劉愛虢,朱 悅,曾 文,劉 凱,陳保東

(沈陽航空航天大學(xué) 航空航天工程學(xué)部(院),沈陽 110136)

航空宇航工程

液化天然氣與RP-3航空煤油燃燒特性對比試驗

劉愛虢,朱 悅,曾 文,劉 凱,陳保東

(沈陽航空航天大學(xué) 航空航天工程學(xué)部(院),沈陽 110136)

采用定容燃燒器和激波管分別對RP-3航空煤油、液化天然氣(LNG)的燃燒特性進(jìn)行了試驗研究,對相同條件下RP-3航空煤油和LNG的著火延遲時間和層流火焰?zhèn)鞑ニ俣冗M(jìn)行了比較,并深入研究了當(dāng)量比、溫度、壓力等參數(shù)對LNG著火延遲時間和層流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?。試驗結(jié)果表明,相同條件下LNG的著火延遲時間近似為CH4的一半,但為RP-3航空煤油的20倍,最大層流火焰?zhèn)鞑ニ俣缺菴H4高約5%,但僅為RP-3航空煤油的63%。低壓條件下LNG/空氣混合氣的著火延遲時間對當(dāng)量比不敏感,但隨初始溫度和壓力的升高,著火延遲時間逐漸縮短;當(dāng)量比影響LNG火焰前鋒面穩(wěn)定性,在當(dāng)量比為1.1時,層流火焰?zhèn)鞑ニ俣茸畲?初始壓力的增加會降低LNG/空氣混合氣的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?初始溫度的增加會促進(jìn)層流火焰?zhèn)鞑ニ俣取?/p>

液化天然氣;RP-3航空煤油;著火延遲時間;層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?/p>

煤油型噴氣燃料從投入使用以來,一直作為航空渦輪發(fā)動機(jī)的最佳選擇。我國對噴氣燃料的消費正以每年13%左右的速率快速增長,2010年國內(nèi)噴氣燃料消費量達(dá)到4×109kg以上[1]。噴氣燃料消費量的增加一方面對原油的供應(yīng)是一個巨大挑戰(zhàn),另一方面也會導(dǎo)致污染物的增加。采用新的航空燃料,并制訂相關(guān)的法規(guī)是解決這些問題的有效途徑[2-3]。

LNG是將天然氣經(jīng)過干燥脫酸處理后,在低溫下液化的一種液態(tài)燃料,主要成分是甲烷(96%以上)、乙烷、氮氣及少量C3～C5烷烴的低溫液體。LNG的液態(tài)密度為420～460 kg/m3,無色、無味、無毒且無腐蝕性,其體積質(zhì)量僅為同體積水的45%左右。與航空煤油相比,LNG具有質(zhì)量熱值高、密度低、成本低、燃燒后污染物排放低的特點。LNG在應(yīng)用中需要氣化為氣態(tài),是一種氣體燃料,與液體燃料相比不存在由于粘度過高或過低所導(dǎo)致的輸送、氣化和燃燒問題。其沸點、冰點遠(yuǎn)低于液體燃料,完全可以滿足飛機(jī)在高空飛行時外部低溫對航空燃料的要求。LNG的閃點為-190 ℃且氣化后極易揮發(fā),爆炸極限為5%～15%,自燃點為632.2 ℃,這些特點決定了LNG具有較好的安全性及較寬的可燃范圍。同時,LNG為低溫燃料,具有一定的冷能,在航空發(fā)動機(jī)中可以利用LNG的冷能來冷卻發(fā)動機(jī)。由于LNG具有這些優(yōu)點,可作為未來航空燃料的首選[4]。

將LNG作為航空燃料的研究最早可以追溯到20世紀(jì)70年代,NASA開展了相關(guān)的基礎(chǔ)技術(shù)研究,并預(yù)計在2025年之后使用LNG燃料的飛機(jī)技術(shù)將會走向成熟[5]。之后,美國、前蘇聯(lián)等國的科研機(jī)構(gòu)、高校和一些航空企業(yè)都相繼開展了相關(guān)的科研工作,并對使用LNG燃料的飛機(jī)進(jìn)行了試飛[6-11]。但針對將LNG作為航空燃料后,燃料在燃燒室內(nèi)的反應(yīng)細(xì)節(jié)及需要對燃燒室的改進(jìn)還未見相關(guān)的報道。

