馬洪安,魏忠秀,付淑青,劉 宇,宮俊波,苗 磊
(沈陽航空航天大學(xué) 航空發(fā)動機學(xué)院,沈陽 110136)
航空煤油作為航空發(fā)動機的推進燃料,構(gòu)成成分可達(dá)數(shù)百種,因此通常使用模擬替代燃料研究其理化性質(zhì)。航空煤油主要由鏈烷烴、環(huán)烷烴和少量芳香烴構(gòu)成[1]。初期模擬替代燃料用單組分C12H23構(gòu)建總包或準(zhǔn)總包化學(xué)反應(yīng)機理[1-3];隨著研究的深入,模擬替代燃料與動力學(xué)模型逐步豐富,主要研究方向是在鏈烷烴和環(huán)烷烴類中加入芳香烴作為模擬替代燃料。Dooley等[4]提出正癸烷、異辛烷和甲苯的3種組分替代燃料,得到POSF-4658標(biāo)準(zhǔn)噴氣燃料的氫/碳比和衍生的十六烷值;Dagaut等[5]提出了正癸烷、1,3,5-三甲基環(huán)己烷和正丙基苯三組分,包含209種組分、1 673步基元反應(yīng)的模擬替代燃料,并提出了詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)模型;Huber等[6]提出4種組分模擬替代燃料來表示RP-1航空煤油的物理和熱力學(xué)特性,并通過熱物性分析,提出了包含8種組分的模擬替代燃料;針對回流耗散火焰的數(shù)值研究,Violi等[7]提出正十二烷、異辛烷、甲基環(huán)己烷、苯和甲苯的五組分替代燃料;Cooke等[8]提出了異辛烷、甲基環(huán)己烷、間二甲苯、正十二烷、四氫化萘和十四烷的6種組分模擬替代燃料。
國內(nèi)對航空煤油研究起步相對較晚?;诿绹娇蘸教炀諰angley中心提出的反應(yīng)動力學(xué)模型,黃生洪等[9]提出17種組分30步化學(xué)反應(yīng)的機理;在Daniau等[10]研究基礎(chǔ)上,范學(xué)軍等[11]提出了正十烷、三甲基環(huán)己烷、丙基苯的3種組分模擬替代燃料;程迪等[12]提出了5種組分模擬替代燃料模型,提高了對燃燒室出口處油溫的預(yù)測可靠性;于維銘[13]提出包含168種組分1089步基元反應(yīng)詳細(xì)機理的模擬替代燃料;曾文等[14-15]提出了3種組分和5種組分模擬替代燃料;劉婧等[16-17]通過實驗驗證該替代燃料機理的著火延遲時間以及層流燃燒速度等物理特性與RP-3航空煤油都吻合較好;顏應(yīng)文等[18]提出正癸烷的簡化機理,能在較寬的計算條件內(nèi)表征RP-3航空煤油的燃燒特性。裴鑫巖等[19]在前人研究的基礎(chǔ)上提出了4種組分物理替代模型,并驗證此模型可以很好地預(yù)測燃料的熱物性,對于擬臨界溫度的預(yù)測結(jié)果更理想;陳登炳等[20]提出了正十二烷、1,3,5-三甲基環(huán)己烷和正丙基苯的3種組分替代燃料,并對點火延遲時間和層流火焰速度等進行驗證;臧雪靜等[21]對航空替代燃料低溫點火關(guān)鍵物質(zhì)進行研究,對航空發(fā)動機低溫冷啟動及高空再點火過程有一定指導(dǎo)意義;姚長鑫等[22]、禹進等[23]提出正十二烷、2,5-二甲基己烷、1,3,5-三甲基苯和十氫化萘4種組分替代燃料,能夠很好地反映RP-3航空煤油在亞臨界到超臨界狀態(tài)下的主要物理性質(zhì),以及燃料在寬溫度范圍和低壓條件下的著火延遲時間。
結(jié)合現(xiàn)有實驗數(shù)據(jù)和詳細(xì)機理,本文提出摩爾分?jǐn)?shù)為41%正十二烷、37%正癸烷、3%正丙基環(huán)己烷、19%正丙基苯的4種組分替代燃料模型,包含136種組分、308步基元反應(yīng)的RP-3航空煤油4種組分替代燃料的燃燒反應(yīng)機理,使用流量路徑分析法和敏感性分析法對詳細(xì)機理進行簡化,并對重復(fù)基元反應(yīng)刪除或分析,得到更加簡化的替代燃料反應(yīng)機理,為實現(xiàn)耦合燃料反應(yīng)的燃燒室熱態(tài)性能準(zhǔn)確數(shù)值計算提供堅實的支撐。
