樊孝峰，王江峰，趙法明，楊天鵬

(南京航空航天大學 航空宇航學院， 江蘇 南京 210016)

為準確模擬超燃沖壓發(fā)動機燃燒室內(nèi)的燃料燃燒細節(jié)，有必要對燃料燃燒的化學反應機理進行深入研究。航空煤油作為目前廣泛使用的碳氫燃料，由一系列碳氫化合物組成，國內(nèi)外學者在研究過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，并提出了與之相對應的詳細化學反應機理[1-4]。詳細機理通常包含成百上千個組分與化學反應以保證其在各個工況下均能準確反映燃料燃燒過程中的動力學特性。但是，從計算效率的角度考慮，這些龐大的反應機理很難直接應用于實際超燃沖壓發(fā)動機燃燒室內(nèi)的計算流體力學(Computational Fluid Dynamics， CFD)數(shù)值模擬中。

近年來，許多國內(nèi)外學者對碳氫燃料詳細化學反應機理的簡化進行了深入的研究。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煙逆流擴散火焰中的燃燒特性，并采用反應路徑分析方法對其詳細機理進行了簡化。Niemeyer等[6]采用直接關系圖法對由940組分3878反應構(gòu)成的正庚烷詳細機理進行了簡化，得到包含108組分406反應的簡化機理，并在較寬的壓力、溫度和化學當量比范圍內(nèi)對比了兩種反應機理預測得到的正庚烷點火延遲時間，二者得到了相吻合的結(jié)果。Chang等[7]通過機理解耦方法得到了包含40組分141反應的正癸烷簡化機理，研究了不同工況下(包括點火延遲時間和層流火焰速度在內(nèi))的正癸烷點火及燃燒特性。曾文等[8-9]針對國產(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基元反應構(gòu)成的詳細反應機理，并采用敏感性分析方法，對詳細機理進行了簡化，最終形成的簡化化學反應機理包含88組分281反應。鐘北京等[10]采用基于特征值分析的計算奇異攝動法，針對由118組分527反應構(gòu)成的正癸烷詳細反應機理進行簡化，得到了一個含38組分34反應的總包反應機理。

徐佳琪等[3]在對RP-3航空煤油的成分分析的基礎上提出以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基元反應的詳細化學反應機理，模擬了燃料在激波管中的點火延遲并與試驗結(jié)果進行了對比驗證。本文基于上述詳細機理，綜合采用敏感性分析方法和路徑分析方法對其進行了合理簡化。

1 詳細反應機理的簡化

實際超燃沖壓發(fā)動機燃燒室工作靜溫范圍為1000～2500 K，壓力范圍為1～3個大氣壓強[11-12]?？紤]實際超燃沖壓發(fā)動機的工作條件，針對3組分RP-3替代燃料在當量比φ為1.0、2.0，初始溫度為1000～1500 K，壓力為1個、2個標準大氣壓條件下的點火延遲時間進行了數(shù)值模擬，分析各個反應對穩(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程中關鍵反應步對燃料點火的促進或抑制作用，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。同時，為保證反應模型中包含燃料燃燒的主要燃燒產(chǎn)物，分析了反應達到穩(wěn)態(tài)時各組分的摩爾分數(shù)，忽略摩爾分數(shù)小于0.01%的組分及其相關的基元反應。簡化后得到的反應模型由78組分和226反應構(gòu)成。

為進一步簡化上述反應模型，在當量比為1.0，初始溫度分別為1100 K、1500 K，壓力為1個標準大氣壓的條件下，對直鏈烴、環(huán)烷烴以及芳香烴的燃燒過程進行模擬，采用反應路徑分析方法篩選出燃燒過程中的主要反應路徑。

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路徑，通過數(shù)值描述了各反應路徑在正十二烷分解過程中所占比重，為方便比較，取正十二烷消耗率達到20%時所得模擬結(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長鏈分子的反應路徑很多，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)生脫氫反應生成烴基，烴基在高溫條件下發(fā)生β-分解反應，這也是正十二烷分解的主要反應路徑；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，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路徑，可以得到正十二烷熱裂解反應，如表1所示。

