丁樂(lè)康， 劉永峰*， 姚圣卓， 劉海峰， 宋金甌

(1.北京建筑大學(xué)機(jī)電與車(chē)輛工程學(xué)院， 北京 102616； 2.天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)試驗(yàn)室， 天津 300072)

柴油機(jī)被廣泛應(yīng)用于工程領(lǐng)域，但在坑道等封閉的工作環(huán)境中，其排出的CO2將危害工作人員的生命安全。近年來(lái)，一種液氧固碳閉式循環(huán)柴油機(jī)[1]因較好地解決了這一問(wèn)題而受到了廣泛關(guān)注。著火延遲是影響柴油機(jī)燃燒特性的重要參數(shù)[2]，但由于特殊的燃燒環(huán)境，液氧固碳閉式循環(huán)柴油機(jī)著火延遲變得難以預(yù)測(cè)。目前，已有針對(duì)CO2對(duì)燃料燃燒特性的影響研究[3-4]，但對(duì)柴油在O2/CO2環(huán)境中的著火特性的研究較少。Qian等[5]認(rèn)為柴油的化學(xué)特性直接影響柴油機(jī)的著火過(guò)程，需要通過(guò)化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理來(lái)研究其著火特性。由于柴油是一種復(fù)雜的混合物燃料,難以直接構(gòu)建化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理。由于正庚烷(n-C7H16)的十六烷值為56，與柴油的十六烷值40～56相似，且具有與柴油相似的碳?xì)浔?0.44，柴油的碳?xì)浔葹?.45～0.48)，被廣泛用作柴油的表征燃料研究柴油的著火過(guò)程。研究正庚烷在O2/CO2環(huán)境中的著火特性，對(duì)預(yù)測(cè)液氧固碳閉式循環(huán)柴油機(jī)的著火延遲具有重要意義。

基于此，對(duì)正庚烷在O2/CO2環(huán)境中的著火特性進(jìn)行研究。首先，基于DRGEP法與全組分靈敏性分析法，在考慮CO2對(duì)著火延遲影響的條件下提出了C1(Chalmers 1)機(jī)理。其次，將C1機(jī)理與物理模型進(jìn)行耦合計(jì)算，預(yù)測(cè)著火延遲時(shí)間。采用定容燃燒彈可視化試驗(yàn)平臺(tái)在5個(gè)工況下進(jìn)行噴霧燃燒試驗(yàn)，以驗(yàn)證C1機(jī)理的預(yù)測(cè)結(jié)果并分析了誤差。最后，對(duì)不同工況下CO2的熱效應(yīng)和第三體效應(yīng)對(duì)正庚烷著火延遲影響進(jìn)行了解耦，對(duì)比分析了在O2/CO2環(huán)境中影響正庚烷著火的關(guān)鍵反應(yīng)，并量化了CO2對(duì)這些反應(yīng)的影響。

1 計(jì)算

1.1 C1機(jī)理

采用溫升400 K著火判據(jù)[13]，將著火時(shí)刻定義為溫度高于初始溫度400 K的時(shí)刻。以Chalmers機(jī)理[14]作為原始機(jī)理，該機(jī)理具有適中的規(guī)模和較高的精度[15]。首先通過(guò)DRGEP法刪除不必要的物質(zhì)與反應(yīng)，再通過(guò)全組分靈敏性分析法(full species sensitivity analysis，F(xiàn)SSA)刪除對(duì)著火延遲靈敏性較低的反應(yīng)。

DRGEP法是在DRG法的基礎(chǔ)上發(fā)展而來(lái)的方法，由于DRGEP法量化了路徑長(zhǎng)短帶來(lái)的影響，從而避免了DRG法中僅考慮組分之間相關(guān)性的缺點(diǎn)。計(jì)算方法為

(1)

式(1)中：

(2)

(3)

(4)

在FSSA法中，基元反應(yīng)i對(duì)著火延遲的敏感性計(jì)算公式為[16]

(5)

式(5)中：τi為將反應(yīng)i的化學(xué)反應(yīng)速率放大兩倍所求得的著火延遲時(shí)間；τ0為所有反應(yīng)速率不變條件下的著火延遲時(shí)間；若Si為正值則表示反應(yīng)i對(duì)著火起阻滯作用，Si為正負(fù)值則表示反應(yīng)i對(duì)著火起促進(jìn)作用。

