低溫燃料化學特性對湍流預混火焰?zhèn)鞑サ挠绊?/h1>
2019-03-08 08:30鐘生輝堯命發(fā)彭志軍
物理化學學報 2019年2期
張 帆，任 哲，鐘生輝，堯命發(fā)，彭志軍
天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072
1 引言
在實際的內(nèi)燃機械中，燃料混合氣的湍流燃燒是熱功能量轉化的重要方式。目前，已有許多學者就Lewis數(shù)、擴散、壓力等多元參數(shù)對于火焰結構及湍流燃速的影響開展了大量研究1–3，但大多研究主要著眼于不存在低溫化學反應的小分子氣態(tài)碳氫燃料，如甲烷、氫氣等4?，F(xiàn)實中主要使用的交通輸運燃料大多為類似正庚烷、異辛烷等的大分子高碳氫含量燃料，在高壓、中低溫度的條件下普遍具有低溫化學反應與兩階段點火的燃燒特性5,6。對于這類燃料，低溫化學反應會消耗大部分初始反應物，產(chǎn)生如CO、CH2O、C2H4等中間物質(zhì)，顯著改變反應物組成與混合氣溫度、減少反應物平均分子質(zhì)量、影響能量吸收及轉變過程，使燃料的組分、輸運特性以及化學特性等發(fā)生急劇改變，繼而影響湍流火焰的燃燒速度及火焰結構。
研究者通過實驗與模擬的途徑7–11已經(jīng)發(fā)現(xiàn)燃料的低溫化學反應會影響湍流火焰的動力學特性。Lawes等人采用高速紋影成像技術，在湍流燃燒彈內(nèi)實驗測量了不同湍流速度、不同當量比及不同壓力條件下正辛烷的湍流燃燒速度12。Won等人在自主設計的槽型湍流反應器(RATS)燃具內(nèi)，使用激光誘導熒光(PLIF)檢測技術對庚烷的湍流燃燒速度及火焰分區(qū)進行實驗研究，得到正庚烷因初始反應物溫度、入口速度、加熱流動滯留時間的不同會導致燃料氧化及低溫化學反應程度的不一，存在四種火焰分區(qū)，并深入探究了燃料的低溫化學反應程度對湍流燃燒速度的影響13–15。本論文正是基于其試驗數(shù)據(jù)開始的數(shù)值模擬研究。近年來隨著計算技術的快速發(fā)展，直接數(shù)值模擬(DNS)在燃料燃燒領域得到了廣泛應用。在新型均質(zhì)壓燃(HCCI)與火花塞輔助壓燃(SAHCCI)環(huán)境下，Gou等人16使用多時間尺度(MTS)與簡化動力學模型模擬了庚烷的點火、火焰分區(qū)以及各個分區(qū)間的轉化，發(fā)現(xiàn)火焰的分區(qū)狀況會受初始溫度梯度與壓力的影響；低溫化學反應的存在使得低溫火焰與高溫火焰具有迥異的動力學和輸運特性以及傳播速度；此外發(fā)現(xiàn)，負溫度系數(shù)效應會促進超音速自點火，在低溫度梯度下極大影響了點火鋒面與聲波的相互作用。Krisman等人17采用二維DNS模擬了二甲醚低溫反應產(chǎn)生的“冷焰”對于二甲醚兩階段自點火尤其是高溫點火HTC的影響，與均勻混合氣相比，冷焰的產(chǎn)生將導致較濃混合氣區(qū)域內(nèi)第一階段自燃的點火延時在減小，并影響自燃核形成的位置及時間。之后Krisman等人18詳細模擬了在4000 kPa,400 K與900 K理想柴油機條件下二甲醚的湍流兩階段點火特性，發(fā)現(xiàn)其點火是個包含LTC/HTC/預混及非預混燃燒的復雜多級過程。Zhang等人采用三維DNS模擬研究了標準參考燃料PRF70在部分預混燃燒(PPC)內(nèi)燃機工況下的自點火及廢氣排放情況，并分析了燃燒中間產(chǎn)物CO的變化以深入了解部分預混燃燒區(qū)結構以及燃燒污染物的產(chǎn)生機理19,20。
過去的研究大多基于傳統(tǒng)Borghi圖的燃燒模型，僅考慮了與層流火焰結構有關的火焰燃燒時間尺度。在一些先進燃氣渦輪燃燒器的高壓(＞ 2000 kPa)或高溫(＞ 1000 K)環(huán)境下，大分子碳氫燃料的低溫點火延遲時間將急劇縮短至1 ms以內(nèi)，與湍流積分時間尺度及混合層流動滯留時間具有可比性，此時傳統(tǒng)的小火焰假設與Borghi圖都不再適用14。因此高溫高壓環(huán)境下點火的影響也會成為影響火焰分區(qū)的重要因素之一，湍流與化學相互作用對于低溫燃燒的影響作用仍待探究。
本文主要著眼于燃料的負溫度系數(shù)區(qū)域，研究了不同入口參數(shù)條件下正庚烷/空氣預混混合氣的流場、組分和溫度變化，探索了低溫反應對湍流火焰的影響，并結合湍流時間尺度、流動時間尺度與點火時間尺度，初步提出湍流/化學相互作用下新的火焰區(qū)域劃分依據(jù)。
2 數(shù)值模擬模型
2.1 計算方法
本文根據(jù)文獻14中的試驗裝置，使用OpenFOAM平臺構建數(shù)值計算模型。此模型可以分為自由發(fā)展段與火焰生成區(qū)兩部分。預混混合氣首先以不同入口溫度、速度條件流動通過自由發(fā)展段，發(fā)生不同程度的低溫化學反應；隨后進入火焰生成區(qū)后經(jīng)由引燃火焰點火并形成穩(wěn)定火焰面。其初始參數(shù)由文獻14給出。
在自由發(fā)展段，燃料是否會發(fā)生低溫反應以及反應進行的程度會各有不同，導致進入火焰生成區(qū)的物質(zhì)組分發(fā)生重大改變。為準確獲取火焰生成區(qū)入口處的實際組分含量，可將該部分正庚烷混合氣看作處于一維絕熱的流動過程，不受外界影響而完全由初始狀態(tài)自由發(fā)展。通過對反應流初始溫度與速度的設置，經(jīng)過一段時間后反應流將完全流通達到穩(wěn)定狀態(tài)，此時出口處各組分的含量即可視作該工況下進入火焰生成區(qū)的實際組分。
預混混合氣經(jīng)過自由發(fā)展段后直接進入火焰生成區(qū)，三維計算區(qū)域尺寸為140 mm × 82 mm ×90 mm，采用非均勻化網(wǎng)格對中間火焰部分進行加密處理，網(wǎng)格數(shù)總數(shù)為799200。圖1a–c分別是RATS燃具示意圖，計算域和三維網(wǎng)格劃分情況。圖1a中黑色虛線部分為計算域，在三維圖中顯示為圖1b,c。在計算域內(nèi)部充滿了處于常溫常壓下的空氣。計算模型底面100 mm ×10 mm部分為預混燃料混合氣入口，即RATS燃具中的噴嘴出口。圖1c中顯示的中間網(wǎng)格密集處即為產(chǎn)生火焰的主要位置。在入口兩旁各有100 mm × 1 mm的長槽面作為化學當量比條件下的甲烷高溫引燃火焰，進口計算域的最底面為燃料與引燃火焰的入口，通道平行且鄰近主反應物流動通道的每一側，如圖2a所示。在模型入口邊界上，燃料混合氣的組分給定初始值。本文是使用直接數(shù)值模擬的方法先生成了一個滿足一定湍流強度的各項同性湍流場，然后疊加在主流速度之上作為燃燒器的入口條件。在本算例的三維計算中，采用的RANS方法，湍流模型是k-ε。以初始反應物溫度700 K，入口速度10 m·s-1為例，按實驗數(shù)值設置初始湍流積分尺度為2.75 mm，湍流強度取12.5%，圖2b顯示了初始湍流速度場分布。
圖1 (a) 燃具示意圖；(b) 三維數(shù)值模擬計算域；(c) 計算域網(wǎng)格Fig.1 (a) Schematic of reactor-assisted turbulent slot burner;(b) computational domain of three-dimensional numerical simulation;(c) the grid mesh in the simulation.