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

序號化學反應表達式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路徑，為方便比較，取丙基苯消耗率達到20%時所得模擬結(jié)果。從圖中可以看出：①取代基部分的反應與直鏈烷烴類似：1100 K時，分解反應以丙基苯脫氫反應為主，生成的苯丙基進而發(fā)生β-分解生成苯甲基或苯乙烯；1500 K時，取代基部分更容易發(fā)生β-分解，生成乙烯與苯甲基。②丙基苯分解過程雖然有多條反應路徑，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，生成環(huán)戊二烯和一氧化碳，通過重復“加氧—脫一氧化碳”這一過程，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，如表2所示。

圖2 丙基苯反應路徑分析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)己烷分解反應路徑，為方便比較，取其消耗率達到20%時所得模擬結(jié)果。從圖中可以看出：對于多取代基環(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)生開環(huán)和脫氫反應，這是其鍵能較小的緣故[15]；開環(huán)后的反應與直鏈烷烴類似，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]。綜合以上反應路徑分析，在忽略分解過程中產(chǎn)生的各種異構(gòu)體的合理假設下，可以認為環(huán)烷烴脫氫開環(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，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，如表3所示。

圖3 1，3，5-三甲基環(huán)己烷反應路徑分析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)己烷簡化反應模型，并在此基礎上添加H2、CO、C2H2、C2H4氧化過程中所包含的基元反應，最終得到RP-3航空煤油燃燒過程的簡化反應模型，共包含26組分89反應。

表3 1,3,5-三甲基環(huán)己烷熱裂解主要反應

2 簡化模型的修正

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以及修正后的反應速率系數(shù)如表4所示。

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

序號化學反應表達式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 簡化模型的驗證

3.1 點火特性驗證

為驗證簡化反應模型對點火延遲時間的描述是否準確，分別采用2237組分7959反應詳細化學反應機理與本文提出的26組分89反應簡化化學反應模型模擬了溫度范圍為1100～1500 K，壓力為2個、4個標準大氣壓，化學當量比為1.0、2.0條件下RP-3航空煤油燃燒的點火延遲時間。圖5給出了不同壓力P(單位為標準大氣壓)與當量比φ條件下兩種模型模擬得到的替代燃料點火延遲時間，并與相應工況下的試驗數(shù)據(jù)進行了對比[17]。圖5(a)給出了2個標準大氣壓下，當量比1.0時點火延遲時間τign隨溫度T的變化，由圖中可知，點火延遲時間隨溫度的增加而減?。粚Ρ葓D5(a)與圖5(b)可知，在同一壓力下，隨著當量比的增加，點火延遲時間增大，這是由于在當量比為2.0的富油狀態(tài)下，部分燃料無法完全燃燒，熱量釋放速度減緩，說明簡化反應模型準確模擬了燃料在相對缺氧的條件下發(fā)生裂解生成烯、炔等不飽和基團這一過程；對比圖5(a)和圖5(c)可知，在當量比為1.0的條件下，隨著壓力的增加，點火延遲時間減小。與試驗數(shù)據(jù)的對比結(jié)果表明，在各個工況下采用簡化反應模型計算得到的替代燃料點火延遲時間與試驗數(shù)據(jù)誤差基本小于10%，故認為在當量比1.0～2.0、壓力2～4個標準大氣壓的范圍內(nèi)，26組分89反應模型可以很好地模擬RP-3航空煤油的點火延遲時間。

(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火延遲時間Fig.5 Ignition delays of surrogate fuel for RP-3 at different conditions

3.2 燃燒特性驗證

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

為驗證簡化反應模型的燃燒特性，在溫度390 K、壓力為0.1～0.5 MPa、當量比為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，并與相應工況下的試驗數(shù)據(jù)進行了對比分析[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，隨當量比增加，層流火焰速度有先增大后減小的趨勢，其速度最大值出現(xiàn)在當量比1.1～1.3之間。與試驗數(shù)據(jù)的對比結(jié)果表明，在各個工況下采用簡化反應模型計算所得的層流火焰速度與試驗數(shù)據(jù)相比誤差均小于10%，可以認為在當量比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反應模型可以準確模擬RP-3航空煤油的層流火焰速度特征。

