亞/超臨界環(huán)境下多組分燃料液滴相變的模擬

鞏藝飛，馬 驍，肖國煒，羅開紅，徐宏明,3，帥石金

(1. 清華大學 汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京100084；2. 倫敦大學學院 機械工程系，倫敦 WC1E 7JE，英國；3. 伯明翰大學 機械工程系，伯明翰 B15 2TT，英國)

多組分液態(tài)碳氫燃料液滴在高壓、高溫環(huán)境條件下的蒸發(fā)是當前內燃機研究的重點之一，它普遍存在于內燃機等現(xiàn)代燃燒系統(tǒng)中，對后續(xù)的燃燒和污染物形成過程具有重要影響[1-4].當燃燒室的環(huán)境條件超過燃料的臨界點時，燃料可能由液態(tài)過渡到超臨界狀態(tài)[5-6].此時，表面張力逐漸消失，單相擴散將代替兩相蒸發(fā)，主導燃料和空氣的混合過程[5,7].但存在某種工況條件下判斷油、氣混合的主導模式是兩相蒸發(fā)還是單相擴散的問題.已有的研究給出了幾種理論和方法來判斷這一轉變過程是否發(fā)生，其中最流行的理論分別是基于Knudsen 數(shù)的界面動力學理論[8]和基于混合物臨界點的臨界軌跡理論[9].基于Knudsen 數(shù)的界面理論分析是在穩(wěn)態(tài)假設下進行的，其無法準確反映動態(tài)的轉變過程[10].臨界軌跡理論以已知的臨界點為基礎，但碳氫燃料是混合物，其臨界點本身難以準確獲得.

Nomura 等[11]對微重力條件下正十六烷液滴在亞/超臨界環(huán)境下的蒸發(fā)過程進行了研究.He 等[12]提出了超臨界環(huán)境中二甲醚液滴蒸發(fā)的計算流體動力學(CFD)數(shù)值模型，研究了環(huán)境壓力和溫度對液滴蒸發(fā)特性的影響.范瑋[13]綜述了燃料液滴的超臨界蒸發(fā)在數(shù)值模型和試驗方面的研究進展.但由于臨界點附近的物性參數(shù)變化規(guī)律復雜，CFD 在模擬液滴的超臨界轉捩時面臨較大困難.目前的試驗手段很難獲取蒸發(fā)體系中局部點精確的溫度和組分分布，其也無法準確解析液滴的超臨界轉捩過程.近年來，分子動力學(MD)模擬逐漸被應用到液滴蒸發(fā)的研究中.在MD 模擬中，除了分子間力的勢函數(shù)外，對所模擬的物理過程或性質不需要任何假設，所有熱物理性質均通過統(tǒng)計方法獲得，特別適合于相變等物性劇烈變化的過程研究[10].液滴蒸發(fā)的MD 研究大多集中在亞臨界條件，而超臨界條件下的研究較少.Xiao 等[1]通過MD 模擬研究了亞/超臨界氮氣環(huán)境下正十二烷液滴的蒸發(fā)過程.另外，由于多組分燃料的建模和解析更加困難，目前的MD 蒸發(fā)模擬研究多針對單組分液滴，針對多組分燃料的模擬則鮮見報道.Chakraborty等[14]重點關注了多組分對超臨界轉捩的影響，研究了二元組分燃料和二元組分環(huán)境.Zhang 等[15]研究了兩組分燃料液膜在亞/超臨界氮氣環(huán)境下的蒸發(fā)過程，分析了氣/液平衡假設在多組分條件和超臨界環(huán)境下的適用性.內燃機實際應用的碳氫燃料是含有多組分的復雜混合物，而多組分燃料的蒸發(fā)和超臨界轉捩要比單組分燃料復雜.因而有必要建立多組分液滴的MD 蒸發(fā)模型，研究多組分液滴的氣/液平衡(VLE)和超臨界轉捩過程.