目前,我國航空發(fā)動機(jī)使用的RP-3航空煤油為一種由烷烴、烯烴、環(huán)烷烴和芳香烴等幾十種甚至上百種組分組成的一種液態(tài)混合燃料,LNG為一種主要成分為CH4的混合燃料。2種燃料的物理化學(xué)特性和燃燒特性存在差別,所以RP-3航空煤油設(shè)計的燃燒室不適合直接使用LNG為燃料[3]。為實現(xiàn)低污染燃燒,先進(jìn)的航空發(fā)動機(jī)燃燒室大多采用預(yù)混燃燒,而預(yù)混火焰是擴(kuò)散和反應(yīng)動力學(xué)同時有控制作用的火焰,因此為實現(xiàn)LNG作為航空燃料的應(yīng)用,需要掌握LNG的基礎(chǔ)燃燒特性,并與RP-3航空煤油的基礎(chǔ)燃燒特性相比較,進(jìn)一步掌握反應(yīng)動力學(xué)對LNG火焰的影響,為LNG航空發(fā)動機(jī)燃燒室的設(shè)計及使用提供理論基礎(chǔ)。

燃料的著火延遲時間和層流火焰?zhèn)鞑ニ俣仁潜碚魅剂现鸷腿紵匦缘?個重要參數(shù)。在給定燃燒室長度的情況下,著火延遲時間將直接影響燃料的放熱效率,對著火延遲時間的研究可以改善燃料的燃燒效率,提高燃料熱效率和減少污染物排放。目前測量燃料著火延遲時間的試驗裝置主要有噴射攪拌反應(yīng)器[12]、連續(xù)流動反應(yīng)管[13]、重活塞壓縮裝置﹑定容燃燒器和激波管等[14]。其中,激波管能在極短的時間內(nèi)(毫秒級甚至更低)將試驗混合氣提升到理想的溫度和壓力(整個過程幾乎絕熱),同時,能實現(xiàn)溫度和壓力變化的準(zhǔn)確控制,著火始點和著火滯燃期的可靠定義,且不受表面反應(yīng)和輸運問題的影響,試驗可重復(fù)性高。因此,其作為高溫條件下研究燃料著火特性最為理想的試驗手段而備受國內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注。斯坦福大學(xué)的S S.Vasu等采用激波管對Jet-A、JP-8的著火延遲時間進(jìn)行了測試[15],普渡大學(xué)的Freeman G等對Jet-A航空煤油、丙烷和正庚烷在激波管中的著火延遲時間進(jìn)行了試驗測量[16]。國內(nèi)西安交通大學(xué)的黃佐華、四川大學(xué)的唐洪昌等也都采用激波管對煤油、甲烷、乙烷、丙烷和正丁烷的著火特性進(jìn)行了試驗測試[17-19]。在前期的工作中,作者曾使用化學(xué)激波管對RP-3航空煤油的著火特性進(jìn)行了研究[20]。

航空發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)的反應(yīng)過程是一個復(fù)雜的湍流燃燒過程,受層流燃燒速度與湍流強(qiáng)度等因素影響,需要掌握燃料的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?。層流火焰?zhèn)鞑ニ俣仁敲枋鋈剂先紵匦缘淖钪匾?、最基本的物理化學(xué)特性參數(shù),它能夠綜合反映出燃料的擴(kuò)散性、放熱能力以及化學(xué)反應(yīng)速度。測量碳?xì)淙剂蠈恿骰鹧鎮(zhèn)鞑ニ俣鹊姆椒ò够鹧婷娣╗21]、熱流量法[22]、對沖火焰法[23]和球形火焰法[24]等。相比其他測量方法,球形火焰法可獲得火焰拉伸與層流火焰特性之間的關(guān)系,并能對火焰穩(wěn)定性進(jìn)行詳細(xì)分析,因此該方法獲得了廣泛的應(yīng)用[25]。Far、Singh、Vukadinovic等采用定容燃燒器利用球形火焰法對JP-8、正癸烷、異辛烷、Jet A及Jet A-1等在不同初始壓力、溫度及當(dāng)量比下的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣冗M(jìn)行了試驗研究,在前期工作中作者也曾使用定容燃燒器對RP-3航空煤油的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣燃坝绊懸蛩剡M(jìn)行了研究,并獲得可靠的試驗結(jié)果[26-30]。

本文將采用激波管和定容燃燒器,對RP-3航空煤油、LNG的反應(yīng)特性進(jìn)行測試,確定LNG與RP-3航空煤油燃燒特性的區(qū)別,并深入研究壓力、溫度和當(dāng)量比對LNG著火延遲時間和層流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊憽?/p>