與DRGEP法相似，同樣設(shè)定一初始閾值，通過(guò)比較Si的絕對(duì)值與閾值的大小關(guān)系選擇需要?jiǎng)h除的反應(yīng)及其相關(guān)組分。通過(guò)DRGEP法與靈敏性分析法結(jié)合，得到正庚烷在O2/CO2環(huán)境中的反應(yīng)機(jī)理。整體流程如圖1所示，過(guò)程中設(shè)定的最大誤差為10%,得到如附表所示的包含32組分和96基元反應(yīng)的機(jī)理，將這一機(jī)理命名為C1機(jī)理。

圖1 機(jī)理構(gòu)建流程Fig.1 Process of mechanism development

1.2 物理模型

如圖2所示，根據(jù)燃燒室的相關(guān)尺寸，在計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics, CFD)軟件中構(gòu)建了高560 mm，底面直徑300 mm的定容燃燒彈模型，在計(jì)算過(guò)程中對(duì)物理模型進(jìn)行自適應(yīng)網(wǎng)格劃分，基本網(wǎng)格尺寸為4 mm。將C1機(jī)理與RNG(renormalization group)k-ε湍流模型(k為湍流動(dòng)能，ε為湍流動(dòng)能耗散率)、O’Rourke and Amsden傳熱模型、O’Rourke噴霧模型和KH-RT霧化模型結(jié)合，對(duì)不同體積分?jǐn)?shù)的O2/CO2環(huán)境中著火延遲進(jìn)行預(yù)測(cè)，并比較預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果。

圖2 計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Computational grid

2 試驗(yàn)

為驗(yàn)證所得C1機(jī)理的準(zhǔn)確性，采用了如圖3所示的定容燃燒彈可視化試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行了正庚烷的噴霧燃燒試驗(yàn)。

圖3 定容燃燒彈可視化試驗(yàn)平臺(tái)示意圖Fig.3 Schematic diagram of experimental platform of constant volume combustion chamber

在該試驗(yàn)系統(tǒng)中，定容燃燒彈內(nèi)部燃燒室高度為560 mm，底面直徑為300 mm，預(yù)熱可達(dá)到的最高溫度為900 K，最大承受壓力6 MPa。定容燃燒彈彈體四周裝有4個(gè)石英視窗以觀察著火現(xiàn)象。燃料噴射脈寬設(shè)定為2 ms，單次燃料噴射質(zhì)量為18.4 mg，噴嘴直徑為0.12 mm，噴射壓力120 MPa。高速攝影機(jī)型號(hào)為Photron FASTCAM SA5 CMOS,幀數(shù)為10 000 幀/s，噴油系統(tǒng)為BOSTH高壓共軌系統(tǒng)，該系統(tǒng)可使噴油壓力在60～160 Mpa的范圍內(nèi)調(diào)節(jié)。

根據(jù)液氧固碳閉式循環(huán)柴油機(jī)的實(shí)際工況，選取試驗(yàn)工況中的O2與CO2的體積分?jǐn)?shù)比分別為工況1(65%O2/35%CO2)、工況2(57%O2/43%CO2)、工況3(50%O2/50%CO2)、工況4(40%O2/60%CO2)以及工況5(30%O2/70%CO2)。所有的工況下的背景氣體均已按照以上比例配比，并完全混合至均勻的氣體。通過(guò)梯度進(jìn)氣與加熱的方法，使彈體內(nèi)的氣體達(dá)到試驗(yàn)所要求的工況。冷卻水系統(tǒng)全程參與工作，根據(jù)目標(biāo)溫度與實(shí)際溫度的差值控制冷卻水流量大小，直至彈體內(nèi)的溫度與壓力達(dá)到目標(biāo)值。每組工況試驗(yàn)次數(shù)為10次，以避免少量試驗(yàn)導(dǎo)致的偶然性，以開(kāi)始發(fā)光時(shí)刻作為著火時(shí)刻。

3 結(jié)果與討論

3.1 C1機(jī)理對(duì)著火延遲時(shí)間的預(yù)測(cè)

基于Chalmers機(jī)理，構(gòu)建了包含32組分和96個(gè)基元反應(yīng)的正庚烷在O2/CO2環(huán)境中燃燒的C1機(jī)理。通過(guò)建立相同尺寸的定容燃燒彈燃燒室網(wǎng)格，對(duì)上述試驗(yàn)的5個(gè)工況條件下進(jìn)行模擬仿真，比較預(yù)測(cè)的著火延遲與試驗(yàn)結(jié)果。

圖4為C1機(jī)理在5個(gè)工況下對(duì)著火延遲的預(yù)測(cè)結(jié)果，以及試驗(yàn)所得的著火延遲時(shí)間對(duì)比。可以看出，隨著CO2體積分?jǐn)?shù)的升高，著火延遲逐漸延長(zhǎng)。最大誤差為6.5%，最小誤差僅為1.4%。C1機(jī)理在工況1、工況2和工況3中的誤差較小，但在工況4和工況5中誤差較大。

