正庚烷在O2/CO2環境中的著火特性

丁樂康， 劉永峰*， 姚圣卓， 劉海峰， 宋金甌

(1.北京建筑大學機電與車輛工程學院， 北京 102616； 2.天津大學內燃機燃燒學國家重點試驗室， 天津 300072)

柴油機被廣泛應用于工程領域，但在坑道等封閉的工作環境中，其排出的CO2將危害工作人員的生命安全。近年來，一種液氧固碳閉式循環柴油機[1]因較好地解決了這一問題而受到了廣泛關注。著火延遲是影響柴油機燃燒特性的重要參數[2]，但由于特殊的燃燒環境，液氧固碳閉式循環柴油機著火延遲變得難以預測。目前，已有針對CO2對燃料燃燒特性的影響研究[3-4]，但對柴油在O2/CO2環境中的著火特性的研究較少。Qian等[5]認為柴油的化學特性直接影響柴油機的著火過程，需要通過化學動力學機理來研究其著火特性。由于柴油是一種復雜的混合物燃料,難以直接構建化學動力學機理。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氫比(0.44，柴油的碳氫比為0.45～0.48)，被廣泛用作柴油的表征燃料研究柴油的著火過程。研究正庚烷在O2/CO2環境中的著火特性，對預測液氧固碳閉式循環柴油機的著火延遲具有重要意義。

基于此，對正庚烷在O2/CO2環境中的著火特性進行研究。首先，基于DRGEP法與全組分靈敏性分析法，在考慮CO2對著火延遲影響的條件下提出了C1(Chalmers 1)機理。其次，將C1機理與物理模型進行耦合計算，預測著火延遲時間。采用定容燃燒彈可視化試驗平臺在5個工況下進行噴霧燃燒試驗，以驗證C1機理的預測結果并分析了誤差。最后，對不同工況下CO2的熱效應和第三體效應對正庚烷著火延遲影響進行了解耦，對比分析了在O2/CO2環境中影響正庚烷著火的關鍵反應，并量化了CO2對這些反應的影響。

1 計算

1.1 C1機理

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

DRGEP法是在DRG法的基礎上發展而來的方法，由于DRGEP法量化了路徑長短帶來的影響，從而避免了DRG法中僅考慮組分之間相關性的缺點。計算方法為

(1)

式(1)中：

(2)

(3)

(4)

在FSSA法中，基元反應i對著火延遲的敏感性計算公式為[16]

(5)

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

與DRGEP法相似，同樣設定一初始閾值，通過比較Si的絕對值與閾值的大小關系選擇需要刪除的反應及其相關組分。通過DRGEP法與靈敏性分析法結合，得到正庚烷在O2/CO2環境中的反應機理。整體流程如圖1所示，過程中設定的最大誤差為10%,得到如附表所示的包含32組分和96基元反應的機理，將這一機理命名為C1機理。

圖1 機理構建流程Fig.1 Process of mechanism development

1.2 物理模型

如圖2所示，根據燃燒室的相關尺寸，在計算流體力學(computational fluid dynamics, CFD)軟件中構建了高560 mm，底面直徑300 mm的定容燃燒彈模型，在計算過程中對物理模型進行自適應網格劃分，基本網格尺寸為4 mm。將C1機理與RNG(renormalization group)k-ε湍流模型(k為湍流動能，ε為湍流動能耗散率)、O’Rourke and Amsden傳熱模型、O’Rourke噴霧模型和KH-RT霧化模型結合，對不同體積分數的O2/CO2環境中著火延遲進行預測，并比較預測結果與試驗結果。

圖2 計算網格Fig.2 Computational grid

2 試驗

為驗證所得C1機理的準確性，采用了如圖3所示的定容燃燒彈可視化試驗平臺進行了正庚烷的噴霧燃燒試驗。

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

在該試驗系統中，定容燃燒彈內部燃燒室高度為560 mm，底面直徑為300 mm，預熱可達到的最高溫度為900 K，最大承受壓力6 MPa。定容燃燒彈彈體四周裝有4個石英視窗以觀察著火現象。燃料噴射脈寬設定為2 ms，單次燃料噴射質量為18.4 mg，噴嘴直徑為0.12 mm，噴射壓力120 MPa。高速攝影機型號為Photron FASTCAM SA5 CMOS,幀數為10 000 幀/s，噴油系統為BOSTH高壓共軌系統，該系統可使噴油壓力在60～160 Mpa的范圍內調節。

根據液氧固碳閉式循環柴油機的實際工況，選取試驗工況中的O2與CO2的體積分數比分別為工況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。通過梯度進氣與加熱的方法，使彈體內的氣體達到試驗所要求的工況。冷卻水系統全程參與工作，根據目標溫度與實際溫度的差值控制冷卻水流量大小，直至彈體內的溫度與壓力達到目標值。每組工況試驗次數為10次，以避免少量試驗導致的偶然性，以開始發光時刻作為著火時刻。

3 結果與討論

3.1 C1機理對著火延遲時間的預測

基于Chalmers機理，構建了包含32組分和96個基元反應的正庚烷在O2/CO2環境中燃燒的C1機理。通過建立相同尺寸的定容燃燒彈燃燒室網格，對上述試驗的5個工況條件下進行模擬仿真，比較預測的著火延遲與試驗結果。

圖4為C1機理在5個工況下對著火延遲的預測結果，以及試驗所得的著火延遲時間對比。可以看出，隨著CO2體積分數的升高，著火延遲逐漸延長。最大誤差為6.5%，最小誤差僅為1.4%。C1機理在工況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 各工況預測值與試驗值對比Fig.4 Comparison of predicted values and experimental values of each working condition