2.2 化學動力學機理
在數(shù)值模擬計算中使用的是美國 Sandia National Laboratories的Liu等人提出的簡化正庚烷骨架機理21，包含44種物質(zhì)與112步基元反應，可在計算能力允許的范圍內(nèi)較好反映燃料的化學特性。圖3為該簡化機理與CURRAN ver 3.1詳細機理22在CHEMKIN零維均質(zhì)燃燒器中不同當量比、溫度與壓力條件下的滯燃期對比。圖3a,b分別對應的是化學當量比φ = 1和0.6的正庚烷混合氣。本文中著火延遲時間定義為溫度梯度最大時所對應的時刻。從圖3a中可見在100 kPa，750 K條件當量燃燒下，第一階段點火延時 τ1st為9.6 ms；而壓力增至1350 kPa時，因分子碰撞加劇導致初始活性自由基團數(shù)量增加，繼而使得 τ1st縮短至1.6 ms。在壓力P = 100 kPa的工況下，簡化機理(實心紅點)與詳細機理(藍色實線)滯燃期對比吻合較好。圖3b顯示在φ = 0.6，一個大氣壓條件下，簡化機理與詳細機理的第二階段滯燃期基本吻合，第一階段滯燃期較長，但是三維計算中的分析是基于第一階段點火之后的組分、溫度分布對湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?。因此本研究使用此簡化機理替代詳細機理CURRAN ver 3.1。
圖4a，b表示了在初始100 kPa、700 K、φ = 0.6條件下該簡化機理計算得到的兩階段點火特性：壓力、燃料以及中間組分CH2O隨時間的變化?？梢钥闯鲈诘谝弧⒌诙c火階段壓力各有兩次快速提升，第一階段低溫化學反應發(fā)生后，燃料正庚烷大量分解并產(chǎn)生各類中間產(chǎn)物；二次點火后燃料完全分解，反應到達高溫階段。
圖2 計算域底面入口(a)和底面速度入口湍流場(b)Fig.2 Bottom inlet of the computational domain (a);inlet turbulent velocity (b).
圖3 簡化機理與ver3.1詳細機理在φ = 1 (a)和φ = 0.6 (b)時的滯燃期對比Fig.3 Comparison of ignition delay time for n-heptane mechanism at φ = 1 (a) and φ = 0.6 (b) conditions between reduced and ver3.1 detailed mechanism.
圖4 簡化機理壓力(a)和部分組分(b)隨時間變化Fig.4 Time-dependent change of pressure (a) and important species (b) of simplified mechanism.
2.3 初始參數(shù)設置
本文主要研究的是化學當量比φ = 0.6的正庚烷空氣混合氣火焰燃燒情況。計算域內(nèi)大環(huán)境為常溫狀態(tài)下的空氣，這里取一個標準大氣壓，溫度301 K，近似認為空氣中僅含有氮氣與氧氣兩種物質(zhì)(以質(zhì)量分數(shù)的形式給出)。入口燃料由正庚烷、氧氣與氮氣三者構成，對于化學當量比為φ = 0.6的正庚烷混合氣，表1給出了相應組分質(zhì)量分數(shù)。根據(jù)自由發(fā)展段燃料滯留時間的不同，其初始混合物狀態(tài)(溫度、組分)做相應的改變。
為點燃并穩(wěn)定主流火焰，引燃火焰一般采用甲烷、乙烯等簡單燃料。在本模擬中引焰采用的是GRI3.0詳細甲烷動力學機理，包含53種物質(zhì)，353步反應。將經(jīng)過CHEMKIN燃燒計算后得到的主要高溫產(chǎn)物作為入口初始條件給入計算模型。CHEMKIN燃燒模型中初始溫度為298 K，甲烷/空氣當量比φ = 1，燃燒后溫度為2230 K。引焰的目的是提供足夠的熱環(huán)境使得主流區(qū)的燃燒能夠順利進行,并且保證周圍空氣對主流沒有干擾。本文選取的引焰中的組分是甲烷和空氣完全燃燒得到的主要產(chǎn)物，即：H2O，CO，CO2，O2，H2，OH 和N2。除組分構成外，引焰的速度也會影響主焰的燃燒情況。在實際模擬計算前，針對入口主流速度10 m·s-1，分別研究了引焰速度 7.5 m·s-1與 10 m·s-1的燃燒情況。當引焰速度為10 m·s-1時，引焰速度過快使得火焰面未能形成即被吹走，并未發(fā)生著火現(xiàn)象。這也說明引焰的速度大小會影響到火焰的形成，因此在模擬計算中將引焰速度選取為主焰速度的0.75倍。
本文主要著眼于處于化學反應凍結區(qū)與低溫點火區(qū)的火焰，即初始反應物溫度T在450–700 K范圍之內(nèi)。入口速度U的大小將對脈動速度u′與加熱流動滯留時間 τres產(chǎn)生影響。滯留時間與對應溫度下的第一階段點火燃期 τ1st存在著大小關系，影響著低溫反應的發(fā)生與計算域入口組分的含量。算例中使用φ = 0.6的正庚烷/空氣混合氣。層流火焰速度SL由對應機理通過CHEMKIN一維層流火焰自由傳播模塊計算得出。綜合考慮相關因素后，表2給出了本模擬研究中計算使用的12個算例的初始參數(shù)具體設置情況。
表1 φ = 0.6正庚烷混合氣組分含量(質(zhì)量分數(shù))Table1 Component mass fraction of n-heptane mixture (φ = 0.6).
