于志清， 魏勝利， 陳 潔， 吳李榮， 孫林肖

(1.江蘇大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2.江蘇涵潤汽車電子有限公司，江蘇 南通 226000)

面對(duì)能源緊缺和日益嚴(yán)格的排放法規(guī)帶來的雙重壓力，積極開發(fā)清潔的可再生替代燃料成為內(nèi)燃機(jī)行業(yè)的當(dāng)務(wù)之急。醇類燃料作為清潔環(huán)保的替代燃料之一，來源廣泛，含氧量高，可以促進(jìn)燃料充分燃燒，有利于提高燃燒熱效率[1]。與甲醇、乙醇等短鏈醇相比，丁醇具有更高的熱值、更低的蒸發(fā)潛熱，且易于與汽油、柴油混合[2]。丁醇具有正丁醇、仲丁醇、異丁醇和叔丁醇4種同分異構(gòu)體，其中正丁醇具有優(yōu)越的燃燒性能，理化性質(zhì)與汽油較為接近，被視為優(yōu)異的汽油替代燃料，應(yīng)用最為廣泛[3-4]。

國內(nèi)外對(duì)正丁醇摻混汽油、柴油燃料開展了廣泛研究。Rice等[5]在一臺(tái)四沖程點(diǎn)燃式發(fā)動(dòng)機(jī)上開展了摻混質(zhì)量分?jǐn)?shù)為20%的丁醇/汽油混合燃料的排放試驗(yàn)，結(jié)果表明，添加丁醇后一氧化碳(CO)排放有所降低。Sayin等[6]制備了不同體積比的丁醇/汽油混合燃料，并在不同壓縮比的汽油機(jī)上進(jìn)行了排放試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨著摻混比的增加，未燃碳?xì)浠衔?UHC)和CO排放降低。Singh等[7]同樣研究了在發(fā)動(dòng)機(jī)上不同體積摻混比的丁醇/汽油混合燃料的燃燒與排放性能。楊小龍等[8]燃用摻混質(zhì)量分?jǐn)?shù)為20%的丁醇/汽油混合燃料，發(fā)現(xiàn)汽油機(jī)的整體性能變化不大，UHC和CO排放稍有改善。

目前對(duì)丁醇/汽油研究雖然取得了一定的成果，但主要針對(duì)其在發(fā)動(dòng)機(jī)上的燃燒性能展開，缺乏對(duì)其燃燒氧化本質(zhì)的充分理解。可靠的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理是了解燃料燃燒本質(zhì)的重要理論依據(jù)。Dagaut等[9]根據(jù)射流攪拌反應(yīng)試驗(yàn)，提出了首個(gè)正丁醇詳細(xì)機(jī)理模型，利用該模型預(yù)測(cè)的物種濃度與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。Black等[10]利用激波管測(cè)量了正丁醇在低壓高溫下的滯燃期，并基于該試驗(yàn)數(shù)據(jù)構(gòu)建了包含234種組分和1399步反應(yīng)的正丁醇反應(yīng)機(jī)理模型。Sarathy等[11]通過進(jìn)一步探討研究丁醇4種異構(gòu)體的反應(yīng)路徑，構(gòu)建了迄今最全面、應(yīng)用最廣的丁醇詳細(xì)機(jī)理模型，該模型經(jīng)過了寬廣工況下的基礎(chǔ)試驗(yàn)的驗(yàn)證。汽油作為最常見的石油燃料，對(duì)其化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的研究已趨于成熟。肖干等[12]基于提出的多級(jí)機(jī)理簡化策略，構(gòu)建了適用于均質(zhì)壓燃(HCCI)發(fā)動(dòng)機(jī)的汽油多組分表征燃料簡化機(jī)理模型。張慶峰等[13]基于HCCI發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒試驗(yàn)，構(gòu)建了一種甲苯參考燃料(TRF,Toluene reference fuel)反應(yīng)機(jī)理模型，該機(jī)理模型經(jīng)過了滯燃期試驗(yàn)的驗(yàn)證，對(duì)缸內(nèi)壓力的預(yù)測(cè)結(jié)果也與試驗(yàn)值基本一致。劉耀東[14]提出了“半解耦”的思想，并建立了TRF燃料的骨架反應(yīng)模型，結(jié)合激波管試驗(yàn)和CFD仿真模擬，驗(yàn)證結(jié)果表明，構(gòu)建的機(jī)理模型可以較好地描述實(shí)際汽油的燃燒特性。AlRamadan等[15]構(gòu)建了一種正丁醇和TRF混合燃料的化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型，該模型在低溫下存在一定的誤差。劉凱敏[16]基于“半解耦”思想，構(gòu)建了五組分的TRF/DIB-butanol燃料反應(yīng)機(jī)理模型，并結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒試驗(yàn)對(duì)該模型進(jìn)行了驗(yàn)證。

