汪廣旭，劉占一，譚永華，陳建華，陳宏玉

(1.西安航天動(dòng)力研究所 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710100；2.航天推進(jìn)技術(shù)研究院，陜西 西安 710100)

0 引言

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象往往伴隨著較高幅值的壓力振蕩，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)推力室、發(fā)生器等重要部組件可靠性構(gòu)成了嚴(yán)重威脅。高頻燃燒不穩(wěn)定(high frequency combustion instability，HFCI)現(xiàn)象發(fā)生的一個(gè)重要依據(jù)是燃燒室內(nèi)壓力振蕩的基本規(guī)律與燃燒室固有聲學(xué)模態(tài)一致，其本質(zhì)是熱聲耦合形成的共振現(xiàn)象[1-5]。HFCI現(xiàn)象的研究大體上包括激發(fā)機(jī)理和維持機(jī)理兩個(gè)方面[6]，根據(jù)其激發(fā)過(guò)程的不同，可以將其分為兩類：線性自發(fā)激勵(lì)和非線性觸發(fā)激勵(lì)，前者在噪聲量級(jí)的擾動(dòng)情況下就可以逐漸增長(zhǎng)為有限幅值振蕩，也稱絕對(duì)不穩(wěn)定；后者需要一定幅值的外部激勵(lì)才會(huì)激發(fā)燃燒室內(nèi)周期性的振蕩，也稱條件不穩(wěn)定。然而，對(duì)于現(xiàn)有的研究手段而言，針對(duì)HFCI現(xiàn)象瞬態(tài)激發(fā)過(guò)程的研究仍然面臨很大挑戰(zhàn)，通過(guò)仿真和實(shí)驗(yàn)揭示相應(yīng)的激發(fā)機(jī)理亦存在很多的不確定性。

相比之下，維持機(jī)理的研究相對(duì)容易。這是因?yàn)?，一般認(rèn)為對(duì)于通過(guò)流動(dòng)實(shí)現(xiàn)燃料摻混的燃燒室發(fā)生HFCI現(xiàn)象時(shí)，其內(nèi)部燃料流動(dòng)摻混、燃燒釋熱以及聲振三者之間存在明顯的耦合關(guān)系[7-8](見(jiàn)圖1)。因此，采用解耦思想或方法，研究燃燒子過(guò)程與燃燒室壓力振蕩之間的相互作用過(guò)程，就能夠揭示維持HFCI的關(guān)鍵內(nèi)在機(jī)理，從而為降低實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒振蕩幅值提供參考。宏觀上，Rayleigh準(zhǔn)則[9]給出了維持HFCI的必要條件，即當(dāng)燃燒釋熱與壓力振蕩之間的相位小于90°時(shí)，壓力振幅就可能會(huì)被放大。實(shí)際情況是，推進(jìn)劑在發(fā)生化學(xué)反應(yīng)之前都需要經(jīng)歷一段關(guān)鍵的摻混過(guò)程[10]，這一過(guò)程往往決定了下游燃燒過(guò)程的特征時(shí)間和特征位置，是決定最終熱聲耦合強(qiáng)弱的關(guān)鍵物理過(guò)程之一。由于上述摻混過(guò)程通常在靠近噴注器的區(qū)域完成，該區(qū)域也被稱為聲振敏感區(qū)[1-2]，研究該區(qū)域內(nèi)燃燒室壓力振蕩對(duì)燃料摻混過(guò)程的影響對(duì)于揭示HFCI現(xiàn)象的維持機(jī)理具有重要意義。

圖1 燃燒室流動(dòng)、燃燒及聲學(xué)之間的耦合關(guān)系Fig.1 The coupled relationship among flow, combustion and acoustics in combustor