表2 算例初始參數(shù)Table2 Initial simulation parameters of 12 cases.
圖5 450–700 K，當量比φ = 0.6混合氣NXC7H16 (a)和CH2O (b)組分隨時間變化情況Fig.5 Temporal evolution of NXC7H16 (a) and CH2O (b) mass fraction at 450–700 K with equivalence ratio φ = 0.6.
根據(jù)初始算例中不同初始溫度、燃料滯留時間，首先通過對自由發(fā)展段中燃料的化學動力學特性做簡要分析。圖5顯示初始溫度在450–700 K，當量比φ = 0.6的混合氣質(zhì)量分數(shù)和中間組分CH2O隨時間的變化，圖中分別標出了流動滯留時間為63 ms與 106 ms的位置(即入口速度 10 m·s-1與 6 m·s-1)?？煽闯鲈?20 ms的時間范圍內(nèi)，較低溫度(450–600 K)的算例下正庚烷含量不發(fā)生改變，始終維持在初始值；溫度逐漸提升后，正庚烷隨時間增長含量逐漸減小。隨著溫度逐漸增高(650–700 K)，正庚烷裂解消耗發(fā)生的時間也越早，組分變化曲線也更加陡急，說明燃料裂解速度加快。從圖 5b也可得到相似結論，因低溫情況下燃料組分保持不變，CH2O一直沒有產(chǎn)生，數(shù)值上表現(xiàn)始終為零；對于高溫情況，CH2O的出現(xiàn)時間則會隨初始溫度增長而逐漸提前。
結合圖4和5，對于存在低溫反應的情況，在第一階段化學反應發(fā)生后，壓力快速增長，主體燃料與氧氣發(fā)生復雜異構化與分解，正庚烷部分分解形成較小的中間產(chǎn)物CH2O、C2H4等。中間產(chǎn)物的形成一方面促進了化學反應，一方面使得混合氣平均分子質(zhì)量降低，導致局部區(qū)域 Le數(shù)減小，兩者都會對火焰湍流燃燒速度的提高起到一定作用。第一階段過后，大部分燃料被分解為中間組分。在第一階段后第二階段前，CH2O、OH等組分逐漸被消耗并放熱，在臨近第二點火延時τ2nd時H2O2分解放熱加速反應，使得燃料組分進入第二階段23,24。
圖6 U = 10 m·s-1、T = 450–700 K范圍內(nèi)穩(wěn)定火焰情況Fig.6 2D temperature distributions at the burner outlet from 3D results for different reactant temperatures(450–700 K) but the same inlet velocity (U = 10 m·s-1).
圖7 U = 6 m·s-1、T = 450–700 K范圍內(nèi)穩(wěn)定火焰情況Fig.7 2D temperature distributions at the burner outlet from 3D results for different reactant temperatures (450–700 K) but the same inlet velocity (U = 6 m·s-1).
3 結果與討論
3.1 火焰燃燒情況
在保持化學當量比(φ)與入口速度(U)恒定(即流動滯留時間一定)的情況下，通過改變混合氣初始反應溫度(Treactor)，可得到正庚烷/空氣混合氣燃燒隨溫度的整體變化情況。圖6顯示了在當量比φ = 0.6，入口速度保持在10 m·s-1的情況下，逐漸將反應初始溫度從450 K增加至700 K所得到的穩(wěn)定后的湍流預混火焰狀態(tài)(三維模型的二維中間截面)。在相對較低的反應溫度階段，燃燒火焰處于化學反應凍結區(qū)(CF區(qū))，如圖6a,b所示，可得到類似于本生火焰的燃燒狀態(tài)。如圖6c–f所示，將溫度繼續(xù)增加，從500 K提升至700 K，可明顯看到最高火焰燃燒溫度隨之逐漸上升,且火焰高度逐漸下降，說明湍流燃燒速度ST隨溫度升高逐漸增大。圖6d–f各溫度階段的火焰燃燒情況受低溫化學反應程度的影響較大，屬于低溫點火區(qū)(LTI)，與實驗結論一致14。
圖7同樣顯示了當量比及流動停留時間一定，改變初始反應溫度得到的湍流火焰情況。不同于圖6，此時入口速度U = 6 m·s-1，流動滯留時間雖仍保持恒定，但較圖6有所增加。由下圖可見火焰整體變化規(guī)律與圖6一致，隨著溫度增加火焰溫度逐漸提升，火焰面高度逐漸減小，湍流燃燒速度增加。
圖8 670 K與700 K不同入口速度火焰對比Fig.8 2D temperature distributions at the burner outlet for two reactant temperatures 670 K,700 K and two inlet velocities 6 m·s-1,10 m·s-1.
圖8 對比了同一溫度不同進氣速度的火焰溫度圖像，發(fā)現(xiàn)不同入口速度對反應溫度影響不大，但對火焰面高度有較大影響。從670 K與700 K兩種溫度四個算例的對比中可見，低入口速度(6 m·s-1)的火焰面高度明顯低于高入口速度(10 m·s-1)。這種情況的發(fā)生主要是由于不同的入口速度對應不同的加熱流動滯留時間，使得第一階段化學反應的程度有所不同。在低速入口情況下，燃料在自由發(fā)展段有較長停留時間(＞ 100 ms)，低溫化學反應較為充分，在燃具出口的正庚烷大部分已發(fā)生分解轉變?yōu)橹虚g物質(zhì)，很快就能著火形成穩(wěn)定火焰；而對于高速入口情況，流動滯留時間約為60 ms，與燃料的第一滯燃期近似或小于第一滯燃期，燃料的低溫反應程度受溫度影響較大，所以化學反應不如低速情況完全，進入模型的燃料仍需要一段時間的發(fā)展才能繼續(xù)分解并著火形成火焰。
3.2 湍流火焰燃燒速度
模擬研究中需要測定的湍流火焰速度 ST根據(jù)質(zhì)量守恒定律由公式1確定:
式中U是噴嘴出口處混合氣平均流速；w是燃燒器的寬度，在本模擬模型中w = 10 mm；Pavg是平均火焰的長度。在本模擬中，通過對火焰面上CH自由基的等值面擬合得到火焰面的錐形輪廓，繼而得到火焰面的平均長度。通常OH-PLIF所顯示的火焰面包含了反應區(qū)和高溫區(qū)，對應火焰厚度比較寬。在計算中可以方便地提取CH分布，得到的是最中心的反應層厚度，更適合用來定義火焰鋒面25。同樣方法可得到450–700 K各個算例不同溫度下的火焰面輪廓并求得其火焰面長度。圖9顯示了化學當量比φ = 0.6，溫度在450–700 K范圍內(nèi)，模擬計算所得12個工況下正庚烷/空氣混合氣的標準化湍流燃燒速度 ST/SL隨標準化湍流強度 u′/SL的變化關系。ST/SL表示由層流燃燒速度 SL標準化得到的湍流燃燒速度，所有層流燃燒速度 SL都是由CHEMKIN一維層流預混火焰模型計算得到。
圖9 被測標準湍流燃速ST/SL與標準化湍流強度u'/SL的函數(shù)關系Fig.9 Measured turbulent burning velocity normalized by SL as a function of normalized turbulent intensity,u'/SL.
