氣態(tài)煤油超聲速燃燒簡(jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)模型*

樊孝峰，王江峰，趙法明，楊天鵬

(南京航空航天大學(xué) 航空宇航學(xué)院， 江蘇 南京 210016)

為準(zhǔn)確模擬超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的燃料燃燒細(xì)節(jié)，有必要對(duì)燃料燃燒的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行深入研究。航空煤油作為目前廣泛使用的碳?xì)淙剂希梢幌盗刑細(xì)浠衔锝M成，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在研究過(guò)程中通常采用單一組分或多組分混合物作為航空煤油的替代燃料，并提出了與之相對(duì)應(yīng)的詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理[1-4]。詳細(xì)機(jī)理通常包含成百上千個(gè)組分與化學(xué)反應(yīng)以保證其在各個(gè)工況下均能準(zhǔn)確反映燃料燃燒過(guò)程中的動(dòng)力學(xué)特性。但是，從計(jì)算效率的角度考慮，這些龐大的反應(yīng)機(jī)理很難直接應(yīng)用于實(shí)際超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics， CFD)數(shù)值模擬中。

近年來(lái)，許多國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)碳?xì)淙剂显敿?xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的簡(jiǎn)化進(jìn)行了深入的研究。Violi等[5]采用6組分混合物(10%異辛烷、15%甲基環(huán)己烷、15%間二甲苯、30%正十二烷、5%四氫萘、20%正十四烷)作為航空煤油JP-8替代物，研究了該替代燃料在無(wú)煙逆流擴(kuò)散火焰中的燃燒特性，并采用反應(yīng)路徑分析方法對(duì)其詳細(xì)機(jī)理進(jìn)行了簡(jiǎn)化。Niemeyer等[6]采用直接關(guān)系圖法對(duì)由940組分3878反應(yīng)構(gòu)成的正庚烷詳細(xì)機(jī)理進(jìn)行了簡(jiǎn)化，得到包含108組分406反應(yīng)的簡(jiǎn)化機(jī)理，并在較寬的壓力、溫度和化學(xué)當(dāng)量比范圍內(nèi)對(duì)比了兩種反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)得到的正庚烷點(diǎn)火延遲時(shí)間，二者得到了相吻合的結(jié)果。Chang等[7]通過(guò)機(jī)理解耦方法得到了包含40組分141反應(yīng)的正癸烷簡(jiǎn)化機(jī)理，研究了不同工況下(包括點(diǎn)火延遲時(shí)間和層流火焰速度在內(nèi))的正癸烷點(diǎn)火及燃燒特性。曾文等[8-9]針對(duì)國(guó)產(chǎn)RP-3航空煤油提出了一種由正癸烷、甲苯與丙基環(huán)己烷三種組分組成的替代燃料，建立了由150組分591基元反應(yīng)構(gòu)成的詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理，并采用敏感性分析方法，對(duì)詳細(xì)機(jī)理進(jìn)行了簡(jiǎn)化，最終形成的簡(jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)機(jī)理包含88組分281反應(yīng)。鐘北京等[10]采用基于特征值分析的計(jì)算奇異攝動(dòng)法，針對(duì)由118組分527反應(yīng)構(gòu)成的正癸烷詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行簡(jiǎn)化，得到了一個(gè)含38組分34反應(yīng)的總包反應(yīng)機(jī)理。

徐佳琪等[3]在對(duì)RP-3航空煤油的成分分析的基礎(chǔ)上提出以73%正十二烷(C12H26)、14.7%1，3，5-三甲基環(huán)己烷(C9H18)、12.3%正丙基苯(C9H12)三組分混合物作為其替代燃料，建立了一種包含2237組分7959基元反應(yīng)的詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，模擬了燃料在激波管中的點(diǎn)火延遲并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證。本文基于上述詳細(xì)機(jī)理，綜合采用敏感性分析方法和路徑分析方法對(duì)其進(jìn)行了合理簡(jiǎn)化。