現(xiàn)階段對(duì)丁醇/汽油反應(yīng)機(jī)理的研究大多停留在丁醇及汽油的各自詳細(xì)機(jī)理模型的研究上，丁醇/汽油混合燃料反應(yīng)機(jī)理尚不明晰，其模型較少且仍不全面。筆者以正丁醇代表丁醇，以TRF燃料表征汽油，構(gòu)建了正丁醇/汽油多組分表征燃料化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)簡化機(jī)理模型，并結(jié)合滯燃期敏感性分析，通過調(diào)整機(jī)理中重要反應(yīng)的速率參數(shù)，對(duì)構(gòu)建的機(jī)理模型進(jìn)行優(yōu)化驗(yàn)證，以期在豐富燃燒理論的同時(shí)，為后續(xù)正丁醇/汽油燃料的燃燒提供預(yù)測(cè)和指導(dǎo)。

1 化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理模型簡化

1.1 化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理模型簡化方法

隨著化學(xué)機(jī)理研究的不斷深入，對(duì)詳細(xì)機(jī)理模型的簡化成為研究熱點(diǎn)，各式各樣的簡化方法得到了相應(yīng)的發(fā)展。筆者在構(gòu)建表征燃料簡化機(jī)理模型時(shí)，采用了多級(jí)骨架簡化策略，即通過交叉使用直接關(guān)系圖法(DRG,Directed relation graph)、包含誤差傳播的直接關(guān)系圖法(DRGEP,Directed relation graph with error propagation)、敏感性分析法與生成速率分析等多種簡化方法，剔除冗余的組分和反應(yīng)，實(shí)現(xiàn)機(jī)理模型的簡化。DRG法與DRGEP法是直接關(guān)系圖類法中使用最多的兩種代表性方法[17-18]。該類方法的原理是通過對(duì)機(jī)理模型中參與反應(yīng)的組分之間的耦合關(guān)系進(jìn)行分析，剔除不重要的組分和反應(yīng)進(jìn)而簡化機(jī)理模型。敏感性分析法通過計(jì)算各基元反應(yīng)對(duì)所選取的目標(biāo)參數(shù)的敏感程度，以確定重要的化學(xué)基元反應(yīng)，去除敏感度較小的組分和反應(yīng)從而簡化機(jī)理模型。生成速率分析主要通過研究不同基元反應(yīng)在反應(yīng)過程中對(duì)某組分消耗或生成的影響，計(jì)算出不同基元反應(yīng)對(duì)該組分的重要性參數(shù)，根據(jù)該參數(shù)可以得到反應(yīng)系統(tǒng)中與該組分相關(guān)的主要基元反應(yīng)，從而繪制詳細(xì)的反應(yīng)路徑。

滯燃期是研究燃料燃燒特性的重要參數(shù)，通常被認(rèn)為是燃料從噴射到燃料開始燃燒的持續(xù)期[19]。這一時(shí)期內(nèi)，燃油在缸內(nèi)歷經(jīng)破碎、加熱、蒸發(fā)、擴(kuò)散等物理過程，以及熱解、氧化等化學(xué)過程[20]。這一時(shí)期也叫做著火延遲期。表征燃料機(jī)理模型能否精準(zhǔn)預(yù)測(cè)滯燃期決定了其在反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模擬中的準(zhǔn)確性與計(jì)算流體力學(xué)數(shù)值模擬中的應(yīng)用價(jià)值。后文主要引用已有的滯燃期試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)機(jī)理的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證，同時(shí)使用部分層流火焰速度試驗(yàn)數(shù)據(jù)與氧化產(chǎn)物濃度試驗(yàn)數(shù)據(jù)輔助驗(yàn)證。