圖9 中的兩條實線是實驗測定得出的多個工況點進行擬合所得14，離散點分別對應本文12個數(shù)值模擬工況點。從圖中可以看出，標準化湍流燃燒速度與混合氣初始溫度以及流動滯留時間有關。兩條實線中的下線可代表火焰的下限，主要由較低溫度的算例分布構成(空心圖標與部分實心圖標)。在下限范圍內(nèi)，混合氣溫度過低或流動滯留時間過短，都不利于低溫燃料氧化反應的發(fā)生，在這些情況下CH2O僅存在于薄反應區(qū)中，在未燃燒反應物區(qū)域中沒有 CH2O，表明進入計算域的燃料不存在化學反應。對應的在上限處算例的初始反應溫度較高(600–700 K)，流動滯留時間較長(＞ 100 ms)，出口處的焰前未燃區(qū)域內(nèi)存在大量 CH2O，表明在自由發(fā)展段混合氣發(fā)生了低溫氧化反應，并改變了反應物化學組成。圖9中兩個實點(算例8和10)靠近火焰下線是因為，算例8(650 K，10 m·s-1)處于化學反應凍結區(qū)/薄反應區(qū)(CF區(qū))，CH2O只在薄反應層出現(xiàn)，不受未燃區(qū)域燃料化學動力學的影響。算例10(670 K，10 m·s-1)的燃料滯留時間與低溫化學反應時間相當，此時的火焰處于凍結區(qū)向低溫反應區(qū)的過渡。圖10選取了500 K與670 K兩個不同工況在流動滯留時間為100 ms情況下，主要中間產(chǎn)物的分布情況。明顯可見兩種工況分別屬于不同的火焰分區(qū)。在500 K算例工況下，CH2O如上文所述只存在于火焰面周圍，屬于薄反應區(qū)(或化學反應凍結區(qū))；在670 K工況下，CH2O存在于未燃反應物區(qū)域內(nèi)，且CH2O最高含量約為500 K工況的4.4倍，燃燒位于低溫點火區(qū)。中間物質(zhì)的分布情況說明了低溫化學反應的發(fā)生改變了火焰的湍流燃燒速度。
圖10 中間產(chǎn)物CH2O和OH在初始溫度500 K、670 K，流動時間100 ms時的濃度對比Fig.10 2D contour of intermediate species (CH2O,OH) mass fraction comparisons for different reactant temperatures 500 K and 670 K at flow residence time of τres = 100 ms.
3.3 時間尺度關系
表3列出了本文所研究的12個算例中點火時間尺度 τ1st與流動時間尺度 τflow的詳細數(shù)值及兩者大小關系，此外還分別劃分了每個算例火焰的化學區(qū)域，本文的研究范圍主要為化學反應凍結區(qū)/薄反應區(qū)(CF區(qū))與低溫點火區(qū)(LTI)。
根據(jù)入口燃料的初始溫度與入口速度不同，點火時間尺度、流動時間尺度以及火焰時間尺度的關系會相應有所區(qū)別，分別會對應不同的火焰區(qū)域。當初始溫度較低，如算例1–6的情況，第一點火階段不會發(fā)生或開始時間較遲，此時 τ1st＞ τflow＞ τflame，火焰尺度為主要尺度，火焰表現(xiàn)出層流燃燒特征，燃燒速度與層流速度一致。當初始溫度增高，點火延時縮短，逐漸與另外兩者數(shù)值相近或小于流動時間時 τ1st～τflow～τflame，低溫化學反應的發(fā)生會改變反應物的組分，對燃燒的影響占主要地位，此時的火焰屬于特殊的低溫湍流火焰點火區(qū)。當溫度繼續(xù)升高時，由圖4可以預測，高溫高壓下時間極快極短的第一階段點火(0.1–10 ms)將遠小于流動時間 τ1st＜＜ τflow，化學反應更多將為高溫反應，燃燒將位于高溫點火區(qū)域。
表3 12算例時間尺度關系及火焰分區(qū)Table3 Time scale relations and flame regimes for 12 cases.