1 詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理的簡(jiǎn)化

實(shí)際超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室工作靜溫范圍為1000～2500 K，壓力范圍為1～3個(gè)大氣壓強(qiáng)[11-12]?？紤]實(shí)際超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的工作條件，針對(duì)3組分RP-3替代燃料在當(dāng)量比φ為1.0、2.0，初始溫度為1000～1500 K，壓力為1個(gè)、2個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓條件下的點(diǎn)火延遲時(shí)間進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析各個(gè)反應(yīng)對(duì)穩(wěn)態(tài)溫度的敏感性。敏感性系數(shù)能清晰地反映出燃料燃燒過(guò)程中關(guān)鍵反應(yīng)步對(duì)燃料點(diǎn)火的促進(jìn)或抑制作用，總結(jié)各工況下的溫度敏感性系數(shù)，將1作為敏感性系數(shù)的閾值，刪除不重要的基元反應(yīng)。同時(shí)，為保證反應(yīng)模型中包含燃料燃燒的主要燃燒產(chǎn)物，分析了反應(yīng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)各組分的摩爾分?jǐn)?shù)，忽略摩爾分?jǐn)?shù)小于0.01%的組分及其相關(guān)的基元反應(yīng)。簡(jiǎn)化后得到的反應(yīng)模型由78組分和226反應(yīng)構(gòu)成。

為進(jìn)一步簡(jiǎn)化上述反應(yīng)模型，在當(dāng)量比為1.0，初始溫度分別為1100 K、1500 K，壓力為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓的條件下，對(duì)直鏈烴、環(huán)烷烴以及芳香烴的燃燒過(guò)程進(jìn)行模擬，采用反應(yīng)路徑分析方法篩選出燃燒過(guò)程中的主要反應(yīng)路徑。

替代燃料中的正十二烷為典型的直鏈烴。圖1給出了正十二烷燃燒反應(yīng)路徑，通過(guò)數(shù)值描述了各反應(yīng)路徑在正十二烷分解過(guò)程中所占比重，為方便比較，取正十二烷消耗率達(dá)到20%時(shí)所得模擬結(jié)果，其中初始溫度1500 K所得結(jié)果用粗體表示。從圖中可以看出：①長(zhǎng)鏈分子的反應(yīng)路徑很多，以烷烴分子中C—H單鍵斷裂生成的烴基為主，少量烷烴C—C單鍵斷裂后生成或大或小的烴基；②隨溫度的升高，C—C單鍵斷裂所得到的生成物所占比重逐漸增大。因此，可將烷烴分子的分解概括為以下兩條路徑：①烷烴分子與各自由基發(fā)生脫氫反應(yīng)生成烴基，烴基在高溫條件下發(fā)生β-分解反應(yīng)，這也是正十二烷分解的主要反應(yīng)路徑；②高溫條件下，烷烴分子中C—C單鍵斷裂生成大小不一的烴基，烴基在高溫條件下發(fā)生β-分解反應(yīng)，生成更小分子的烴基與烯烴。結(jié)合上述兩條直鏈烴主要的分解反應(yīng)路徑，可以得到正十二烷熱裂解反應(yīng)，如表1所示。

圖1 正十二烷反應(yīng)路徑分析Fig.1 Reaction path analysis for n-dodecane

序號(hào)化學(xué)反應(yīng)表達(dá)式1C12H26+HC12H25+H22C12H26+OC12H25+OH3C12H26+OHC12H25+H2O4C12H266C2H4+2H5C12H265C2H4+2CH36C12H256C2H4+H7C12H25+H5C2H4+2CH38C12H25+O26C2H4+HO29C12H25+CO6C2H4+CHO