1.2 正丁醇化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理模型簡化與驗(yàn)證

以Sarathy等[11]構(gòu)建的丁醇異構(gòu)體詳細(xì)機(jī)理模型作為丁醇詳細(xì)機(jī)理模型，通過剔除該機(jī)理模型中與仲丁醇、異丁醇和叔丁醇3種異構(gòu)體相關(guān)的組分和反應(yīng)，得到了包含340種組分、1345步反應(yīng)的正丁醇詳細(xì)機(jī)理模型。后續(xù)在多種工況下，通過交叉使用DRG、DRGEP以及敏感性分析法等骨架簡化方法，去除了詳細(xì)機(jī)理模型中冗余的組分和反應(yīng)，得到了一個(gè)包含59種組分、244步反應(yīng)的簡化機(jī)理模型。相較于原詳細(xì)機(jī)理模型，簡化模型的組分?jǐn)?shù)減少了86.2%，反應(yīng)數(shù)減少了89.5%。

圖1是正丁醇詳細(xì)機(jī)理模型、簡化機(jī)理模型在壓力為1、2、4、8 MPa及當(dāng)量比(實(shí)際燃料/空氣質(zhì)量比與化學(xué)計(jì)量燃料/空氣質(zhì)量比的比值)為1.0條件下預(yù)測(cè)的滯燃期與試驗(yàn)值[21-22]的對(duì)比。結(jié)果表明，在不同工況下，正丁醇簡化機(jī)理模型的滯燃期預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，因此，該簡化機(jī)理模型能夠較準(zhǔn)確預(yù)測(cè)初始溫度600～1150 K、當(dāng)量比0.5～2.0范圍內(nèi)的滯燃期。

Φ—Equivalence ratio圖1 正丁醇機(jī)理模型預(yù)測(cè)滯燃期與試驗(yàn)值[21-22]對(duì)比Fig.1 Comparison between the predicted ignitiondelay time and experimental value undern-butanol mechanism model[21-22]

1.3 TRF化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理模型簡化

汽油燃料實(shí)際包含成分較為復(fù)雜，無法直接用于化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)的研究，鑒于此，用于替代實(shí)際燃料的汽油表征燃料應(yīng)運(yùn)而生。目前，常用的汽油表征燃料有基礎(chǔ)表征燃料(PRF,Primary reference fuel)(正庚烷+異辛烷)以及TRF燃料(正庚烷+異辛烷+甲苯)。筆者選擇的汽油表征燃料詳細(xì)機(jī)理為Ren等[23]研究的TRF詳細(xì)機(jī)理，該機(jī)理模型包含178種組分、758步反應(yīng)。同樣采用上述的多級(jí)機(jī)理簡化策略對(duì)該詳細(xì)機(jī)理進(jìn)行骨架簡化，最終得到的TRF簡化機(jī)理模型包含79種組分、316步反應(yīng)。相較于原詳細(xì)機(jī)理，簡化機(jī)理模型的組分?jǐn)?shù)減少了55.6%，反應(yīng)數(shù)減少了58.3%。