實驗平臺主要包括定容燃燒彈、光源及平行光路、進排氣裝置、加熱裝置、中心點火裝置、高速攝像機和數(shù)據(jù)采集與處理系統(tǒng)等,如圖1所示。
圖1 定容燃燒實驗裝置示意圖
圖2為定容燃燒彈橫截面示意圖,彈體為304不銹鋼材質(zhì),容彈內(nèi)部為水平放置的高180 mm、半徑90 mm圓柱形結(jié)構(gòu),容積為4.3 L;彈體兩側(cè)裝有高透光石英玻璃視窗(直徑為130 mm、厚度為80 mm);彈體內(nèi)部裝有水平放置的中心點火電極,外部裝有高精度Rosemount壓力變送器、K型溫度傳感器、進排氣閥及液體燃料注入閥等。
圖2 定容燃燒彈橫截面示意圖
替代燃料所選組分必須在航空煤油組成中占比較高、能表征航空煤油物化性質(zhì),故應(yīng)從主要成分中分別選取代表性組分。表1給出不同批次RP-3航空煤油主要成分占比表,可以得出,航空煤油的主要組成成分為鏈烷烴、環(huán)烷烴和芳香烴等族類,部分航空煤油中含有極少量烯烴與乙醇等。
表1 不同批次RP-3航空煤油的主要成分占比(體積分?jǐn)?shù)) %
結(jié)合表2中模擬替代燃料主要組分遴選現(xiàn)狀(A~D表示程度相關(guān)性遞減)以及分析國內(nèi)外學(xué)者提出的多種替代燃料組分[11,13-14],本文使用正癸烷和正十二烷作為鏈烷烴的替代組分,選擇正丙基環(huán)己烷和正丙基苯分別作為環(huán)烷烴和芳香烴的替代組分,各組分相關(guān)性質(zhì)如表3所示。
表2 航空煤油替代組分研究現(xiàn)狀
選取摩爾分子質(zhì)量、氫碳比和燃料密度為遴選指標(biāo),計算不同摩爾分?jǐn)?shù)組合與真實航空煤油相比物理性質(zhì)的誤差,對比數(shù)據(jù)和誤差計算方法來自文獻(xiàn)[19],其中航空煤油分子式為C10.62H21.66,H/C(氫碳比)為2.04,MW(相對分子質(zhì)量)為149.1。如表4所示,選取計算總誤差最小的組合,最終確定RP-3航空煤油4種組分替代燃料正十二烷(N-dodecane)、正癸烷(N-decane)、正丙基環(huán)己烷(N-propyl cyclohexane)和正丙基苯(N-propylbenzene),4種組分摩爾分?jǐn)?shù)分別為41%、37%、3%和19%。
表3 航空煤油替代用燃料4種組分的理化性質(zhì)
計算采用Chemkin軟件驗證計算模型:
(1)閉式均相反應(yīng)器模型,即閉口且分布均勻的反應(yīng)器,其理想條件為封閉絕熱的定容反應(yīng)器,用來模擬燃料的著火延遲時間。
表4 替代燃料物理參數(shù)誤差計算部分結(jié)果
(2)完全攪拌反應(yīng)器模型。該模型可以模擬穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)的充分混合反應(yīng)器,用來模擬燃料在燃燒過程中反應(yīng)物、中間產(chǎn)物以及最終產(chǎn)物的組分濃度。
(3)一維預(yù)混反應(yīng)模型。該模型用來計算燃料的層流燃燒速度。
文中正十二烷、正癸烷、正丙基苯的詳細(xì)機理來自美國Lawrence實驗室,正丙基環(huán)己烷詳細(xì)機理來自四川大學(xué),使用反應(yīng)路徑流量分析法和敏感性分析法對詳細(xì)機理進行簡化。
3.2.1 正十二烷
通過反應(yīng)路徑和基元反應(yīng)得出,在低溫時正十二烷的主要消耗通過脫氫反應(yīng)
