高浓度CO2下添加甲苯对正庚烷着火特性的影响

2022-08-25张跃威姚圣卓刘永峰刘海峰宋金瓯

车用发动机 2022年4期

张跃威，姚圣卓，刘永峰，刘海峰，宋金瓯

(1.北京建筑大学机电与车辆工程学院，北京 102616；2.天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

柴油机在机械及运输领域广泛应用，为了改善柴油机的性能，科研人员对柴油的着火特性进行了广泛研究。随着研究的深入，一种液氧固碳闭式循环柴油机成功解决了封闭环境 (CO-O) 下柴油机排放的CO问题，进而避免了对人体产生毒害作用。但该柴油机的着火却存在难以预测的问题，因此，本研究在CO-O氛围下对该柴油机的着火特性进行了深入研究。

众所周知，柴油的组分极其复杂，计算所有组分的氧化反应是困难的，而柴油表征燃料既能很好地模拟柴油的着火和燃烧过程，又便于研究机理的氧化过程，同时节约了计算时间和成本，因此得到了极大应用。芳香烃类化合物在柴油中占比约30%，其中甲苯结构简单，常作为芳香烃的代表，因此采用70%正庚烷+30%甲苯混合物作为柴油表征燃料，其十六烷值和碳氢比均与真实柴油相近。

近年来，研究人员对正庚烷-甲苯混合物的着火特性进行了广泛的研究。在空气氛围下，Herzler等利用高压激波管研究了正庚烷-甲苯混合物的着火延迟时间，这为发展和改进柴油表征燃料的自燃动力学模型奠定了基础。而在低温环境下，甲苯的添加对混合物的自燃会产生抑制作用，并对着火延迟时间造成非线性影响。另外，Hellier等通过改变甲苯含量，进一步研究了压缩自燃过程中甲苯和正庚烷之间的相互作用，发现随着甲苯含量的增加，混合物出现了明显的两级自燃过程，而甲苯含量超过50%就不会发生自燃。Di Sante等则通过快速压缩机试验，证明了甲苯含量较低 (<25%)时正庚烷主导了混合物的化学特性，而温度高于800 K时，甲苯含量变化对着火延迟时间的影响并不明显。此外，Malliotakis等结合高压激波管和快速压缩机试验，采用反应路径和敏感性分析方法，研究了混合物着火延迟时间在不同压力和当量比下随甲苯含量的变化，并描述了甲苯氧化的关键环节，解释了其作为反应抑制剂的特性。Hernández等则采用50%正庚烷+50%甲苯混合物的自燃试验，证明了甲苯在低温下通过OH自由基的脱氢反应消除了大量活性基团，显著延长了着火延迟时间，另外，通过考虑混合物的相互作用以及湍流的影响，建立了64%正庚烷+36%甲苯混合物的简化机理。

而在CO-O氛围下，Zhang等建立了柴油表征燃料的简化机理，并以60%正庚烷+40%甲苯研究了不同CO-O工况下的着火特性，证明了该机理的可行性。而王龙等在高浓度CO-O氛围下，通过量子化学计算方法探寻了甲苯新的反应路径，发现CO在高温条件(>2 600 K)下分解，并生成OH自由基促进混合物着火的发生。Dai等向混合物中添加CO，结果导致正庚烷的着火反应性发生了很大的变化，着火延迟时间显著延长。此外，盛瑜琪、丁乐康和Liu等则对柴油表征燃料的着火和燃烧过程进行了深入的研究，着重讨论了CO的添加对化学反应机理以及对火焰浮起长度的动态影响。

然而，目前关于70%正庚烷+30%甲苯在CO-O氛围下的着火特性研究报道仍然相对较少，尤其是在高浓度CO氛围下。基于此，采用70%正庚烷+30%甲苯混合物在高浓度CO氛围下进行着火特性研究仍具有重要意义。本研究建立的CO-O氛围下着火延迟时间模型，对机理进行耦合和简化，并通过定容燃烧弹可视化试验对模型进行验证，最后，对着火特性影响较大的几种因素进行分析讨论。

