液化天然气与RP-3航空煤油燃烧特性对比试验

液化天然气与RP-3航空煤油燃烧特性对比试验
刘爱虢;朱悦;曾文;刘凯;陈保东
【摘要】采用定容燃烧器和激波管分别对RP-3航空煤油、液化天然气(LNG)的燃烧特性进行了试验研究,对相同条件下RP-3航空煤油和LNG的着火延迟时间和层流火焰传播速度进行了比较,并深入研究了当量比、温度、压力等参数对LNG着火延迟时间和层流火焰传播速度的影响.试验结果表明,相同条件下LNG的着火延迟时间近似为CH4的一半,但为RP-3航空煤油的20倍,最大层流火焰传播速度比CH4高约5%,但仅为RP-3航空煤油的63%.低压条件下LNG/空气混合气的着火延迟时间对当量比不敏感,但随初始温度和压力的升高,着火延迟时间逐渐缩短;当量比影响LNG火焰前锋面稳定性,在当量比为1.1时,层流火焰传播速度最大;初始压力的增加会降低LNG/空气混合气的层流火焰传播速度,初始温度的增加会促进层流火焰传播速度.
【期刊名称】《沈阳航空航天大学学报》
【年(卷),期】2017(034)004
【总页数】9页(P18-26)
【关键词】液化天然气;RP-3航空煤油;着火延迟时间;层流火焰传播速度
【作者】刘爱虢;朱悦;曾文;刘凯;陈保东
【作者单位】沈阳航空航天大学航空航天工程学部(院),沈阳110136;沈阳航空航天大学航空航天工程学部(院),沈阳110136;沈阳航空航天大学航空航天工程学部(院),沈阳110136;沈阳航空航天大学航空航天工程学部(院),沈阳110136;沈阳航空航天大学航空航天工程学部(院),沈阳110136
【正文语种】中文
【中图分类】V231.2
煤油型喷气燃料从投入使用以来,一直作为航空涡轮发动机的最佳选择。

我国对喷
气燃料的消费正以每年13%左右的速率快速增长,2010年国内喷气燃料消费量达
到4×109 kg以上[1]。

喷气燃料消费量的增加一方面对原油的供应是一个巨大挑战,另一方面也会导致污染物的增加。

采用新的航空燃料,并制订相关的法规是解决
这些问题的有效途径[2-3]。

LNG是将天然气经过干燥脱酸处理后,在低温下液化的一种液态燃料,主要成分是甲烷(96%以上)、乙烷、氮气及少量C3～C5烷烃的低温液体。

LNG的液态密度为420～460 kg/m3,无色、无味、无毒且无腐蚀性,其体积质量仅为同体积水的45%左右。

与航空煤油相比,LNG具有质量热值高、密度低、成本低、燃烧后污染物排放低的特点。

LNG在应用中需要气化为气态,是一种气体燃料,与液体燃料相比不存在由于粘度过高或过低所导致的输送、气化和燃烧问题。

其沸点、冰点远低于液体燃料,完全可以满足飞机在高空飞行时外部低温对航空燃料的要求。

LNG的闪点为-190 ℃且气化后极易挥发,爆炸极限为5%～15%,自燃点为632.2 ℃,这些特点决定了LNG具有较好的安全性及较宽的可燃范围。

同时,LNG为低温燃料,具有一定的
冷能,在航空发动机中可以利用LNG的冷能来冷却发动机。

由于LNG具有这些优点,可作为未来航空燃料的首选[4]。

将LNG作为航空燃料的研究最早可以追溯到20世纪70年代,NASA开展了相关
的基础技术研究,并预计在2025年之后使用LNG燃料的飞机技术将会走向成熟[5]。

之后,美国、前苏联等国的科研机构、高校和一些航空企业都相继开展了相关的科
研工作,并对使用LNG燃料的飞机进行了试飞[6-11]。

但针对将LNG作为航空燃
料后,燃料在燃烧室内的反应细节及需要对燃烧室的改进还未见相关的报道。

目前,我国航空发动机使用的RP-3航空煤油为一种由烷烃、烯烃、环烷烃和芳香烃等几十种甚至上百种组分组成的一种液态混合燃料,LNG为一种主要成分为CH4的混合燃料。