NC12H26+R<=>C12H25+RH
其中R分別代表H、OH等自由基。脫氫之后進行加氧氧化生成C12H25O2
C12H25+O2<=>C12H25O2
隨后異構(gòu)并進行二次加氧生成O2C12H24OOH
C12H25O2<=>C12H24OOH
C12H24OOH+O2<=>O2C12H24OOH
此后反應(yīng)生成氫過氧化酮,最終生成小分子和酮:O2C12H24OOH<=>C12KET+OH
C12KET=>H2O+CH2CO+CH3+C8H17CO
在高溫條件下,正十二烷脫氫形成十二烷基后β-鍵斷裂形成烯烴和烷基。
C12H25=C9H18+C3H6
C12H25= C8H16+C4H9
C12H25=C6H12+C6H13
C12H25=C5H10+C7H15
上述中間反應(yīng)物通過氧化和裂解反應(yīng)變成C4以下小分子,隨后小分子部分快速氧化。取中間產(chǎn)物的組分及相應(yīng)的主要反應(yīng),同時加上C2-C3的過渡半詳細(xì)反應(yīng)機理及C0-C1的詳細(xì)機理,得到正十二烷簡化機理模型,包含獲得的63種組分、189步基元反應(yīng)。
由于計算結(jié)果與實驗結(jié)果存在偏差,需要對簡化機理的動力學(xué)參數(shù)進行優(yōu)化??紤]到各組分敏感性分析方法和步驟基本一致,本文只給出正十二烷的參數(shù)修正依據(jù)進行說明。根據(jù)敏感性的大小確定需要調(diào)整的基元反應(yīng),并根據(jù)敏感性的正負(fù)將基元反應(yīng)的指前因子調(diào)大或者調(diào)小。對著火延遲時間的計算結(jié)果進行優(yōu)化,基元反應(yīng)的敏感性為正時,增大基元反應(yīng)的指前因子則反應(yīng)速率增大、著火延遲時間減??;當(dāng)基元反應(yīng)的敏感性為負(fù)時,增大基元反應(yīng)的指前因子則反應(yīng)速率減小、著火延遲時間增加。對層流燃燒速度的計算結(jié)果進行優(yōu)化,基元反應(yīng)的敏感性為正時,增大基元反應(yīng)的指前因子則反應(yīng)速率增大、層流燃燒速度增大;當(dāng)基元反應(yīng)的敏感性為負(fù)時,增大基元反應(yīng)的指前因子則反應(yīng)速率減小、層流燃燒速度減小。通過敏感性分析,調(diào)整的正十二烷主要氧化與裂解反應(yīng)共12個,最終得到正十二烷氧化與裂解反應(yīng)的指前因子A參數(shù)調(diào)整,如表5所示。
詳細(xì)機理基元反應(yīng)包含很多個分解的組分,且會產(chǎn)生同分異構(gòu)體,依據(jù)計算結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)偏差,采用敏感性分析方法,對部分基元反應(yīng)參數(shù)調(diào)整,得到簡化機理。
表5 參數(shù)調(diào)整匯總表
圖3為簡化機理著火延遲和層流燃燒速度計算數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)對比。
圖3 正十二烷計算數(shù)據(jù)(曲線)和實驗數(shù)據(jù)(點)驗證