圖2給出了丙基苯分解反應(yīng)路徑，為方便比較，取丙基苯消耗率達(dá)到20%時(shí)所得模擬結(jié)果。從圖中可以看出：①取代基部分的反應(yīng)與直鏈烷烴類(lèi)似：1100 K時(shí)，分解反應(yīng)以丙基苯脫氫反應(yīng)為主，生成的苯丙基進(jìn)而發(fā)生β-分解生成苯甲基或苯乙烯；1500 K時(shí)，取代基部分更容易發(fā)生β-分解，生成乙烯與苯甲基。②丙基苯分解過(guò)程雖然有多條反應(yīng)路徑，但最重要的中間產(chǎn)物為苯基。綜合上述分析，本文將丙基苯的分解概括為以下兩條路徑：①丙基苯取代基上發(fā)生脫氫反應(yīng)與β-分解生成苯甲基，然后取代基上C—C單鍵斷裂生成苯基；②取代基上C—C單鍵直接斷裂生成苯基。苯基可與各取代基反應(yīng)，生成環(huán)戊二烯和一氧化碳，通過(guò)重復(fù)“加氧—脫一氧化碳”這一過(guò)程，環(huán)戊二烯逐漸裂解為乙炔、一氧化碳等小分子物質(zhì)[13]。高溫條件下，苯氧基、環(huán)戊二烯等中間產(chǎn)物壽命較短[14]，因此本文認(rèn)為苯基直接分解得到最終產(chǎn)物乙炔和一氧化碳。最終得到正丙基苯熱裂解反應(yīng)，如表2所示。

圖2 丙基苯反應(yīng)路徑分析Fig.2 Reaction path analysis for n-propylbenzene

替代燃料采用1，3，5-三甲基環(huán)己烷來(lái)代替航空煤油中所包含的環(huán)烷烴。圖3給出了1，3，5-三甲基環(huán)己烷分解反應(yīng)路徑，為方便比較，取其消耗率達(dá)到20%時(shí)所得模擬結(jié)果。從圖中可以看出：對(duì)于多取代基環(huán)烷烴，甲基與環(huán)烷環(huán)連接的碳原子相連的C—C單鍵與C—H單鍵容易斷裂發(fā)生開(kāi)環(huán)和脫氫反應(yīng)，這是其鍵能較小的緣故[15]；開(kāi)環(huán)后的反應(yīng)與直鏈烷烴類(lèi)似，即在高溫條件下發(fā)生β-分解，最終生成小分子的烯烴與烴基[16]。綜合以上反應(yīng)路徑分析，在忽略分解過(guò)程中產(chǎn)生的各種異構(gòu)體的合理假設(shè)下，可以認(rèn)為環(huán)烷烴脫氫開(kāi)環(huán)后形成的烴基與烯烴在高溫條件下迅速發(fā)生β-分解反應(yīng)，生成更小分子的烴基與烯烴。最終得到1，3，5-三甲基環(huán)己烷熱裂解反應(yīng)，如表3所示。

圖3 1，3，5-三甲基環(huán)己烷反應(yīng)路徑分析Fig.3 Reaction path analysis for 1,3,5-trimethylcyclohexane

合并上述正十二烷、正丙基苯、1，3，5-三甲基環(huán)己烷簡(jiǎn)化反應(yīng)模型，并在此基礎(chǔ)上添加H2、CO、C2H2、C2H4氧化過(guò)程中所包含的基元反應(yīng)，最終得到RP-3航空煤油燃燒過(guò)程的簡(jiǎn)化反應(yīng)模型，共包含26組分89反應(yīng)。

表3 1,3,5-三甲基環(huán)己烷熱裂解主要反應(yīng)

2 簡(jiǎn)化模型的修正

k=ATne-E/(RT)

式中：A，n,E為常數(shù)；R為通用氣體常數(shù)。替代燃料高溫裂解主要反應(yīng)以及修正后的反應(yīng)速率系數(shù)如表4所示。

圖4 不同初始溫度下主要反應(yīng)的溫度敏感性系數(shù)Fig.4 Temperature sensitivity analysis of main reactions at four different initial temperatures