4 結果與討論
本文使用了數(shù)值模擬的方法，研究了低溫化學反應對正庚烷/空氣混合氣湍流燃燒火焰?zhèn)鞑サ挠绊憽Ｑ芯酷槍Σ煌某跏紬l件，模擬了φ = 0.6、入口速度6 m·s-1與10 m·s-1、初始反應物溫度450–700 K的 12種工況，發(fā)現(xiàn)了在負溫度系數(shù)區(qū)域內(nèi)主要存在薄火焰區(qū)與低溫點火區(qū)兩種火焰分區(qū)，并推測出之后存在有高溫反應區(qū)。對于普通的薄火焰區(qū)或化學反應凍結區(qū)(CF)內(nèi)，中間產(chǎn)物CH2O等主要存在與薄反應區(qū)中，在預熱區(qū)中并未被發(fā)現(xiàn)，說明第一階段化學反應并未發(fā)生。隨著初始溫度的升高，點火時間尺度逐漸下降并與流動時間尺度數(shù)值近似，燃料正庚烷在第一階段部分或全部氧化分解，產(chǎn)生大量可在入口處發(fā)現(xiàn)的中間產(chǎn)物，此時的火焰位于低溫點火湍流火焰區(qū)(LTI)。在LTI區(qū)域中，初始溫度及入口速度會造成湍流強度及流動時間的改變，低溫反應的作用極為主要。燃料的組分及輸運特性受低溫反應影響發(fā)生改變，使得標準化湍流燃燒速度隨LTC發(fā)生程度增加而逐漸提高。當溫度進一步提高后，燃料燃燒由負溫度系數(shù)區(qū)域內(nèi)過渡到達高溫反應區(qū)，燃料不再發(fā)生低溫化學反應，此時的燃燒將處于高溫點火區(qū)。
致謝：本工作的計算資源使用了中國天津天河一號(TianHe-1A)服務器。感謝普林斯頓大學Yiguang Ju教授和瑞典隆德大學Riixn Yu教授共同的討論。
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張 帆，任 哲，鐘生輝，堯命發(fā)，彭志軍
天津大學內(nèi)燃機燃燒學國家重點實驗室，天津 300072
1 引言
在實際的內(nèi)燃機械中，燃料混合氣的湍流燃燒是熱功能量轉化的重要方式。目前，已有許多學者就Lewis數(shù)、擴散、壓力等多元參數(shù)對于火焰結構及湍流燃速的影響開展了大量研究1–3，但大多研究主要著眼于不存在低溫化學反應的小分子氣態(tài)碳氫燃料，如甲烷、氫氣等4?，F(xiàn)實中主要使用的交通輸運燃料大多為類似正庚烷、異辛烷等的大分子高碳氫含量燃料，在高壓、中低溫度的條件下普遍具有低溫化學反應與兩階段點火的燃燒特性5,6。對于這類燃料，低溫化學反應會消耗大部分初始反應物，產(chǎn)生如CO、CH2O、C2H4等中間物質(zhì)，顯著改變反應物組成與混合氣溫度、減少反應物平均分子質(zhì)量、影響能量吸收及轉變過程，使燃料的組分、輸運特性以及化學特性等發(fā)生急劇改變，繼而影響湍流火焰的燃燒速度及火焰結構。
研究者通過實驗與模擬的途徑7–11已經(jīng)發(fā)現(xiàn)燃料的低溫化學反應會影響湍流火焰的動力學特性。Lawes等人采用高速紋影成像技術，在湍流燃燒彈內(nèi)實驗測量了不同湍流速度、不同當量比及不同壓力條件下正辛烷的湍流燃燒速度12。Won等人在自主設計的槽型湍流反應器(RATS)燃具內(nèi)，使用激光誘導熒光(PLIF)檢測技術對庚烷的湍流燃燒速度及火焰分區(qū)進行實驗研究，得到正庚烷因初始反應物溫度、入口速度、加熱流動滯留時間的不同會導致燃料氧化及低溫化學反應程度的不一，存在四種火焰分區(qū)，并深入探究了燃料的低溫化學反應程度對湍流燃燒速度的影響13–15。本論文正是基于其試驗數(shù)據(jù)開始的數(shù)值模擬研究。近年來隨著計算技術的快速發(fā)展，直接數(shù)值模擬(DNS)在燃料燃燒領域得到了廣泛應用。在新型均質(zhì)壓燃(HCCI)與火花塞輔助壓燃(SAHCCI)環(huán)境下，Gou等人16使用多時間尺度(MTS)與簡化動力學模型模擬了庚烷的點火、火焰分區(qū)以及各個分區(qū)間的轉化，發(fā)現(xiàn)火焰的分區(qū)狀況會受初始溫度梯度與壓力的影響；低溫化學反應的存在使得低溫火焰與高溫火焰具有迥異的動力學和輸運特性以及傳播速度；此外發(fā)現(xiàn)，負溫度系數(shù)效應會促進超音速自點火，在低溫度梯度下極大影響了點火鋒面與聲波的相互作用。Krisman等人17采用二維DNS模擬了二甲醚低溫反應產(chǎn)生的“冷焰”對于二甲醚兩階段自點火尤其是高溫點火HTC的影響，與均勻混合氣相比，冷焰的產(chǎn)生將導致較濃混合氣區(qū)域內(nèi)第一階段自燃的點火延時在減小，并影響自燃核形成的位置及時間。之后Krisman等人18詳細模擬了在4000 kPa,400 K與900 K理想柴油機條件下二甲醚的湍流兩階段點火特性，發(fā)現(xiàn)其點火是個包含LTC/HTC/預混及非預混燃燒的復雜多級過程。Zhang等人采用三維DNS模擬研究了標準參考燃料PRF70在部分預混燃燒(PPC)內(nèi)燃機工況下的自點火及廢氣排放情況，并分析了燃燒中間產(chǎn)物CO的變化以深入了解部分預混燃燒區(qū)結構以及燃燒污染物的產(chǎn)生機理19,20。
過去的研究大多基于傳統(tǒng)Borghi圖的燃燒模型，僅考慮了與層流火焰結構有關的火焰燃燒時間尺度。在一些先進燃氣渦輪燃燒器的高壓(＞ 2000 kPa)或高溫(＞ 1000 K)環(huán)境下，大分子碳氫燃料的低溫點火延遲時間將急劇縮短至1 ms以內(nèi)，與湍流積分時間尺度及混合層流動滯留時間具有可比性，此時傳統(tǒng)的小火焰假設與Borghi圖都不再適用14。因此高溫高壓環(huán)境下點火的影響也會成為影響火焰分區(qū)的重要因素之一，湍流與化學相互作用對于低溫燃燒的影響作用仍待探究。
本文主要著眼于燃料的負溫度系數(shù)區(qū)域，研究了不同入口參數(shù)條件下正庚烷/空氣預混混合氣的流場、組分和溫度變化，探索了低溫反應對湍流火焰的影響，并結合湍流時間尺度、流動時間尺度與點火時間尺度，初步提出湍流/化學相互作用下新的火焰區(qū)域劃分依據(jù)。
2 數(shù)值模擬模型
2.1 計算方法
本文根據(jù)文獻14中的試驗裝置，使用OpenFOAM平臺構建數(shù)值計算模型。此模型可以分為自由發(fā)展段與火焰生成區(qū)兩部分。預混混合氣首先以不同入口溫度、速度條件流動通過自由發(fā)展段，發(fā)生不同程度的低溫化學反應；隨后進入火焰生成區(qū)后經(jīng)由引燃火焰點火并形成穩(wěn)定火焰面。其初始參數(shù)由文獻14給出。
在自由發(fā)展段，燃料是否會發(fā)生低溫反應以及反應進行的程度會各有不同，導致進入火焰生成區(qū)的物質(zhì)組分發(fā)生重大改變。為準確獲取火焰生成區(qū)入口處的實際組分含量，可將該部分正庚烷混合氣看作處于一維絕熱的流動過程，不受外界影響而完全由初始狀態(tài)自由發(fā)展。通過對反應流初始溫度與速度的設置，經(jīng)過一段時間后反應流將完全流通達到穩(wěn)定狀態(tài)，此時出口處各組分的含量即可視作該工況下進入火焰生成區(qū)的實際組分。
預混混合氣經(jīng)過自由發(fā)展段后直接進入火焰生成區(qū)，三維計算區(qū)域尺寸為140 mm × 82 mm ×90 mm，采用非均勻化網(wǎng)格對中間火焰部分進行加密處理，網(wǎng)格數(shù)總數(shù)為799200。圖1a–c分別是RATS燃具示意圖，計算域和三維網(wǎng)格劃分情況。圖1a中黑色虛線部分為計算域，在三維圖中顯示為圖1b,c。在計算域內(nèi)部充滿了處于常溫常壓下的空氣。計算模型底面100 mm ×10 mm部分為預混燃料混合氣入口，即RATS燃具中的噴嘴出口。圖1c中顯示的中間網(wǎng)格密集處即為產(chǎn)生火焰的主要位置。在入口兩旁各有100 mm × 1 mm的長槽面作為化學當量比條件下的甲烷高溫引燃火焰，進口計算域的最底面為燃料與引燃火焰的入口，通道平行且鄰近主反應物流動通道的每一側，如圖2a所示。在模型入口邊界上，燃料混合氣的組分給定初始值。本文是使用直接數(shù)值模擬的方法先生成了一個滿足一定湍流強度的各項同性湍流場，然后疊加在主流速度之上作為燃燒器的入口條件。在本算例的三維計算中，采用的RANS方法，湍流模型是k-ε。以初始反應物溫度700 K，入口速度10 m·s-1為例，按實驗數(shù)值設置初始湍流積分尺度為2.75 mm，湍流強度取12.5%，圖2b顯示了初始湍流速度場分布。
圖1 (a) 燃具示意圖；(b) 三維數(shù)值模擬計算域；(c) 計算域網(wǎng)格Fig.1 (a) Schematic of reactor-assisted turbulent slot burner;(b) computational domain of three-dimensional numerical simulation;(c) the grid mesh in the simulation.
