能源是社会经济发展的重要物质基础，且全球能源消费总量仍持续增长。近30年来，化石燃料在一次能源消费中的占比超过80%，是世界主要的消费能源[1]。作为能源消耗的主要行业，航空业对石油基运输燃料的消耗居高不下。对于航空发动机，燃烧室的地位相当于人体的心脏，设计至关重要，了解燃烧室内航空煤油等运输燃料的燃烧化学特性是优化航空发动机性能的关键。然而，受航空发动机的复杂结构和内部多变的混合可燃气体化学反应的影响，燃烧室设计具有高难度、长研发周期和高研发风险等特点。随着计算机技术的不断发展，数值模拟为分析复杂的湍流燃烧提供了强有力的工具，并逐渐成为航空发动机研发过程中不可或缺的重要手段。此外，燃烧湍流中许多细节，包括：中间组分分布、组分的生成与消耗、污染物排放测量和复杂工况等，对实验研究有巨大的挑战，发动机燃烧室的研发也逐渐依赖数值模拟[2]。
1 航空煤油及其模型燃料准确可靠的燃烧反应动力学模型是发动机数值模拟的基础。图 1为从燃烧反应动力学研究到实际工程应用的发展步骤[3]，包括：基元反应中所有物种的量化计算和反应速率参数的测定，机理的发展和实验验证，简化机理的计算流体力学(computational fluid dynamics, CFD)应用。由于航空煤油的复杂性，目前无法直接构建燃烧反应机理，因此选择模型燃料并合理构建、简化其燃烧反应动力学机理，使其在高保真刻画燃烧反应动力学特性的前提下，应用于航空发动机燃烧室的CFD仿真。这是航空煤油燃烧数值模拟的关键。针对不同的研究需求，发展适用于数值模拟的航空煤油反应动力学模型，不仅有助于深入了解发动机的燃烧组织形式、火焰传播机制和污染物生成规律，还可以为发动机的设计优化与性能改进提供技术支持。
1.1 航空煤油
航空煤油是航空运输的常规燃料。燃料本身的复杂性是航空煤油研究面临的主要挑战之一，主要表现为：航空煤油是由数以千计的碳氢化合物组成的复杂混合物，包括直链烷烃、支链烷烃、环烷烃和芳香烃等烃类化合物[4]。此外，不同批次的航空煤油也存在差异，受型号、产地和年份等因素的影响，航空煤油的成分和占比不完全相同，甚至有较大的差异。然而，石油基航空煤油的组分构成基本遵循以下规律：各类烃组分的碳原子数范围主要为8~16，C9~C12在各类烃中的含量最高[5]；支链烷烃的分子结构中通常包含1~2个甲基侧链；环烷烃主要为环己烷及其多烷基取代的衍生物和少部分多环环烷烃；芳香烃主要为苯及其同系物，也包含少量2环及以上的稠环芳香烃，如取代萘等。
Jet A和Jet A-1是国际主要的民用航空煤油，其中Jet A为美国标准航空煤油，其他国家大多使用Jet A-1。2种航空煤油的性能相似，主要区别在于Jet A的冰点是－40℃，而Jet A-1冰点更低，为-47℃，更适用于寒冷气候条件[6]；美军及北约部队使用的JP-8本质为Jet A-1加上多种添加剂，而我国使用的航空煤油主要为RP-3。
表 1总结了国内外航空煤油的主要烃组成及含量。Jet A和JP-8烃组成比较相似，其中链烷烃比例约为50.00%~70.00%，环烷烃比例约为20.00%~30.00%，芳香烃比例约为20.00%，但Jet A中芳香烃含量比JP-8高。RP-3中链烷烃比例约为50.00%~70.00%，环烷烃比例为10.00%~40.00%，芳香烃比例约为5.00%~18.00%。在测量年份较早的RP-3航空煤油中，环烷烃含量超过30.00%，近年的RP-3航空煤油中环烷烃含量一般不超过20.00%。与Jet A和JP-8相比，RP-3的芳香烃含量较低，有利于航空煤油稳定、完全地燃烧。Wu等[7]用二维气相色谱-飞行时间质谱仪(two-dimensional gas chromatography-time of flight mass spectrum, GC×GC-TOFMS)分析RP-3的化学组成，如图 2所示，直链烷烃主要在C6~C18之间分布，其中C12和C14在RP-3中含量最多。
| 研究者 | 年份 | 航空煤油 | 链烷烃 | 环烷烃 | 芳香烃 | 烯烃 | 醇类 | 备注/% | |
| 直链 | 支链 | ||||||||
| Holley等[8] | 2006 | Jet A/JP-8 | 58.80 | 21.30 | 20.18 | — | — | 质量分数 | |
| Dagaut等[6] | 2006 | Jet A POSF 4658 | 60.00 | 20.00 | 18.00 | 2.00 | — | 体积分数 | |
| Widegren等[9] | 2008 | Jet A POSF 4658 | 38.60 | 29.60 | 6.30 | 25.50 | — | — | 摩尔分数 |
| Valco等[10] | 2017 | Jet A POSF 10325 | 20.03 | 29.45 | 31.86 | 18.44 | — | — | 质量分数 |
| Valco等[10] | 2017 | JP-8 POSF 10264 | 26.82 | 39.69 | 20.08 | 13.41 | — | — | 质量分数 |
| Kim等[11] | 2021 | Jet A POSF 10325 | 21.23 | 31.46 | 30.83 | 16.49 | — | — | 体积分数 |
| 范学军等[12]、Yan等[13] | 2006、2018 | RP-3(大庆) | 52.20 | 39.90 | 7.90 | — | — | 质量分数 | |
| Liu等[14] | 2008 | RP-3(辽河) | 16.48 | 30.66 | 31.87 | 18.14 | — | — | 质量分数 |
| 郑东等[15] | 2015 | RP-3(燕山) | 53.00 | 37.70 | 4.60 | 2.00 | 2.7 | 摩尔分数 | |
| 徐佳琪等[16] | 2015 | RP-3 | 72.00 | 13.70 | 11.30 | — | 3.0 | 质量分数 | |
| 刘岳曦[17] | 2019 | RP-3 | 46.20 | 14.50 | 29.80 | 1.50 | 8.1 | 摩尔分数 | |
| Wu等[7]、Mao等[18] | 2019 | RP-3(上海) | 25.10 | 42.70 | 17.80 | 14.40 | — | — | 质量分数 |
| Abdalla等[19] | 2020 | RP-3 | 60.70 | 16.70 | 22.60 | — | — | 质量分数 | |
| Du等[20] | 2021 | RP-3 | 64.15 | 18.48 | 15.88 | — | — | 摩尔分数 | |
| Huang等[21] | 2023 | RP-3 | 64.23 | 23.92 | 11.85 | — | — | 质量分数 | |
表 2总结了国内外航空煤油的基本理化性质，不同产地和批次的航空煤油，相对分子质量、氢碳比、导出十六烷值、临界碳烟指数等基本理化性质的实测值也不同。
| 研究者 | 航空煤油 | 分子式 | RMM/(g·mol-1) | H/C质量比 | DCN | TSI | LHV/(MJ·kg-1) | 密度/(g·cm-3) | 黏度/(mm2·s-1) |
| Widegren等[9] | Jet A | C10.17H19.91 | 142.00 | 1.957 | 47.10 | 21.4 | 42.80 | — | — |
| Kang等[22] | Jet A | C10.17H19.91 | 157.50 | 1.957 | 47.00 | 20.6 | 43.23 | 0.807 0 | — |
| Kang等[22] | Jet A | C11.40H22.10 | 157.00 | 1.937 | 48.61 | 19.8 | 43.10 | 0.803 0 | — |
| 范启明等[23]、朱玉红等[24] | RP-3 | C10.50H22.00 | 148.33 | 2.100 | — | — | — | 0.791 3 | 1.46 |