圖4 各工況預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.4 Comparison of predicted values and experimental values of each working condition

C1機(jī)理在工況4、工況5中的預(yù)測(cè)結(jié)果出現(xiàn)較大誤差的主要原因是在仿真的過(guò)程中，采用溫升400 K作為著火判據(jù)，即將溫度達(dá)到1 250 K視為著火，而試驗(yàn)值則是根據(jù)發(fā)光現(xiàn)象來(lái)判定著火，二者存在一定差距。在前3個(gè)工況中，O2體積分?jǐn)?shù)均大于或等于CO2的體積分?jǐn)?shù)，整體反應(yīng)速率較快，發(fā)光時(shí)刻與溫升400 K時(shí)刻相差不大，而在工況4、工況5中，氧氣體積分?jǐn)?shù)降低，整體反應(yīng)減慢，導(dǎo)致兩者差距增大。

OH*是導(dǎo)致發(fā)光的關(guān)鍵物質(zhì)[17]，為進(jìn)一步分析誤差，對(duì)各工況下的著火過(guò)程進(jìn)行了分析，結(jié)果如圖5所示。將模擬結(jié)果中OH*大量生成的時(shí)刻定義為模擬發(fā)光時(shí)刻，該時(shí)刻O(píng)H*的生成率達(dá)到最大。模擬發(fā)光時(shí)刻相較于試驗(yàn)著火時(shí)刻最大誤差為3.4%，最小誤差1.4%。OH*大量生成時(shí)刻相較于試驗(yàn)著火時(shí)刻的提前與滯后，是導(dǎo)致誤差的主要原因。

圖5 各工況預(yù)測(cè)發(fā)光時(shí)刻與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.5 Comparison ofthe predicted luminous moments of each working condition and the experimental value

3.2 CO2體積分?jǐn)?shù)對(duì)著火延遲的影響

3.2.1 CO2的第三體效應(yīng)對(duì)著火延遲的影響

根據(jù)Li等[18]和Xia等[19]的研究，在同一工況條件下，CO2對(duì)著火延遲的影響可分為物理效應(yīng)和化學(xué)效應(yīng)。為了分離并量化兩種效應(yīng)對(duì)著火延遲的影響，針對(duì)C1機(jī)理中所有受CO2第三體效應(yīng)影響的反應(yīng)，將反應(yīng)中的CO2第三體碰撞系數(shù)均設(shè)定為1。在同一工況條件下，修改后的C1機(jī)理中的CO2僅通過(guò)熱效應(yīng)影響著火延遲，并在與C1機(jī)理相同的計(jì)算條件下進(jìn)行著火延遲的預(yù)測(cè)，比較修改前后的C1機(jī)理的預(yù)測(cè)結(jié)果以及試驗(yàn)結(jié)果。結(jié)果如圖6所示。

圖6 修改前后的C1機(jī)理與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.6 Comparison of C1 mechanism and experimental values before and after modification

在僅考慮熱效應(yīng)的條件下，著火延遲時(shí)間隨著CO2體積分?jǐn)?shù)的增大仍然呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，但修改后的C1機(jī)理所預(yù)測(cè)的著火時(shí)刻均滯后于C1機(jī)理預(yù)測(cè)結(jié)果和試驗(yàn)值，且誤差逐漸增大。在所研究的5個(gè)工況中，修改后的C1機(jī)理的預(yù)測(cè)結(jié)果相比于試驗(yàn)值，最小誤差為6%，最大誤差達(dá)到27.3%。原因在于隨著CO2的體積分?jǐn)?shù)逐漸增大，其第三體效應(yīng)逐漸增強(qiáng)，部分受第三體效應(yīng)影響反應(yīng)速率逐漸升高，第三體效應(yīng)對(duì)著火的促進(jìn)作用隨之增大。當(dāng)CO2的第三體效應(yīng)系數(shù)減小后，其第三體效應(yīng)對(duì)著火的促進(jìn)作用減弱，導(dǎo)致著火延遲增長(zhǎng)。

3.2.2 敏感性分析

在本研究中以溫升400 K作為著火判據(jù)，因此溫度的升高是導(dǎo)致著火的關(guān)鍵因素。通過(guò)對(duì)C1機(jī)理中的反應(yīng)進(jìn)行溫度敏感性分析，以研究不同工況下影響著火延遲時(shí)間的關(guān)鍵反應(yīng)。表1為對(duì)溫度影響最大的9個(gè)反應(yīng)，這些反應(yīng)在各工況下的敏感性如圖7所示。