2.2 化學動力學機理
在數(shù)值模擬計算中使用的是美國 Sandia National Laboratories的Liu等人提出的簡化正庚烷骨架機理21，包含44種物質(zhì)與112步基元反應，可在計算能力允許的范圍內(nèi)較好反映燃料的化學特性。圖3為該簡化機理與CURRAN ver 3.1詳細機理22在CHEMKIN零維均質(zhì)燃燒器中不同當量比、溫度與壓力條件下的滯燃期對比。圖3a,b分別對應的是化學當量比φ = 1和0.6的正庚烷混合氣。本文中著火延遲時間定義為溫度梯度最大時所對應的時刻。從圖3a中可見在100 kPa，750 K條件當量燃燒下，第一階段點火延時 τ1st為9.6 ms；而壓力增至1350 kPa時，因分子碰撞加劇導致初始活性自由基團數(shù)量增加，繼而使得 τ1st縮短至1.6 ms。在壓力P = 100 kPa的工況下，簡化機理(實心紅點)與詳細機理(藍色實線)滯燃期對比吻合較好。圖3b顯示在φ = 0.6，一個大氣壓條件下，簡化機理與詳細機理的第二階段滯燃期基本吻合，第一階段滯燃期較長，但是三維計算中的分析是基于第一階段點火之后的組分、溫度分布對湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊?。因此本研究使用此簡化機理替代詳細機理CURRAN ver 3.1。
圖4a，b表示了在初始100 kPa、700 K、φ = 0.6條件下該簡化機理計算得到的兩階段點火特性：壓力、燃料以及中間組分CH2O隨時間的變化?？梢钥闯鲈诘谝弧⒌诙c火階段壓力各有兩次快速提升，第一階段低溫化學反應發(fā)生后，燃料正庚烷大量分解并產(chǎn)生各類中間產(chǎn)物；二次點火后燃料完全分解，反應到達高溫階段。
圖2 計算域底面入口(a)和底面速度入口湍流場(b)Fig.2 Bottom inlet of the computational domain (a);inlet turbulent velocity (b).
圖3 簡化機理與ver3.1詳細機理在φ = 1 (a)和φ = 0.6 (b)時的滯燃期對比Fig.3 Comparison of ignition delay time for n-heptane mechanism at φ = 1 (a) and φ = 0.6 (b) conditions between reduced and ver3.1 detailed mechanism.
圖4 簡化機理壓力(a)和部分組分(b)隨時間變化Fig.4 Time-dependent change of pressure (a) and important species (b) of simplified mechanism.
2.3 初始參數(shù)設置
本文主要研究的是化學當量比φ = 0.6的正庚烷空氣混合氣火焰燃燒情況。計算域內(nèi)大環(huán)境為常溫狀態(tài)下的空氣，這里取一個標準大氣壓，溫度301 K，近似認為空氣中僅含有氮氣與氧氣兩種物質(zhì)(以質(zhì)量分數(shù)的形式給出)。入口燃料由正庚烷、氧氣與氮氣三者構成，對于化學當量比為φ = 0.6的正庚烷混合氣，表1給出了相應組分質(zhì)量分數(shù)。根據(jù)自由發(fā)展段燃料滯留時間的不同，其初始混合物狀態(tài)(溫度、組分)做相應的改變。
為點燃并穩(wěn)定主流火焰，引燃火焰一般采用甲烷、乙烯等簡單燃料。在本模擬中引焰采用的是GRI3.0詳細甲烷動力學機理，包含53種物質(zhì)，353步反應。將經(jīng)過CHEMKIN燃燒計算后得到的主要高溫產(chǎn)物作為入口初始條件給入計算模型。CHEMKIN燃燒模型中初始溫度為298 K，甲烷/空氣當量比φ = 1，燃燒后溫度為2230 K。引焰的目的是提供足夠的熱環(huán)境使得主流區(qū)的燃燒能夠順利進行,并且保證周圍空氣對主流沒有干擾。本文選取的引焰中的組分是甲烷和空氣完全燃燒得到的主要產(chǎn)物，即：H2O，CO，CO2，O2，H2，OH 和N2。除組分構成外，引焰的速度也會影響主焰的燃燒情況。在實際模擬計算前，針對入口主流速度10 m·s-1，分別研究了引焰速度 7.5 m·s-1與 10 m·s-1的燃燒情況。當引焰速度為10 m·s-1時，引焰速度過快使得火焰面未能形成即被吹走，并未發(fā)生著火現(xiàn)象。這也說明引焰的速度大小會影響到火焰的形成，因此在模擬計算中將引焰速度選取為主焰速度的0.75倍。
本文主要著眼于處于化學反應凍結區(qū)與低溫點火區(qū)的火焰，即初始反應物溫度T在450–700 K范圍之內(nèi)。入口速度U的大小將對脈動速度u′與加熱流動滯留時間 τres產(chǎn)生影響。滯留時間與對應溫度下的第一階段點火燃期 τ1st存在著大小關系，影響著低溫反應的發(fā)生與計算域入口組分的含量。算例中使用φ = 0.6的正庚烷/空氣混合氣。層流火焰速度SL由對應機理通過CHEMKIN一維層流火焰自由傳播模塊計算得出。綜合考慮相關因素后，表2給出了本模擬研究中計算使用的12個算例的初始參數(shù)具體設置情況。
表1 φ = 0.6正庚烷混合氣組分含量(質(zhì)量分數(shù))Table1 Component mass fraction of n-heptane mixture (φ = 0.6).