| 郑东等[15] | RP-3 | C10.57H21.99 | 148.83 | 2.080 | — | — | — | 0.784 6 | 1.48 |
| 徐佳琪等[16] | RP-3 | C10.68H21.89 | 150.00 | 2.050 | — | — | — | — | — |
| Liu等[25] | RP-3 | C10.62H21.66 | 149.05 | 2.040 | 41.50 | — | 42.80 | 0.778 0[12] | 2.07[12] |
| Wu等[7]、Mao等[18] | RP-3 | C11.82H23.20 | 165.00 | 1.963 | 43.30 | 14.0~26.0[26] | 42.40 | — | — |
| Liu等[27] | RP-3 | C10.39H19.47 | 145.00 | 1.874 | 41.50 | — | 42.80 | 0.806 0 | — |
| Du等[20] | RP-3 | C12.36H24.37 | 172.76 | 1.972 | — | — | — | — | — |
| Huang等[21] | RP-3 | C10.94H21.52 | 153.09 | 1.970 | 43.30[18] | — | 42.40[18] | 0.791 0 | — |
1) 相对分子质量(relative molecular mass, RMM)是液态燃料的重要理化性质，对燃烧火焰有重要的影响，并与燃料在气相的扩散输运性质密切相关。航空煤油的平均MW一般介于148.00~150.00之间。RP-3的实测MW介于145.00~172.76之间，Jet A/Jet A-1的实测MW介于142.00~157.50之间，二者不相上下。
2) 氢碳比(hydrogen carbon atoms ratio, H/C质量比)是与燃料燃烧速率和绝热火焰温度相关的重要参数。Jet A的H/C质量比介于1.937~1.957之间，RP-3的H/C质量比一般介于1.963~2.100之间，明显高于Jet A。
3) 导出十六烷值(derived cetane number, DCN)是一种描述燃料自燃着火特性的标准综合参数，源于十六烷值(cetane number, CN)。DCN严格意义上并不是指燃料的物理或化学特性，但却与燃烧的物理、化学特性密切相关，且对发动机的启动性能和工作的爆震程度均有显著影响。RP-3的DCN介于41.50~43.30之间，Jet A的DCN介于47.00~48.61之间，明显高于RP-3。
4) 临界碳烟指数(threshold sooting index, TSI)是一种用于预测石化燃料的碳烟生成倾向的宏观参数，与燃料的芳香烃含量密切相关。航空煤油的TSI实测值一般介于14.0~26.0之间。
5) 低热值(lower heating value, LHV)为燃料的发热值。由于航空发动机排放温度远高于水蒸气凝结温度，所测热值为低热值。航空煤油的低热值与烃组成有关，通常芳香烃含量越高，低热值越低。Jet A的低热值按规定不应低于42.80 MJ/kg，RP-3的低热值测量数据较少，介于42.40~42.80 MJ/kg之间。
1.2 模型燃料由于航空煤油的差异性和组分构成的复杂性，目前难以准确鉴定航空煤油的所有组分及其占比。此外，许多已知组分的详细反应动力学模型尚未构建，将所有组分的反应动力学模型耦合，直接构建航空煤油的反应动力学模型并用于数值模拟，也是具有挑战性的。因此，模型燃料作为航空煤油和燃烧反应动力学机理之间的桥梁，广泛应用于航空煤油机理研究。模型燃料即根据实际燃料中的化合物类别，选择一种或几种化学成分明确的化合物，并按一定比例形成混合物，用于在研究中模拟实际燃料的燃烧和物理、化学性质[6, 28-29]。Edwards等[30]根据不同的研究目的和匹配目标，将模型燃料分为物理型、化学型和综合型模型燃料3大类；物理型模型燃料用于模拟实际燃料的物理性质，如输运、雾化和挥发等性质，对应的匹配参数有密度、黏度、蒸馏曲线和扩散系数等；化学型模型燃料用于模拟实际燃料的化学性质，主要指点火延迟、火焰传播和碳烟排放等燃烧特性，对应的匹配参数有RMM、H/C质量比、DCN、LHV和TSI等；综合型模型燃料即用于模拟实际燃料的理化性质。Ferrell等[31]将匹配目标分为性质、发展和应用目标。性质目标指实际燃料的基本理化性质；发展目标指燃烧反应动力学和流体力学相关特性，包含点火延迟时间、燃烧速率、组分浓度曲线、液滴尺寸分布和液体喷射距离等；应用目标指与发动机实验结果相关的燃烧特性，如燃烧效率、污染物排放等。
1.3 模型燃料的构建方法选择模型燃料的构成组分是构建过程的第一步，对此Violi等[32]提出了可行性、简单性、相似性和实用性的构成组分选取原则。可行性指模型燃料的构成组分应有可用的详细机理；简单性指选择碳原子数较小且结构简单的构成组分；相似性指构成组分的理化特性应与实际燃料相似；实用性指构成组分应易于获取且价格低廉，以保证实验的可重复性。根据上述匹配目标和构成组分选取原则，国内外开展了大量航空煤油的模型燃料研究，构建方法大致分为匹配实际燃料的烃组成、关键理化性能、特征官能团和燃烧实验结果4类。
第1类是匹配实际燃料的烃组成，即在实际燃料的不同类型烃中选择代表组分，并根据烃类含量确定构成组分配比，例如Guerét等[33]、Dagaut等[34]的模型燃料。这类方法不需要通过复杂的实验参数确定各组分配比，但依靠研究者的经验，容易忽略占比小却对燃烧特性有重要影响的组分。
第2类是匹配实际燃料的关键理化性能，为目前最常用的构建方法。2010年，Dooley等[35]提出Jet A的三组分模型燃料MURI(multi university research initiative) 1st，该模型燃料的匹配参数是DCN、H/C；2年后又将RMM、TSI加入匹配参数，提出四组分的MURI 2nd模型燃料[36]。Dooley提出的2种模型燃料不包含环烷烃，而是用芳香烃代替，MURI 2nd不仅在匹配的理化性能上与Jet A有较高的一致性，在氧化产物分布、点火延迟时间和火焰传播速度等燃烧实验结果上也较一致。2014年，Kim等[37]提出了Jet A的模型燃料UM1、UM2，UM1的匹配参数为RMM、H/C质量比、DCN、TSI和LHV，可以很好地模拟上述Jet A中与温度无关的理化性能；而UM2在UM1的基础上还匹配了密度、黏度、表面张力和蒸馏曲线等参数，相比于UM1，能更好地模拟Jet A的挥发性。2016年，Narayanaswamy等[26]通过匹配Jet A POSF 4658的H/C质量比、CN和TSI构建S0模型燃料。在选择匹配参数时，研究者通常会选择易于通过实验测量，且与实际燃料燃烧特性相关的宏观参数。例如，在前文提到的RMM、DCN、TSI、蒸馏曲线分别与实际燃料的输运、着火、碳烟和挥发特性相关，而H/C质量比与绝热火焰温度相关。因此，研究者需要根据研究目的，选择相关的理化特性作为匹配参数，此类方法中常见的匹配参数包括MW、H/C质量比、DCN、TSI等，可在一定程度上减少对经验的依赖，但随着匹配参数的增加，对实验数据的需求也会增加。此外，模型燃料构成组分数量的增加会导致构建模型燃料的成本和复杂度上升。