2种燃料的物理化学特性和燃烧特性存在差别,所以RP-3航空煤油设计的燃烧室不适合直接使用LNG为燃料[3]。

为实现低污染燃烧,先进的航空发动机燃烧室大多采用预混燃烧,而预混火焰是扩散和反应动力学同时有控制作用的火焰,因此为实现LNG作为航空燃料的应用,需要掌握LNG的基础燃烧特性,并与RP-3航空煤油的基础燃烧特性相比较,进一步掌握反应动力学对LNG火焰的影响,为LNG航空发动机燃烧室的设计及使用提供理论基础。

燃料的着火延迟时间和层流火焰传播速度是表征燃料着火和燃烧特性的2个重要参数。

在给定燃烧室长度的情况下,着火延迟时间将直接影响燃料的放热效率,对着火延迟时间的研究可以改善燃料的燃烧效率,提高燃料热效率和减少污染物排放。

目前测量燃料着火延迟时间的试验装置主要有喷射搅拌反应器[12]、连续流动反应管[13]、重活塞压缩装置﹑定容燃烧器和激波管等[14]。

其中,激波管能在极短的时间内(毫秒级甚至更低)将试验混合气提升到理想的温度和压力(整个过程几乎绝热),同时,能实现温度和压力变化的准确控制,着火始点和着火滞燃期的可靠定义,且不受表面反应和输运问题的影响,试验可重复性高。

因此,其作为高温条件下研究燃料着火特性最为理想的试验手段而备受国内外学者的关注。

斯坦福大学的S S.Vasu等采用激波管对Jet-A、JP-8的着火延迟时间进行了测试[15],普渡大学的Freeman G等对Jet-A航空煤油、丙烷和正庚烷在激波管中的着火延迟时间进行了试验测量[16]。

国内西安交通大学的黄佐华、四川大学的唐洪昌等也都采用激波管对煤油、甲烷、乙烷、丙烷和正丁烷的着火特性进行了试验测试[17-19]。

在前期的工作中,作者曾使用化学激波管对RP-3航空煤油的着火特性进行了研究[20]。

航空发动机燃烧室内的反应过程是一个复杂的湍流燃烧过程,受层流燃烧速度与湍流强度等因素影响,需要掌握燃料的层流火焰传播速度。

层流火焰传播速度是描述
燃料燃烧特性的最重要、最基本的物理化学特性参数,它能够综合反映出燃料的扩
散性、放热能力以及化学反应速度。

测量碳氢燃料层流火焰传播速度的方法包括滞止火焰面法[21]、热流量法[22]、对冲火焰法[23]和球形火焰法[24]等。

相比其他
测量方法,球形火焰法可获得火焰拉伸与层流火焰特性之间的关系,并能对火焰稳定
性进行详细分析,因此该方法获得了广泛的应用[25]。

Far、Singh、Vukadinovic
等采用定容燃烧器利用球形火焰法对JP-8、正癸烷、异辛烷、Jet A及Jet A-1等在不同初始压力、温度及当量比下的层流火焰传播速度进行了试验研究,在前期工
作中作者也曾使用定容燃烧器对RP-3航空煤油的层流火焰传播速度及影响因素进行了研究,并获得可靠的试验结果[26-30]。

本文将采用激波管和定容燃烧器,对RP-3航空煤油、LNG的反应特性进行测试,确定LNG与RP-3航空煤油燃烧特性的区别,并深入研究压力、温度和当量比对LNG 着火延迟时间和层流火焰传播速度的影响。

着火延迟时间是燃料与氧化剂形成的燃烧混合物达到燃烧的物理条件后到有火焰生成的时间间隔,这段时间是燃烧反应的诱导期,一般与着火温度﹑压力﹑当量比以及
燃料和助燃剂的气相浓度等因素有关。