筆者利用MD 模擬研究了亞/超臨界環(huán)境條件下一種三組分柴油替代燃料液滴的蒸發(fā)過程.選用由異辛烷、正十二烷和正十六烷(質量分數(shù)分別為5.3%、25.8%和68.9%)組成的三組分燃料，接近Myong等[16]研究的C 型燃料.這種C 型燃料與商業(yè)柴油具有類似的蒸餾曲線，蒸發(fā)特性很相近.筆者還對比研究了柴油的單組分替代燃料正十六烷的液滴.采用Voronoi細分[17]計算了碳氫燃料的局部概率密度分布，并提出定量確定單/多組分液滴蒸發(fā)體系中是否發(fā)生了主導混合模式轉變的方法.最后，得到了正十六烷液滴和三組分碳氫燃料液滴蒸發(fā)體系在p-T 圖上的主導混合模式的分區(qū)圖譜.

1 勢能模型與模擬參數(shù)

1.1 勢能模型

MD 模擬在大規(guī)模原子、分子并行模擬器[1](LAMMPS)上進行.采用TraPPE-UA 力場[18]來描述燃料分子之間的相互作用.原子基團(甲基和亞甲基)被視為聯(lián)合原子.聯(lián)合原子之間的非鍵結(聯(lián)合原子被3 個以上的鍵分開或者屬于兩個不同的分子)相互作用，用12-6 的Lennard-Jones(LJ)勢來描述，即

式中：ULJ為非鍵結勢能；ijσ和ijε分別為不同聯(lián)合原子間的尺寸參數(shù)和勢阱深度，下標i 和j 為聯(lián)合原子的編號；rij為兩個相互作用的聯(lián)合原子i 和j 間的距離.相同聯(lián)合原子的LJ 參數(shù)見表1[18]，其中ε用玻爾茲曼常數(shù) kB進行歸一化.不同聯(lián)合原子間的LJ 參數(shù)由經(jīng)典的Lorentz-Berthelot 組合規(guī)則確定，即

表1 TraPPE-UA力場的Lennard-Jones參數(shù)Tab.1 Lennard-Jones parameters of the TraPPE-UA force field

式中：iiε、εjj分別為聯(lián)合原子i 和j 的勢阱深度；iiσ、σjj分別為聯(lián)合原子i 和j 的尺寸參數(shù).

式中：Ub為鍵角彎曲勢能；kθ為彎曲系數(shù)；θ為3 個成鍵原子間形成的鍵角；0θ為平衡鍵角.

二面角的運動由OPLS 扭轉函數(shù)[1,20]描述，有

表2 TraPPE-UA力場的鍵彎曲參數(shù)Tab.2 Bond bending parameters for the TraPPE-UAforce field

表3 TraPPE-UA力場的扭轉參數(shù)Tab.3 Torsion parameters for the TraPPE-UA force field

氮分子的非鍵結原子之間的相互作用也采用12-6 Lennard Jones 勢函數(shù).氮的尺寸參數(shù)σN=0.332 nm，氮的勢阱深度εN= 0.302 6 kJ/mol ，鍵長固定為0.110 6 nm.

1.2 燃料特性

采用實際流體狀態(tài)方程(EOS)和VLE 理論相結合的方法，估算氮氣-正十六烷二元體系的VLE 數(shù)據(jù)，并利用Lin 等[21]的試驗結果對理論模型進行驗證.此處，選擇Peng-Robinson(PR) EOS，結合經(jīng)典混合規(guī)則，建立真實流體模型，同時結合VLE 理論，得到二元系統(tǒng)的的氣/液狀態(tài).

PR EOS[22]為

式中：Tc和pc分別為某一組分的臨界溫度和臨界壓力；系數(shù)κ[22]為

式中：ia 、aj分別為混合物中組分i 和組分j 的引力參數(shù)；ib 為組分i 的體積參數(shù)；im 和mj分別為混合物中組分i 和組分j 的摩爾分數(shù)；aij為二元相互作用的引力參數(shù)；ijδ為二元相互作用參數(shù)，對于氮氣-正十六烷系統(tǒng)[23]，ijδ＝0.181 6.