圖7給出了當量比為1.0時，替代燃料中三種燃燒反應物C12H26，C9H18，C9H12摩爾分數(shù)隨時間的變化。詳細機理預測結(jié)果中燃燒反應物的消耗明顯快于簡化模型預測結(jié)果。這是由于簡化模型采用總包反應來概括各反應物分解過程，忽略了部分中間反應，減少了反應物的反應路徑，導致反應物消耗速率降低。

(a) C12H26

(b) C9H18

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

圖8給出了當量比0.8～1.4條件下，主要燃燒產(chǎn)物以及穩(wěn)態(tài)溫度隨當量比的變化規(guī)律。由圖8(a)可知，反應器中的穩(wěn)態(tài)溫度隨當量比的增大先增大后減小，并在1.1～1.2之間達到峰值。采用簡化反應模型模擬所得穩(wěn)態(tài)溫度與詳細機理模擬結(jié)果基本一致，誤差最大不超過0.3%。圖8(b)比較了采用不同反應模型數(shù)值模擬得到的主要燃燒產(chǎn)物CO，CO2，H2，H2O摩爾分數(shù)隨當量比的變化。對比圖8(a)和圖8(b)可以看出，在貧油條件下，燃料充足，燃燒反應隨著氧化劑O2的增加而更加劇烈，相應的穩(wěn)態(tài)溫度升高；而在富油條件下，氧化劑不足，燃料無法完全燃燒，反應生成的H2累積下來，燃燒過程中釋放的總熱量減小，相應的穩(wěn)態(tài)溫度降低。綜合上述分析結(jié)果，表明在所選當量比范圍內(nèi)，雖然兩種機理在預測燃燒反應物濃度隨時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)物濃度隨當量比的變化規(guī)律基本重合，說明經(jīng)本文方法簡化獲得的26組分89反應簡化模型能在一定范圍內(nèi)代替詳細反應機理，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)動機燃燒室內(nèi)化學動力學特性分析

針對超燃沖壓發(fā)動機單凹腔燃燒室建立了相應的數(shù)值模型，進行了RP-3航空煤油燃燒流場的數(shù)值模擬，并與試驗結(jié)果進行了對比。三維燃燒室尺寸與構(gòu)型取自文獻[18]，如圖9所示。計算網(wǎng)格在凹腔前緣、凹腔后緣、噴嘴以及壁面附近進行了加密，為含557 176單元的塊結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。計算區(qū)域包含整個試驗段，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)格均與試驗條件保持一致。數(shù)值計算中采用引導氫氣進行點火以保證燃料穩(wěn)定點火燃燒，當燃料燃燒可以維持火焰穩(wěn)定循環(huán)時，關閉引導氫氣。氣態(tài)煤油通過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個噴嘴，間距18 mm。來流空氣保持總溫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，控制方程為含化學反應源項的多組元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計算的需求，具體方法詳見文獻[20-22]，采用本文分析簡化后的26組分89反應RP-3燃燒反應模型描述超燃沖壓發(fā)動機燃燒室內(nèi)氣態(tài)煤油燃燒過程。為提高計算效率，在PCs-Cluster集群上進行了分布式并行計算。計算的硬件環(huán)境為16個節(jié)點的集群并行運算系統(tǒng)，每一節(jié)點的CPU主頻1.6 GHz，流場收斂共耗時37.6 h。

圖10分別給出了冷流與燃燒流場燃燒室內(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)域具有相對較低的流速與較高的溫度，有利于燃料的摻混與燃燒。對比圖10(a)與圖10(b)可以發(fā)現(xiàn)，在燃燒流場中，燃料噴流與燃料燃燒釋熱耦合作用使得流場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向凹腔以及燃燒室下游擴散，最終在整個燃燒室內(nèi)形成穩(wěn)定燃燒區(qū)域。圖11給出了燃料燃燒過程中羥基自由基(OH)質(zhì)量分數(shù)在流場中的分布?？梢钥闯鋈紵a(chǎn)物的分布與圖10(b)中溫度分布類似：噴流燃燒火焰一部分通過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。過程中，劇烈燃燒引起當?shù)販囟鹊募眲∩仙?，隨之產(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等活性基團的濃度維持在較高水平，進一步加速燃料的分解，當釋熱量達到動態(tài)平衡時，可以維持火焰穩(wěn)定燃燒。