圖3a顯示,在相同混合氣壓力和著火溫度下,當(dāng)量比為0.5的混合氣著火延遲時間較當(dāng)量比為1.0的要短;相同混合氣當(dāng)量比和著火溫度下,隨著混合氣壓力的增加,著火延遲時間有所縮短。溫度在700~900 K,正十二烷簡化機理著火延遲時間的計算結(jié)果與實驗值均有明顯的NTC(Negative Temperature Coefficient)現(xiàn)象,這與其他大分子燃料著火特性表現(xiàn)一致[4],在低于650 K時有所差異。分析認(rèn)為,在低溫狀況下,正十二烷裂解導(dǎo)致燃燒更為復(fù)雜。從圖3b可以看出,隨當(dāng)量比增加,計算值與實驗值均呈現(xiàn)出拋物線形式;在當(dāng)量比為1.1附近燃料燃燒速度最快;隨著混合氣初始溫度的增加,燃燒速度有所增加。這也與大多數(shù)大分子碳?xì)淙剂系膶嶒炛到Y(jié)果類似[23,28]。整體來看,在減少組分和基元反應(yīng)的情況下,該簡化機理在表征著火延遲時間和燃燒速度方面表現(xiàn)較優(yōu)。
3.2.2 正癸烷
經(jīng)過化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)分析發(fā)現(xiàn),在低溫時正癸烷的主要消耗通過脫氫反應(yīng)
NC10H22+R<=>C10H21+RH
其中R分別代表H、OH等自由基。正癸烷基加氧氧化生成C10H21O2
C10H21+O2<=>C10H21O2
隨后過氧正癸烷基異構(gòu)并二次加氧生成O2C10H20OOH
C10H21O2<=>C10H20OOH
C10H20OOH+O2<=>O2C10H20OOH
此后反應(yīng)生成氫過氧化酮,最終生成小分子和酮
O2C10H20OOH<=>C10KET+OH
C10KET=>CH2O+C3H6+C5H11CO+OH
在高溫條件下,正癸烷脫氫形成十二烷基后β-鍵斷裂形成烯烴和烷基
C10H21=C2H5+C8H16
C10H21=C5H10+C5H11
C10H21=C4H8+C6H13
C10H21=C3H7+C7H14
C10H21=C6H12+C4H9
C10H21=C3H6+C7H15
在高溫裂解時,文獻(xiàn)[29]中將十二烷基后β-鍵斷裂形成烯烴和烷基總括到一個反應(yīng)中,即C10H21=2C3H6+C2H5+C2H4。正癸烷和正十二烷均屬于正構(gòu)烷烴,在分解成小分子時有一定的重合,因此為了使預(yù)測值效果更好,將C10H21=2C3H6+C2H5+C2H4去除,增加R11:C10H21=C4H9+C6H12;R12:C4H9=C3H6+CH3;R13:C6H12=C3H7+C3H5。最終得到正癸烷的簡化機理,包含46種組分、143步基元反應(yīng)。選擇敏感性較大的大分子基元反應(yīng),對其參數(shù)進行優(yōu)化調(diào)整,如表6所示。
表6 正癸烷參數(shù)調(diào)整匯總表
圖4為正癸烷簡化機理著火延遲和層流燃燒速度驗證??梢钥闯觯趬毫=101.325 kPa、Ф<1.0時層流燃燒速度計算值較實驗值略小,Ф>1.0時計算值略大;在壓力p為202.65 kPa、303.975 kPa時,簡化機理計算值與實驗值吻合效果較好。
圖4 正癸烷計算結(jié)果(曲線)和實驗結(jié)果(點)驗證
3.2.3 正丙基環(huán)己烷
在T=900 K、1 100 K時,正丙基環(huán)己烷消耗都通過脫氫反應(yīng)生成C9H17
C9H18+R<=>C9H17+RH
其中R分別代表H、OH等自由基。T=900 K時,丙基環(huán)己烷基加氧生成C9H16
C9H17+O2<=>C9H16+HO2
隨后C9H16分解成C2H4等小分子
C9H16<=>C2H4+C7H12
C9H16<=>C3H7+C6H9
在T=1 100 K時,丙基環(huán)己烷基還可以直接分解為C2H4等小分子
C9H17<=>C2H4+C7H13
C9H17<=>C3H7+C6H10
在T=1 300 K時,正丙基環(huán)己烷可以直接分解為烯烴和烷基
C9H18=C2H4+C7H14
C9H18=C3H7+C6H11