表2 算例初始參數(shù)Table2 Initial simulation parameters of 12 cases.
圖5 450–700 K，當量比φ = 0.6混合氣NXC7H16 (a)和CH2O (b)組分隨時間變化情況Fig.5 Temporal evolution of NXC7H16 (a) and CH2O (b) mass fraction at 450–700 K with equivalence ratio φ = 0.6.
根據(jù)初始算例中不同初始溫度、燃料滯留時間，首先通過對自由發(fā)展段中燃料的化學動力學特性做簡要分析。圖5顯示初始溫度在450–700 K，當量比φ = 0.6的混合氣質(zhì)量分數(shù)和中間組分CH2O隨時間的變化，圖中分別標出了流動滯留時間為63 ms與 106 ms的位置(即入口速度 10 m·s-1與 6 m·s-1)?？煽闯鲈?20 ms的時間范圍內(nèi)，較低溫度(450–600 K)的算例下正庚烷含量不發(fā)生改變，始終維持在初始值；溫度逐漸提升后，正庚烷隨時間增長含量逐漸減小。隨著溫度逐漸增高(650–700 K)，正庚烷裂解消耗發(fā)生的時間也越早，組分變化曲線也更加陡急，說明燃料裂解速度加快。從圖 5b也可得到相似結論，因低溫情況下燃料組分保持不變，CH2O一直沒有產(chǎn)生，數(shù)值上表現(xiàn)始終為零；對于高溫情況，CH2O的出現(xiàn)時間則會隨初始溫度增長而逐漸提前。
結合圖4和5，對于存在低溫反應的情況，在第一階段化學反應發(fā)生后，壓力快速增長，主體燃料與氧氣發(fā)生復雜異構化與分解，正庚烷部分分解形成較小的中間產(chǎn)物CH2O、C2H4等。中間產(chǎn)物的形成一方面促進了化學反應，一方面使得混合氣平均分子質(zhì)量降低，導致局部區(qū)域 Le數(shù)減小，兩者都會對火焰湍流燃燒速度的提高起到一定作用。第一階段過后，大部分燃料被分解為中間組分。在第一階段后第二階段前，CH2O、OH等組分逐漸被消耗并放熱，在臨近第二點火延時τ2nd時H2O2分解放熱加速反應，使得燃料組分進入第二階段23,24。
圖6 U = 10 m·s-1、T = 450–700 K范圍內(nèi)穩(wěn)定火焰情況Fig.6 2D temperature distributions at the burner outlet from 3D results for different reactant temperatures(450–700 K) but the same inlet velocity (U = 10 m·s-1).
圖7 U = 6 m·s-1、T = 450–700 K范圍內(nèi)穩(wěn)定火焰情況Fig.7 2D temperature distributions at the burner outlet from 3D results for different reactant temperatures (450–700 K) but the same inlet velocity (U = 6 m·s-1).
3 結果與討論
3.1 火焰燃燒情況
在保持化學當量比(φ)與入口速度(U)恒定(即流動滯留時間一定)的情況下，通過改變混合氣初始反應溫度(Treactor)，可得到正庚烷/空氣混合氣燃燒隨溫度的整體變化情況。圖6顯示了在當量比φ = 0.6，入口速度保持在10 m·s-1的情況下，逐漸將反應初始溫度從450 K增加至700 K所得到的穩(wěn)定后的湍流預混火焰狀態(tài)(三維模型的二維中間截面)。在相對較低的反應溫度階段，燃燒火焰處于化學反應凍結區(qū)(CF區(qū))，如圖6a,b所示，可得到類似于本生火焰的燃燒狀態(tài)。如圖6c–f所示，將溫度繼續(xù)增加，從500 K提升至700 K，可明顯看到最高火焰燃燒溫度隨之逐漸上升,且火焰高度逐漸下降，說明湍流燃燒速度ST隨溫度升高逐漸增大。圖6d–f各溫度階段的火焰燃燒情況受低溫化學反應程度的影響較大，屬于低溫點火區(qū)(LTI)，與實驗結論一致14。
圖7同樣顯示了當量比及流動停留時間一定，改變初始反應溫度得到的湍流火焰情況。不同于圖6，此時入口速度U = 6 m·s-1，流動滯留時間雖仍保持恒定，但較圖6有所增加。由下圖可見火焰整體變化規(guī)律與圖6一致，隨著溫度增加火焰溫度逐漸提升，火焰面高度逐漸減小，湍流燃燒速度增加。
圖8 670 K與700 K不同入口速度火焰對比Fig.8 2D temperature distributions at the burner outlet for two reactant temperatures 670 K,700 K and two inlet velocities 6 m·s-1,10 m·s-1.
圖8 對比了同一溫度不同進氣速度的火焰溫度圖像，發(fā)現(xiàn)不同入口速度對反應溫度影響不大，但對火焰面高度有較大影響。從670 K與700 K兩種溫度四個算例的對比中可見，低入口速度(6 m·s-1)的火焰面高度明顯低于高入口速度(10 m·s-1)。這種情況的發(fā)生主要是由于不同的入口速度對應不同的加熱流動滯留時間，使得第一階段化學反應的程度有所不同。在低速入口情況下，燃料在自由發(fā)展段有較長停留時間(＞ 100 ms)，低溫化學反應較為充分，在燃具出口的正庚烷大部分已發(fā)生分解轉變?yōu)橹虚g物質(zhì)，很快就能著火形成穩(wěn)定火焰；而對于高速入口情況，流動滯留時間約為60 ms，與燃料的第一滯燃期近似或小于第一滯燃期，燃料的低溫反應程度受溫度影響較大，所以化學反應不如低速情況完全，進入模型的燃料仍需要一段時間的發(fā)展才能繼續(xù)分解并著火形成火焰。
3.2 湍流火焰燃燒速度
模擬研究中需要測定的湍流火焰速度 ST根據(jù)質(zhì)量守恒定律由公式1確定:
式中U是噴嘴出口處混合氣平均流速；w是燃燒器的寬度，在本模擬模型中w = 10 mm；Pavg是平均火焰的長度。在本模擬中，通過對火焰面上CH自由基的等值面擬合得到火焰面的錐形輪廓，繼而得到火焰面的平均長度。通常OH-PLIF所顯示的火焰面包含了反應區(qū)和高溫區(qū)，對應火焰厚度比較寬。在計算中可以方便地提取CH分布，得到的是最中心的反應層厚度，更適合用來定義火焰鋒面25。同樣方法可得到450–700 K各個算例不同溫度下的火焰面輪廓并求得其火焰面長度。圖9顯示了化學當量比φ = 0.6，溫度在450–700 K范圍內(nèi)，模擬計算所得12個工況下正庚烷/空氣混合氣的標準化湍流燃燒速度 ST/SL隨標準化湍流強度 u′/SL的變化關系。ST/SL表示由層流燃燒速度 SL標準化得到的湍流燃燒速度，所有層流燃燒速度 SL都是由CHEMKIN一維層流預混火焰模型計算得到。
圖9 被測標準湍流燃速ST/SL與標準化湍流強度u'/SL的函數(shù)關系Fig.9 Measured turbulent burning velocity normalized by SL as a function of normalized turbulent intensity,u'/SL.