1 試驗系統(tǒng)及研究對象

著火延遲時間是燃料與氧化劑形成的燃燒混合物達(dá)到燃燒的物理條件后到有火焰生成的時間間隔,這段時間是燃燒反應(yīng)的誘導(dǎo)期,一般與著火溫度﹑壓力﹑當(dāng)量比以及燃料和助燃劑的氣相濃度等因素有關(guān)。本文采用了激波管對燃料的著火延遲時間進(jìn)行了研究。圖1為激波管試驗裝置的試驗裝置結(jié)構(gòu)簡圖,適用溫度范圍為700～2 500 K,壓力范圍0.1～10 MPa,當(dāng)量比范圍0.2～6.0。激波管管體的橫截面尺寸為130 mm×80 mm,壁厚為10 mm。管體分為3部分,分別為長4 m的高壓驅(qū)動段、長5.3 m的低壓被驅(qū)動段和長1.3 m的試驗段,關(guān)于激波管的組成及工作原理的詳細(xì)介紹可見前期發(fā)表論文[19]。

圖1 激波管試驗裝置結(jié)構(gòu)簡圖

采用激波管進(jìn)行著火延遲時間測試時,是通過監(jiān)測CH*自發(fā)光信號和壓力信號來共同診斷燃料著火延遲時間。由測試結(jié)果可知,RP-3航空煤油和LNG的自著火溫度較高,著火強(qiáng)度較弱,都屬于弱著火方式,著火延遲時間定義為壓力曲線第一次發(fā)生階躍的時刻與CH*自發(fā)光曲線斜率最大的點對應(yīng)時刻的時間間隔。

測量層流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊脑囼炑b置為定容燃燒器,試驗系統(tǒng)見圖2所示。試驗中所用的定容燃燒器的內(nèi)徑為180 mm、容積為0.005 5 m3,點火電極置于球形燃燒反應(yīng)器的中心,用3個離子探針檢測火焰到達(dá)反應(yīng)器一定半徑時所對應(yīng)的時間,詳細(xì)的試驗裝置及工作原理見文獻(xiàn)[28]。層流火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤捎墒?1)計算獲得:

ul=(ρbSl)/ρu

(1)

其中,ρb,ρu分別為已燃區(qū)和未燃區(qū)混合氣密度, kg·m-3;Sl為球形擴(kuò)散火焰無拉伸層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?m·s-1。

圖2 定容燃燒反應(yīng)器試驗系統(tǒng)

試驗測試過程中,測試對象為國產(chǎn)RP-3航空煤油和中原油田生產(chǎn)的LNG,化學(xué)激波管試驗工況為:著火溫度范圍1 100～2 000 K,壓力為0.1～1.0 MPa,當(dāng)量比為0.5～2.0;定容燃燒器試驗工況為:初始壓力為0.1～0.3 MPa,初始溫度為290～390 K,當(dāng)量比Φ范圍為0.6～1.4。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 不同燃料反應(yīng)特性比較

在著火延遲時間測定試驗中,當(dāng)確定燃料與氧化劑的比例后,其化學(xué)計量比隨著燃料化學(xué)分子式的不同而變化,而且隨著燃料化學(xué)分子式的不同,相同初始狀態(tài)計算得到的反射激波后試驗段氣體在著火發(fā)生時的溫度也存在差異。因此,在試驗前需確定RP-3航空煤油和LNG的化學(xué)分子式。根據(jù)前期的分析結(jié)果,本文選定C10H22作為RP-3航空煤油的化學(xué)分子式。本文采用的中原油田生產(chǎn)的LNG,體積組成為:甲烷95.857%,乙烷2.536%,丙烷0.733%,正丁烷0.201%,異丁烷0.105%,正戊烷0.031%,其他碳?xì)浠衔?.015%,氮氣0.085%,低熱值為37.48 MJ/m3,分子量16.85。所以分子式為C1.04H4.33。

圖3所示為壓力為0.1 MPa,當(dāng)量比為1時,LNG/空氣混合氣和RP-3航空煤油/空氣混合氣分別在1 546 K和1 485 K時的圧力曲線與CH*自發(fā)光信號曲線。由著火延遲的定義方式可以看出LNG為弱著火,且在該初始條件下著火延遲時間為690 μs,為RP-3航空煤油的著火延遲時間59 μs的10倍以上。

圖3 圧力曲線與CH*自發(fā)光信號曲線

圖4所示為LNG、RP-3航空煤油和CH4在當(dāng)量比為1.0,壓力分別為0.12 MPa(圖4a)和0.32 MPa(圖4b)時著火延遲時間的比較,其中CH4著火延遲時間為參考文獻(xiàn)[16]的試驗結(jié)果。