表1 影響溫度的關(guān)鍵反應(yīng)Table 1 Key reactions affecting temperature

圖7 各工況關(guān)鍵反應(yīng)敏感性分析結(jié)果Fig.7 Sensitivity analysis results of key reactions under various working conditions

R6是促燃作用最大的反應(yīng)，這與Liu等[20]的研究結(jié)果相同，盛瑜琪等[21]的研究也證實(shí)了這一結(jié)果。在本研究中，隨著工況中CO2體積分?jǐn)?shù)的增加，R6對(duì)溫度的促進(jìn)作用呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，在不考慮熱效應(yīng)和O2體積分?jǐn)?shù)的條件下，R6將促進(jìn)著火延遲時(shí)間的縮短。

對(duì)各工況下R6的產(chǎn)率分析如圖8(a)所示，相比工況1，工況5中R6的產(chǎn)率峰值的絕對(duì)值降低了70.1%，且整體環(huán)境的比熱容升高了52.3%，而R6對(duì)升溫的促進(jìn)作用僅提高了22.7%，導(dǎo)致著火延遲增長(zhǎng)。另外，O2體積分?jǐn)?shù)的降低導(dǎo)致R6的放熱速率降低，也是導(dǎo)致著火延遲時(shí)間增長(zhǎng)的重要原因。雖然隨著CO2體積分?jǐn)?shù)的增加，R6的第三體效應(yīng)逐漸增強(qiáng)，但由于O2體積分?jǐn)?shù)的下降，H2O2的產(chǎn)生速率降低，R6中H2O2的分解逐漸減弱。對(duì)于R6，CO2稀釋效應(yīng)和熱效應(yīng)對(duì)反應(yīng)的阻礙作用強(qiáng)于其第三體效應(yīng)的促進(jìn)作用。

R3是導(dǎo)致降溫的反應(yīng)中受CO2變化影響最大的反應(yīng)，該反應(yīng)的敏感性系數(shù)隨著CO2體積分?jǐn)?shù)的升高而降低，R3在工況5中對(duì)升溫的阻礙作用相比工況1提高了1.01倍。R3的反應(yīng)物是R1的生成物之一，而R1對(duì)升溫的促進(jìn)作用隨著CO2的增加而降低，對(duì)R1與R3產(chǎn)率分析的結(jié)果如圖8(b)和圖8(c)所示，相比工況1，工況5中R1的產(chǎn)率峰值降低了49.6%，R3的產(chǎn)率峰值僅升高了11.9%。這是導(dǎo)致R1對(duì)升溫促進(jìn)效果減弱的原因之一。

圖8 各工況下R6、R1、R3產(chǎn)率分析Fig.8 Rate of production of R6,R1 and R3 in each working condition

Prince等[22]認(rèn)為R2是影響正庚烷第一級(jí)放熱的重要反應(yīng)。R2也是溫度敏感性受CO2體積分?jǐn)?shù)變化影響最大的反應(yīng)。相比于工況1，工況5中R2對(duì)溫度的敏感性系數(shù)提高了1.12倍。在這兩個(gè)工況中，第一段放熱時(shí)刻相差很小，且第一段放熱結(jié)束后，工況1的溫度比工況5中的溫度僅高了2.5%。雖然第一級(jí)放熱受CO2體積分?jǐn)?shù)變化的影響較小，但在鏈反應(yīng)中R2的生成物將作為第二段放熱的反應(yīng)物，其對(duì)溫度的影響主要體現(xiàn)在第二級(jí)放熱中。

在所研究的5個(gè)工況中，隨著CO2體積分?jǐn)?shù)的增大，R5始終是對(duì)著火的阻礙作用最小的反應(yīng)，但其阻礙作用提高了57.8%；R8雖然對(duì)著火的阻礙作用僅提高了11.3%，但卻始終是導(dǎo)致著火延遲時(shí)間增長(zhǎng)最重要的反應(yīng)。

4 結(jié)論

(1)新的機(jī)理能夠預(yù)測(cè)正庚烷在O2/CO2環(huán)境中的著火延遲時(shí)間，最大誤差6.5%，最小誤差1.4%。

(2)在CO2體積分?jǐn)?shù)為70%的工況下其第三體效應(yīng)導(dǎo)致著火延遲縮短了27.3%。但其稀釋效應(yīng)和熱效應(yīng)的阻礙作用的導(dǎo)致了整體著火延遲的增長(zhǎng)。

綜上，C1機(jī)理仍存在一定的誤差，在今后的研究中可通過(guò)優(yōu)化部分反應(yīng)參數(shù)降低誤差。