序號(hào)化學(xué)反應(yīng)表達(dá)式A/(cm3·mol-1·s-1)nE/(J·mol-1)1C12H265C2H4+2CH38.30E+22-1.688 270.02C12H25+H5C2H4+2CH38.20E+150.028 590.03C12H25+O26C2H4+HO22.00E+140.027 000.04C12H25+CO6C2H4+CHO4.00E+060.01800.05C9H12C6H5+C2H4+CH33.17E+170.070 000.06C9H12+HC7H7+2CH34.00E+160.073 500.07C9H12+O2C7H7+C2H4+HO25.30E+20-2.078 500.08C9H12+COC7H7+C2H4+CHO5.10E+200.073 500.09C7H7+O2C2H2+C2H3+CO6.03E+170.070 000.010C7H7+OC6H5+HCHO1.00E+130.00.011C6H5+2OC2H2+C2H3+2CO5.00E+152.01000.012C9H17+H3C2H4+C2H3+CH32.51E+062.03000.013C9H17+2H2C2H4+C2H2+3CH33.51E+130.030 000.0

3 簡(jiǎn)化模型的驗(yàn)證

3.1 點(diǎn)火特性驗(yàn)證

為驗(yàn)證簡(jiǎn)化反應(yīng)模型對(duì)點(diǎn)火延遲時(shí)間的描述是否準(zhǔn)確，分別采用2237組分7959反應(yīng)詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理與本文提出的26組分89反應(yīng)簡(jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)模型模擬了溫度范圍為1100～1500 K，壓力為2個(gè)、4個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，化學(xué)當(dāng)量比為1.0、2.0條件下RP-3航空煤油燃燒的點(diǎn)火延遲時(shí)間。圖5給出了不同壓力P(單位為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓)與當(dāng)量比φ條件下兩種模型模擬得到的替代燃料點(diǎn)火延遲時(shí)間，并與相應(yīng)工況下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比[17]。圖5(a)給出了2個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下，當(dāng)量比1.0時(shí)點(diǎn)火延遲時(shí)間τign隨溫度T的變化，由圖中可知，點(diǎn)火延遲時(shí)間隨溫度的增加而減??；對(duì)比圖5(a)與圖5(b)可知，在同一壓力下，隨著當(dāng)量比的增加，點(diǎn)火延遲時(shí)間增大，這是由于在當(dāng)量比為2.0的富油狀態(tài)下，部分燃料無(wú)法完全燃燒，熱量釋放速度減緩，說(shuō)明簡(jiǎn)化反應(yīng)模型準(zhǔn)確模擬了燃料在相對(duì)缺氧的條件下發(fā)生裂解生成烯、炔等不飽和基團(tuán)這一過(guò)程；對(duì)比圖5(a)和圖5(c)可知，在當(dāng)量比為1.0的條件下，隨著壓力的增加，點(diǎn)火延遲時(shí)間減小。與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比結(jié)果表明，在各個(gè)工況下采用簡(jiǎn)化反應(yīng)模型計(jì)算得到的替代燃料點(diǎn)火延遲時(shí)間與試驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差基本小于10%，故認(rèn)為在當(dāng)量比1.0～2.0、壓力2～4個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓的范圍內(nèi)，26組分89反應(yīng)模型可以很好地模擬RP-3航空煤油的點(diǎn)火延遲時(shí)間。

(a) P=2, φ=1.0

(b) P=2, φ=2.0

(c) P=4, φ=1.0圖5 不同工況下RP-3航空煤油替代燃料的點(diǎn)火延遲時(shí)間Fig.5 Ignition delays of surrogate fuel for RP-3 at different conditions

3.2 燃燒特性驗(yàn)證

圖6 不同工況下RP-3航空煤油替代燃料的層流火焰速度Fig.6 Laminar flame speed of surrogate fuel for RP-3 at different conditions