由比較的結(jié)果可以看出,LNG、RP-3航空煤油、CH4的著火延遲時間隨溫度的變化趨勢相同,都是隨著溫度的升高著火延遲時間縮短。從3種燃料的比較可以看出,相同條件下LNG的著火延遲時間要小于CH4的著火延遲時間,但遠(yuǎn)大于RP-3航空煤油的著火延遲時間。以P=0.32 MPa,T=1 460 K為例,此時CH4的著火延遲時間為2 500 μs,LNG為900 μs,而RP-3航空煤油僅為50 μs,相差明顯。LNG的主要組成為CH4,但由于含有2.536 vol.%的C2H6導(dǎo)致點火延遲時間降低了近1/3。這是由于,在鏈鎖式反應(yīng)機(jī)理中,C2H6在反應(yīng)過程中會脫去一個H后生成C2H5,C2H5通過基元反應(yīng)繼續(xù)生成H自由基,促進(jìn)著火,因此,對縮短CH4的著火延遲時間起到促進(jìn)作用。相同條件下,LNG的著火延遲時間遠(yuǎn)大于RP-3航空煤油主要是由組成燃料的燃燒特性所決定的。

圖4 LNG、CH4和RP-3航空煤油的著火延遲時間

燃料種類、工作條件都會對著火延遲時間產(chǎn)生影響。不同的著火延遲時間對燃料在燃燒室內(nèi)的反應(yīng)特性有重要影響,在進(jìn)行燃燒室設(shè)計時應(yīng)考慮燃料著火延遲時間的影響,對燃燒室內(nèi)的流場組織、結(jié)構(gòu)特性等進(jìn)行相應(yīng)的改進(jìn)優(yōu)化。

圖5所示為LNG、RP-3航空煤油和CH4層流火焰?zhèn)鞑ニ俣萓l的比較,其中圖5a為壓力為0.1 MPa,溫度為390 K時LNG和RP-3航空煤油在不同當(dāng)量比下層流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊谋容^,圖5b為壓力為0.1 MPa,溫度為300 K時LNG和CH4的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊谋容^。

由比較可以看出,RP-3航空煤油層流火焰?zhèn)鞑ニ俣仍诋?dāng)量比1.2左右呈現(xiàn)最大值,而LNG和CH4都是在當(dāng)量比1.1左右呈現(xiàn)最大層流火焰?zhèn)鞑ニ俣取Ｓ蓤D5a可以看出,在壓力為0.1 MPa、溫度為390 K時,RP-3航空煤油的最大層流火焰?zhèn)鞑ニ俣仍?.8 m/s左右,而LNG的最大層流火焰?zhèn)鞑ニ俣仍?.5 m/s左右,僅為RP-3航空煤油的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊?3%。由圖5b可以看出,由于LNG中含有一定數(shù)量的乙烷,而乙烷的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣纫笥诩淄榈膶恿骰鹧鎮(zhèn)鞑ニ俣?因此LNG的最大層流火焰?zhèn)鞑ニ俣纫菴H4的最大層流火焰?zhèn)鞑ニ俣雀呒s5%。

圖5 LNG、CH4和RP-3航空煤油的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?/p>

通過對3種燃料基礎(chǔ)燃燒特性的比較可以看出,LNG為一種混合燃料,燃料中的乙烷等成分會對LNG的反應(yīng)特性產(chǎn)生一定的影響,尤其是對著火延遲時間的影響比較明顯。與RP-3航空煤油相比,LNG的著火延遲時間遠(yuǎn)大于RP-3航空煤油,而層流火焰?zhèn)鞑ニ俣扔诌h(yuǎn)小于RP-3航空煤油。采用預(yù)混燃燒方式時,擴(kuò)散和反應(yīng)動力學(xué)都會影響到燃料的反應(yīng)特性,因此需要掌握LNG的反應(yīng)動力學(xué)。

2.2 LNG著火特性

LNG/空氣混合氣的著火延遲時間隨初始溫度的變化趨勢如圖6所示,此時壓力為0.1 MPa,當(dāng)量變化范圍為0.5～2.0。從圖6中可以看出,當(dāng)量比為0.5、1.5和2.0的著火延遲時間曲線幾乎重合,說明在低壓條件下LNG/空氣混合氣的著火延遲時間對當(dāng)量比的變化不敏感。

