英语原文共 12 页
激波管测定原燃料及其替代燃料的点火延迟时间
B.M. Gauthier, D.F. Davidson lowast;, R.K. Hanson
摘要
本文对正庚烷/空气，汽油/空气和其三元替代燃料/空气的混合物的自发点火特性进行了研究，实验在反射激波后形成的高压、低温条件范围内开展，该试验条件与HCCI发动机内的环境条件近似，试验条件包括燃料与空气为稀燃、当量比、富燃混合物，压力范围为15～25 atm和45～60 atm，温度范围为850～1280 K，废气循环率为0%，20%，30%。正庚烷的点火延迟时间数据与Fieweger等（Proc.Combust.Inst.25(1994）1579-1585)的研究符合良好，并支持了已发表的低温条件下存在NTC现象的研究结论，实验数据与RD387汽油和其替代物（63%/异辛烷，20%/甲苯和17%正庚烷（比例为液体体积比）的着火延迟时间数据相比，在实验条件范围内着火延迟时间数据均吻合的很好。在低压（15～25 atm）和高压(45～60 atm)条件下，稀燃（Phi;= 0.5）混合物均比当量比（Phi;= 1.0）混合物的着火延迟时间长。汽油和其替代物的富燃混合物（Phi;= 2.0）的着火延迟时间数据在低压条件下非常接近，但在高压条件下（45～60 atm）会更短。废气循环率对汽油和其替代物着火延时的影响近似，都表现出随着废气循环率的增加着火延迟时间增长的趋势。实验数据可作为在HCCI条件下详细机理验证和优化的基准。
关键词:点火;正庚烷;汽油;汽油替代物;激波管
1. 介绍
均质电荷压缩点火(HCCI)具有同时提高发动机内部燃油效率以及减少NOx和颗粒物等有害排放的潜力。许多HCCI燃烧策略已经被采用由不同的研究人员研究，包括在这些研究中，努力开发和改进适用于模拟HCCI燃烧的详细化学机制。为了验证和改进这些计算机模型，需要在较高的压力(50 atm级)和较低的温度(90 K级)下进行详细的动力学测量，包括点火时间和各种浓度时间历史。
尽管HCCI燃烧可以适应几乎任何类型的碳氢化合物或酒精作为燃料，但汽油尤其具有吸引力，因为其基础设施完善。然而，与单组分燃料相比，像汽油这样的馏分燃料提供了一个额外的复杂性，即几乎连续的碳氢化合物成分光谱，以及不同样品之间的成分可能有所不同。在这些情况下，使用具有有限数量的组分和标准组成的替代燃料来分析详细的化学模型是有益的。然而，需要指出的是，针对点火延迟时间的化学建模而优化或简化的汽油替代物通常不是模拟真实发动机中其他可观察到的性能的最佳替代物混合物。
许多燃料都需要模型验证和细化的动力学目标:汽油、替代混合物和单个燃料组件。在HCCI状态下，气相线点火时间的测量中，我们没有发现激波管数据。然而，在燃烧文献中有许多关于替代燃料和燃料组分的研究。Tanaka等人[1,2]利用快速压缩机研究了正庚烷、异辛烷、环烷烃、烯烃、环烯烃等多种纯烃燃料以及正庚烷、异辛烷的一次参考燃料共混物的HCCI点火问题。Ciezki和Adomeit对正庚烷/空气[3]进行了高压冲击管研究，Fieweger等人[4,5]对正庚烷、异辛烷值和其他燃料组分以及异辛烷值和正庚烷的各种混合物进行了高压冲击管研究。类似的研究与柴油相关的燃料(alpha;-甲基萘，正癸烷和二甲醚)是由Pfahl等人完成[6]。然而，所有这些现有的高压激波管数据仅来自一个实验组(亚琛)，而且尚未得到验证。
在过去的几年里，本实验室一直致力于提高激波管点火时间研究的准确性、可靠性和理解能力，特别是在点火时间定义、混合物形成、可用测试时间、诊断和建模[7]方面。利用这种改进的方法，测量了正庚烷、汽油和异辛烷/甲苯/正庚烷的代共混物在各种适宜于与HCCI动力学模型比较的条件下的点火延迟时间，并在此给出了结果。
2. 实验方法
激波管点火延迟时间的测量是在斯坦福大学高温气体动力学实验室进行的。本研究使用的设施和步骤概述如下：第2.1节实验设施;第2.2节，可用测试时间; 第2.3节，点火延迟时间测量;第2.4节，振动弛豫假设;第2.5节，液体燃料的混合物制备;和第2.6节，汽油的热力学替代物。
2.1.实验设施