為驗(yàn)證簡(jiǎn)化反應(yīng)模型的燃燒特性，在溫度390 K、壓力為0.1～0.5 MPa、當(dāng)量比為0.8～1.5的條件下，模擬了RP-3航空煤油的層流火焰速度u，并與相應(yīng)工況下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比分析[9]，如圖6所示。由圖6可知層流火焰速度隨壓力的增加而降低。此外，同一壓力下，隨當(dāng)量比增加，層流火焰速度有先增大后減小的趨勢(shì)，其速度最大值出現(xiàn)在當(dāng)量比1.1～1.3之間。與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比結(jié)果表明，在各個(gè)工況下采用簡(jiǎn)化反應(yīng)模型計(jì)算所得的層流火焰速度與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比誤差均小于10%，可以認(rèn)為在當(dāng)量比0.8～1.5、壓力0.1～0.5 MPa范圍內(nèi)，本文分析得到的26組分89反應(yīng)模型可以準(zhǔn)確模擬RP-3航空煤油的層流火焰速度特征。

圖7給出了當(dāng)量比為1.0時(shí)，替代燃料中三種燃燒反應(yīng)物C12H26，C9H18，C9H12摩爾分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化。詳細(xì)機(jī)理預(yù)測(cè)結(jié)果中燃燒反應(yīng)物的消耗明顯快于簡(jiǎn)化模型預(yù)測(cè)結(jié)果。這是由于簡(jiǎn)化模型采用總包反應(yīng)來(lái)概括各反應(yīng)物分解過(guò)程，忽略了部分中間反應(yīng)，減少了反應(yīng)物的反應(yīng)路徑，導(dǎo)致反應(yīng)物消耗速率降低。

(a) C12H26

(b) C9H18

(c) C9H12圖7 RP-3燃燒反應(yīng)物對(duì)比Fig.7 Comparisons of reactants in RP-3 combustion

圖8給出了當(dāng)量比0.8～1.4條件下，主要燃燒產(chǎn)物以及穩(wěn)態(tài)溫度隨當(dāng)量比的變化規(guī)律。由圖8(a)可知，反應(yīng)器中的穩(wěn)態(tài)溫度隨當(dāng)量比的增大先增大后減小，并在1.1～1.2之間達(dá)到峰值。采用簡(jiǎn)化反應(yīng)模型模擬所得穩(wěn)態(tài)溫度與詳細(xì)機(jī)理模擬結(jié)果基本一致，誤差最大不超過(guò)0.3%。圖8(b)比較了采用不同反應(yīng)模型數(shù)值模擬得到的主要燃燒產(chǎn)物CO，CO2，H2，H2O摩爾分?jǐn)?shù)隨當(dāng)量比的變化。對(duì)比圖8(a)和圖8(b)可以看出，在貧油條件下，燃料充足，燃燒反應(yīng)隨著氧化劑O2的增加而更加劇烈，相應(yīng)的穩(wěn)態(tài)溫度升高；而在富油條件下，氧化劑不足，燃料無(wú)法完全燃燒，反應(yīng)生成的H2累積下來(lái)，燃燒過(guò)程中釋放的總熱量減小，相應(yīng)的穩(wěn)態(tài)溫度降低。綜合上述分析結(jié)果，表明在所選當(dāng)量比范圍內(nèi)，雖然兩種機(jī)理在預(yù)測(cè)燃燒反應(yīng)物濃度隨時(shí)間的變化上有一定差異，但是燃燒穩(wěn)態(tài)溫度與燃燒產(chǎn)物濃度隨當(dāng)量比的變化規(guī)律基本重合，說(shuō)明經(jīng)本文方法簡(jiǎn)化獲得的26組分89反應(yīng)簡(jiǎn)化模型能在一定范圍內(nèi)代替詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理，反映替代燃料的穩(wěn)態(tài)燃燒特性。