為驗(yàn)證TRF簡化機(jī)理模型的準(zhǔn)確性，分別對(duì)該模型中的組分進(jìn)行滯燃期驗(yàn)證，結(jié)果見圖2～圖4。由圖2、圖3可知，該機(jī)理模型預(yù)測(cè)的單組分(正庚烷、異辛烷)滯燃期結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均較為吻合，說明TRF簡化機(jī)理模型可以較準(zhǔn)確地捕捉正庚烷和異辛烷的負(fù)溫度系數(shù)(NTC, Negative temperature coefficient)現(xiàn)象。然而相對(duì)于單組分的滯燃期預(yù)測(cè)，簡化后的TRF機(jī)理模型在預(yù)測(cè)雙組分或者多組分的滯燃期時(shí)存在較大的誤差。根據(jù)圖2和圖4的多組分驗(yàn)證對(duì)比結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在中、低溫工況下，TRF簡化機(jī)理模型預(yù)測(cè)的正庚烷、甲苯雙組分和PRF雙組分滯燃期結(jié)果較試驗(yàn)結(jié)果整體偏短。因此簡化機(jī)理模型需進(jìn)一步優(yōu)化。

2 正丁醇/TRF化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理模型耦合與優(yōu)化

2.1 化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理模型耦合方法

為了獲得正丁醇/汽油的化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)簡化機(jī)理模型，將上述獲得的正丁醇簡化機(jī)理模型和汽油表征燃料TRF簡化機(jī)理模型進(jìn)行耦合，以TRF簡化機(jī)理模型為主機(jī)理模型、正丁醇簡化機(jī)理為副機(jī)理模型，具體的耦合策略與關(guān)鍵點(diǎn)如下：(1)調(diào)整兩組機(jī)理模型的格式，確認(rèn)兩者均可在Chemkin-Pro軟件中進(jìn)行預(yù)處理；(2)對(duì)兩組機(jī)理文件進(jìn)行檢查對(duì)比，確保同一物種在兩組機(jī)理中的名稱與書寫格式一致；(3)以TRF機(jī)理模型為主機(jī)理模型、正丁醇機(jī)理模型為副機(jī)理模型，將兩者進(jìn)行融合;此過程中，剔除掉重復(fù)的組分和反應(yīng)，同時(shí)保留新添的組分和反應(yīng)；(4)查看兩組機(jī)理中的熱力學(xué)參數(shù)和動(dòng)力學(xué)參數(shù)是否一致。

Φ—Equivalence ratio; p—Pressure圖2 不同壓力和不同當(dāng)量比下TRF簡化機(jī)理預(yù)測(cè)正庚烷滯燃期和試驗(yàn)數(shù)據(jù)[24-25]的對(duì)比Fig.2 Comparison between the predicted ignition delay time for n-heptane and experimental data[24-25] underTRF simplification mechanism at different pressures and equivalence ratios(a) Different pressures (p); (b) Different equivalence ratios (Φ)

Φ—Equivalence ratio; p—Pressure圖3 不同壓力和不同當(dāng)量比下TRF簡化機(jī)理預(yù)測(cè)異辛烷滯燃期和試驗(yàn)數(shù)據(jù)[24]的對(duì)比Fig.3 Comparison between the predicted ignition delay time for iso-octane and experimental data [24] underTRF simplification mechanism at different pressures and equivalence ratios(a) Different pressures (p); (b) Different equivalence ratios (Φ)

Φ—Equivalence ratio; p—Pressure圖4 PRF簡化機(jī)理預(yù)測(cè)雙組分滯燃期和試驗(yàn)數(shù)據(jù)[24,26]對(duì)比Fig.4 Comparison between the predicted two-component ignition delay time and experimental data[24,26] underPRF simplification mechanism(a) 65% Toluene+35% n-Heptane (Molar fraction); (b) PRFs with different octane numbers

耦合后得到的正丁醇/TRF表征燃料機(jī)理模型共包含110種組分、445步反應(yīng)。結(jié)合上文中構(gòu)建的TRF簡化機(jī)理模型時(shí)存在滯燃期驗(yàn)證出現(xiàn)偏差的問題，認(rèn)為各組分反應(yīng)的單純耦合無法保證混合機(jī)理模型的準(zhǔn)確性。因此，耦合后的正丁醇/TRF反應(yīng)機(jī)理模型誤差會(huì)有所增大，需對(duì)模型進(jìn)行優(yōu)化以提高其預(yù)測(cè)能力。

2.2 正丁醇/TRF化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)耦合機(jī)理模型優(yōu)化