所有实验均在高压激波管(HPST)装置中进行，低压正庚烷点火延迟时间除外。低压正庚烷实验的步骤基本与下面概述的相同，尽管试验是在一个更大的直径(15.2 cm)的激波管中进行的。
点火延迟时间实验是由斯坦福大学的直径5.0 cm，氦气驱动，涡轮分子泵，高压激波管设备完成的。沿驱动段轴向放置6个压电压力传感器(PZT) (PCB型号113A26)，触发5个快速响应时间间隔计数器，测量5个不同时间间隔内的平均入射冲击速度。端壁入射激波速度是由轴向速度剖面的线性外推确定的。本实验的典型衰减速率为1 ~ 3%/m。反射激波条件由Kee等人使用一维正激波关系式和Sandia热力学数据库确定，包括Burcat [9]推荐的其他物种信息。
在实验之前，为了保证响应均匀性，在一个平面内对所有的压力传感器进行了一系列的纯氩气冲击。确定和设置每个压力传感器的最佳放大器增益，设置触发定时机构的最佳阈值电压，以最小化速度剖面的不确定性。然后将压力传感器返回轴向位置。
在整个实验过程中，在距离端壁10 mm的位置使用压力传感器(Kistler型号603B)来监测压力。距离端壁10 mm处还有观察窗，用于监测CH*(使用以431 nm为中心的窄线滤波器10 nm FWHM)和OH*(使用在306 nm处传输gt; 95%的Schott玻璃ug5滤波器)的发射。Petersen[10]等人对高压激波管设施进行了更完整的描述。
2.2. 有效时间范围
在本研究中，获取点火时间数据的实验策略是测量大直径(15.2 cm)低压激波管的低压(2-11 atm)点火延迟时间和小直径(5.0 cm)高压激波管的高压(50 atm)点火延迟时间。在进行这些测量之前，进行了一系列中低温下的纯N2实验，以确定在相同的条件下，每个激波管都有足够的测试时间来测量点火延迟时间。
图1：低压激波管(LPST)的可用测试时间，虚线为亚琛发表的13 bar时正庚烷/空气的点火延迟时间。
可用的测试时间之间的时间间隔定义为反映冲击的到来在观察孔(10 mm高压激波管端墙,低压激波管20 mm)和到达同一位置的重大压力干扰预测或测量P5(反射冲击压力)。这种扰动通常是由接触面的内部激波反射或驱动段末端传播的稀疏激波引起的。
低压大直径激波管的可用测试时间测量如图1所示，同时显示了亚琛组测定的正庚烷/空气着火时间。基于这些点火时间的测量，低压激波管中似乎有足够的测试时间来测量在1000 K左右温度下正庚烷/空气的点火延迟时间。
高压、小直径HPST的可用测试时间测量结果如图2所示，同时显示了亚琛组测定的正庚烷/空气着火时间。基于这些点火时间的测量，高压激波管有足够的测试时间来测量所有温度下的点火延迟时间。
2.3.点火延迟时间测量
本研究中的点火延迟时间定义为从反射激波到达侧壁观测位置到点火开始的时间间隔。反射冲击波的到达是由观测位置压力的阶跃上升决定的，点火的开始是通过监测压力历史或对应的发射光来决定的。根据压力变化曲线(以及CH*和OH*排放)来确定点火的起始时间是通过定位最急剧上升的时间，并将时间线性外推到点火前的基线(见图3)来确定的。另一种常用的点火延迟时间定义使用到给定诊断的第一个峰值的时间，并且在本研究的大多数情况下给出的结果与所使用的定义几乎相同。然而，基于最陡上升位置的定义对于汽油或替代混合物的低温点火来说是一个更可靠的定义，在这种情况下，不能总是明确地确定峰值。在下面的讨论中，所提出的所有结果都涉及压力诊断和涉及最陡上升反推的定义;然而，在不确定度分析中包含了多种定义之间的点火时间差异。
图2：高压激波管的可用测试时间，虚线为亚琛发表的42 bar时正庚烷/空气的点火延迟时间。
在使用侧壁诊断时，往往需要考虑燃烧波加速度对侧壁测量的影响。在高放热混合物的情况下，由于燃烧波过渡到爆震波，可以缩短激波与燃烧前沿之间的距离，从而导致侧壁诊断所测得的点火时间错误地较短(见[7,10])。这种侧壁误差的显著性随着距离端壁的距离的减小和温度的降低而减小。目前诊断位于侧壁10 mm,和反映冲击温度低于1300 K,估计误差小于10 micro;s所有情况下,并已包含在不确定分析中。
激波反射后温度的总体不确定度估计为1.8%，以燃料成分差异和端壁速度的不确定度为主。这相当于点火延迟时间测量的最大不确定度约为 15%。