圖7所示為LNG/空氣混合氣的著火延遲時間隨壓力的變化趨勢,此時當(dāng)量比為1.0,壓力的變化范圍為0.1～1.0 MPa。從測試結(jié)果可以看出,不同壓力下LNG/空氣混合氣的著火延遲時間隨溫度的變化具有相同的趨勢,即隨著溫度升高點火延遲時間縮短。但隨著壓力由0.1 MPa升高到1.0 MPa時,著火延遲時間逐漸縮短,說明升高壓力對著火起到促進(jìn)作用。

圖6 不同當(dāng)量比下著火延遲時間

圖7 初始壓力對著火延遲時間的影響

2.3 LNG火焰?zhèn)鞑ヌ匦?/h3>

層流火焰?zhèn)鞑ニ俣群婉R克斯坦長度是表征燃料燃燒特性的2個重要的指標(biāo)。其中,馬克斯坦長度是一個表征燃燒速率對作用在火焰前鋒面上局部拉伸的敏感程度的無量綱物理量,可以解釋火焰淬熄和表征火焰穩(wěn)定性。對馬克斯坦長度和層流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊难芯?可以通過定容燃燒反應(yīng)器內(nèi)球形膨脹火焰的傳播過程來確定,具體的測試原理可參考文獻(xiàn)[28],其中球形火焰的火焰半徑為主要的測量參數(shù)。

(1)火焰半徑

對火焰?zhèn)鞑ヌ匦援a(chǎn)生影響的參數(shù)主要包括:初始壓力、溫度和當(dāng)量比,因此對這3個參數(shù)分別進(jìn)行了研究。

為分析當(dāng)量比對火焰?zhèn)鞑グ霃絩u的影響,在初始壓力為0.1 MPa,初始溫度為290 K,當(dāng)量比變化范圍為0.6～1.4時的火焰?zhèn)鞑グ霃竭M(jìn)行了測試,結(jié)果如圖8所示。

由測試結(jié)果可以看到,在相同的當(dāng)量比下火焰半徑與著火時刻基本都呈線性增長關(guān)系。但在不同的當(dāng)量比下火焰半徑的增長速率不同,在當(dāng)量比為1.0時火焰半徑增長速率最快。當(dāng)量比大于1.0時,火焰半徑的增長速度隨著當(dāng)量比的增加而逐漸減慢,其中當(dāng)量比為1.4時,火焰半徑的增長速度最慢。

圖8 當(dāng)量比對火焰半徑的影響

初始壓力對火焰半徑的影響如圖9所示,此時初始溫度為290 K,當(dāng)量比為1.0。初始溫度對火焰半徑的影響如圖10所示,此時初始壓力為0.1 MPa,當(dāng)量比為1.0。

由測試結(jié)果可以看到,在不同初始壓力和不同初始溫度下火焰半徑與著火時刻基本都呈線性增長關(guān)系。當(dāng)初始壓力不斷升高后,ru-t直線的斜率有所降低,這說明火焰半徑的增長速度隨著初始壓力的增加而逐漸變緩,火焰?zhèn)鞑ニ俾首兟?當(dāng)初始溫度逐漸升高后,火焰半徑隨時間的增長速度有所增加,但增長幅度不明顯,這說明火焰半徑隨時間的增長速度對溫度變化不敏感。

圖9 初始壓力對火焰半徑的影響

圖10 初始溫度對火焰半徑的影響

(2)馬克斯坦長度

馬克斯坦長度Lb是反映火焰前鋒面穩(wěn)定性的參數(shù)。為維持火焰的穩(wěn)定需要抑制火焰在凸起部位的傳播速度,此時Lb為正值;反之,當(dāng)Lb為負(fù)值時,火焰的不穩(wěn)定性增加。

在不同的當(dāng)量比和初始壓力下馬克斯坦長度Lb的變化趨勢如圖11所示,此時初始溫度為290 K。

由測試結(jié)果可以看出,在所研究的壓力范圍內(nèi),當(dāng)量比由0.6升至1.3時,Lb由負(fù)值逐漸變?yōu)檎?且整體變化趨勢為越來越大,這說明火焰前鋒面在濃混合氣處比較穩(wěn)定。這一現(xiàn)象可以由Markstein和Manton有關(guān)層流燃燒火焰穩(wěn)定性的理論進(jìn)行解釋,該理論指出在預(yù)混層流燃燒中,反應(yīng)物中具有最大擴(kuò)散系數(shù)的組分決定了火焰的優(yōu)先擴(kuò)散不穩(wěn)定性,當(dāng)具有最大擴(kuò)散系數(shù)的組分缺乏時,受到優(yōu)先擴(kuò)散不穩(wěn)定性影響的預(yù)混層流火焰的前鋒面就會變得不穩(wěn)定。在所研究的LNG/空氣混合氣中,甲烷對氮氣的擴(kuò)散系數(shù)最大,隨著當(dāng)量比增加,優(yōu)先擴(kuò)散不穩(wěn)定性便會減弱,從而使火焰趨于穩(wěn)定。由此可得出結(jié)論:混合氣為濃混合氣時,其火焰前鋒面比稀混合氣的穩(wěn)定性好。