1 计算

1.1 着火延迟模型

该着火延迟时间模型来源于Arrhenius公式。

(1)

后经过Ryan等基于Arrhenius公式的进一步创新得到，对于给定的燃料，将压力的影响转化为气体浓度和环境密度的影响，并将试验参数和着火延迟时间相关联，运用多元线性回归分析方法，考虑着火时刻的燃料和氧气浓度，环境温度和密度等因素对着火延迟时间的影响，其表达式如式(2)所示。

(2)

式中：，，和为回归系数；为表观活化能与通用气体常数的比值；[O]和[fuel]分别为着火时刻氧气浓度和燃料浓度；为着火时刻气体的平均密度；为着火时刻气体的平均温度。

然而，式(2)描述的是空气下的着火延迟时间，而没有考虑到特殊的CO-O氛围，其中CO的浓度比空气中的浓度高得多，而且CO的比热容比N高。此外，在局部高温环境下，CO发生裂解并直接参与反应，从而影响整个氧化过程。因此，新的着火延迟时间模型考虑了CO的稀释以及对自燃的阻滞作用，如式(3)所示。

(3)

式中：[CO]为着火时刻的CO浓度，为回归系数。

CO-O氛围下的着火延迟时间模型充分考虑了氧气的促燃、CO的阻燃以及温度和密度对着火延迟时间的耦合影响。另外，将CO体积分数(40%～70%)化分为多组工况，并采用多元线性回归分析方法，将着火数据与着火延迟时间相关联。通过迭代计算，最终函数收敛，着火延迟时间模型的拟合优度()为0.948 2，如式(4)所示。

(4)

式(4)中的系数表示如下：着火延迟时间随混合气中O浓度的增加而降低，而随着CO浓度的增加而增加，二者相互耦合影响，而着火延迟时间与气体温度成反比，这种关系的本质是阿累尼乌斯式的。另外，密度效应取决于喷射的燃油量，在较高的燃料流量下，密度的影响更为显著，因为在低密度下，喷雾可能会撞击壁面，燃油流量对着火延迟的影响很小但很显著，较高的燃油流量(较浓的混合气)倾向于延长着火延迟时间，这是燃油蒸发造成压降导致的。

实际的柴油机随着工作条件的变化，自燃前后的CO浓度也不同。更重要的是，柴油机在工作过程中，缸内温度具有很强的瞬态特性，会影响CO和柴油表征燃料的反应。该着火延迟时间模型的优点是能更好地将试验数据与实际柴油机联系起来，快速准确地预测CO-O气氛下的着火延迟时间，并对实际发动机的自燃参数进一步优化，以达到稳定燃烧的目的。

1.2 化学模型

正庚烷采用654个物种，2 827个反应的详细化学动力学机理3.1版本，该机理在数值研究的试验中表现更为突出，反应过程更完整且在低温和高温环境下均有优异表现。甲苯则采用开发的模拟单个芳香烃类物质的化学动力学模型，包含530个物种，2 808个反应。两机理均来源于劳伦斯利弗莫尔试验室(Lawrence Livermore National Laboratory, LLNL)。

1.3 机理的耦合简化

进行仿真计算前，需对两种机理进行耦合、简化。对机理进行耦合时，对于两者均有的基元反应的情况，仅保留其中一个基元反应，并根据目标参数剔除与耦合机理相关性较小的基元反应。基于误差传播的直接关系图法(Directed Relation Graph with Error Propagation,DRGEP)消除了由物种减少导致的误差传播，并通过敏感性分析法(Sensitivity Analysis,SA)对保留的物种进一步缩减。通过设定目标参数和误差控制简化过程，以获得不同精度的骨架机理。目标参数越少，最终获得的机理越精简，若误差足够小，简化机理将收敛于详细机理。本试验设定的目标参数为着火延迟时间，相对误差设为10%，通过DRGEP-SA方法进行机理简化，最终得到273个组分，1 544个基元反应的正庚烷-甲苯机理，经验证，该简化机理能较好模拟柴油的燃烧过程。机理的耦合简化流程见图1。