图3：汽油/空气点火数据显示点火延迟时间定义
表1：化学冻结激波编码预测反应激波温度和压力的例子，T5和P5
F-F表示振动冻结入射和反射冲击条件;F-E、振动冻结入射和振动平衡反射条件;振动平衡入射和反射条件。E-E反射的激波压力大于F-F或F-E压力。
2.4.振动弛豫假设
在空气中激波管点火时间的研究中，在计算反射激波温度时必须考虑O2和N2的振动弛豫。在目前的混合物(1.87%正庚烷/空气)中，反射激波压力对入射和反射测试气体的振动状态非常敏感。表1给出了化学冻结反射激波温度和压力、T5和P5、预测和振动弛豫时间。根据对试验气体的振动弛豫状态所作的假设，预测的再反射激波状态下的温度和压力有很大的变化。
图4：实测和模型的比较反映了冲击压力。所有压力都是相对于P5(E-E)给出的。E-E、F-E和F-F的定义见表2。实测冲击压力符合(E-E)模型，不符合(F-F)或(F-E)模型。
将每个激波实验测量到的反射激波压力与化学冻结激波编码给出的预测反射激波压力进行了比较。对比结果如图4所示。实测的反射激波压力与实验气体在入射和反射两种状态下均处于振动松弛状态的假设是一致的。因此，在本研究中，温度和压力使用E-E(平衡事件反射)冲击条件。
2.5. 混合液体燃料的制备
混合物是在12.84升的磁力搅拌不锈钢混合罐中制备的，并用机械泵抽真空。虽然涉及相对较高蒸气压燃料(如正庚烷/空气)的混合物可以进行高度精确的压力测量，但具有较低蒸气压成分的混合物需要另一种方法。
液体混合物的组成部分使用玻璃滴定管进行体积测量，并通过设计用于容纳低蒸气压力燃料的加热歧管吸入真空和加热的混合槽。在液体组分蒸发稳定后，对罐体压力(MKS 公司传感器)进行测量，并与理想气体定律预测的理论压力进行比较。两者之间的差异，可能是由于吸附到表面位置和体积测量的不确定性，偶尔是实质性的，并包括在不确定性分析中。在整个研究中，空气是指由21% O2和79% N2组成的合成(干燥)空气。研究级气体(Praxair N2, O2, CO2)按照Horning等人[7]概述的步骤缓慢添加，以抑制可能导致报告的燃料成分不准确的燃料冷凝。每种混合物在使用前允许混合至少3小时。
在给定的温度下，各组分的蒸汽分压始终保持在饱和压力以下。对于这些特定的实验中,为了实现一个实用、省时间混合收益率(至少四个实验/混合),将整个槽绝缘,加热到约60 ℃。在更高的温度会更有利, 初步的气相色谱仪的一项研究表明,在适当的混合所需的时间尺度和使用混合,化学裂解燃料组件变得明显重要的温度高于110 ℃。较低的混合料储存温度和使用较小混合料所需的较短时间可以减少燃料改变的可能性。与气相色谱仪测试证实这一点,因为没有区分燃料的实际时间尺度变化观察60 ℃。
储罐的空间温度均匀性也很重要，因为在考虑局部凝结点或应用理想气体定律确定所需燃料量时，空间温度均匀性也很重要。虽然混合罐具有良好的绝缘性能，但由于在罐外使用加热带，表面温度分布使得罐内可能存在热梯度。空间温度均匀性的一个保守的估计是大约在燃料箱内10 ℃(～3%)。对报道的影响燃料浓度是包含在不确定性分析,并可能凝结的影响最小化,最大混合槽压力是为了保持所有组件的分压不到3/4的饱和蒸汽压在相应的温度下(燃料箱温度～60 ℃)。类似的考虑了抑制凝结时填充激波管(温度～25 ℃)。
作为检查以确保适当的燃料成分报告,之后的压力测量反射激波(P5)与预期相比正常冲击的压力方程,并与高浓度的唯一例外高浓度(Phi;= 2.0)汽油混合物,所有实验支持燃料浓度差异在10%的估计的不确定性。高浓度(Phi;= 2.0)汽油混合物,波斯特实验分析表明初始凝结的燃料导致燃料浓度增加,每个实验在以下序列(Phi;= 1.6,1.8,1.9,2.1)。没有注意到Phi;变化在任何其他混合物,这进一步增加了关于剩余燃料成分的实验报告的信心。
表2： RD387汽油成分(主要成分摩尔%)
资料编号：[3906]
|
成分名称 |
摩尔% |
|
环戊烷 |
16.8 |
|
甲苯 |
9.7 |
|
异戊烷 |
7.8 |
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