(a) 冷流(a) Cold flow

(b) 反應流(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比較了冷流流場與燃燒流場在燃燒室對稱面上(y=0.037 5 m處)3個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烈，其溫度分布表明，流場溫度在亞聲速區(qū)域迅速升高，說明燃料燃燒主要發(fā)生在亞聲速區(qū)域。此外，由于燃料剛離開噴嘴，燃料與空氣之間的混合相對較差，噴流核內(nèi)燃料濃度較高，處于富油狀態(tài)，燃燒強度較低，而噴流與來流形成的交界面上空氣濃度較高，處于貧油狀態(tài)，燃燒強度較高，從而使得溫度呈現(xiàn)出中心低、兩側(cè)高的分布形態(tài)。對比不同截面的溫度分布可以發(fā)現(xiàn)，隨著流動向下游發(fā)展，燃料與空氣的混合增強，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)擴散至整個超聲速區(qū)域。

(a) x=0.95 m

(b) x=1.02 m

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

(a) CH

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

在碳氫燃料燃燒流場中，CH常用以判斷反應最初開始的時刻[23]，C2H4是β-分解反應的重要產(chǎn)物[13]。圖13給出了燃燒室對稱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)量分數(shù)分布。結(jié)果顯示兩種組分濃度分布存在較大差異：CH主要位于燃燒反應劇烈的區(qū)域，與圖10中主流與噴流交界面位置相對應；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凹腔剪切層的不穩(wěn)定運動進入凹腔，局部流場中氧化劑含量偏低，燃料燃燒不充分，反應以高溫條件下的β-分解反應為主。

圖14給出了采用兩種不同的化學反應簡化模型預測得到的燃燒室側(cè)壁面靜壓分布(圖中P表示壁面靜壓，Pref表示來流壓強)與試驗數(shù)據(jù)的對比：模型1是Wang[24]提出的廣泛使用的航空煤油總包反應簡化模型，采用C12H24作為航空煤油的平均分子式，用總包反應C12H24+O2→CO+H2概括煤油的高溫分解過程，用16個基元反應描述CO與H2的氧化燃燒過程；模型2是本文提出的簡化化學反應模型?？梢园l(fā)現(xiàn)，燃燒室壁面靜壓在x=0.47 m位置開始顯著上升，這是由于噴流主流干擾與燃燒反應釋熱引起了壁面壓力升高，這部分升高的壓力通過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)生了復雜的流動結(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，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，采用新型簡化模型的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果及總包反應簡化模型預測結(jié)果均吻合較好，表明新型簡化模型可以準確捕捉該工況下的劇烈的壓力變化，預測壁面靜壓。

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 沿燃燒室對稱面中心線溫度分布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，通過調(diào)整總包反應速率系數(shù)模擬簡化過程中忽略的中間產(chǎn)物對燃料燃燒特性影響；

2)本文建立的簡化反應模型可以很好地預測在當量比1.0～2.0、壓力2～4個標準大氣壓范圍內(nèi)替代燃料的點火延遲時間以及當量比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)采用本文分析的簡化反應模型得到的燃料燃燒穩(wěn)態(tài)溫度、產(chǎn)物濃度與詳細反應模型結(jié)果吻合，表明該簡化反應模型能準確反映替代燃料的燃燒特性，可在較大參數(shù)范圍內(nèi)代替詳細模型；

4)新型簡化反應模型可以應用于超聲速煤油復雜燃燒流場的數(shù)值模擬，模擬結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)相符較好；

5)在當前當量比條件下，活性基團(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)部燃燒反應劇烈的區(qū)域，而凹腔內(nèi)部由于局部流場中氧化劑含量偏低，反應以高溫條件下的β-分解反應為主，流場中具有較高濃度的烷基與烯烴。