图1 机理的耦合简化流程图

2 试验

2.1 试验装置

在本研究中搭建了定容燃烧弹可视化试验平台(见图2)，其主要包含定容燃烧弹、冷却循环装置、进排气装置、高压喷油装置、高速摄影装置以及电子控制单元等。定容燃烧弹装置外形呈“圆筒状”，外部主体是奥氏体不锈钢(S30408)二级锻造而成，而内部由隔热瓦片和电加热丝等构成。表1列出定容燃烧弹装置的相关参数。

表1 定容燃烧弹参数

定容燃烧弹的四周对称分布4个石英玻璃视窗，其有效观测直径为100.0 mm，使整个着火过程可视化并由高速摄像机(FASTCAM SA5, Photron)通过视窗记录着火数据。而定容燃烧弹内部温度和压力的调节是通过进排气装置和电加热丝协同配合完成的，在进气过程中需要手动调节气瓶上的压力调节阀，使进气维持一定的压力梯度，并通过分布在定容燃烧弹内部的3个温度传感器实时调节温度，使加热开度维持在80%以下，确保内部气体均匀受热，从而保证试验的可靠性。在达到试验的初始温度和压力时，控制计算机使高压共轨内油压升高，达到喷油压力。所有参数达到试验要求后，数字延迟信号发生器触发喷油器喷油并由高速摄像机记录着火过程，同时着火数据通过配套软件(Photron FASTCAM Viewer)进行保存。每次循环燃烧结束后进行排气，完成后需要再通入一定量的混合气，继续排气，排除上次着火过程的影响。

1—油箱；2—油泵和电机；3—高压油轨；4—水泵和电机；5—水箱；6—压力调节阀；7—压力表；8—信号延迟发生器；9—高速摄像机；10—定容燃烧弹；11—喷油器；12—气瓶；13—石英视窗；14—电加热丝；15—电子控制单元；16—计算机；17—真空泵；18—气体收集罐；19—背景条件控制柜。图2 定容燃烧弹可视化试验平台

2.2 测试流程

本次试验的参数如表2所示，测试分为以下4个步骤：1)对高速摄像机通过标尺进行图像标定，确保试验过程中高速摄像机能够完整拍摄着火过程；2)定容燃烧弹在一定梯度压力下充入特定比例的CO-O混合气体，同时调节电热丝加热直至达到试验的初始温度和压力；3)当高压燃油喷射装置达到一定梯度的试验喷射压力时，控制计算机向数字延迟发生器发出电信号，同时触发高速摄像机工作；4)燃烧过程在6.0 ms完成，前60张图像被发送到控制计算机作为一组数据存储。

表2 试验参数

3 结果与讨论

3.1 着火延迟时间

着火延迟时间是着火延迟期的衡量标准，反映出燃料的自燃特性。自燃通常发生在一定的条件下，当系统化学反应速率达到一个较高水平，活性分子大量聚集，同时出现剧烈发光发热的现象。其中OH自由基等决定了低温环境下的系统活性，故仿真以OH自由基达到最大峰值所需要的时间作为着火发生的判据(见图3)。

图3 着火延迟时间定义

借助高速摄像机等装置，采用直拍法获取着火和燃烧过程，通过加装的低通滤镜并配合调节光圈以修正色偏和避免过度曝光而失真的现象，结合空间集成的自然发光度方法，对火焰图片上的像素值进行积分求解。

在CO-O氛围下，通过比较着火延迟时间模型的计算值与对应工况的试验值，进而验证在高浓度CO氛围下模型计算的准确性。首先，对正庚烷-甲苯简化机理模型进行验证。在背景气体不同而其他条件相同的情况下，计算正庚烷-甲苯详细机理和简化机理的着火延迟时间，如图4所示。经计算得出，两者之间的最大误差是发生在40%O+60%CO工况下，为6.91%。误差在合理范围之内，因此，正庚烷-甲苯简化机理可作为柴油表征燃料进行仿真计算。