為了保留該耦合機(jī)理中各組分的重要燃燒特征，通過調(diào)節(jié)重要基元反應(yīng)的速率常數(shù)，以實(shí)現(xiàn)對(duì)耦合機(jī)理的優(yōu)化。該優(yōu)化方法在對(duì)比簡化模型滯燃期誤差后，通過對(duì)預(yù)測(cè)的滯燃期進(jìn)行敏感性分析，確定需優(yōu)化的關(guān)鍵反應(yīng)，并調(diào)節(jié)反應(yīng)速率常數(shù)，即指前因子數(shù)。其中，指前因子調(diào)整公式為：A=k×Abase。式中：Abase和A為調(diào)整前、后的指前因子；k1、k2為調(diào)整前、后的系數(shù)，取k1=0.5，k2=2。滯燃期敏感性系數(shù)由公式：S=100×(lgτk1-lgτk2)/(lgτbase·lg(k1/k2))計(jì)算得到。式中：S為滯燃期敏感性系數(shù)；τ為反應(yīng)物的滯燃期，其中τk1代表反應(yīng)的指前因子乘以k1后的反應(yīng)物滯燃期。同理，τk2、τbase分別代表指前因子乘以k2及保持不變的反應(yīng)物滯燃期。在對(duì)耦合機(jī)理模型進(jìn)行優(yōu)化前，先對(duì)耦合機(jī)理模型預(yù)測(cè)的各組分滯燃期結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)其中正庚烷、正丁醇及PRF燃料的滯燃期預(yù)測(cè)結(jié)果誤差較大。如圖5所示，耦合機(jī)理預(yù)測(cè)的正庚烷滯燃期，在中溫區(qū)域下整體較試驗(yàn)結(jié)果偏低，且無法正確捕捉其NTC現(xiàn)象。

Φ—Equivalence ratio; p—Pressure圖5 耦合機(jī)理正庚烷滯燃期與試驗(yàn)數(shù)據(jù)[24-25]對(duì)比Fig.5 Comparison between the ignition delay time for n-heptane and experimental data[24-25] under coupling mechanism(a) Different pressures (p); (b) Different equivalence ratios (Φ)

分別在不同工況下，對(duì)簡化模型中的正庚烷做滯燃期敏感性分析，其中，敏感性系數(shù)為正時(shí)，代表該反應(yīng)會(huì)延長正庚烷的滯燃期，即抑制燃料著火；反之，敏感性系數(shù)為負(fù)時(shí)，促進(jìn)著火燃燒的進(jìn)行。圖6為正庚烷滯燃期敏感性分析。由圖6可知，在中溫區(qū)域，抑制著火的反應(yīng)主要有正庚烷與HO2或者OH的脫氫反應(yīng)(R5)、生成過氧化氫酮和羥基的反應(yīng)(R11)，以及從低溫區(qū)域逐漸累積的H2O2分解反應(yīng)(R272)。另外，消耗了活性基的C3H6生成反應(yīng)(R7)是促進(jìn)高溫區(qū)域著火的主要反應(yīng)。對(duì)上述幾組反應(yīng)的指前因子做如表1的優(yōu)化。

T—Temperature; p—Pressure; Φ—Equivalence ratio圖6 正庚烷滯燃期敏感性(S)分析Fig.6 Sensitivity analysis (S) for ignition delay time of n-heptane(a) Different equivalence ratios; (b) Different temperatures

表1 針對(duì)正庚烷的指前因子修正Table 1 Pre-exponential factor correction for n-heptane

根據(jù)上述優(yōu)化方法，繼續(xù)對(duì)滯燃期誤差較大的正丁醇、PRF雙組分燃料進(jìn)行滯燃期優(yōu)化，遴選出的關(guān)鍵反應(yīng)指前因子調(diào)整如表2所示。

表2 針對(duì)正丁醇和PRF燃料的指前因子修正Table 2 Pre-exponential factor correction for n-butanol and PRF

2.3 化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)優(yōu)化機(jī)理模型驗(yàn)證