圖9 中的兩條實線是實驗測定得出的多個工況點進行擬合所得14，離散點分別對應本文12個數(shù)值模擬工況點。從圖中可以看出，標準化湍流燃燒速度與混合氣初始溫度以及流動滯留時間有關。兩條實線中的下線可代表火焰的下限，主要由較低溫度的算例分布構成(空心圖標與部分實心圖標)。在下限范圍內(nèi)，混合氣溫度過低或流動滯留時間過短，都不利于低溫燃料氧化反應的發(fā)生，在這些情況下CH2O僅存在于薄反應區(qū)中，在未燃燒反應物區(qū)域中沒有 CH2O，表明進入計算域的燃料不存在化學反應。對應的在上限處算例的初始反應溫度較高(600–700 K)，流動滯留時間較長(＞ 100 ms)，出口處的焰前未燃區(qū)域內(nèi)存在大量 CH2O，表明在自由發(fā)展段混合氣發(fā)生了低溫氧化反應，并改變了反應物化學組成。圖9中兩個實點(算例8和10)靠近火焰下線是因為，算例8(650 K，10 m·s-1)處于化學反應凍結區(qū)/薄反應區(qū)(CF區(qū))，CH2O只在薄反應層出現(xiàn)，不受未燃區(qū)域燃料化學動力學的影響。算例10(670 K，10 m·s-1)的燃料滯留時間與低溫化學反應時間相當，此時的火焰處于凍結區(qū)向低溫反應區(qū)的過渡。圖10選取了500 K與670 K兩個不同工況在流動滯留時間為100 ms情況下，主要中間產(chǎn)物的分布情況。明顯可見兩種工況分別屬于不同的火焰分區(qū)。在500 K算例工況下，CH2O如上文所述只存在于火焰面周圍，屬于薄反應區(qū)(或化學反應凍結區(qū))；在670 K工況下，CH2O存在于未燃反應物區(qū)域內(nèi)，且CH2O最高含量約為500 K工況的4.4倍，燃燒位于低溫點火區(qū)。中間物質(zhì)的分布情況說明了低溫化學反應的發(fā)生改變了火焰的湍流燃燒速度。
圖10 中間產(chǎn)物CH2O和OH在初始溫度500 K、670 K，流動時間100 ms時的濃度對比Fig.10 2D contour of intermediate species (CH2O,OH) mass fraction comparisons for different reactant temperatures 500 K and 670 K at flow residence time of τres = 100 ms.
3.3 時間尺度關系
表3列出了本文所研究的12個算例中點火時間尺度 τ1st與流動時間尺度 τflow的詳細數(shù)值及兩者大小關系，此外還分別劃分了每個算例火焰的化學區(qū)域，本文的研究范圍主要為化學反應凍結區(qū)/薄反應區(qū)(CF區(qū))與低溫點火區(qū)(LTI)。
根據(jù)入口燃料的初始溫度與入口速度不同，點火時間尺度、流動時間尺度以及火焰時間尺度的關系會相應有所區(qū)別，分別會對應不同的火焰區(qū)域。當初始溫度較低，如算例1–6的情況，第一點火階段不會發(fā)生或開始時間較遲，此時 τ1st＞ τflow＞ τflame，火焰尺度為主要尺度，火焰表現(xiàn)出層流燃燒特征，燃燒速度與層流速度一致。當初始溫度增高，點火延時縮短，逐漸與另外兩者數(shù)值相近或小于流動時間時 τ1st～τflow～τflame，低溫化學反應的發(fā)生會改變反應物的組分，對燃燒的影響占主要地位，此時的火焰屬于特殊的低溫湍流火焰點火區(qū)。當溫度繼續(xù)升高時，由圖4可以預測，高溫高壓下時間極快極短的第一階段點火(0.1–10 ms)將遠小于流動時間 τ1st＜＜ τflow，化學反應更多將為高溫反應，燃燒將位于高溫點火區(qū)域。
表3 12算例時間尺度關系及火焰分區(qū)Table3 Time scale relations and flame regimes for 12 cases.
4 結果與討論
本文使用了數(shù)值模擬的方法，研究了低溫化學反應對正庚烷/空氣混合氣湍流燃燒火焰?zhèn)鞑サ挠绊憽Ｑ芯酷槍Σ煌某跏紬l件，模擬了φ = 0.6、入口速度6 m·s-1與10 m·s-1、初始反應物溫度450–700 K的 12種工況，發(fā)現(xiàn)了在負溫度系數(shù)區(qū)域內(nèi)主要存在薄火焰區(qū)與低溫點火區(qū)兩種火焰分區(qū)，并推測出之后存在有高溫反應區(qū)。對于普通的薄火焰區(qū)或化學反應凍結區(qū)(CF)內(nèi)，中間產(chǎn)物CH2O等主要存在與薄反應區(qū)中，在預熱區(qū)中并未被發(fā)現(xiàn)，說明第一階段化學反應并未發(fā)生。隨著初始溫度的升高，點火時間尺度逐漸下降并與流動時間尺度數(shù)值近似，燃料正庚烷在第一階段部分或全部氧化分解，產(chǎn)生大量可在入口處發(fā)現(xiàn)的中間產(chǎn)物，此時的火焰位于低溫點火湍流火焰區(qū)(LTI)。在LTI區(qū)域中，初始溫度及入口速度會造成湍流強度及流動時間的改變，低溫反應的作用極為主要。燃料的組分及輸運特性受低溫反應影響發(fā)生改變，使得標準化湍流燃燒速度隨LTC發(fā)生程度增加而逐漸提高。當溫度進一步提高后，燃料燃燒由負溫度系數(shù)區(qū)域內(nèi)過渡到達高溫反應區(qū)，燃料不再發(fā)生低溫化學反應，此時的燃燒將處于高溫點火區(qū)。
致謝：本工作的計算資源使用了中國天津天河一號(TianHe-1A)服務器。感謝普林斯頓大學Yiguang Ju教授和瑞典隆德大學Riixn Yu教授共同的討論。
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