本文采用了激波管对燃料的着火延迟时间进行了研究。

图1为激波管试验装置的试验装置结构简图,适用温度范围为700～2 500 K,压力范围0.1～10 MPa,当量比范围0.2～6.0。

激波管管体的横截面尺寸为130 mm×80 mm,壁厚为10 mm。

管体分为3部分,分别为长4 m的高压驱动段、长5.3 m的低压被驱动段和长1.3 m的试验段,关于激波管的组成及工作原理的详细介绍可见前期发表论文[19]。

采用激波管进行着火延迟时间测试时,是通过监测CH*自发光信号和压力信号来共
同诊断燃料着火延迟时间。

由测试结果可知,RP-3航空煤油和LNG的自着火温度
较高,着火强度较弱,都属于弱着火方式,着火延迟时间定义为压力曲线第一次发生阶跃的时刻与CH*自发光曲线斜率最大的点对应时刻的时间间隔。

测量层流火焰传播速度的试验装置为定容燃烧器,试验系统见图2所示。

试验中所用的定容燃烧器的内径为180 mm、容积为0.005 5 m3,点火电极置于球形燃烧反应器的中心,用3个离子探针检测火焰到达反应器一定半径时所对应的时间,详细的试验装置及工作原理见文献[28]。

层流火焰传播速度可由式(1)计算获得:
u l=(ρbSl)/ρu
其中,ρb,ρu分别为已燃区和未燃区混合气密度, kg·m-3;Sl为球形扩散火焰无拉伸层流火焰传播速度,m·s-1。

试验测试过程中,测试对象为国产RP-3航空煤油和中原油田生产的LNG,化学激波管试验工况为:着火温度范围1 100～2 000 K,压力为0.1～1.0 MPa,当量比为
0.5～2.0;定容燃烧器试验工况为:初始压力为0.1～0.3 MPa,初始温度为290～390 K,当量比Φ范围为0.6～1.4。

在着火延迟时间测定试验中,当确定燃料与氧化剂的比例后,其化学计量比随着燃料化学分子式的不同而变化,而且随着燃料化学分子式的不同,相同初始状态计算得到的反射激波后试验段气体在着火发生时的温度也存在差异。

因此,在试验前需确定RP-3航空煤油和LNG的化学分子式。

根据前期的分析结果,本文选定C10H22作为RP-3航空煤油的化学分子式。

本文采用的中原油田生产的LNG,体积组成为:甲烷95.857%,乙烷2.536%,丙烷0.733%,正丁烷0.201%,异丁烷0.105%,正戊烷0.031%,其他碳氢化合物0.015%,氮气0.085%,低热值为37.48 MJ/m3,分子量16.85。

所以分子式为C1.04H4.33。

图3所示为压力为0.1 MPa,当量比为1时,LNG/空气混合气和RP-3航空煤油/空气混合气分别在1 546 K和1 485 K时的圧力曲线与CH*自发光信号曲线。

由着火延迟的定义方式可以看出LNG为弱着火,且在该初始条件下着火延迟时间为690 μs,为RP-3航空煤油的着火延迟时间59 μs的10倍以上。

图4所示为LNG、RP-3航空煤油和CH4在当量比为1.0,压力分别为0.12
MPa(图4a)和0.32 MPa(图4b)时着火延迟时间的比较,其中CH4着火延迟时间为参考文献[16]的试验结果。

由比较的结果可以看出,LNG、RP-3航空煤油、CH4的着火延迟时间随温度的变化趋势相同,都是随着温度的升高着火延迟时间缩短。

从3种燃料的比较可以看出,相同条件下LNG的着火延迟时间要小于CH4的着火延迟时间,但远大于RP-3航空煤油的着火延迟时间。

以P=0.32 MPa,T=1 460 K为例,此时CH4的着火延迟时间为2 500 μs,LNG为900 μs,而RP-3航空煤油仅为50 μs,相差明显。

LNG的主要组成为CH4,但由于含有2.536 vol.%的C2H6导致点火延迟时间降低了近
1/3。

这是由于,在链锁式反应机理中,C2H6在反应过程中会脱去一个H后生成
C2H5,C2H5通过基元反应继续生成H自由基,促进着火,因此,对缩短CH4的着火延迟时间起到促进作用。