圖11 不同初始壓力下Lb隨當(dāng)量比的變化

由測試結(jié)果還可以看出,在所研究的壓力范圍內(nèi),當(dāng)量比對燃燒穩(wěn)定性的影響是以Φ=0.9作為分界點的,當(dāng)LNG/空氣混合氣的當(dāng)量比大于等于0.9時火焰前鋒面的穩(wěn)定性較好;而當(dāng)混合氣的當(dāng)量比小于0.8時,在所研究的初始壓力范圍內(nèi)的Lb均為負(fù)值,說明此時火焰前鋒面的穩(wěn)定性較差;在當(dāng)量比一定時,Lb隨初始壓力的增加而逐漸減小,但變化不大,說明初始壓力的增加會使火焰前鋒面的不穩(wěn)定性略有增強(qiáng)。

初始溫度和當(dāng)量比對Lb的影響如圖12所示,此時保持初始壓力不變?yōu)?.1 MPa。

由實驗結(jié)果可以看出,初始溫度對Lb的影響與初始壓力有相同之處,在溫度由290 K升高到350 K的過程中,在相同的當(dāng)量比下Lb值略有升高,即燃燒的穩(wěn)定性增強(qiáng),但與壓力的影響相似,都不明顯。但隨當(dāng)量比的增加,Lb由負(fù)值逐漸變?yōu)檎?且整體變化趨勢為越來越大。在不同初始溫度下,以Φ=0.8作為分界點,當(dāng)LNG/空氣混合氣的當(dāng)量比大于等于0.8時,Lb均為正值,表明上述工況下火焰前鋒面的穩(wěn)定性較好。

綜上分析可得,影響火焰前鋒面穩(wěn)定性的因素中最明顯的是混合氣的當(dāng)量比,初始溫度和初始壓力對火焰的穩(wěn)定性也有影響,但與混合氣的當(dāng)量比相比,此二者產(chǎn)生的影響要小得多。

圖12 不同初始溫度下Lb隨當(dāng)量比的變化

(3)層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?/p>

圖13所示為層流火焰?zhèn)鞑ニ俣萓l隨當(dāng)量比的變化關(guān)系,此時壓力的變化范圍為0.1～0.3 MPa,初始溫度保持為290 K。

圖13 初始壓力和當(dāng)量比對Ul影響

由圖13所示的試驗測試結(jié)果可以看出,在不同初始壓力下,LNG/空氣混合氣的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣入S當(dāng)量比的增加具有相同的變化趨勢,即兩端低中間高。不論是在稀混合氣還是濃混合氣的條件下,Ul都會降低,在富燃處取得最大層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?。從壓力對層流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊懣梢钥闯?在相同當(dāng)量比時,隨著初始壓力的增加,Ul迅速降低。

初始溫度和當(dāng)量比對層流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊懭鐖D14所示,此時初始壓力為0.1 MPa。在不同初始溫度下,隨著當(dāng)量比的逐漸增加,Ul同樣表現(xiàn)出兩端低中間高的現(xiàn)象,在當(dāng)量比為1.1處取得最大火焰?zhèn)鞑ニ俣取５?在當(dāng)量比一定時,Ul隨著初始溫度的增加而迅速增加,且增加的幅度很大。

圖14 初始溫度和當(dāng)量比對Ul影響

3 結(jié)論

本文利用定容燃燒反應(yīng)器和激波管開展了RP-3航空煤油、LNG的層流燃燒速度和著火延遲時間的測試工作,重點對影響LNG反應(yīng)特性的因素進(jìn)行了分析,獲得的主要結(jié)論如下:

(1)LNG中其他可燃成分的存在對燃料的反應(yīng)特性會產(chǎn)生影響,相同條件下LNG的著火延遲時間近似為純CH4的一半,但近似為RP-3航空煤油的20倍,最大層流火焰?zhèn)鞑ニ俣缺燃僀H4高約5%,但僅為RP-3航空煤油的63%;

