燒過程中當量比為1.1的區域最有利于NOx生成．圖19a的瞬時NOx分布也直接表明預燃室內有大量NOx生成，此外，主燃燒室內的NOx出現區域為近預燃室出口處．結合圖18的分析，可以認為預燃室內部是NOx生成的最主要區域．圖20為10°CA ATDC時缸內2100、1800和1200K等值面分布，表征高溫區、中等溫度火焰位置和局部低溫區．2100K以上的高溫區被認為是NOx生成的主要區域，高溫區主要存在預燃室內部．因此，在預燃室內由于柴油擴散燃燒主導且燃空當量比相對主燃燒室內較大，燃燒溫度高以及燃燒持續期長，是NOx主要的生成區域．

圖18 NOx和HC分別在預燃室和主燃燒室內的質量隨曲軸轉角的變化 Fig.18 Mass of NOx and HC in main- and pre-chamber at different crank angle

圖19 10°,CA ATDC 時刻缸內NOx質量分數以及當量比等值面分布 Fig.19 Contour surface where the mass fraction of NOxis 0.05% and 0.025% and where equivalence ratio φ＝0.5，0.8，1.1 at 10°,CA ATDC

圖18也表明預燃室內的HC質量在10°CA ATDC之后就達到近零水平，一直維持到排氣門開啟；而主燃燒室內的殘余HC則在10°CA ATDC以后保持在一定水平不再降低，這部分HC最終形成HC排放．圖21為10°CA ATDC時缸內HC質量分數為0.1%的等值面區域．缸內殘余HC主要集中在活塞與缸套之間的區域及射流火焰碰壁的位置，這些位置與圖20中的藍色低溫區具有很好一致性，說明HC出現的區域出現了局部失火．一般認為活塞近壁面處空間狹小，不利于混合和燃燒，容易產生HC，射流火焰碰壁后在近壁面處受到壁面的冷卻作用，會導致小范圍的淬熄、局部產生HC[19]．此外有研究[20]表明，在實際發動機中壁面與對活性基的吸附作用也是導致火焰在近壁面出現局部淬熄的重要因素．

圖20 10°,CA ATDC 時刻缸內不同溫度等值面分布 Fig.20 Contour surface where temperature is 2100，1800 and 1200 K at 10°,CA ATDC

圖21 10°,CA ATDC 時刻缸內HC質量分數為0.1%等值面分布 Fig.21 Contour surface where the mass fraction of HC is 0.1% at 10°,CA ATDC

3 結論

(1) 預燃室內以柴油噴霧燃燒為主導，受通孔進氣和流動的影響，近通孔區域的噴孔油束率先著火，形成擴散燃燒火焰；并在火焰碰壁后形成多個自燃點，隨后火焰向預燃室內未燃區域發展，同時經過通孔形成射流火焰進入主燃燒室．

(2) 射流產生并進入主燃燒室的初期，射流內部存在大量從預燃室內輸運出的甲烷混合氣及其他中間產物的預混燃燒；隨著射流發展，射流內部核心區域在較長持續期內都有羥基、氫等組分參與放熱反應，而在射流外部則以預混甲烷及其脫氫產物甲基的反應為主，表明在外圍出現了預混火焰傳播的燃燒特征；在射流內部的反應完全結束以后，放熱反應只繼續存在于射流火焰表面，此后缸內呈現由火焰傳播控制的燃燒特征．

(3) 缸內NOx生成主要在預燃室內，由于預燃室內當量比較高且以柴油擴散燃燒為主導，燃燒溫度高且燃燒持續期長，給NOx生成創造了條件；未燃的HC主要在主燃燒室內生成，而預燃室內HC的排放接近為零；HC主要出現在活塞與壁面之間及射流火焰碰壁區域，這些區域在燃燒過程中都出現局部低溫，表明在這些區域內發生不同程度的淬熄導致HC大量生成．