相同条件下,LNG的着火延迟时间远大于RP-3航空煤油主要是由组成燃料的燃烧特性所决定的。

燃料种类、工作条件都会对着火延迟时间产生影响。

不同的着火延迟时间对燃料在燃烧室内的反应特性有重要影响,在进行燃烧室设计时应考虑燃料着火延迟时间的影响,对燃烧室内的流场组织、结构特性等进行相应的改进优化。

图5所示为LNG、RP-3航空煤油和CH4层流火焰传播速度Ul的比较,其中图5a 为压力为0.1 MPa,温度为390 K时LNG和RP-3航空煤油在不同当量比下层流火焰传播速度的比较,图5b为压力为0.1 MPa,温度为300 K时LNG和CH4的层流火焰传播速度的比较。

由比较可以看出,RP-3航空煤油层流火焰传播速度在当量比1.2左右呈现最大值,而LNG和CH4都是在当量比1.1左右呈现最大层流火焰传播速度。

由图5a可以看出,在压力为0.1 MPa、温度为390 K时,RP-3航空煤油的最大层流火焰传播速度在0.8 m/s左右,而LNG的最大层流火焰传播速度在0.5 m/s左右,仅为RP-3航空煤油的层流火焰传播速度的63%。

由图5b可以看出,由于LNG中含有一定数量的
乙烷,而乙烷的层流火焰传播速度要大于甲烷的层流火焰传播速度,因此LNG的最大层流火焰传播速度要比CH4的最大层流火焰传播速度高约5%。

通过对3种燃料基础燃烧特性的比较可以看出,LNG为一种混合燃料,燃料中的乙烷等成分会对LNG的反应特性产生一定的影响,尤其是对着火延迟时间的影响比较明显。

与RP-3航空煤油相比,LNG的着火延迟时间远大于RP-3航空煤油,而层流火焰传播速度又远小于RP-3航空煤油。

采用预混燃烧方式时,扩散和反应动力学都会影响到燃料的反应特性,因此需要掌握LNG的反应动力学。

LNG/空气混合气的着火延迟时间随初始温度的变化趋势如图6所示,此时压力为0.1 MPa,当量变化范围为0.5～2.0。

从图6中可以看出,当量比为0.5、1.5和2.0的着火延迟时间曲线几乎重合,说明在低压条件下LNG/空气混合气的着火延迟时间对当量比的变化不敏感。

图7所示为LNG/空气混合气的着火延迟时间随压力的变化趋势,此时当量比为1.0,压力的变化范围为0.1～1.0 MPa。

从测试结果可以看出,不同压力下LNG/空气混合气的着火延迟时间随温度的变化具有相同的趋势,即随着温度升高点火延迟时间缩短。

但随着压力由0.1 MPa升高到1.0 MPa时,着火延迟时间逐渐缩短,说明升高压力对着火起到促进作用。

层流火焰传播速度和马克斯坦长度是表征燃料燃烧特性的2个重要的指标。

其中,马克斯坦长度是一个表征燃烧速率对作用在火焰前锋面上局部拉伸的敏感程度的无量纲物理量,可以解释火焰淬熄和表征火焰稳定性。

对马克斯坦长度和层流火焰传播速度的研究,可以通过定容燃烧反应器内球形膨胀火焰的传播过程来确定,具体的测试原理可参考文献[28],其中球形火焰的火焰半径为主要的测量参数。

(1)火焰半径
对火焰传播特性产生影响的参数主要包括:初始压力、温度和当量比,因此对这3个参数分别进行了研究。

为分析当量比对火焰传播半径ru的影响,在初始压力为0.1 MPa,初始温度为290 K,当量比变化范围为0.6～1.4时的火焰传播半径进行了测试,结果如图8所示。