選取中間產(chǎn)物的組分及相應(yīng)的主要反應(yīng),同時加上C2-C3的過渡半詳細(xì)反應(yīng)機理及C0-C1的詳細(xì)機理,得到一個包含獲得56種組分、187步基元反應(yīng)的正丙基環(huán)己烷簡化機理模型,調(diào)整基元反應(yīng)參數(shù)見表7所示。
圖5給出了正丙基環(huán)己烷簡化機理的著火延遲特性與層流燃燒特性的計算結(jié)果與實驗結(jié)果對比。從圖5a看出,當(dāng)量比為0.5時著火延遲時間較當(dāng)量比為1.0的更短;著火延遲時間隨著溫度的升高而逐漸降低,數(shù)值計算結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好。圖5b顯示,在初始壓力為101.325 kPa、初始溫度為400 K時,燃燒速度基本呈現(xiàn)出拋物線形,最高燃燒速度出現(xiàn)在當(dāng)量比1.1附近,機理計算結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好。
表7 正丙基環(huán)己烷參數(shù)調(diào)整匯總表
圖5 正丙基環(huán)己烷計算結(jié)果(曲線)和實驗結(jié)果(點)驗證
3.2.4 正丙基苯
不同溫度下正丙基苯的反應(yīng)路徑差別不大,但反應(yīng)路徑流量不同,消耗主要通過脫氫反應(yīng)生成丙基苯基和直接裂解為C6H5CH2。
PBZ+M<=>C6H5CH2+C2H5+M
PBZ+R<=>PBZJ+RH
其中:R分別代表H、OH等自由基;M代表三體反應(yīng)中任意物種。
PBZJ的反應(yīng)路徑也有兩條:氧化為PBZ-COO反應(yīng)生成C6H5C3H5,以及氧化為PBZROO,再進行一系列異構(gòu)氧化反應(yīng)生成C6H5CHO。
PBZJ+O2<=>PBZCOO
PBZCOO=>C6H5CH2+C6H5C3H5+HO2
PBZJ+O2<=>PBZROO
PBZROO<=>PBOOH
PBOOH+O2<=>PBOOHOO
PBOOHOO<=>PBKET+OH
PBKET=>C6H5CHO+CH2CHO+OH
隨后C6H5CH2、C6H5C3H5、CH2CHO等經(jīng)過一系列氧化和裂解反應(yīng)變成C4以下小分子,最終得到一個包含獲得94種組分、237步基元反應(yīng)的正丙基苯簡化機理模型,參數(shù)調(diào)整如表8所示。
表8 正丙苯參數(shù)調(diào)整表
圖6為正丙基環(huán)己烷簡化機理的著火延遲時間和層流燃燒速度的計算與實驗結(jié)果驗證[32]。在不同壓力和溫度下,當(dāng)量比Ф<1.1時,著火延遲的計算值與實驗值基本吻合。隨著當(dāng)量比增加,誤差有增大的趨勢;當(dāng)量比Ф<1時,各溫度和壓力下層流燃燒速度的計算值和實驗值吻合度較高;Ф>1時總體變化趨勢相同,但誤差較大。
圖6 正丙基環(huán)己烷計算結(jié)果(曲線)和實驗結(jié)果(點)驗證
單組分耦合時,保持C0-C4小分子基元反應(yīng)不變,剔除反應(yīng)路徑中的重復(fù)反應(yīng),最終得到一個包含136種組分、308步基元反應(yīng)的RP-3航空煤油4種組分替代燃料反應(yīng)機理,如表9所示。
表9 4種組分替代燃料反應(yīng)機理參數(shù)匯總
3.3.1 計算結(jié)果與實驗結(jié)果驗證
圖7為4種組分替代燃料機理著火延遲時間與層流燃燒速度計算值與RP-3航空煤油實驗數(shù)據(jù)對比圖,其中圖7a實驗數(shù)據(jù)為曾文等[13]在激波管中測得著火延遲時間,圖7b實驗數(shù)據(jù)為本文實驗得到的層流燃燒速度。
圖7 計算結(jié)果(曲線)和實驗結(jié)果(點)驗證