第3类是匹配实际燃料的特征官能团。由于燃料的分子结构会影响理化和燃烧性质，这类方法的特点是直接匹配燃料分子结构和特征官能团，而不是匹配燃料的理化性能。该方法用一种组分表征多种特征官能团，从而减少模型燃料构成组分的数量。文[38-39]提出FGBS(function group based surrogate-fue)方法，以实际燃料的特征官能团摩尔分数为匹配参数，选择甲基(CH3)、亚甲基(CH2)、次甲基(CH)、叔丁基(C)和苯基(C6H5)为特征官能团。通过匹配以上5个官能团的摩尔分数，对模型燃料MURI 1st和MURI 2nd进行优化，构建了一个新的Jet A模型燃料。2018年，文[40-41]提出一种名为MFG(minimalist functional group)的方法，以实际燃料特征官能团质量分数为匹配参数，选择CH3、CH2、CH、CH—CH2和C—CH为特征官能团，构建了一个两组分的Jet A模型燃料。2019年，Wu等[7]匹配RP-3的CN、TSI、密度、蒸馏曲线、分子结构等参数，提出了2种模型燃料。文[42-43]提出化学解构法，为RP-3构建了模型燃料S1、S2，这2种模型燃料的构成组分相同，但因匹配参数的权重不同，各构成组分在不同模型燃料中的比例不同，S1更注重分子结构，而S2更注重烃组成。文[44-45]提出匹配实际燃料的热物性和特征官能团的质量分数构建模型燃料，该方法与FGBS[38]和MFG[40-41]不同，选取甲基(CH3)、亚甲基(CH2)、环己基(C6H11)和苯甲基(C6H3X2CH2)为匹配的特征官能团，并综合考虑密度、运动黏度、表面张力等参数，构建了一个Jet A的四组分模型燃料A2314；基于同一详细机理的预测值，通过对比A2314与其他Jet A的模型燃料[26, 36-37, 46]验证了该模型燃料在预测点火、火焰传播等燃烧特性的有效性。不同于以上综合型模型燃料构建方法，Luo等[47]为模拟航空煤油RP-3的挥发性，通过匹配航空煤油的蒸馏曲线和官能团CH3、CH2、CH、C、C6H5在蒸馏过程中的摩尔分数，构建了一个含有24组分的物理型模型燃料。
第4类方法是匹配实际燃料的燃烧实验结果。2018年，Narayanaswamy等[48]匹配Jet A的点火和火焰传播速度实验数据，构建三组分模型燃料Ss。2021年，Yang等[49]提出Py-AUC(pyrolysis-area under the curve)方法，Py-AUC指热解-曲线与曲线下面积。热解曲线为热解产物的浓度-温度曲线，如图 3所示。Wang等[50]提出大分子烃类燃料的高温燃烧分为热解和热解产物的氧化，但热解产物的氧化速率限制了总反应速率，导致热解产物的组成间接决定了总的燃料高温燃烧特性。基于此，Yang等[49]假设某一热解产物的Py-AUC代表该热解产物整个热解阶段的生成总量，混合物的热解曲线是将各组分的热解曲线按摩尔分数线性相加而成，当模型燃料与实际燃料的Py-AUC相似时，可认为两者热解产物分布相似，从而得出相似的高温燃烧特性。通过匹配MW、H/C、DCN、TSI、LHV，以及甲烷、乙烯和丙烯3种重要热解产物的Py-AUC，提出Jet A三组分模型燃料B132。与其他Jet A的模型燃料MURI 2nd[36]、UM1[37]、
表 3总结了国内外模型燃料构建方法与对应的航空煤油Jet A和RP-3的代表性模型燃料的配方组成。由于实际燃料的复杂性，模型燃料的构建方法还处于探索阶段，迄今没有一个系统通用的准则。由表 3可知，早年的模型燃料为选择实际燃料的代表性成分，现在较常用的方法为匹配实际燃料的理化特性或特征官能团。有些研究者会同时考虑理化性质、分子结构和燃烧特性，结合不同类型的方法来构建模型燃料。但目前对反应动力学中燃烧性质的匹配很少，只有Narayanaswamy等[48]在构建
| 提出者 | 模型燃料 | 配方组成和对应的摩尔分数/% | 匹配参数 |
| Guerét等[33] | — | 正十一烷79.00；正丙基环己烷10.00；1, 2, 4-三甲基苯11.00 | 烃组成 |
| Dagaut[34] | — | 正癸烷74.00；正丙基环己烷11.00；正丙苯15.00 | 烃组成 |
| Dooley等[35] | MURI 1st | 正癸烷42.67；异辛烷33.02；甲苯34.30 | DCN、H/C质量比 |
| Dooley等[36] | MURI 2nd | 正十二烷40.41；异辛烷28.48；1, 3, 5-三甲基苯7.28；正丙苯22.83 | RMM、H/C质量比、DCN、TSI |
| Kim等[37] | UM1 | 正十二烷38.44；异十六烷14.84；甲基环己烷23.36/甲苯23.36 | RMM、H/C质量比、DCN、TSI、LHV |
| Kim等[37] | UM2 | 正十二烷28.97；异十六烷14.24；十氢化萘31.88；甲苯24.91 | RMM、H/C质量比、DCN、TSI、LHV、密度、黏度、表面张力、蒸馏曲线 |
| Narayanaswamy等[26] | S0 | 正十二烷30.30；甲基环己烷48.50；间二甲苯21.20 | RMM、H/C质量比、CN、TSI |
| Yu等[38] | mod MURI 1st | 正癸烷54.71；异辛烷20.76；甲苯24.54 | CH3、CH2、CH、C、C6H5 |
| Yu等[38] | mod MURI 2nd | 正十二烷48.57；异辛烷22.86；1, 3, 5-三甲基苯4.76；正丙苯23.81 | CH3、CH2、CH、C、C6H5 |
| Yu等[46] | FGBS | 正十二烷50.90；2, 5-二甲基己烷21.90；甲苯27.20 | CH3、CH2、CH、C、C6H5 |
| Jameel等[41] | MFG | 2-甲基己烷69.10；正庚基苯30.90 | CH3、CH2、CH、C—CH、C—CH2 |
| Wu等[7] | K1 | 正十二烷27.24；异十六烷20.25；异丙基环己烷20.94；十氢化萘18.79；正戊基苯12.77 | CN、TSI、密度、蒸馏曲线、碳原子类型 |
| Wu等[7] | K2 | 正十二烷22.39；正十五烷12.02；2, 2, 4, 6, 6-五甲基庚烷31.28；1, 3, 5-三甲基环己烷12.00；十氢化萘9.07；1, 3, 5-三异丙基苯11.14；四氢化萘2.11 | CN、TSI、密度、蒸馏曲线、碳原子类型 |
| Li等[42-43] | S1 | 正十二烷5.80；异十六烷34.20；2-甲基庚烷1.90；十氢化萘41.80；邻二甲苯16.30 | 碳原子数、氢原子数、H/C质量比、不饱和度、烃组成 |
| Li等[42-43] | S2 | 正十二烷17.10；异十六烷18.40；2-甲基庚烷3.80；十氢化萘49.70；邻二甲苯11.00 | 碳原子数、氢原子数、H/C质量比、不饱和度、烃组成 |
| 杨明[44] | A2314 | 正十二烷40.68；异十六烷7.45；甲基环己烷29.14；正丙苯22.73 | CH3、CH2、C6H11、C6H3X2CH2、密度、运动黏度、表面张力 |
| Luo等[47] | — | 24组分模型燃料 | 蒸馏曲线、蒸馏过程中官能团变化 |
| Narayanaswamy等[48] | Ss | 正十二烷42.80；甲基环己烷36.50；间二甲苯20.60 | 点火延迟、火焰传播速度 |
| Yang等[49] | B132 | 正癸烷61.11；异十六烷11.93；间二甲苯26.96 | RMM、H/C质量比、DCN、TSI、LHV、热解产物生成曲线 |
1.4 模型燃料的验证
为验证模型燃料的准确性和有效性，首先需要对比航空煤油和模型燃料的基本理化性质，如MW、H/C、DCN、TSI、LHV等。表 4总结了各模型燃料的基本理化性质，其中序号1为基于Violi等[32]测量的航空煤油JP-8构建的模型燃料；序号2—8为航空煤油Jet A的代表性模型燃料，这些模型燃料都是各研究者基于Widegren等[9]测量的Jet A实验数据构建的；序号9—18为不同研究者为RP-3航空煤油构建的模型燃料。
| 序号 | 模型燃料或对应文献 | 分子式 | RMM/(g·mol-1) | H/C质量比 | DCN | TSI | LHV/(MJ·kg-1) | 密度/(g·cm-3) | 黏度/(mm2·s-1) |
| 1 | Aachen[51] | C9.79H19.75 | 137.20 | 2.018 | 65.00 | 43.61 | — | — | — |
| 2 | UM1[37] | C10.23H20.22 | 143.54 | 1.967 | 46.80 | 43.62 | — | — | — |