相對(duì)于液態(tài)燃料的霧化燃燒，氣態(tài)燃料的非預(yù)混燃燒過(guò)程更容易受到燃燒室壓力振蕩過(guò)程的影響[3]。Culick等人指出：氣態(tài)燃料射流剪切摻混渦在初始狀態(tài)具有最小能量量級(jí)，此時(shí)容易受到燃燒室壓力振蕩的影響[6]。Purdue大學(xué)近年來(lái)的研究也表明：噴嘴出口射流剪切渦不僅決定下游燃料的摻混過(guò)程，還與不穩(wěn)定頻率之間關(guān)系密切[11-14]。美國(guó)空軍實(shí)驗(yàn)室(AFRL)的研究表明：噴嘴射流聲振敏感性可以用燃料噴嘴出口射流的動(dòng)能ρu2/2來(lái)衡量，當(dāng)燃燒室壓力振幅與該值的比值達(dá)到某一個(gè)值時(shí)會(huì)顯著影響其下游的摻混過(guò)程[15]。為了進(jìn)一步認(rèn)識(shí)兩者之間的相互作用規(guī)律與燃燒穩(wěn)定性的內(nèi)在聯(lián)系，本文在上述工作的基礎(chǔ)上，重點(diǎn)討論了燃料射流剪切摻混過(guò)程與燃燒室內(nèi)壓力振蕩的非定常作用過(guò)程，并結(jié)合相應(yīng)工況下的軸向平均溫度和燃燒釋熱分布，分析了上述過(guò)程與穩(wěn)定性之間的關(guān)系。

1 模型及方法

1.1 模型及思路

本文的研究對(duì)象是一個(gè)內(nèi)噴嘴長(zhǎng)度可變的氣/氣同軸剪切單噴嘴模型燃燒室[12](continuously variable resonance combustor,CVRC)，詳細(xì)結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 CVRC燃燒室結(jié)構(gòu)Fig.2 CVRC combustion chamber

圖2中，不含噴嘴燃燒室長(zhǎng)度約Lc=390 mm，燃燒室直徑Dc=45 mm，氧噴嘴內(nèi)徑dio=20.5 mm，燃料噴嘴內(nèi)徑dfo=23 mm。氧化劑和燃料分別通過(guò)內(nèi)、外噴嘴進(jìn)入燃燒室，并通過(guò)氧噴嘴縮進(jìn)段(長(zhǎng)度10 mm)內(nèi)的射流剪切過(guò)程實(shí)現(xiàn)摻混，氧化劑(57%水蒸氣，43%氧氣，初始溫度1 030 K)流量0.32 kg/s，由90%濃度的過(guò)氧化氫分解得到；燃料(甲烷，初始溫度280 K)流量0.027 kg/s。

Purdue大學(xué)針對(duì)此燃燒室自發(fā)激勵(lì)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象開展了大量的實(shí)驗(yàn)，得到的一階縱向頻率信號(hào)功率譜密度PSD1st隨氧噴嘴長(zhǎng)度的變化曲線如圖3所示[13-14]?？梢钥闯觯ㄟ^(guò)調(diào)節(jié)氧噴嘴長(zhǎng)度Lpost，可以改變?nèi)紵覂?nèi)壓力振蕩幅值，當(dāng)Lpost位于88.9 mm左右時(shí)，PSD1st低于25×10-5MPa2/Hz，燒室處于穩(wěn)定狀態(tài)；當(dāng)Lpost位于139.7 mm左右時(shí)，燃燒室處于不穩(wěn)定狀態(tài)，從而為本文所研究?jī)?nèi)容提供了2個(gè)對(duì)比工況。本文首先對(duì)上述2種典型工況(Case I:Lpost=88.9 mm，Case II:Lpost=139.7 mm)進(jìn)行仿真研究。

上述2個(gè)工況的穩(wěn)定性差異是通過(guò)調(diào)節(jié)氧噴嘴長(zhǎng)度，繼而改變?nèi)紵衣晫W(xué)特性來(lái)實(shí)現(xiàn)的，并沒(méi)有改變內(nèi)外噴嘴出口射流的動(dòng)能，因此，可以用來(lái)討論不同幅值壓力振蕩對(duì)燃料射流摻混過(guò)程的影響。為了單獨(dú)對(duì)比不同射流條件與不穩(wěn)定性之間的關(guān)系，本文增加了第3個(gè)工況，與第2個(gè)工況的唯一區(qū)別是，該工況通過(guò)人為降低氧噴嘴直徑(Case III:dio=15.4 mm)來(lái)提高其出口射流動(dòng)能，3個(gè)工況下噴嘴幾何差異如圖4所示。

圖3 功率譜密度隨氧噴嘴長(zhǎng)度的變化曲線Fig.3 PSD(Power Spectral Density) curve along with the length of oxgen nozzle