由测试结果可以看到,在相同的当量比下火焰半径与着火时刻基本都呈线性增长关系。

但在不同的当量比下火焰半径的增长速率不同,在当量比为1.0时火焰半径增
长速率最快。

当量比大于1.0时,火焰半径的增长速度随着当量比的增加而逐渐减慢,其中当量比为1.4时,火焰半径的增长速度最慢。

初始压力对火焰半径的影响如图9所示,此时初始温度为290 K,当量比为1.0。

初
始温度对火焰半径的影响如图10所示,此时初始压力为0.1 MPa,当量比为1.0。

由测试结果可以看到,在不同初始压力和不同初始温度下火焰半径与着火时刻基本
都呈线性增长关系。

当初始压力不断升高后,ru-t直线的斜率有所降低,这说明火焰半径的增长速度随着初始压力的增加而逐渐变缓,火焰传播速率变慢;当初始温度逐
渐升高后,火焰半径随时间的增长速度有所增加,但增长幅度不明显,这说明火焰半径随时间的增长速度对温度变化不敏感。

(2)马克斯坦长度
马克斯坦长度Lb是反映火焰前锋面稳定性的参数。

为维持火焰的稳定需要抑制火焰在凸起部位的传播速度,此时Lb为正值;反之,当Lb为负值时,火焰的不稳定性增加。

在不同的当量比和初始压力下马克斯坦长度Lb的变化趋势如图11所示,此时初始温度为290 K。

由测试结果可以看出,在所研究的压力范围内,当量比由0.6升至1.3时,Lb由负值逐渐变为正值,且整体变化趋势为越来越大,这说明火焰前锋面在浓混合气处比较稳定。

这一现象可以由Markstein和Manton有关层流燃烧火焰稳定性的理论进行解释,该理论指出在预混层流燃烧中,反应物中具有最大扩散系数的组分决定了火焰的优
先扩散不稳定性,当具有最大扩散系数的组分缺乏时,受到优先扩散不稳定性影响的
预混层流火焰的前锋面就会变得不稳定。

在所研究的LNG/空气混合气中,甲烷对氮气的扩散系数最大,随着当量比增加,优先扩散不稳定性便会减弱,从而使火焰趋于稳定。

由此可得出结论:混合气为浓混合气时,其火焰前锋面比稀混合气的稳定性好。

由测试结果还可以看出,在所研究的压力范围内,当量比对燃烧稳定性的影响是以
Φ=0.9作为分界点的,当LNG/空气混合气的当量比大于等于0.9时火焰前锋面的
稳定性较好;而当混合气的当量比小于0.8时,在所研究的初始压力范围内的Lb均
为负值,说明此时火焰前锋面的稳定性较差;在当量比一定时,Lb随初始压力的增加
而逐渐减小,但变化不大,说明初始压力的增加会使火焰前锋面的不稳定性略有增强。

初始温度和当量比对Lb的影响如图12所示,此时保持初始压力不变为0.1 MPa。

由实验结果可以看出,初始温度对Lb的影响与初始压力有相同之处,在温度由290
K升高到350 K的过程中,在相同的当量比下Lb值略有升高,即燃烧的稳定性增强,
但与压力的影响相似,都不明显。

但随当量比的增加,Lb由负值逐渐变为正值,且整
体变化趋势为越来越大。

在不同初始温度下,以Φ=0.8作为分界点,当LNG/空气混合气的当量比大于等于0.8时,Lb均为正值,表明上述工况下火焰前锋面的稳定性较好。

综上分析可得,影响火焰前锋面稳定性的因素中最明显的是混合气的当量比,初始温
度和初始压力对火焰的稳定性也有影响,但与混合气的当量比相比,此二者产生的影
响要小得多。