图4 正庚烷-甲苯简化机理与详细机理的比较

图5示出70%正庚烷+30%甲苯在3种O-CO工况下的着火延迟计算值与试验值的比较。70%正庚烷+30%甲苯着火延迟模型再现了负温度依赖性，呈现出“S”型的变化规律，但计算值与试验值仍存在一定的误差，造成误差的原因主要包括模型的简化和试验误差。取每种工况下10组试验值的平均值与着火延迟时间模型的计算值进行对比，在空气、60%O+40%CO、50%O+50%CO和40%O+60%CO环境下的着火延迟时间计算值与试验值误差分别为16.96%，7.18%，5.71%和7.62%，从而验证了模型在O-CO环境下的准确性。

图5 着火延迟时间

70%正庚烷+30%甲苯在初始温度和压力下的着火过程见图6。从图6可以看出，空气、40%O+60%CO、50%O+50%CO和60%O+40%CO氛围下的着火延迟时间分别为2.3 ms，1.7 ms，1.4 ms和1.1 ms。对比空气和CO-O氛围下的着火过程发现，在空气氛围下，火焰锋面形状呈“伞状”，火焰形状短而宽，而在CO-O氛围下，火焰呈现“长条状”，火焰更长更细，并且随着O浓度的增加，最大火焰长度也逐渐增加。随着O浓度的增加，高亮区域向火焰外焰扩散，并且火焰表面亮度逐渐增加并且火焰出现位置离喷嘴更近，意味着火焰的高温区域位置发生了变化。这是因为O浓度的增多使燃料与O的接触面积更大，燃烧也更加充分，导致着火延迟时间大幅缩短。

图6 70%正庚烷+30%甲苯的着火过程

在 60%O+40%CO氛围下的着火延迟时间比在空气氛围下缩短了52.17%。在空气中火焰出现更滞后，火焰出现在定容燃烧弹的中下部并且亮度最高区域出现在火焰锋面处。对比不同CO-O氛围下的着火过程发现，随着CO体积分数的降低，着火延迟时间逐渐缩短。与50%O+50%CO环境相比，40%O+60%CO环境下着火延迟时间延长17.65%，而60%O+40%CO环境下着火延迟时间缩短了21.43%。说明相同体积分数的O和CO对着火的促进和抑制程度不同，两者发生耦合作用。

3.2 工况变化对着火延迟时间的影响

在初始温度为850 K、压力为3 MPa条件下，随着O-CO混合气中CO体积分数的增多，着火延迟时间延长，同时对应的着火时刻温度逐渐降低，如图7所示。其中，CO体积分数从43%到60%的变化范围内，着火延迟时间的增长率逐渐增大，且在55%～60%之间达到最大，为18.75%；而当CO体积分数继续增加，增长率反而下降，60%～70%之间的增长率为10.53%。增长率出现变化，表明CO抑制着火的方式发生了改变，在CO体积分数从43%到60%的增长的过程中，CO的热效应逐渐增大，导致温度下降明显，是造成着火延迟时间增长率变大的主要原因；而当CO体积分数达到60%以上时，CO的第三体碰撞效率显著提高，促进着火的发生，造成着火延迟时间增长率下降。Zhang和Sabia等研究了正庚烷和丙烷的自燃过程，通过数值模拟引入虚拟物种，代替CO热效应、CO的第三体碰撞效应和化学效应，单独对某一效应进行研究，在低温环境下的研究结果与本研究一致，即CO的热效应是影响着火延迟时间的最主要因素，而当CO体积分数达到一定值时，CO的第三体碰撞效应显著增强。

图7 不同工况下的着火延迟时间

3.3 敏感性分析

敏感性分析是用于确定对着火延迟时间影响程度较大的一些基元反应，进而从具体的基元反应层面研究影响着火延迟时间的反应和物种，以期进行深入分析。通过动力学软件Chemkin对正庚烷-甲苯耦合机理的各基元反应进行温度敏感性分析，结果见图8，同时表3列出了影响着火延迟时间最重要的十个基元反应，包括了CH的脱氢反应、链分支反应、CHOO·的异构化反应和链终止反应等。