| 3 | UM2[37] | C10.71H20.14 | 148.60 | 1.881 | 46.70 | 43.36 | — | — | — |
| 4 | MURI 1st[35] | C8.61H17.28 | 120.70 | 2.010 | 47.40 | 14.10 | — | — | — |
| 5 | MURI 2nd[36] | C9.92H19.43 | 138.70 | 1.950 | 48.50 | 48.30 | — | — | — |
| 6 | S0[26] | C8.74H16.82 | 121.74 | 1.924 | 42.86 | 43.40 | 15.19 | — | — |
| 7 | FGBS[46] | C9.78H19.39 | 136.52 | 1.982 | — | — | — | — | — |
| 8 | B132[49] | C10.20H20.24 | 142.59 | 1.985 | 45.92 | 43.77 | 18.60 | — | — |
| 9 | 肖保国等[52] | C9.71H20.52 | 137.04 | 2.113 | — | — | — | — | — |
| 10 | 郑东等[15] | C10.48H22.30 | 148.37 | 2.130 | — | — | — | 0.751 | 1.41 |
| 11 | 徐佳琪等[16] | C11.12H20.76 | 154.18 | 1.867 | — | — | — | — | — |
| 12 | 曾文等[53] | C10.64H21.75 | 149.40 | 2.045 | 41.52 | 44.06 | — | — | — |
| 13 | Wu's K1[7] | C11.70H23.21 | 163.60 | 1.984 | 42.30 | 43.10 | 18.80 | — | — |
| 14 | Wu's K2[7] | C12.14H24.56 | 170.20 | 2.024 | 44.10 | 43.20 | 20.40 | — | — |
| 15 | Mao等[18] | C11.43H22.56 | 159.75 | 1.973 | 43.99 | 43.50 | 19.69 | — | — |
| 16 | Mao等[54] | C11.15H21.85 | 155.60 | 1.960 | 43.50 | 43.36 | 23.03 | — | — |
| 17 | Liu等[55] | C10.32H20.64 | 144.50 | 2.000 | 41.50 | 43.90 | — | — | — |
| 18 | Huang等[21] | C11.21H21.30 | 155.83 | 1.900 | 43.52 | 43.55 | 23.89 | 0.811 | — |
模型燃料不仅需要匹配航空煤油的基础理化性质，还需匹配燃烧性质，因此需要验证模型燃料在模拟实际航空煤油的点火、火焰传播等燃烧性质的有效性。在燃烧反应动力学研究中，航空煤油的反应动力学机理通常用模型燃料的反应动力学机理替代。因此，航空煤油反应动力学机理的准确性不仅取决于模型燃料模拟航空煤油性能的准确性，还受模型燃料的反应动力学机理准确性的影响。本文将从实验研究和机理研究2个方面介绍航空煤油的反应动力学模型研究现状。
2 航空煤油燃烧实验研究现状航空煤油的基础燃烧实验数据是构建模型燃料及其燃烧反应动力学机理的前提，而实验数据同时也能反过来验证模型燃料及其详细机理的有效性。一种燃烧实验设备通常只能在特定工况下测得某些基础燃烧数据，如点火延迟时间(ignition delay time, IDT)、可用激波管(shock tube, ST)和快速压缩机(rapid compression machine, RCM)测量数据，其中ST的适用工况为中高温，RCM为中低温；火焰传播速度(laminar flame speed, LFS)可用对冲火焰和定容燃烧弹(constant volume combustion bomb, CVCB)测量；燃烧产物浓度可用激波管(shock tube, ST)、流动管(flow reactor, FR)和射流搅拌反应器(jet stirred reactor, JSR)测量，其中ST通常测量高温热解产物，FR为高温氧化，JSR为中低温氧化。因此，模型燃料及其反应动力学模型的准确性和有效性需要通过不同实验装置在宽广工况下的大量基础燃烧实验数据来验证。
2.1 Jet A燃烧特性实验研究航空煤油Jet A、JP-8已有许多燃烧实验研究，主要集中在对点火延迟时间、火焰传播速度和组分浓度的测量上。Dagaut等[6]综述了2006年之前的航空煤油研究进展，总结国际上常用航空煤油Jet A、Jet A-1、JP-8及其模型燃料的燃烧实验数据和反应动力学机理。早期的实验研究主要集中在低压富燃工况下，而对高压贫燃工况下的燃烧实验及机理缺乏系统性研究。2007年，Dean等[56]首次进行了航空煤油Jet A的气相点火实验。气相点火实验可以避免燃料的沉积和吸附带来的不确定性，提供的数据可靠性更高，更具可重复性[57]。因此，气相点火特性测量在燃烧反应机理的验证方面得到了广泛的应用。表 5汇总了2007—2018年航空煤油Jet A的燃烧实验研究，表中1 atm≈1.01×105 Pa。
| 燃烧特性 | 研究者 | 年份 | 燃料 | 实验装置 | 温度/K | 压力/atm | 当量比 |
| 点火延迟时间 | Dean等[56] | 2007 | Jet A | ST | 1 007~1 645 | 9.00 | 0.50~2.00 |
| Vasu等[58] | 2008 | Jet A、JP-8 | ST | 715~1 229 | 17.00~51.00 | 0.50~1.00 | |
| Kumar等[59] | 2010 | Jet A、JP-8 | ST、RCM | 650~1 100 | 6.91~29.61 | 0.42~2.26 | |
| Dooley等[35] | 2010 | Jet A | ST、RCM | 639~1 222 | 16.00~25.00 | 1.00 | |
| Dooley等[36] | 2012 | Jet A | ST、RCM | 653~1 222 | 20.00, 22.00 | 1.00 | |
| Wang等[60] | 2012 | Jet A | ST | 651~1 381 | 8.00~40.00 | 0.25~1.50 | |
| Zhukov等[61] | 2014 | Jet A | ST | 1 043~1 378 | 10.00~20.00 | 0.50~2.00 | |
| Zhu等[62] | 2015 | JP-8 | ST | 1 047~1 520 | 2.07~9.27 | 0.25~2.20 | |
| Toni等[63] | 2017 | Jet A | ST、RCM | 702~1 235 | 7.00~30.00 | 0.30~1.00 | |
| Davidson等[64] | 2017 | Jet A | ST | 728~1 164 | 12.00 | 1.00 | |
| Burden等[65] | 2018 | Jet A | ST | 661~1 225 | 20.00~80.00 | 1.00 | |
| Xu等[66] | 2018 | Jet A | ST | 1 023~1 252 | 11.00 | 1.10 | |
| 火焰传播速度 | Kumar等[67] | 2011 | Jet A | 对冲火焰 | 400~470 | 1.00 | 0.70~1.40 |
| Chong等[68] | 2011 | Jet A | 对冲火焰 | 470 | 1.00 | 0.75~1.50 | |