(2)RP-3航空煤油層流火焰?zhèn)鞑ニ俣仍诋?dāng)量比1.2左右呈現(xiàn)最大值,而LNG在當(dāng)量比1.1左右呈現(xiàn)最大值;

(3)在低壓條件下LNG/空氣混合氣的著火延遲時間對當(dāng)量比的變化不敏感,隨初始溫度和壓力的升高,著火延遲時間逐漸縮短,說明溫度和壓力對著火具有促進(jìn)作用;

(4)初始溫度和初始壓力對LNG火焰的穩(wěn)定性有影響但不明顯,影響LNG火焰前鋒面穩(wěn)定性的因素中最明顯的是混合氣的當(dāng)量比;

(5)在不同初始壓力下,隨當(dāng)量比的變化LNG層流火焰?zhèn)鞑ニ俣瘸尸F(xiàn)出兩端低中間高的趨勢,在當(dāng)量比為1.1時,層流火焰?zhèn)鞑ニ俣茸畲?在當(dāng)量比一定時,隨著初始壓力的增加,層流火焰?zhèn)鞑ニ俣妊杆俳档?在當(dāng)量比一定時,層流火焰?zhèn)鞑ニ俣入S著初始溫度的增加而迅速增加。

[1] 石寶明,王皓東．中國航空煤油市場2006年回顧及2007年展望[J].國際石油經(jīng)濟(jì),2007,15(2):43-46.

[2] SIMON CHRISTIE,SIMON BLAKEY,PATRICK LE CLERCQ,et al.Research strategies for developing alternative fuels in aviation[R].Bad Kohlgrub,Germany:4th Conference on Transport,Atmosphere and climate (TAC4),2015.

[3] 王寶源,李鵬飛,朱冬清,等.高密度烴與航空煤油燃燒特性對比試驗[J].推進(jìn)技術(shù),2016,37(1):71-76.

[4] 劉愛虢,陳 欣,陳保東,等.液化天然氣作為航空燃料的發(fā)展趨勢及特點分析[J].航空動力學(xué)報,2016,31(6):1281-1288.

[5] CARSON L K,DAVIS G W,VERSAW E F,et al.Study of methane fuel for subsonic transport aircraft[R].NASA contractor Report 159320,1980.

[6] KAWAI R T,KISSKA M K.Dual Fuel Gas Turbine Thrust and power control,US20160076461[P].2016.

[7] 吳良彥,朱孝琪.用液化天然氣作燃料的飛機(jī)[J].石油石化節(jié)能,2000,9(9):32-33.

[8] RONALD KAWA.Benefit Potential for a cost efficient dual fuel propulsion BWB[R].AIAA-2013-0937,2013.

[9] GONYOU C A,WEISGERBER R H,EPSTEIN M J,et al.Aircraft engine fuel system and method of operating the same[P].Patent WO2012173651A1-2012-12-20.

[10]KAMATH,DEEPAK,MANOHAR,et al.System for temperature and actuation control and method of controlling fluid temperatures in an aircraft[P].Patent WO/2014/105328A1-2014-07-03.

[11]YAHYAOUI M,A.ANANTHA-SUBRAMANIAN,I.LOMBAER-VALOT.The use of LNG as aviation fuel combustion and emission[R].AIAA-2015-3730,2015.

[12]WEN Z,YUN S,THOMSON M J,et al.Modeling soot formation in turbulent kerosene/air jet diffusion flames[J].Combustion & Flame,2003,135(3):323-340.

[13]PATTERSON P M,KYNE A G,POURKASHANIAN M,et al.Combustion of Kerosene in Counterflow Diffusion Flames[J].Journal of Propulsion & Power,2001,17(2):453-460.

[14]梁金虎．煤油著火延時特性及其污染效應(yīng)的激波管研究[D]．重慶:重慶大學(xué),2011.

[15]VASU S S,DAVIDSON D F,HANSON R K.Jet fuel ignition delay times:Shock tube experiments over wide conditions and surrogate model predictions[J].Combustion & Flame,2008,152(1-2):125-143.

[16]FREEMAN G,LEFEBVRE A H.Spontaneous ignition characteristics of gaseous hydrocarbon-air mixtures[J].Combustion & Flame,1984,58(2):153-162.

[17]胡二江,黃佐華,姜雪,等.C1-C4烷烴預(yù)混層流燃燒與著火特性研究[J].工程熱物理學(xué)報,2013,34(3):558-562.