(3)层流火焰传播速度
图13所示为层流火焰传播速度Ul随当量比的变化关系,此时压力的变化范围为
0.1～0.3 MPa,初始温度保持为290 K。

由图13所示的试验测试结果可以看出,在不同初始压力下,LNG/空气混合气的层流火焰传播速度随当量比的增加具有相同的变化趋势,即两端低中间高。

不论是在稀
混合气还是浓混合气的条件下,Ul都会降低,在富燃处取得最大层流火焰传播速度。

从压力对层流火焰传播速度的影响可以看出,在相同当量比时,随着初始压力的增加,Ul迅速降低。

初始温度和当量比对层流火焰传播速度的影响如图14所示,此时初始压力为0.1 MPa。

在不同初始温度下,随着当量比的逐渐增加,Ul同样表现出两端低中间高的现象,在当量比为1.1处取得最大火焰传播速度。

但是,在当量比一定时,Ul随着初始温度的增加而迅速增加,且增加的幅度很大。

本文利用定容燃烧反应器和激波管开展了RP-3航空煤油、LNG的层流燃烧速度和着火延迟时间的测试工作,重点对影响LNG反应特性的因素进行了分析,获得的主要结论如下:
(1)LNG中其他可燃成分的存在对燃料的反应特性会产生影响,相同条件下LNG的着火延迟时间近似为纯CH4的一半,但近似为RP-3航空煤油的20倍,最大层流火焰传播速度比纯CH4高约5%,但仅为RP-3航空煤油的63%;
(2)RP-3航空煤油层流火焰传播速度在当量比1.2左右呈现最大值,而LNG在当量比1.1左右呈现最大值;
(3)在低压条件下LNG/空气混合气的着火延迟时间对当量比的变化不敏感,随初始温度和压力的升高,着火延迟时间逐渐缩短,说明温度和压力对着火具有促进作用;
(4)初始温度和初始压力对LNG火焰的稳定性有影响但不明显,影响LNG火焰前锋面稳定性的因素中最明显的是混合气的当量比;
(5)在不同初始压力下,随当量比的变化LNG层流火焰传播速度呈现出两端低中间高的趋势,在当量比为1.1时,层流火焰传播速度最大;在当量比一定时,随着初始压力的增加,层流火焰传播速度迅速降低;在当量比一定时,层流火焰传播速度随着初始温度的增加而迅速增加。

【相关文献】
[1] 石宝明,王皓东．中国航空煤油市场2006年回顾及2007年展望[J].国际石油经
济,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] 王宝源,李鹏飞,朱冬清,等.高密度烃与航空煤油燃烧特性对比试验[J].推进技术,2016,37(1):71-76.
[4] 刘爱虢,陈欣,陈保东,等.液化天然气作为航空燃料的发展趋势及特点分析[J].航空动力学
报,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] 吴良彦,朱孝琪.用液化天然气作燃料的飞机[J].石油石化节能,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 bustion of Kerosene in Counterflow Diffusion Flames[J].Journal of Propulsion & Power,2001,17(2):453-460.
[14]梁金虎．煤油着火延时特性及其污染效应的激波管研究[D]．重庆:重庆大学,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,黄佐华,姜雪,等.C1-C4烷烃预混层流燃烧与着火特性研究[J].工程热物理学
报,2013,34(3):558-562.
[18]唐洪昌,张昌华,李萍,等.煤油自点火特性的试验研究[J].物理化学学报,2012,28(4):787-791.
[19]张英佳,黄佐华,王金华,等.激波管研究煤油/空气混合气的自着火特性[J].科学通报,2011(1):85-93.
[20]曾文,李海霞,马洪安,等.RP-3航空煤油着火特性的试验[J].航空动力学报,2014,29(3):481-488.
[21]KUMAR K,SUNG C J,XIN minar 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]郑东,于维铭,钟北京.RP-3航空煤油替代燃料及其化学反应动力学模型[J].物理化学学
报,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 minar 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 minar 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]杨波,洪延姬,徐庆尧,等.异辛烷预混层流火焰传播特性的实验与数值研究[J].推进技
术,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,陈欣,马洪安,等.RP-3航空煤油层流燃烧特性的试验[J].航空动力学报,2015,30(12):2888-2896.。