C1機理在工況4、工況5中的預測結果出現較大誤差的主要原因是在仿真的過程中，采用溫升400 K作為著火判據，即將溫度達到1 250 K視為著火，而試驗值則是根據發光現象來判定著火，二者存在一定差距。在前3個工況中，O2體積分數均大于或等于CO2的體積分數，整體反應速率較快，發光時刻與溫升400 K時刻相差不大，而在工況4、工況5中，氧氣體積分數降低，整體反應減慢，導致兩者差距增大。

OH*是導致發光的關鍵物質[17]，為進一步分析誤差，對各工況下的著火過程進行了分析，結果如圖5所示。將模擬結果中OH*大量生成的時刻定義為模擬發光時刻，該時刻OH*的生成率達到最大。模擬發光時刻相較于試驗著火時刻最大誤差為3.4%，最小誤差1.4%。OH*大量生成時刻相較于試驗著火時刻的提前與滯后，是導致誤差的主要原因。

圖5 各工況預測發光時刻與試驗值對比Fig.5 Comparison ofthe predicted luminous moments of each working condition and the experimental value

3.2 CO2體積分數對著火延遲的影響

3.2.1 CO2的第三體效應對著火延遲的影響

根據Li等[18]和Xia等[19]的研究，在同一工況條件下，CO2對著火延遲的影響可分為物理效應和化學效應。為了分離并量化兩種效應對著火延遲的影響，針對C1機理中所有受CO2第三體效應影響的反應，將反應中的CO2第三體碰撞系數均設定為1。在同一工況條件下，修改后的C1機理中的CO2僅通過熱效應影響著火延遲，并在與C1機理相同的計算條件下進行著火延遲的預測，比較修改前后的C1機理的預測結果以及試驗結果。結果如圖6所示。

圖6 修改前后的C1機理與試驗值對比Fig.6 Comparison of C1 mechanism and experimental values before and after modification

在僅考慮熱效應的條件下，著火延遲時間隨著CO2體積分數的增大仍然呈現上升趨勢，但修改后的C1機理所預測的著火時刻均滯后于C1機理預測結果和試驗值，且誤差逐漸增大。在所研究的5個工況中，修改后的C1機理的預測結果相比于試驗值，最小誤差為6%，最大誤差達到27.3%。原因在于隨著CO2的體積分數逐漸增大，其第三體效應逐漸增強，部分受第三體效應影響反應速率逐漸升高，第三體效應對著火的促進作用隨之增大。當CO2的第三體效應系數減小后，其第三體效應對著火的促進作用減弱，導致著火延遲增長。

3.2.2 敏感性分析

在本研究中以溫升400 K作為著火判據，因此溫度的升高是導致著火的關鍵因素。通過對C1機理中的反應進行溫度敏感性分析，以研究不同工況下影響著火延遲時間的關鍵反應。表1為對溫度影響最大的9個反應，這些反應在各工況下的敏感性如圖7所示。

表1 影響溫度的關鍵反應Table 1 Key reactions affecting temperature

圖7 各工況關鍵反應敏感性分析結果Fig.7 Sensitivity analysis results of key reactions under various working conditions

R6是促燃作用最大的反應，這與Liu等[20]的研究結果相同，盛瑜琪等[21]的研究也證實了這一結果。在本研究中，隨著工況中CO2體積分數的增加，R6對溫度的促進作用呈現上升趨勢，在不考慮熱效應和O2體積分數的條件下，R6將促進著火延遲時間的縮短。

對各工況下R6的產率分析如圖8(a)所示，相比工況1，工況5中R6的產率峰值的絕對值降低了70.1%，且整體環境的比熱容升高了52.3%，而R6對升溫的促進作用僅提高了22.7%，導致著火延遲增長。另外，O2體積分數的降低導致R6的放熱速率降低，也是導致著火延遲時間增長的重要原因。雖然隨著CO2體積分數的增加，R6的第三體效應逐漸增強，但由于O2體積分數的下降，H2O2的產生速率降低，R6中H2O2的分解逐漸減弱。對于R6，CO2稀釋效應和熱效應對反應的阻礙作用強于其第三體效應的促進作用。

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

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

Prince等[22]認為R2是影響正庚烷第一級放熱的重要反應。R2也是溫度敏感性受CO2體積分數變化影響最大的反應。相比于工況1，工況5中R2對溫度的敏感性系數提高了1.12倍。在這兩個工況中，第一段放熱時刻相差很小，且第一段放熱結束后，工況1的溫度比工況5中的溫度僅高了2.5%。雖然第一級放熱受CO2體積分數變化的影響較小，但在鏈反應中R2的生成物將作為第二段放熱的反應物，其對溫度的影響主要體現在第二級放熱中。

在所研究的5個工況中，隨著CO2體積分數的增大，R5始終是對著火的阻礙作用最小的反應，但其阻礙作用提高了57.8%；R8雖然對著火的阻礙作用僅提高了11.3%，但卻始終是導致著火延遲時間增長最重要的反應。

4 結論

(1)新的機理能夠預測正庚烷在O2/CO2環境中的著火延遲時間，最大誤差6.5%，最小誤差1.4%。

(2)在CO2體積分數為70%的工況下其第三體效應導致著火延遲縮短了27.3%。但其稀釋效應和熱效應的阻礙作用的導致了整體著火延遲的增長。

綜上，C1機理仍存在一定的誤差，在今后的研究中可通過優化部分反應參數降低誤差。