(a) 穩(wěn)態(tài)溫度(a) Steady-state temperature

(b) 主要燃燒產(chǎn)物(b) Important products圖8 燃燒產(chǎn)物以及穩(wěn)態(tài)溫度隨當(dāng)量比的變化規(guī)律Fig.8 Comparisons of important products and steady-state temperature at different equivalence ratios

3.3 超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)化學(xué)動(dòng)力學(xué)特性分析

針對(duì)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)單凹腔燃燒室建立了相應(yīng)的數(shù)值模型，進(jìn)行了RP-3航空煤油燃燒流場(chǎng)的數(shù)值模擬，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。三維燃燒室尺寸與構(gòu)型取自文獻(xiàn)[18]，如圖9所示。計(jì)算網(wǎng)格在凹腔前緣、凹腔后緣、噴嘴以及壁面附近進(jìn)行了加密，為含557 176單元的塊結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。計(jì)算區(qū)域包含整個(gè)試驗(yàn)段，燃燒室入口尺寸為54.5 mm×75 mm，其構(gòu)型、凹腔分布位置、噴嘴規(guī)格均與試驗(yàn)條件保持一致。數(shù)值計(jì)算中采用引導(dǎo)氫氣進(jìn)行點(diǎn)火以保證燃料穩(wěn)定點(diǎn)火燃燒，當(dāng)燃料燃燒可以維持火焰穩(wěn)定循環(huán)時(shí)，關(guān)閉引導(dǎo)氫氣。氣態(tài)煤油通過(guò)凹腔上游的噴嘴以聲速注入燃燒室，安裝位置距凹腔前緣8 mm，每排3個(gè)噴嘴，間距18 mm。來(lái)流空氣保持總溫1430 K、總壓3.6 MPa、馬赫數(shù)3.46，氣態(tài)煤油保持靜溫780 K，當(dāng)量比φ=1.06。

圖9 燃燒室構(gòu)型Fig.9 Combustor model configuration

本文數(shù)值模擬采用基于混合網(wǎng)格的有限體積法，控制方程為含化學(xué)反應(yīng)源項(xiàng)的多組元Navier-Stokes方程，空間離散采用中心格式，湍流模型采用Menter[19]提出的兩方程SSTk-ω模型以滿足超聲速燃燒湍流流場(chǎng)計(jì)算的需求，具體方法詳見(jiàn)文獻(xiàn)[20-22]，采用本文分析簡(jiǎn)化后的26組分89反應(yīng)RP-3燃燒反應(yīng)模型描述超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)氣態(tài)煤油燃燒過(guò)程。為提高計(jì)算效率，在PCs-Cluster集群上進(jìn)行了分布式并行計(jì)算。計(jì)算的硬件環(huán)境為16個(gè)節(jié)點(diǎn)的集群并行運(yùn)算系統(tǒng)，每一節(jié)點(diǎn)的CPU主頻1.6 GHz，流場(chǎng)收斂共耗時(shí)37.6 h。

圖10分別給出了冷流與燃燒流場(chǎng)燃燒室內(nèi)部不同位置截面內(nèi)的溫度及聲速線分布。從圖10(a)中可以看出，在冷流流場(chǎng)中，燃料由噴嘴注入主流，在射流與凹腔的共同作用下出現(xiàn)局部的亞聲速區(qū)，該區(qū)域具有相對(duì)較低的流速與較高的溫度，有利于燃料的摻混與燃燒。對(duì)比圖10(a)與圖10(b)可以發(fā)現(xiàn)，在燃燒流場(chǎng)中，燃料噴流與燃料燃燒釋熱耦合作用使得流場(chǎng)中形成了更大的亞聲速區(qū)，燃料首先在凹腔上游的亞聲速區(qū)域內(nèi)發(fā)生劇烈燃燒，產(chǎn)生的高溫氣體隨流動(dòng)向凹腔以及燃燒室下游擴(kuò)散，最終在整個(gè)燃燒室內(nèi)形成穩(wěn)定燃燒區(qū)域。圖11給出了燃料燃燒過(guò)程中羥基自由基(OH)質(zhì)量分?jǐn)?shù)在流場(chǎng)中的分布。可以看出燃燒產(chǎn)物的分布與圖10(b)中溫度分布類(lèi)似：噴流燃燒火焰一部分通過(guò)邊界層的亞聲速部分沿壁面向上游發(fā)展，一部分隨主流向下游流動(dòng)。過(guò)程中，劇烈燃燒引起當(dāng)?shù)販囟鹊募眲∩仙S之產(chǎn)生的高溫氣體沿主流向下游發(fā)展并一直延伸到燃燒室出口，使得燃燒室內(nèi)部OH等活性基團(tuán)的濃度維持在較高水平，進(jìn)一步加速燃料的分解，當(dāng)釋熱量達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡時(shí)，可以維持火焰穩(wěn)定燃燒。