图8 4种工况下各基元反应对温度的敏感性系数

表3 影响着火延迟时间最重要的十个基元反应

从图8可以看出，基元反应R13和R43的敏感性系数均为负值，这意味着提高它们的反应速率将导致系统温度降低，抑制着火。另外，基元反应R670，R852，R856，R861和R864为过氧烷基的异构化反应，形成同分异构体过氧烃烷基，随着氧浓度的增大，敏感性系数也越来越大，并且均为正值。表明提高反应速率，系统温度将升高，促进着火的发生。基元反应R15在空气中和O浓度低时，敏感性系数为负，而当O体积分数达到60%时，敏感性系数为正。一方面，说明在O浓度低时，基元反应R15为HO的脱氢反应，反应吸收大量热，同时敏感性系数为负，提高反应速率，系统温度降低。另一方面，当O浓度大时，敏感性系数为正，可用勒夏特列原理进行解释。对于反应R16，在40%CO+60%O环境下，敏感性系数为负，说明当氧气浓度较高时，反应R15优先于R16进行，造成HO浓度大幅降低。而在其余3种工况下，敏感性系数为正，说明HO分解成两个OH自由基，反应释放大量热，使系统温度急剧升高，可当作着火发生的标志。然而，在60%CO+40%O和50%CO+50%O氛围下的敏感性系数远大于空气氛围下，表明CO的第三体碰撞效应显著增强，即高温下高CO浓度可加速能量的传递，导致反应进程加快，这和Zhang等得出的结论相似。

温度是影响着火延迟时间的重要因素之一，因此，对4种工况下不同初始温度所对应的着火延迟时间进行分析，如图9所示。从图9容易看出，随着初始温度的升高，各个工况下的着火延迟时间都逐渐缩短，在700～800 K的范围内，空气氛围下的着火延迟缩短最为明显，同时在800～950 K范围内，负温度系数现象表现得更为明显，即随着初始温度的升高，着火延迟时间反而上升。在1 000～1 200 K范围内，4种工况下的着火延迟时间都逐渐缩短趋向于0，说明背景气体浓度对着火延迟时间的影响随着初始温度的升高逐渐减弱，在高温环境下，由温度主导着火延迟时间。

图9 不同初始温度下的着火延迟时间

3.4 产率分析

大量自由基的积累促进着火的发生，尤其是OH自由基的聚集。因此，OH自由基生成速率是影响滞燃期的一个重要因素，所以分析OH自由基的产率(rate of production,ROP)对研究着火特性是必要的。不同工况下对OH自由基产率影响最大的4个基元反应的变化过程见图10。

从图10a和图10b可见，反应R4和R16的OH自由基最大产率分别增加了138%和94.2%。表明O浓度的增加明显提升了OH自由基的产率，这与上述对OH生成分析得出的结论一致。Buras等用卷积神经网络研究了随机发动机相关条件下自发氧化的起始时间尺度和第一级的着火延迟之间的关系，得出了OH等自由基的产率峰值和着火延迟时间之间的强烈关系。从图10b和图10c可见，反应R4和R16的OH自由基最大产率峰值分别增加36.8%和23.8%。从图10c和图10d可见，反应R4和R16的OH自由基最大产率峰值分别增加105%和80%。从R4和R16的变化可知，OH自由基的产率峰值随着CO体积分数的等比例增加而明显减少，并没有呈现出有规律的线性变化。表明随着CO体积分数的增加，CO影响OH自由基产率的方式发生了变化。此外，随着CO体积分数的增加，OH自由基的产率峰值呈现出先快速下降，后缓慢下降的趋势。当CO体积分数从60%变为40%时，反应R4和R16的OH自由基产率峰值分别增加180%和124%。结果表明，在高浓度CO氛围下，R16对OH自由基的生成有较大贡献，R16是影响着火延迟时间的重要反应。