| Dooley等[36] | 2012 | Jet A | 对冲火焰 | 400~470 | 1.00 | 0.70~1.40 | |
| Hui等[69] | 2013 | Jet A | 对冲火焰 | 400~470 | 1.00 | 0.70~1.40 | |
| Wu等[70] | 2018 | Jet A | Bunsen灯 | 400~473 | 1.00 | 0.60~1.30 | |
| Xu等[66] | 2018 | Jet A | 对冲火焰 | 403 | 1.00 | 0.80~1.40 | |
| 氧化产物 | Dooley等[35] | 2010 | Jet A | FR | 500~1 050 | 12.50 | 1.00 |
| Dooley等[36] | 2012 | Jet A | ST | 901~1 760 | 18.00~29.00 | 1.00 | |
| Malewicki等[71] | 2013 | Jet A | ST | 893~1 679 | 18.80~26.60 | 0.46 | |
| Malewicki等[71] | 2013 | Jet A | ST | 890~1 686 | 16.30~23.10 | 1.86 |
2.2 RP-3燃烧特性实验研究
目前国内使用的航空燃料主要为RP-3航空煤油。与国外相比，国内对于航空煤油及其模型燃料的燃烧实验研究起步较晚。表 6列出了近年航空煤油RP-3及其模型燃料的基础燃烧实验。
| 燃料特性 | 研究者 | 年份 | 燃料 | 实验装置 | 温度/K | 压力/atm | 当量比 |
| 点火延迟时间 | 张英佳等[72] | 2011 | RP-3 | ST | 1 445~1 650 | 1.1 | 1.0 |
| 唐洪昌等[73] | 2012 | RP-3 | ST | 1 100~1 500 | 2.0~4.0 | 0.2, 1.0, 2.0 | |
| 曾文等[74] | 2014 | RP-3 | ST | 1 100~1 600 | 1.0~3.0 | 0.5~1.5 | |
| Zhang等[75] | 2015 | RP-3 | ST | 650~1 500 | 1.0~3.0 | 0.2, 1.0, 2.0 | |
| 刘岳曦[17]、Liu等[76] | 2019 | surrogate | ST | 700~1 500 | 16.2 | 1.0 | |
| Wu等[7] | 2019 | surrogate | ST、RCM | 642~1 292 | 9.9 | 0.5, 1.0 | |
| Mao等[18] | 2019 | RP-3 | ST、RCM | 624~1 437 | 9.9, 14.8, 19.7 | 0.5, 1.0, 1.5 | |
| Liu等[25]、Liu等[81] | 2020、2022 | RP-3、surrogate | ST | 1 000~1 700 | 1.0~3.0 | 0.5~1.5 | |
| Mao等[77] | 2021 | surrogate | ST、RCM | 625~1 250 | 9.9, 14.8, 19.7 | 0.5, 1.0, 1.5 | |
| Mao等[54] | 2021 | surrogate | ST、RCM | 660~910 | 9.9, 14.8, 19.7 | 0.5, 1.0, 2.0 | |
| 火焰传播速度 | 郑东等[15] | 2015 | RP-3、surrogate | 对冲火焰 | 403 | 1.0 | 0.7~1.4 |
| 曾文等[82] | 2015 | RP-3 | 定容燃烧弹 | 390~450 | 1.0~7.0 | 0.6~1.6 | |
| Yan等[13] | 2018 | surrogate | Bunsen灯 | — | — | — | |
| 刘岳曦[17]、Liu等[76] | 2019 | surrogate | 层流燃烧器 | 473 | 1.0 | 0.6~2.0 | |
| Liu等[25] | 2020 | RP-3、surrogate | 定容燃烧弹 | 390~420 | 1.0~3.0 | 0.8~1.5 | |
| Liu等[81] | 2022 | RP-3、surrogate | 定容燃烧弹 | 400~480 | 1.0~3.0 | 0.7~1.4 | |
| Huang等[21] | 2023 | RP-3、surrogate | 定容燃烧弹 | 413~503 | 1.0, 2.0, 4.9 | 0.6~1.6 | |
| 低温氧化 | 刘岳曦[17]、Liu等[76] | 2019 | RP-3、surrogate | JSR | 575~1 100 | 1.0 | 2.0 |
| Li等[42] | 2020 | RP-3、surrogate | FR | 625~1 050 | 1.0 | 0.6, 1.0, 1.5 | |
| Liu等[81] | 2022 | RP-3、surrogate | JSR | 550~1 100 | 1.0 | 0.5, 1.0 | |
| 其他 | He等[83] | 2017 | RP-3 | ST | 1 670~2 200 | 2.0, 5.0 | 5.0, 10.0, 20.0 |
2015年之前，文[72-74]测量了RP-3在高温常压工况下的点火延迟时间。2015年Zhang等[75]用激波管首次对RP-3的中低温高压点火特性进行了实验研究，并在10 atm工况下，750~850 K温度范围内观察到RP-3的负温度系数(negative temperature coefficient, NTC)现象，并与Wang等[60]测量的Jet A点火数据比较，发现高温下2种航空煤油的点火延迟时间相差不大，但在750~850 K时Jet A的点火延迟时间是RP-3的2倍，如图 4所示，图中Φ为当量比。
2019年，文[17, 76]分别用激波管、层流燃烧器测量了RP-3模型燃料的点火、火焰传播速度，并使用JSR测量RP-3及其模型燃料的低温氧化产物分布。经过对比发现，正十二烷的点火延迟与模型燃料相似，说明该模型燃料点火主要受正十二烷的影响。图 5展示了JSR低温氧化过程中主要组分浓度的对比，可知该模型燃料对RP-3的低温氧化产物分布的复现较好。
2019年，Mao等[18]用ST和RCM测量了RP-3点火延迟时间，如图 6所示。RP-3的点火实验结果与Zhang等[75]对RP-3的测量结果有很好的一致性，但与RP-3相比，Jet A在高温区的点火延迟时间更短，二者的NTC现象也明显不同。RP-3与Jet A点火特性差异表明，受实际燃料化学组成不同的影响，燃料的燃烧特性有不同的表现。基于Jet A发展的模型燃料和反应动力学机理不能直接应用于RP-3。Wu等[7]提出RP-3的2种模型燃料K1、K2，并在激波管、快压机中做点火特性实验研究。与Mao的RP-3点火实验对比可知，K1和K2都较好地模拟了RP-3的点火延迟趋势，相比之下，K2对RP-3点火的预测更好。2年后，文[54, 77]又提出2种RP-3模型燃料并测量其点火延迟时间，验证了模型燃料在宽工况范围内模拟RP-3点火延迟的有效性，如图 7所示。图中 P为压力，1 bar=105 Pa。
2020年，Li等[42]对RP-3及其模型燃料S1、S2的密度、运动黏度、表面张力和流动管组分浓度分布进行实验测量，证明了模型燃料在理化特性和低温氧化特性上的有效性。如图 8所示，在Φ=1时，RP-3和模型燃料S1、S2在650~800 K之间表现出相似的低温活性，S1、S2也能较好复现O2、CO等重要组分浓度在低温氧化过程中的NTC行为(图中的灰色区域)。除点火、层流燃烧和低温氧化特性外，还有一些研究者关注航空煤油及其模型燃料的碳烟生成特性[78-79]和挥发性[47, 80]。