(a) 冷流(a) Cold flow

(b) 反應(yīng)流(b) Reacting flow圖10 溫度分布以及聲速線Fig.10 Temperature contours together with sonic line

圖11 羥基自由基分布Fig.11 Contours of hydroxyl radical

圖12比較了冷流流場(chǎng)與燃燒流場(chǎng)在燃燒室對(duì)稱(chēng)面上(y=0.037 5 m處)3個(gè)位于凹腔附近不同截面的溫度分布。其中x=0.95 m燃料噴嘴附近，噴流與主流的相互作用強(qiáng)烈，其溫度分布表明，流場(chǎng)溫度在亞聲速區(qū)域迅速升高，說(shuō)明燃料燃燒主要發(fā)生在亞聲速區(qū)域。此外，由于燃料剛離開(kāi)噴嘴，燃料與空氣之間的混合相對(duì)較差，噴流核內(nèi)燃料濃度較高，處于富油狀態(tài)，燃燒強(qiáng)度較低，而噴流與來(lái)流形成的交界面上空氣濃度較高，處于貧油狀態(tài)，燃燒強(qiáng)度較高，從而使得溫度呈現(xiàn)出中心低、兩側(cè)高的分布形態(tài)。對(duì)比不同截面的溫度分布可以發(fā)現(xiàn)，隨著流動(dòng)向下游發(fā)展，燃料與空氣的混合增強(qiáng)，燃燒區(qū)域也逐漸由亞聲速區(qū)域向超聲速區(qū)域推移，在x=1.5 m處，燃燒已經(jīng)擴(kuò)散至整個(gè)超聲速區(qū)域。

(a) x=0.95 m

(b) x=1.02 m

(c) x=1.5 m圖12 沿燃燒室對(duì)稱(chēng)面溫度分布Fig.12 Temperature distributions along the symmetry plane

(a) CH

(b) C2H4圖13 沿燃燒室對(duì)稱(chēng)面主要燃燒中間產(chǎn)物分布Fig.13 Intermediate products distributions along the symmetry plane

在碳?xì)淙剂先紵鲌?chǎng)中，CH常用以判斷反應(yīng)最初開(kāi)始的時(shí)刻[23]，C2H4是β-分解反應(yīng)的重要產(chǎn)物[13]。圖13給出了燃燒室對(duì)稱(chēng)面上不同流向位置的上述兩種燃燒重要中間產(chǎn)物的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布。結(jié)果顯示兩種組分濃度分布存在較大差異：CH主要位于燃燒反應(yīng)劇烈的區(qū)域，與圖10中主流與噴流交界面位置相對(duì)應(yīng)；C2H4在凹腔內(nèi)部(x=1.02 m處)濃度較高，這是由于部分燃料通過(guò)凹腔剪切層的不穩(wěn)定運(yùn)動(dòng)進(jìn)入凹腔，局部流場(chǎng)中氧化劑含量偏低，燃料燃燒不充分，反應(yīng)以高溫條件下的β-分解反應(yīng)為主。