[18]唐洪昌,張昌華,李萍,等.煤油自點火特性的試驗研究[J].物理化學(xué)學(xué)報,2012,28(4):787-791.

[19]張英佳,黃佐華,王金華,等.激波管研究煤油/空氣混合氣的自著火特性[J].科學(xué)通報,2011(1):85-93.

[20]曾文,李海霞,馬洪安,等.RP-3航空煤油著火特性的試驗[J].航空動力學(xué)報,2014,29(3):481-488.

[21]KUMAR K,SUNG C J,XIN H.Laminar flame speeds and extinction limits of conventional and alternative jet fuels[J].Fuel,2011,90(3):1004-1011.

[22]BOSSCHAART K J,GOEY L P H D.The laminar burning velocity of flames propagating in mixtures of hydrocarbons and air measured with the heat flux method[J].Combustion & Flame,2004,136(3):261-269.

[23]鄭東,于維銘,鐘北京.RP-3航空煤油替代燃料及其化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)模型[J].物理化學(xué)學(xué)報,2015(4):636-642.

[24]M.WEIβ,N.ZARZALIS,R.SUNTZ.Experimental study of Markstein number effects on laminar flamelet velocity in turbulent premixed flames[J].Combustion & Flame,2008,154(4):671-691.

[25]GU X J,HAQ M Z,LAWES M,et al.Laminar burning velocity and Markstein lengths of methane-air mixtures[J].Combustion & Flame,2000,121(1-2):41-58.

[26]EISAXADEH-FAR K,MOGHADDAS A,METGHALCHI H,et al.The effect of diluent on flame structure and laminar burning speeds of JP-8/oxidizer/diluent premixed flames[J].Fuel,2011,90(4):1476-1486.

[27]SINGH D,NISHIIE T,LI Q.Laminar Burning Speeds and Markstein Lengths of n-Decane/Air,n-Decane/O2/He,Jet-A/Air and S-8/Air Flames[C]// Aiaa Aerospace Sciences Meeting Including the New Horizons Forum and Aerospace Exposition,2010.

[28]楊波,洪延姬,徐慶堯,等.異辛烷預(yù)混層流火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘膶嶒炁c數(shù)值研究[J].推進(jìn)技術(shù),2015,36(11):1694-1698.

[29]VUKADINOVIC V,HABISREUTHER P,ZARZALIS N.Influence of pressure and temperature on laminar burning velocity and Markstein number of kerosene Jet A-1:Experimental and numerical study[J].Fuel,2013,111(3):401-410.

[30]曾文,陳欣,馬洪安,等.RP-3航空煤油層流燃燒特性的試驗[J].航空動力學(xué)報,2015,30(12):2888-2896.

(責(zé)任編輯：吳萍 英文審校：趙歡)

ComparisononcombustioncharacteristicstestforLNGandRP-3kerosene

LIU Ai-guo,ZHU Yue,ZENG Wen,LIU Kai,CHEN Bao-dong

(Faculty of Aerospace Engineering,Shenyang Aerospace University,Shenyang 110136,China)

Combustion characteristics of RP-3 aviation kerosene and liquefied natural gas (LNG) were studied using a constant volume burner and a shock tube.Ignition delay time (IDT) and laminar flame propagation velocity (LFPV) of RP-3 aviation kerosene and LNG were compared under the same experimental conditions.The effects of equivalence ratio,temperature,pressure on IDT and LFPV of LNG were further studied.The experimental results show that IDT of LNG is approximately half of that of CH4and 20 times of that of RP-3,while the maximum LFPV is about 5% higher than that of CH4and only 63% of that of RP-3 under the same conditions.IDT of LNG/air mixture is not sensitive to equivalence ratio at low pressure.With the increase of initial temperature and pressure IDT gradually decreases.The equivalence ratio affects stability of the flame front surface of LNG,and the flame propagation velocity is maximum when the equivalence ratio is 1.1.The increase of initial pressure will reduce the LFPV of LNG/ air mixture while the increase of initial temperature will promote the LFPV.

liquefied natural gas(LNG);RP-3 kerosene;ignition delay time;laminar flame speed

2017-06-22

國家自然科學(xué)基金(項目編號：51476106)；航空科學(xué)基金(項目編號：2015ZB54003).

劉愛虢(1979-)，男，遼寧義縣人，副教授，博士，主要研究方向：先進(jìn)低排放燃燒技術(shù)，E-mail:agliu@sau.edu.cn。

2095-1248(2017)04-0018-09

V231.2

： A

10.3969/j.issn.2095-1248.2017.04.002