VLE 條件[22]可以寫為

式中：下標g、l 分別為氣/液相；fi為物質的逸度，有

式中：iφ為逸度系數(shù)；φi,g和φi,l分別為氣相和液相的逸度系數(shù)；iy 和ix 分別為組分i 在氣相和液相中的摩爾分數(shù).逸度系數(shù)的詳細表達式參見文獻[22].圖1以“溫度-組分摩爾分數(shù)”相圖的形式給出了不同壓力下的VLE 曲線，并結合Lin 等[21]的試驗數(shù)據(jù)，采用MD 模擬對該二元體系進行了VLE 計算.可知，MD 模擬值與試驗值吻合較好.另外，基于EOS 的理論計算值與試驗值也基本一致.

圖1 氮氣-正十六烷體系的氣/液平衡Fig.1 VLE of the N2-n-C16H34 system

式中：Tc,i和iθ分別為第i 個組分的臨界溫度和體積分數(shù).

式中：im 和 Vc,i分別為第i 個組分的摩爾分數(shù)和臨界摩爾體積[24].基于Kreglewski 等[25]給出的混合物臨界壓力估算方程，有

式中：Tpc和 ppc分別為混合物的偽臨界溫度和偽臨界壓力；mω為混合物的平均偏心因子，表示為純組分的摩爾平均值[25]，有

表4 燃料的臨界點Tab.4 Critical points of the fuel

1.3 模擬設置

筆者研究了N2環(huán)境中單個懸浮燃料液滴的蒸發(fā)過程，系統(tǒng)的初始構型如圖2 所示.在蒸發(fā)開始之前，利用正則系綜(NVT 系綜)分別對燃料液滴和N2環(huán)境進行了模擬.當燃料和環(huán)境氣體都達到熱力學平衡狀態(tài)時，把二者結合在一起，中間重疊區(qū)域的N2分子被刪除，以避免分子重疊.燃油的初始溫度設定為363 K，接近真實發(fā)動機噴射前的燃油溫度.

圖2 液滴初始構型Fig.2 Initial configurations of droplets

立方模擬盒子的邊長為120 nm.三個維度均采用周期性邊界條件，當系統(tǒng)中某個粒子從某個邊界運動到模擬區(qū)域之外時，會有相同的粒子從相對的邊界重新進入模擬區(qū)域，從而保證模擬區(qū)域內的總粒子數(shù)守恒，采用這種邊界可消除計算中因模擬區(qū)域的空間限制而產(chǎn)生的邊界效應.采用微正則系綜(NVE 系綜)進行蒸發(fā)模擬.半徑為40 nm 的球體的外區(qū)域稱為“恒溫區(qū)”.在每個時間步長，恒溫區(qū)內的分子速度都被重新調整，使該區(qū)域的溫度可以保持在恒定的目標環(huán)境溫度.此外，當某個分子的一個原子進入恒溫區(qū)時，該分子即被移除.通過這種方法可消除燃料蒸氣對蒸發(fā)過程的影響[1].

初始時，單組分液滴和三組分液滴初始直徑分別為26.5 nm 和25.5 nm(初始直徑不同是由氣/液平衡導致的).受計算能力的限制，目前采用MD 模擬液滴蒸發(fā)，其液滴尺寸只能達到數(shù)十個納米的大小，這與實際的微米/毫米級液滴存在很大的尺度差異.已有學者探究了液滴尺寸對MD 模擬的影響[1,10].為了方便對兩個初始直徑不同的液滴的蒸發(fā)速率常數(shù)進行比較，所有d2曲線都進行量綱為1 處理，即除以液滴初始直徑的平方(d02)，同時，時間也除以d02，以保證蒸發(fā)速率常數(shù)不變.兩個液滴的初始尺寸相差很小，經(jīng)過上述處理后，尺寸差異的影響可以忽略.表5為單組分液滴和三組分液滴蒸發(fā)模擬的設置.為同時考慮內燃機缸內的亞臨界和超臨界工況[26]，兩種燃料液滴模擬的目標環(huán)境溫度和目標環(huán)境壓力分別為750～1 200 K 和2～10 MPa.兩種燃料通過環(huán)境值除以燃料自身的臨界溫度和臨界壓力，得到各自的相對環(huán)境溫度Tr和相對環(huán)境壓力pr.