在点火特性方面，2015年之前的研究大多是高温常压工况下的激波管点火实验，2015年Zhang等[75]在中低温高压工况下，首次使用激波管测量了RP-3的点火延时，但低温段的实验数据点较少。2019年以来，快压机开始应用于RP-3的点火实验，将点火实验工况扩展到更宽广范围的中低温和高压区域，并观察到RP-3及其模型燃料的NTC现象。此外，2015年之前，有关RP-3模型燃料研究的点火验证实验是不完整的，研究者大多仅对比了RP-3的点火数据和模型燃料的反应动力学机理计算结果，缺乏对RP-3和模型燃料之间点火延迟现象的直接比较。在层流燃烧特性方面，火焰传播速度的实验数据多集中在390~500 K和0.1~0.3 MPa的工况下，大部分进行了RP-3和模型燃料的实验对比验证。然而，对RP-3的低温氧化实验研究起步较晚，航空煤油中的单组分燃料有较多JSR实验，但RP-3和相关模型燃料的JSR和流动管氧化实验均较少。表 6总结了RP-3航空煤油及其模型燃料的燃烧实验数据。由于实际航空煤油燃烧大多处于低温高压的工况，目前缺乏RP-3在高压JSR中的氧化特性研究。尽管国内已提出较多不同配方的RP-3模型燃料，但RP-3及其模型燃料的研究仍集中在高温区，中低温点火和氧化研究的数据较为匮乏。
3 航空煤油燃烧反应动力学模型现状航空煤油燃烧反应动力学模型研究包括模型燃料的构建及其反应动力学机理的发展。一个有效的航空煤油燃烧机理，不仅需要验证模型燃料燃烧机理的准确性，还需要验证模型燃料复现实际燃料各类特性的有效性。国内外研究者在提出航空煤油(Jet A和RP-3)的模型燃料后，通常会采用堆积或叠加各构成组分的机理，或将核心机理耦合各构成组分的子机理，来构建对应的燃烧反应动力学机理。本章分别介绍航空煤油Jet A和RP-3的反应动力学模型研究现状。
3.1 Jet A模型燃料及其反应动力学机理2006年，Dagaut等[6]提出Jet A-1三组分模型燃料(正癸烷/正丙基环己烷/正丙苯)，并构建了一个209组分和1 673基元反应的详细机理，用JSR验证了该机理在900~ 1 300 K工况下的中低温燃烧特性。2009年，Honnet等[51]提出Aachen模型燃料(正癸烷和1, 2, 4-三甲基苯的体积分数分别为80%和20%), 并构建了一个包含122组分和900基元反应的详细机理，称为Aachen机理，该模型燃料及其机理能较好地预测航空煤油JP-8的点火特性。Aachen模型[51]燃料及其机理因简单性和有效性得到了广泛应用。
2010年，Dooley等[35]发展了模型燃料MURI 1st的详细反应动力学机理，该机理包含1 599组分和6 633基元反应，并通过Jet A的点火延迟时间、熄火拉伸率、低温氧化产物浓度等燃烧试验数据进行了验证。图 9和10分别比较了Jet A与模型燃料MURI 1st在流动管中的低温氧化产物浓度和点火延迟时间实测值与MURI 1st详细机理预测值的差异。模型燃料MURI 1st在实验上可较好地复现Jet A的点火与低温氧化特性，但其对应的详细机理对点火的预测较差，模型预测值为点火实验值的2倍，且点火NTC温度区间不同。由于MURI 1st匹配参数仅为Jet A的DCN和H/C质量比，模型燃料在实验中可模拟Jet A的整体点火特性，但未能模拟出Jet A在RCM实验中两阶段点火行为。Dooley等[35]通过分析提出，模型燃料的化学反应活性与其正构烷烃组分强相关，选择更接近航空煤油组成的正构烷烃，如正十二烷，可提高模型燃料的准确性。与Jet A相比，MURI 1st的MW、TSI更低，因此Dooley等[36]在MURI 1st的基础上，通过匹配Jet A的RMM、H/C质量比、DCN、TSI提出模型燃料MURI 2nd，测量了Jet A和MURI 2nd的点火、熄火、激波管高温氧化产物浓度、流动管低温氧化产物浓度、层流火焰传播速度、碳烟体积分数，并对比了2种模型燃料的点火、熄火和低温氧化特性。与MURI 1st相比，MURI 2nd可更好地预测Jet A的燃烧特性。Malewicki等[71]对多当量比工况下MURI 2nd的激波管高温氧化实验进行了补充，同时基于MURI 1st的详细机理[35]，更新核心机理、优化构成组分燃料的子机理，构建了一个2 080组分、8 310基元反应的MURI 2nd详细机理。该详细机理预测了MURI 2nd的激波管、流动管氧化产物分布和激波管、快压机的点火延迟时间。与实验数据相比，MURI 2nd的详细机理可较好地预测激波管高温氧化特性，但因正丙苯和1, 3, 5-三甲基苯子机理中缺乏低温反应，导致其对流动管低温氧化特性的预测不准确，这也影响了对低温点火特性的预测，但该机理在预测点火延迟上的表现优于MURI 1st的详细机理。
2016年，Narayanaswamy等[26]提出模型燃料S0并构建其对应的详细机理，包含362组分和2 653基元反应。在与多组Jet A的基础燃烧实验数据进行对比后，该模型燃料及其详细机理对Jet A点火、低温和高温氧化特性的预测较好。Yu等[46]提出由正十二烷、2, 5-二甲基己烷和甲苯组成的FGBS模型燃料。在简化各构成组分的详细机理后，整合成一个适用于多工况的373组分、1 763反应的详细机理。如图 11和12所示，基于Dooley等[35]的Jet A实验数据，与模型燃料MURI 1st相比，模型燃料FGBS及其详细机理能更好地预测Jet A点火和流动管氧化特性。
2021年，杨明[44]提出由摩尔分数为61.11%的正癸烷、11.93%的异十六烷和26.96%的间二甲苯组成的模型燃料B132，并通过耦合核心机理和各构成组分子机理的方式，构建了B132的详细反应动力学机理THU B132 mech，其中包含4 214组分和11 830基元反应。通过对比Jet A在激波管、流动管中实验值和机理预测值，验证了模型燃料B132及其详细机理THU B132 mech在预测Jet A点火延迟时间、热解和氧化产物分布上的有效性，如图 13和14所示。
3.2 RP-3模型燃料及其反应动力学机理
RP-3作为国内常用航空煤油，国内研究者如：清华大学钟北京课题组[15]、四川大学李象远课题组[16, 75, 84-85]、上海交通大学吕兴才课题组[18, 42, 54, 77, 86-88]、中科院田振玉课题组[17, 76]、沈阳航空航天大学曾文课题组[25, 53, 89-90]等在RP-3的模型燃料及其反应动力学机理上开展了许多相关研究。表 7总结了航空煤油RP-3模型燃料的详细机理和验证。
| 研究者 | 年份 | 模型燃料配方组成和对应的摩尔分数/% | 机理(组分/反应) | 验证 |
| 范学军等[12] | 2006 | 正癸烷49.00；三甲基环己烷44.00；正丙基苯7.00 | — | 热物性 |
| Honnet等[51] | 2009 | 正癸烷80.00；1, 2, 4-三甲基苯20.00 | 122/900 | IDT |
| 郑东等[15] | 2015 | 正癸烷40.00；正十二烷42.00；乙基环己烷13.00；对二甲苯5.00 | 168/1 089 | IDT[74], LFS |
| Zhang等[75] | 2015 | 正癸烷88.70；1, 2, 4-三甲基苯11.30 | 122/900[51] | IDT |
| 徐佳琪等[16] | 2015 | 正十二烷66.20；1, 3, 5-三甲基环己烷18.00；正丙基苯15.80 | 2 237/7 959 | IDT, LFS[84] |
| Liu等[76] | 2019 | 正十二烷66.20；1, 3, 5-三甲基环己烷18.00；正丙基苯15.80 | 401/2 838 | IDT, LFS, 低温氧化产物 |
| Mao等[86] | 2019 | 正十二烷49.80；异十六烷21.60；甲苯28.60 | 223/5 689 | IDT |
| Li等[42] | 2020 | 正十二烷5.80；异十六烷34.20；2-甲基庚烷1.90；十氢化萘41.80；邻二甲苯16.30 | 2 851/12 242 | IDT[18, 75], 低温氧化产物 |
| 正十二烷17.10；异十六烷18.40；2-甲基庚烷3.80；十氢化萘49.70；邻二甲苯11.00 | ||||