計算工況下同溫度的著火延遲時間隨當(dāng)量比的增大而延長;同當(dāng)量比著火延遲時間隨溫度升高而減小;計算溫度T<1 100 K時,溫度的減小對著火延遲時間的影響逐漸減小,且當(dāng)量比越低影響越大。
層流燃燒速度計算值與實際航空煤油實驗結(jié)果吻合效果較好。在整個當(dāng)量比范圍內(nèi),同一溫度和壓力下層流燃燒速度隨著當(dāng)量比的增大均先增大后減?。划?dāng)量比約為1.1時,層流燃燒速度均達(dá)到最大值;同當(dāng)量比的層流燃燒速度隨溫度升高而增大。分析認(rèn)為該機理可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測RP-3航空煤油的火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>
3.3.2 計算結(jié)果與相關(guān)文獻(xiàn)計算結(jié)果對比
圖8給出本文簡化機理、國內(nèi)相關(guān)文獻(xiàn)中RP-3航空煤油替代燃料機理的著火延遲時間與層流燃燒速度計算結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)對比圖,其中文獻(xiàn)[33]中為4種組分替代燃料機理,文獻(xiàn)[34]中為3種組分替代燃料機理。
圖8 本文簡化機理和文獻(xiàn)計算結(jié)果(線)與實驗數(shù)據(jù)(點)對比
由計算結(jié)果曲線對比得出,相比于部分參考文獻(xiàn),本文構(gòu)建的RP-3航空煤油簡化機理計算結(jié)果更接近實驗數(shù)據(jù)。圖8a顯示,文獻(xiàn)[33]中當(dāng)量比為1.0的計算結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)相差較大,文獻(xiàn)[34]的3種組分替代燃料燃燒機理在當(dāng)量比為1.5時的計算與實驗結(jié)果擬合較好,當(dāng)量比0.5與1.0時均與實驗值相差略大。圖8b顯示,文獻(xiàn)[33]中替代燃料燃燒機理的層流燃燒速度變化趨勢與實驗數(shù)據(jù)一致,均在當(dāng)量比為1.1處達(dá)到最大值,但計算結(jié)果與實驗結(jié)果存在一定差值。可以看出,本文提出的4種組分簡化機理模型在對RP-3航空煤油著火延遲時間與層流燃燒速度的擬合中有一定優(yōu)勢。
(1)針對國產(chǎn)RP-3航空煤油,提出一個包含摩爾分?jǐn)?shù)為41%正十二烷、37%正癸烷、3%正丙基環(huán)己烷、19%正丙基苯的4種組分替代燃料模型,燃燒反應(yīng)機理包含136種組分和308步基元反應(yīng)。并通過實驗測量了壓力為101.325~303.975 kPa,當(dāng)量比為0.8~1.4,溫度為420 K、450 K和480 K時RP-3航空煤油的層流燃燒速度。
(2)通過反應(yīng)路徑流量分析法和敏感性分析法對各單組分簡化機理進行分析,并對主要基元反應(yīng)參數(shù)進行調(diào)整,得到最終簡化機理,并通過比較模擬值與計算值,驗證機理的準(zhǔn)確性;通過與國內(nèi)部分相關(guān)模擬替代燃料的對比得出本文提出的模擬替代燃料簡化機理模擬結(jié)果準(zhǔn)確度更高。
(3)針對各組分簡化機理的著火延遲時間和層流燃燒速度進行驗證,總體與實驗值吻合較好,部分工況在誤差范圍內(nèi)預(yù)測較準(zhǔn)確;由于簡化機理保留了C4及以下小分子部分的基元反應(yīng),簡化機理既適用于單組分燃料的計算,也可用于多組分航空煤油替代燃料的反應(yīng)機理的整合。