表5 單組分和三組分燃料液滴蒸發(fā)模擬的設置Tab.5 Simulation details of single-component fuel droplets and three-component fuel droplets

為驗證這種多組分液滴的MD 蒸發(fā)模型能否預測多組分液滴的一般蒸發(fā)特性，對兩組分燃料液滴蒸發(fā)進行了MD 模擬，得到d2曲線，并與文獻[27]的試驗值進行了對比，液滴初始構型如圖3 所示.由于MD 模擬和試驗測試的兩種液滴的尺寸存在很大差異，將d2除以d02，進行量綱為1 的處理.同時，時間t 也除以d02.試驗中的液滴由體積分數(shù)為50%的正庚烷和體積分數(shù)為50%的正十六烷組成.當環(huán)境壓力為1.0 MPa、環(huán)境溫度在673～973 K 變化時，液滴蒸發(fā)過程可以分為兩個階段，如圖4 所示.在模擬中，初始的兩組分液滴包括12 218 個正庚烷分子和5 697 個正十六烷分子(兩者體積分數(shù)分別為52%和48%，與試驗接近)，初始直徑為22 nm.模擬的環(huán)境壓力為1.0 MPa、環(huán)境溫度分別為673 K 和973 K.在環(huán)境溫度為673 K 下，模擬和試驗得到的d2曲線吻合較好.在973 K 的較高環(huán)境溫度下，這種兩階段現(xiàn)象不太明顯，且模擬和試驗的液滴蒸發(fā)壽命相差較大.這是因為試驗中液滴直徑的值是通過對高速攝影獲得的照片進行圖像處理獲得的，其準確性受到照片質量的限制，且更高溫度(973 K)下拍攝時，燃油產(chǎn)生的蒸氣對確定液滴直徑影響很大，直徑的測量誤差更大[27].

圖3 兩組分燃料液滴的初始構型Fig.3 Initial configuration of the two-component fuel droplets

圖4 兩組分液滴蒸發(fā)時液滴直徑平方d2的時間變化Fig.4 Temporal variations of d2 of two-component droplets

盡管兩種研究方法在空間尺度上存在較大差異，筆者構建的多組分液滴的MD 蒸發(fā)模型仍能定性地獲得多組分液滴蒸發(fā)的一般規(guī)律，可用于多組分燃料蒸發(fā)過程的模擬.

1.4 分析方法

根據(jù)Voronoi 細分[17]的定義，將某空間劃分為多個Voronoi 單元.對于平面中的一組給定點，包含某個給定點的每個Voronoi 單元中的點比該平面域中的任何其他點更接近該給定點，如圖5 所示.Voronoi單元體積的倒數(shù)可視為給定點處的局部密度.

圖5 平面上粒子的Voronoi細分Fig.5 Voronoi tessellation for particles in a plane

2 結果與討論

2.1 多組分燃料液滴的宏觀蒸發(fā)特性

液滴的表面被定義為密度等于體系中密度最大值(液滴)與最小值(環(huán)境氣體)的平均值的等值面.液滴的直徑等效為與液滴體積相等的球體的直徑.其他評價參數(shù)采用文獻[1]中的定義，如圖6 所示.對(d/d0)2在0.862～0.215 之間(對應的液滴體積為初始體積的80%到10%)的數(shù)據(jù)點進行最小二乘法線性擬合，蒸發(fā)速率常數(shù)k 定義為擬合直線的斜率，初始加熱時間th定義為擬合直線與直線(d/d0)2＝1 的交點對應的時間，液滴蒸發(fā)壽命tL定義為擬合直線與x軸的交點對應的時間，有