| Mao等[77] | 2021 | 正十二烷22.82；异十二烷31.30；正丁基环己烷19.19；正丁基苯26.69 | 2 714/10 521 | IDT |
| Mao等[54] | 2021 | 正十二烷27.44；异十二烷28.81；十氢化萘26.12；正丁基苯17.63 | 3 065/11 898 | IDT[75], 低温氧化产物[42] |
| Liu等[55] | 2022 | 正癸烷46.31；异十二烷28.69；1, 3, 5-三甲基环己烷25.00 | 65/200 | IDT[18], LFS[93], 中间产物[13] |
| Yu等[92] | 2022 | 正十二烷27.90；正丁基环己烷63.00；正丁基苯9.10 | 1 408/8 965 | IDT, LFS, 中间产物 |
| 正十二烷58.00；正丁基环己烷30.00；正丁基苯12.00 | ||||
| Huang等[21] | 2023 | 正十二烷22.00；异十六烷15.00；十氢化萘48.00；1, 2, 4-三甲基苯15.00 | 231/5 591[91] | LFS |
2018年之前，因RP-3低温点火和氧化实验数据的匮乏，RP-3的详细机理大多用于预测航空煤油的高温点火和火焰传播速度。2019年，Mao等[18]选择RP-3的RMM、H/C质量比、CN、LHV和TSI为匹配参数，提出了一种由正十二烷、异十六烷和甲苯组成的三组分模型燃料，通过优化POLIMI机理[91]发展了一个详细机理。图 15展示了该机理和其他文献中详细机理对RP-3点火的预测值，并与实验数据对比。在图 15a和15b中，Zhang等[75]的模型准确地预测了稀释混合物低温区的点火延迟时间，但高估了RP-3在NTC区的反应活性，在高温区预测值也存在一定程度的偏差；在图 15c和15d中，Zhang等[75]的模型明显高估了燃料在低温区的反应活性，这与模型燃料中直链烷烃含量过高有关，达到了88.7%，远高于RP-3的实测链烷烃含量，模型燃料的十六烷值大于目标燃料，因此燃料浓度增加时预测的反应活性迅速增加。Yu等[92]的模型对RP-3点火的预测值都不同程度地偏离实验数据。这些模型燃料选用的组分较少，且部分组分的分子量明显超出RP-3代表性组分的分子量范围，因此这种偏差是可预期的。与其他机理相比，Mao等[18]提出的优化后的POLIMI机理对RP-3点火的预测最好，但缺乏RP-3及其模型燃料的实验数据对比，因此该机理与三组分模型燃料的有效性需要进一步评估。
2020年，Li等[42]为RP-3提出2种模型燃料S1、S2，通过耦合核心机理和各成分的子机理构建该模型燃料的详细机理，并通过RP-3在激波管、快压机、流动管的实验测量数据，验证了该机理和模型燃料预测RP-3的点火和氧化特性的有效性。如图 16所示，模型燃料S1、S2总体上都较好地预测了RP-3从低温到高温下的点火延迟时间，但对低温区预测更好，高温区的预测点火延迟时间比RP-3实测短很多。二者相比，S2模型燃料在预测点火特性上表现更好，尤其在NTC区域。2021年，Mao等[54]通过匹配RP-3的MW、H/C、CN、TSI、LHV和CH3/CH2比，提出由正十二烷、异十二烷、十氢化萘和正丁基苯的4组分模型燃料，详细机理由核心机理和各成分的子机理组成，并用RP-3的点火延迟和氧化产物实验数据验证该机理的有效性。
国内的RP-3燃烧反应动力学研究通常是各自测量RP-3航空煤油的烃组成和理化性质，然后提出相应的模型燃料，再根据模型燃料的组分构建详细机理。这种情况导致每个研究相对独立，模型燃料、反应机理和燃烧实验数据均互相对应，无法验证模型燃料和详细机理的普适性。由于低温点火和低温氧化数据的缺乏，各模型燃料的反应动力学研究也集中在高温点火和层流燃烧，对低温机理的研究相对较少。
3.3 RP-3模型燃料简化机理航空煤油的燃烧反应动力学机理最终会应用于CFD数值模拟，但数值模拟需要综合考虑庞大的反应动力学详细机理与复杂流场，计算成本过大，因此选择模型燃料并合理构建、简化其燃烧反应动力学机理，对航空煤油燃烧反应动力学数值模拟极为重要。机理简化是在保证燃烧特性计算精度的前提下，忽略对该特性影响较小的组分和基元反应，以降低机理的复杂度或减小计算刚性。目前已发展出许多机理简化方法，包括时间尺度分析法、骨架简化法、统计及优化法。时间尺度分析法主要包括准稳态假设(quasi-steady state assumption, QSSA)[94]、计算奇异摄动法(computational singular perturbation, CSP)[95]等，不仅可以缩减机理大小，还可以降低刚度，但计算量大且生成的机理文件不是通用格式。骨架简化方法[96-98]包括以敏感性方法为主的冗余反应删除法和以图解法为主的冗余组分删除法，如敏感性分析法(sensitivity analysis, SA)[99]、主成分分析法(principal component analysis, PCA)[100]、直接关系图法(directed relation graph, DRG)[101-102]、基于误差传播的直接关系图法(directed relation graph with error propagation, DRGEP)[103]和路径通量分析法(path flux analysis, PFA)[104]等。统计及优化法[105-106]包括集总法、人工神经网络(artificial neural network, ANN)[107-108]、遗传算法(genetic algorithms, GA)[109]等。机理简化的方法较多且各有优缺点，模型燃料机理的简化多为不同简化方法的组合，通常先用骨架简化方法进行机理简化，再用统计及优化方法对简化后的骨架机理进行二次简化。表 8总结了国内RP-3航空煤油的模型燃料简化机理和验证。
| 研究者 | 年份 | 模型燃料配方组成和对应的摩尔分数/% | 详细机理(组分/反应) | 简化机理(组分/反应) | 简化方法 | 验证 |
| 肖保国等[52] | 2010 | 正癸烷79.00；三甲基环己烷13.00；乙苯8.00 | 109/946 | 22/18 | QSSA | IDT，预混火焰组分浓度[32] |
| 曾文等[110] | 2014 | 正癸烷65.00；正丙基环己烷25.00；甲苯10.00 | 150/591 | 88/281 | SA | IDT[74]，LFS[82] |
| 曾文等[53] Liu等[25] | 2017 2020 | 正癸烷14.00；正十二烷10.00；异十六烷30.00；甲基环己烷36.00；甲苯10.00 | — | 181/872 | 基于反应类的全局敏感性分析，解耦法，遗传算法 | IDT，LFS，低温氧化产物 |
| 徐佳琪等[16] | 2015 | 正十二烷66.20；1, 3, 5-三甲基环己烷18.00；正丙苯15.80 | 2 237/7 959 | 138/530 | 物质产率分析法，近似轨迹优化法 | IDT |
| 王秧等[84] | 2018 | 正十二烷66.20；1, 3, 5-三甲基环己烷18.00；正丙苯15.80 | 2 237/7 959 | 250/1 079 | 物质产率分析法，DRG | IDT[75]，LFS[93] |
| Liu等[111] | 2018 | 正十二烷66.20；1, 3, 5-三甲基环己烷18.00；正丙苯15.80 | 257/874[16] | 59/158 | DRG DRGEP CSP ROP SA | IDT[73, 75]，LFS[112] |
| Yan等[13] | 2018 | 正癸烷92.00；正丙苯8.00 | 308/1 865 | 62/199 | DRG | IDT[75]，LFS，本Bunsen灯 |
| Yu等[113] | 2021 | 正十二烷54.00；2, 5-二甲基己烷22.00；1, 3, 5-三甲基苯14.00；十氢化萘10.00 | 1 333/6 893 | 145/818 | DRG | IDT，LFS，低温氧化产物 |