圖14給出了采用兩種不同的化學(xué)反應(yīng)簡(jiǎn)化模型預(yù)測(cè)得到的燃燒室側(cè)壁面靜壓分布(圖中P表示壁面靜壓，Pref表示來(lái)流壓強(qiáng))與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比：模型1是Wang[24]提出的廣泛使用的航空煤油總包反應(yīng)簡(jiǎn)化模型，采用C12H24作為航空煤油的平均分子式，用總包反應(yīng)C12H24+O2→CO+H2概括煤油的高溫分解過(guò)程，用16個(gè)基元反應(yīng)描述CO與H2的氧化燃燒過(guò)程；模型2是本文提出的簡(jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)模型。可以發(fā)現(xiàn)，燃燒室壁面靜壓在x=0.47 m位置開(kāi)始顯著上升，這是由于噴流主流干擾與燃燒反應(yīng)釋熱引起了壁面壓力升高，這部分升高的壓力通過(guò)邊界層的亞聲速部分向燃燒室上游傳遞。此外，由于噴嘴距離凹腔較近，在燃料劇烈燃燒與噴流干擾的耦合作用下，產(chǎn)生了復(fù)雜的流動(dòng)結(jié)構(gòu)，因而在0.9 m≤x≤1.1 m區(qū)域內(nèi)壁面靜壓存在劇烈的波動(dòng)，峰值分別位于燃料噴流和凹腔后緣附近。從圖14中可以看出，采用新型簡(jiǎn)化模型的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果及總包反應(yīng)簡(jiǎn)化模型預(yù)測(cè)結(jié)果均吻合較好，表明新型簡(jiǎn)化模型可以準(zhǔn)確捕捉該工況下的劇烈的壓力變化，預(yù)測(cè)壁面靜壓。

圖14 沿燃燒室側(cè)壁面中心線靜壓分布Fig.14 Static pressure distributions along the side wall centerline

圖15 沿燃燒室對(duì)稱(chēng)面中心線溫度分布Fig.15 Temperature distributions along the symmetry plane centerline

4 結(jié)論

1)在高溫高壓條件下，大分子烷烴、環(huán)烷烴、芳香烴的裂解過(guò)程可以忽略部分中間產(chǎn)物，概括為烴基直接分解為乙烯和甲基，通過(guò)調(diào)整總包反應(yīng)速率系數(shù)模擬簡(jiǎn)化過(guò)程中忽略的中間產(chǎn)物對(duì)燃料燃燒特性影響；

2)本文建立的簡(jiǎn)化反應(yīng)模型可以很好地預(yù)測(cè)在當(dāng)量比1.0～2.0、壓力2～4個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓范圍內(nèi)替代燃料的點(diǎn)火延遲時(shí)間以及當(dāng)量比0.8～1.5、壓力0.1～0.5 MPa范圍內(nèi)替代燃料的層流火焰速度；

3)采用本文分析的簡(jiǎn)化反應(yīng)模型得到的燃料燃燒穩(wěn)態(tài)溫度、產(chǎn)物濃度與詳細(xì)反應(yīng)模型結(jié)果吻合，表明該簡(jiǎn)化反應(yīng)模型能準(zhǔn)確反映替代燃料的燃燒特性，可在較大參數(shù)范圍內(nèi)代替詳細(xì)模型；

4)新型簡(jiǎn)化反應(yīng)模型可以應(yīng)用于超聲速煤油復(fù)雜燃燒流場(chǎng)的數(shù)值模擬，模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相符較好；

5)在當(dāng)前當(dāng)量比條件下，活性基團(tuán)(OH,CH等)主要分布在噴流與主流的交界面上，反映出燃燒室內(nèi)部燃燒反應(yīng)劇烈的區(qū)域，而凹腔內(nèi)部由于局部流場(chǎng)中氧化劑含量偏低，反應(yīng)以高溫條件下的β-分解反應(yīng)為主，流場(chǎng)中具有較高濃度的烷基與烯烴。