圖6 d2隨時間的變化Fig.6 Temporal variations of d2

圖7 為三組分和單組分液滴的tL、th和k 等參數(shù)隨溫度和壓力的變化.液滴蒸發(fā)壽命和初始加熱時間均除以d02.圖7a 中，在相同的工況條件下，當壓力較低(p＜6 MPa)時，三組分液滴的蒸發(fā)壽命比單組分液滴短，而環(huán)境壓力較高(p≥6 MPa)時，兩者間的差異減小.當溫度或壓力升高時，液滴壽命減??；但當壓力較高(p≥6 MPa)時，液滴壽命幾乎不再變化.圖7a 和7b 中，th與tL隨環(huán)境溫度/壓力的變化趨勢基本一致.在較低壓力(p＜6 MPa)下，當兩種液滴處在相同的環(huán)境工況時，三組分液滴的壽命總是低于單組分液滴.筆者將探討兩種液滴在低壓(p ＜6 MPa)下液滴壽命存在上述差異的原因.圖7a 和7b中，在相同環(huán)境工況下，單組分液滴和三組分液滴在初始加熱時間上的數(shù)值差總大于兩液滴在蒸發(fā)壽命上的數(shù)值差.此外，三組分液滴的k 在任何工況下都不大于單組分液滴(圖7c).式(22)可變換為

對應式(23)，三組分液滴的1/k 項在任何工況下都大于或等于單組分液滴(圖7c)，但在低壓 (p＜6 MPa)下，其tL/d02項比單組分液滴小(圖7a).表明三組分液滴的蒸發(fā)壽命較單組分液滴更短，是由于其th/d02項更小，即初始加熱時間更短(圖7b).這是因為在初始加熱階段，三組分液滴中的輕組分(異辛烷和正十二烷)先蒸發(fā)，帶走部分熱量，因而三組分液滴的初始加熱時間較短.

圖7 兩種燃料液滴的蒸發(fā)過程的比較Fig.7 Comparison of evaporation processes of two fuel droplets

圖8 為T＝900 K、p＝6 MPa 時三組分燃料液滴蒸發(fā)過程中各個組分摩爾分數(shù)、d2的變化及各個時刻的液滴形態(tài)，圖中未顯示N2.在蒸發(fā)的初始階段，三組分液滴中的輕質組分(異辛烷和正十二烷)較早蒸發(fā).在蒸發(fā)的末期，三組分燃料中的輕質組分大部分完全蒸發(fā)，基本為正十六烷的蒸發(fā)，與前文的分析一致.

圖8 三組分液滴蒸發(fā)過程Fig.8 Three-component droplet evaporation process

2.2 多組分燃料液滴油、氣混合主導模式的轉變機理

2.2.1 油、氣混合主導模式的判據(jù)

筆者采用Voronoi 細分[17]法，計算了單組分液滴的蒸發(fā)體系中正十六烷的局部密度分布，如圖9 所示.圖中左、右兩個峰值分別對應正十六烷的氣相密度概率峰和液相密度概率峰.利用Matlab 中非參數(shù)化的擬合方法對局部密度分布進行擬合.

圖9 單組分液滴蒸發(fā)體系中正十六烷的局部密度分布Fig.9 Local density distribution of the n-hexadecane in the single-component droplet evaporation system

在液滴蒸發(fā)的過程中，液相燃料的相變是連續(xù)進行的，燃料密度的變化也是連續(xù)進行的，因而總存在一個時刻，使得氣相與液相的密度概率峰值相等.定義w1、w2、h1和h2等參數(shù).w1為氣/液相密度概率峰值相等時兩者之間對應的密度差，w2為蒸發(fā)體系中正十六烷的最大密度差.W 為量綱為1 過渡區(qū)密度，W＝w1/w2.h1為氣/液相密度概率峰值相等時兩者之間概率曲線波谷處對應的概率值.h2為氣/液相密度的概率峰值相等時峰值處對應的概率.H 為量綱為1過渡區(qū)概率，H＝h1/h2.