| Bai等[114] | 2021 | 正十二烷33.74；2, 2, 4, 6, 6-五甲基庚烷30.42；十氢化萘19.54；正丙苯16.30 | — | 89/225 | 解耦法 | IDT[7] |
| Bai等[114] | 2021 | 正十二烷37.74；2, 2, 4, 6, 6-五甲基庚烷36.42；十氢化萘13.54；正丙苯12.30 | — | 89/225 | 解耦法 | IDT[7] |
| Liu等[55] | 2022 | 正癸烷46.31；异十二烷28.69；1, 3, 5-三甲基环己烷25.00 | — | 65/200 | — | IDT[18]，LFS[93]，低温氧化产物[13] |
4 展望
航空煤油反应动力学研究主要围绕航空煤油和模型燃料展开。航空煤油的研究重点在其基本理化特性和燃烧特性的实验研究，模型燃料的研究重点在于模型燃料的构建和其反应动力学模型的发展与简化。
4.1 实验研究在研究中，模型燃料主要用于模拟实际燃料的理化和燃烧性质，燃料的热物性、挥发性、碳烟形成趋势和燃烧特性等应与实际燃料匹配。航空煤油(Jet A和RP-3)的主要成分和理化特性的实验测量数据比较全面。在燃烧特性研究方面，对Jet A的研究较为全面，点火、火焰传播和氧化产物等燃烧实验数据大多经过不同研究者的验证。然而，RP-3的实验数据多为同一人或同组的引用对比，缺乏广泛验证，大部分RP-3模型燃料与RP-3在基本理化性质和点火、火焰传播速度等燃烧性质上做了对比验证，其中包括较多仅限于数值模拟，并非实验测量验证的研究。有关RP-3模型燃料的实验验证多见于高温点火和层流火焰速度，有关低温点火和低温氧化的实验研究较少，且RP-3的低温氧化实验研究仅限于常压，低温高压下的实验工况较少。这会导致根据RP-3实验数据构建的模型燃料及其反应动力学模型仅能预测较窄范围的工况，不具备普适性。因此，亟需开展发动机真实运行工况下，涵盖更宽广的温度、压力和当量比范围的基础燃烧实验，尤其是在极端条件下，如低温、高压，甚至超临界等工况下的实验研究。实验不仅需要研究航空煤油及其模型燃料，也需要考虑单组分和多组分混合燃料。同时，需要分析上述实验的不确定性、冗余度、信息含量，以及对燃烧反应动力学模型的验证和优化能力。当前该领域快速发展的各种实验设计方法有助于目标的实现[115-116]，同时亟需建立相关航空煤油及其组分的基础燃烧数据库。
4.2 模型燃料的构建方法在模型燃料的构建上，尚缺乏适用性广且系统的模型燃料构建方法。因实际航空煤油的复杂性，模型燃料只是在研究上的映射，针对同一种实际燃料，如Jet A、RP-3，模型燃料配方的最优选可以根据研究目的或需求进行调整。模型燃料的构建应朝系统化方向发展，研究者仅需根据研究目的，选择相应的匹配目标，即可快速构建模型燃料。
根据研究目的即可定制一个模型燃料，首先需要构建实际燃料与其中单组分燃料的基础燃烧数据库，并发展大量相关燃料的详细机理。目前受实验和机理研究的限制，许多单组分燃料尚未发展准确的详细反应动力学模型，研究者选择燃烧与理化性质可能与航空煤油并不匹配，但已有详细反应动力学模型的燃料作为模型燃料构成组分，导致模型燃料的目标性能偏离实际燃料。
模型燃料的构建方法也仍需完善。现已有匹配实际燃料的烃组成、关键理化性能、特征官能团和燃烧实验结果等方法，但匹配燃烧实验结果仅限匹配高温燃烧特性，缺少匹配低温燃烧特性的构建方法。目前模型燃料大多仅匹配实际燃料的部分特性，并且高度依赖研究者的经验与研究目的，要形成一个不依赖研究者经验，仅根据研究目标选择模型燃料匹配参数的模型燃料构建方法尚需讨论。在达成统一的模型燃料构建系统之前，许多研究者对比了不同模型燃料的机理、实验预测值和航空煤油实测值。文[44, 117]采用误差函数定量评估不同模型燃料在某一燃烧特性上的预测值与航空煤油实测值之间的一致性，无论是基于模型分析还是实验数据，如何评价不同模型燃料配方和不同构建方法的优劣仍需进一步考虑。
在实际应用中，同种航空煤油的具体成分及其理化性质也不尽相同，航空煤油的基础燃烧数据库的意义也在于此，航空煤油实际参数及其基础燃烧实验数据的变动也会影响模型燃料的构建结果。为追求模型燃料的准确性，模型燃料匹配参数的增加将导致其构成组分数量的增加，进而影响最终的模型燃料详细机理的深度。因此，如何平衡模型燃料构成组分的数量并提高准确性仍需考量。
4.3 反应动力学模型研究模型燃料的系统化构建不仅需要航空煤油及其组分的基础燃烧实验数据库，还需要航空煤油中单组分和多组分燃料的详细燃烧反应动力学机理。航空煤油的模型燃料是多样的，研究者根据不同的研究目标选择不同的模型燃料，其包含的组分也不同。为保证模型燃料构建过程中能得到最优选，燃烧数据库中应包含所有潜在的模型燃料的详细机理，即大量单组分、多组分燃料的详细反应动力学机理。当模型燃料构建完成时，构成组分的子机理和小分子核心机理可以快速组合，从而得到对应的模型燃料详细反应动力学模型。燃烧反应动力学机理数据库的完善需要大量的基础燃烧数据和更好的理论计算与模型优化方法，从而发展宽广工况下大量单组分燃料的详细机理和组分之间的相互作用机理。
在实际应用中，航空煤油简化机理应用于CFD数值模拟，发展合适的模型燃料简化机理至关重要。简化机理和模型燃料是类似的，需要找到特定工况或特定目标下最适合的简化机理。评价简化机理的标准通常侧重于燃烧特性的预测误差，但易忽略反应动力学特性，如反应路径、误差的不确定性来源等。因此，好的机理简化方法不仅需要快速准确地简化详细机理，还需要使详细机理简化后仍保持特定的动力学特性[118-119]。在简化机理方面，未来不能期待一个普适的简化机理，而是需要构建准确的详细机理并发展快速准确的机理简化方法。目前常用的骨架简化方法分为评估反应重要性的敏感性分析法和基于组分的图解法，组分删除法比反应删除法的简化效率更高。基于敏感性分析的反应删除法可更加准确地评估动力学系统，但用于评估组分重要性并基于组分删除的机理简化方法较少。各简化方法的适用工况不同，由于大分子燃料的低温实验与详细机理较少，现有的机理简化方法对高温工况的简化情况较好，但缺乏对低温工况下简化效果较好的机理简化方法。
5 总结本文总结了近年来航空煤油(Jet A和RP-3)及其模型燃料的研究发展，包括航空煤油的主要成分及含量、航空煤油模型燃料的理化性质测量、燃烧实验进展、模型燃料构建方法及其配方组成、Jet A与RP-3模型燃料的详细反应动力学机理、RP-3模型燃料的简化机理，以及模型燃料的燃烧实验与机理对航空煤油燃烧特性的验证等方面。航空煤油及其模型燃料的研究发展主要分为航空煤油及其模型燃料燃烧实验研究、模型燃料配方构建、模型燃料的反应动力学模型构建。在航空煤油燃烧实验研究方面，Jet A及其模型燃料的基本理化性质和燃烧实验数据较全，且已经过广泛验证；RP-3的研究起步较晚，近年来也有不少研究者展开了点火、火焰传播速度等实验研究，但缺乏广泛验证，不具备普适性，且有关低温点火和低温氧化的实验研究较少。在反应动力学机理研究方面，由于航空煤油低温点火和低温氧化实验较缺乏，反应动力学模型在低温区的表现并不理想。与Jet A相比，有关RP-3的实验和反应动力学模型研究较少，无论是模型燃料还是详细机理均缺乏普适性。
航空煤油反应动力学模型构建应向数据库化和模块化发展。一个模型燃料能根据不同的航空煤油和研究目标进行快速构建，并调用模块构建其详细反应动力学机理。通过与基础燃烧数据库中的实验数据对比，模型燃料的详细机理得到快速验证，研究者再根据不同简化目标与工况，选择适用的机理简化方法，对详细机理进行快速准确地简化。模块化构建实际燃料详细反应动力学模型将是未来燃烧反应动力学研究发展的方向。因此，亟需建立航空煤油及相关组分的基础燃烧数据库，并不断发展模型燃料的系统化构建方法、机理简化方法和模型优化方法，以期根据不同的研究目的即可实现合适的航空煤油燃烧反应动力学模型的系统化构建。
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