為了保證優(yōu)化后的耦合機(jī)理模型的普適性，分別對(duì)該機(jī)理模型中的單組分、多組分的滯燃期、層流火焰速度以及物種濃度進(jìn)行了寬工況下的驗(yàn)證。

圖7、8顯示了在不同工況下，優(yōu)化后的耦合機(jī)理模型預(yù)測(cè)的不同燃料滯燃期結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。由圖7可知，相較于原來的耦合機(jī)理模型，優(yōu)化后的模型預(yù)測(cè)的正庚烷滯燃期有所升高，且結(jié)果基本與試驗(yàn)結(jié)果吻合，可以準(zhǔn)確地再現(xiàn)正庚烷的NTC現(xiàn)象。由圖8看到，對(duì)機(jī)理模型優(yōu)化后，預(yù)測(cè)的正丁醇以及不同PRF燃料的滯燃期結(jié)果誤差均降低，整體趨勢(shì)基本與試驗(yàn)值一致?？傮w來說，筆者構(gòu)建的正丁醇/TRF機(jī)理模型經(jīng)過改進(jìn)后得到的優(yōu)化機(jī)理模型，基本可以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)該模型中各組分的滯燃期隨壓力和當(dāng)量比的變化趨勢(shì)。

Φ—Equivalence ratio; p—Pressure圖7 優(yōu)化機(jī)理正庚烷滯燃期預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值[24-25]對(duì)比Fig.7 Comparison between the predicted ignition delay time for n-heptane and experimental data[24-25] under optimization mechanism(a) Different pressures (p); (b) Different equivalence ratios (Φ)

Φ—Equivalence ratio; p—Pressure圖8 正丁醇與不同辛烷值的PRF燃料優(yōu)化機(jī)理的滯燃期預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值[21-22,26]對(duì)比Fig.8 Comparison between the predicted ignition delay time and experimental value [21-22,26] under the optimization mechanism of n-butanol and PRFs with different octane numbers(a) n-Butanol; (b) PRFs with different octane numbers

圖9是初始溫度為298 K、壓力為0.1 MPa時(shí)，根據(jù)優(yōu)化機(jī)理模型對(duì)正庚烷、異辛烷層流火焰速度的預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比。如圖9(a)所示，優(yōu)化模型對(duì)正庚烷層流火焰速度的預(yù)測(cè)值在當(dāng)量比小于0.85時(shí)與Kumar等[27]試驗(yàn)值吻合較好，預(yù)測(cè)值在當(dāng)量比大于0.85時(shí)與Davis等[28]的試驗(yàn)值保持了良好的一致性，而整體低于Kumar等[27]試驗(yàn)值。圖9(b)中，當(dāng)量比小于1.1時(shí)，優(yōu)化機(jī)理模型預(yù)測(cè)的異辛烷層流火焰速度與兩組試驗(yàn)數(shù)據(jù)均吻合良好；隨著當(dāng)量比增加，雖然異辛烷層流火焰速度預(yù)測(cè)值較試驗(yàn)數(shù)據(jù)偏小，但相較于Ra等[29]構(gòu)建的TRF詳細(xì)模型，準(zhǔn)確度已有較大的改善。

Φ—Equivalence ratio圖9 優(yōu)化機(jī)理對(duì)正庚烷和異辛烷層流火焰速度的預(yù)測(cè)Fig.9 Laminar flame speed prediction of n-heptane and iso-octane under optimization mechanism(a) n-Heptane; (b) iso-OctaneT=298 K; p=0.1 MPa