基于Yoon 等[28]的超臨界CO2Voronoi 密度分布的H 和W 參數(shù)，并對比其提出的逆伽馬-正態(tài)混合模型對應得出的H 和W 參數(shù)，結合上述討論，筆者提出Hc＝0.85 和Wc＝0.35 兩個臨界值.當擴散取代蒸發(fā)成為油、氣混合的主導模式時，由于在油、氣界面處存在較大的密度差，燃料和環(huán)境氣體之間會發(fā)生劇烈擴散.此后，Voronoi單元的體積平滑地變化[29]，氣/液界面不復存在，氣/液相的密度概率峰值之間會平滑過渡；此外，兩個概率峰會相互靠近，兩者對應的密度差也縮小[29]，此時，量綱為1 數(shù)H 增大，W 減小.基于此，對于單組分燃料，當W≤Wc且H≥Hc時，定義油、氣混合的主導模式是擴散，反之為蒸發(fā).對于多組分燃料，采用加權平均的方法計算H 和W，判據(jù)與單組分相同.這兩個量綱為1 臨界值基于Voronoi 局部密度分布而提出，而Voronoi 細分是基于粒子的空間分布進行的，與粒子的種類無關，因而該量綱為1臨界值對不同類的液相碳氫燃料具有普遍意義.

2.2.2 油、氣混合主導模式轉變機理

圖10 為三組分液滴中正十六烷的參數(shù)H 和W隨環(huán)境工況的變化.隨環(huán)境壓力的增加，H 逐漸增大，W 逐漸減小；隨環(huán)境溫度的增加，H 略有減小，W 逐漸增加.正十六烷液滴的H 和W 隨環(huán)境條件變化的趨勢與此一致.可知，在研究的環(huán)境條件下，隨環(huán)境壓力增加，氣/液間的密度差逐漸減小，氣/液過渡區(qū)域的密度梯度變小，擴散逐漸取代蒸發(fā)成為油、氣混合過程的主導模式；而隨溫度增加，氣/液之間的密度差逐漸變大，蒸發(fā)在油、氣混合過程中逐漸占主導地位.

圖10 三組分液滴中正十六烷的H 與W 隨環(huán)境工況變化Fig.10 Variation of H and W of n-hexadecane in threecomponent droplets with environmental conditions

圖11 為基于Banuti 等[30]重新繪制的修正的純物質相圖.在臨界點附近，Widom 線把超臨界相劃分為類液相和類氣相.可以互相混溶的二元混合物發(fā)生超臨界轉捩時與純流體(pure fluid)類似，具有單一的Widom 線[31].而不能混溶的二元混合物發(fā)生超臨界轉捩時發(fā)生了相分離，出現(xiàn)了兩條Widom 線[31].可以推斷，由于異辛烷、正十二烷、正十六烷三者之間可以混溶，在發(fā)生超臨界轉捩時，該三元混合物可以整體作為一種純流體，具有一條Widom 線.氮氣不能與碳氫燃料混溶，卻可以影響碳氫燃料的超臨界轉捩過程，即影響Widom 線的長度、形狀及位置.碳氫燃料和氮氣的混合物從分類上看屬于Type-Ⅲ[25]，其特點是隨著混合體系中氮氣的增加，混合體系的臨界壓力越高，臨界溫度越低.由于筆者模擬的溫度(T≥750 K)大于三組分混合燃料自身的臨界溫度(697 K)，再加上氮氣的影響，此處所有的環(huán)境溫度均超過混合體系的臨界溫度.由圖11 可知，筆者所模擬的環(huán)境工況點全部位于混合體系臨界點的右側區(qū)域.

圖11 修正的純物質相圖Fig.11 Modified phase diagram of pure substances

燃料最初處于液相，當環(huán)境壓力較高、環(huán)境溫度較低時，燃料的最終狀態(tài)可能進入類氣相區(qū)，甚至跨過Widom 線，進入類液相區(qū).此時，燃料經(jīng)歷的熱力學路徑是從液相進入超臨界類氣相或超臨界類液相，相變前、后的密度差異較小(超臨界相的密度略小于液相密度，但較氣相密度大得多)，擴散成為油、氣混合的主導模式，此時是壓力超臨界狀態(tài)(帶箭頭的紅色虛線).當環(huán)境溫度較高，且環(huán)境壓力較低時，燃料的最終狀態(tài)將進入氣相區(qū)，甚至理想氣體相區(qū).當燃料的熱力學路徑是從液相進入氣相或理想氣體相時，相態(tài)間的密度差異變大，蒸發(fā)成為油、氣混合的主導模式，此時是壓力亞臨界狀態(tài)(帶箭頭的橙色實線).

2.2.3 油、氣混合主導模式的分區(qū)圖

由2.2.1 節(jié)確定的判據(jù)，筆者計算得到了正十六烷液滴和三組分碳氫燃料液滴在氮氣中發(fā)生相變時的主導混合模式的分區(qū)圖，如圖12 所示.相較于正十六烷液滴(圖12a)，三組分燃料液滴的擴散主導混合區(qū)的最低壓力增加(圖12b).這是因為異辛烷、正十二烷等輕質組分的臨界壓力更高，提高了混合燃料整體的臨界壓力.

圖12 燃料液滴主導混合模式的分區(qū)圖Fig.12 Dominant mixing mode partition map of fuel droplet

圖13 為三組分液滴在不同主導模式下混合的分子分布.選取氣/液相密度的概率峰值相等的時刻為快照時刻.當蒸發(fā)主導燃料液滴的混合過程時，燃料的密度在相變前、后變化較大.圖13a 中，液滴保持球形，邊界清晰，相界面處燃料的密度梯度很大.當擴散主導燃料液滴的混合過程時，相變前、后燃料密度差較小.圖13b 中，液滴的輪廓很難識別.相變后燃料密度更大，相變區(qū)的厚度顯著增加，導致該區(qū)域燃料密度梯度變小，相界面無法識別.

圖13 三組分液滴混合過程中的分子分布Fig.13 Molecular distributions in the mixing process of three-component droplets

3 結 論

采用MD 模擬研究了由異辛烷、正十二烷和正十六烷組成的三組分燃料液滴在氮氣環(huán)境中的相變過程，對比了單組分正十六烷液滴在氮氣中的相變過程，模擬包括從亞臨界到超臨界的環(huán)境條件.

(1) 建立了多組分液滴蒸發(fā)的MD 模型；分析了液滴壽命、初始加熱時間和蒸發(fā)速率常數(shù)等液滴蒸發(fā)特性；多組分液滴的壽命隨環(huán)境壓力或環(huán)境溫度的升高而降低；液滴初始加熱時間隨環(huán)境溫度和環(huán)境壓力的變化趨勢與液滴壽命基本一致；單組分和三組分燃料液滴壽命的差異來自于初始加熱時間.

(2) 提出了一種判斷單/多組分燃料油、氣混合主導模式的方法，分析了環(huán)境壓力和環(huán)境溫度對油、氣混合主導模式的影響；當環(huán)境壓力為2～10 MPa、環(huán)境溫度為750～1 200 K，環(huán)境壓力升高或環(huán)境溫度降低時，氣/液間的密度差減小，主導混合模式逐漸從蒸發(fā)向擴散轉變.

(3) 得到了正十六烷液滴和三組分燃料液滴在氮氣中相變時的油、氣混合主導模式的分區(qū)圖；輕質組分的加入增加了混合燃料的擴散主導混合區(qū)的最低壓力；蒸發(fā)主導油、氣混合過程時，液滴保持球形，邊界清晰；而擴散主導混合過程時，相變區(qū)變厚，相界面無法識別.