圖10、圖11中依據(jù)Gauthier等[30]測(cè)得試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)不同體積配比的汽油表征燃料TRF的滯燃期與層流火焰速度進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證，分別將辛烷值為87、88的混合燃料記作TRF87與TRF88。TRF87由63%(摩爾分?jǐn)?shù)，以下同)異辛烷、17%正庚烷、20%甲苯組成，TRF88由69%異辛烷、17%正庚烷、14%甲苯組成。圖10給出了當(dāng)量比為1.0時(shí)，2種不同的TRF燃料在激波管中的試驗(yàn)值[30]與優(yōu)化機(jī)理模型預(yù)測(cè)值的對(duì)比。由圖10可知，構(gòu)建的正丁醇/TRF混合機(jī)理模型可以很好地捕捉TRF燃料在不同溫度工況下的滯燃期。圖11為優(yōu)化機(jī)理對(duì)不同TRF燃料層流火焰速度的預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值[30]的對(duì)比。由圖11可見，隨著溫度的升高，機(jī)理模型預(yù)測(cè)的兩組TRF燃料層流火焰速度整體上略低于試驗(yàn)值，但是預(yù)測(cè)的層流火焰變化趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果基本一致。

Φ—Equivalence ratio; p—Pressure圖10 優(yōu)化機(jī)理對(duì)不同TRF燃料滯燃期的預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值[30]的對(duì)比Fig.10 Comparison between the predicted value and experimental value[30] of ignition delay time for TRFs under optimization mechanism(a) TRF87; (b) TRF88

Φ—Equivalence ratio; T—Temperature圖11 優(yōu)化機(jī)理對(duì)不同TRF燃料層流火焰速度的預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值[30]的對(duì)比Fig.11 Comparison between the predicted value and experimental value[30] of laminar flame velocity of different TRFs under optimization mechanism(a) TRF87; (b) TRF88

在不同當(dāng)量比、壓力為1.0 MPa工況下，根據(jù)優(yōu)化機(jī)理模型計(jì)算的正庚烷、異辛烷氧化過程中相關(guān)物種摩爾分?jǐn)?shù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)[31]的對(duì)比如圖12。保持反應(yīng)停留時(shí)間為1 s，并用N2對(duì)燃料進(jìn)行稀釋，使得初始燃料摩爾分?jǐn)?shù)為0.1%。選取的重要物質(zhì)除正庚烷、異辛烷之外，還有碳氧化物燃燒所生成的典型氧化終產(chǎn)物CO、CO2。CO與CO2用以探究物質(zhì)的完全氧化特性。如圖12所示：反應(yīng)物(正庚烷、異辛烷)和最終產(chǎn)物(CO2)的摩爾分?jǐn)?shù)預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本一致；而作為重要中間產(chǎn)物的CO計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值略有偏差，但趨勢(shì)基本一致。

3 結(jié) 論

(1)以正丁醇代表丁醇、TRF燃料表征汽油，采用多級(jí)骨架簡化方法，構(gòu)建了一個(gè)包含110種組分和445步反應(yīng)的丁醇/汽油表征燃料簡化機(jī)理模型。

(2)基于滯燃期敏感性分析的優(yōu)化方法，對(duì)簡化機(jī)理模型預(yù)測(cè)的正庚烷、異辛烷等物質(zhì)的滯燃期誤差較大的工況進(jìn)行敏感性分析，選取重要的基元反應(yīng)，通過調(diào)整反應(yīng)速率，對(duì)耦合機(jī)理模型進(jìn)行了優(yōu)化。

(3)為了保證優(yōu)化機(jī)理的準(zhǔn)確性與可靠性，在多工況下對(duì)該機(jī)理模型進(jìn)行了丁醇/汽油的滯燃期、層流火焰速度以及物種濃度的驗(yàn)證。結(jié)果表明，該機(jī)理模型可以準(zhǔn)確捕捉丁醇/汽油的著火特性和層流火焰速度，再現(xiàn)燃料在著火燃燒過程中各中間產(chǎn)物濃度的變化趨勢(shì)。

圖12 1.0 MPa不同當(dāng)量比(Φ)下優(yōu)化機(jī)理對(duì)正庚烷、異辛烷物種濃度的預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值[31]的對(duì)比Fig.12 Comparison between predicted value and experimental value[31]of species concentrations of n-heptane and iso-octane under optimization mechanism at 1.0 MPa and different equivalent ratios (Φ)Φ: (a1), (a2) 0.5; (b1), (b2) 1.0; (c1), (c2) 1.5