圖4 噴嘴幾何差異Fig.4 Differences of injector geometry

1.2 方法及驗(yàn)證

本文采用帶化學(xué)反應(yīng)的三維非定常脫體渦模擬方法(DES)[16-18]，其中湍流模型采用兩方程的k-ω模型，為了減小計(jì)算量，采用一步總包的化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型如下

CH4+ 2O2→ 2H2O + CO2

燃燒模型采用有限速率模型，燃料噴嘴和氧化劑噴嘴均設(shè)置流量進(jìn)口，且給定溫度，在計(jì)算域出口，由于喉部的存在，出口達(dá)到超音速，采用壓力外推邊界。為了進(jìn)一步降低三維非定常計(jì)算量，仿真采用周向1/12模型進(jìn)行計(jì)算，其網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5所示，3種工況下結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格數(shù)量均達(dá)到了130萬(wàn)量級(jí)。

圖5 計(jì)算網(wǎng)格Fig.5 Computational grid

為了更好地分析燃燒室壓力脈動(dòng)的空間分布情況，本文從氧化劑入口沿燃燒室軸線上每隔25 mm設(shè)置一個(gè)壓力脈動(dòng)采樣點(diǎn)(SP)，共設(shè)置20個(gè)，分別編號(hào)SP01～SP20。為了便于后續(xù)的對(duì)比，各測(cè)點(diǎn)位置以噴注面作為參考，由于Case I的氧化劑噴嘴要短，故實(shí)際Case I的測(cè)點(diǎn)只有SP03～SP20。各工況下的采樣點(diǎn)分布如圖6所示，其中，采樣點(diǎn)SP06靠近噴注出口，其采樣結(jié)果可以代表噴注面處的壓力脈動(dòng)情況。

圖6 采樣點(diǎn)分布Fig.6 Distribition of sampling points

圖7給出了Case II工況達(dá)到周期振蕩狀態(tài)后噴嘴出口測(cè)點(diǎn)SP06的壓力脈動(dòng)在7 ms時(shí)間內(nèi)的仿真(紅色實(shí)線)與實(shí)驗(yàn)對(duì)比結(jié)果(實(shí)驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)參考文獻(xiàn)[14])?？梢钥吹?，總體上仿真得到壓力脈動(dòng)峰—峰值與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果基本吻合，都在0.6 MPa附近。然而，相同時(shí)間內(nèi)，仿真得到的主要信號(hào)周期數(shù)較多，意味著相應(yīng)的振蕩頻率略高。為此，本文給出的解釋是：①本文采用了一步總包的化學(xué)反應(yīng)，仿真計(jì)算中燃燒產(chǎn)生的放熱量偏高會(huì)造成局部聲速偏大，進(jìn)而引起振蕩頻率偏高；②仿真計(jì)算中未考慮實(shí)際燃燒室內(nèi)壁面換熱過(guò)程，后者會(huì)影響相應(yīng)區(qū)域的局部溫度，進(jìn)而降低局部聲速。燃料通過(guò)非定常射流剪切渦的摻混過(guò)程是本文研究的重點(diǎn)，這一階段的氣態(tài)燃料和氧化劑主要以單純的流動(dòng)過(guò)程為主，故在此前提下，忽略上述仿真誤差對(duì)所研究?jī)?nèi)容的影響。

圖7 采樣點(diǎn)SP06壓力脈動(dòng)的實(shí)驗(yàn)對(duì)比結(jié)果Fig.7 Comparison of dynamic pressure between simulation and experiment at SP06

2 結(jié)果分析

2.1 燃燒室壓力振蕩的主要特征

圖8直觀地給出了3個(gè)工況下測(cè)點(diǎn)SP06的非定常壓力脈動(dòng)對(duì)比情況。從圖8中可以看出，Case II的壓力振蕩幅值最大，穩(wěn)定性最差；Case I的壓力振蕩幅值最小，且沒(méi)有明顯的周期性現(xiàn)象，穩(wěn)定性最好；Case III的穩(wěn)定性和壓力振幅介于兩者之間，具有明顯的周期性振蕩，但壓力振蕩幅值明顯小于Case II。Case I和Case II的對(duì)比結(jié)果符合圖1所示的實(shí)驗(yàn)規(guī)律，說(shuō)明氧噴嘴長(zhǎng)度對(duì)于改變?nèi)紵曳€(wěn)定性具有重要影響。Case II和Case III的對(duì)比結(jié)果說(shuō)明，除了氧噴嘴長(zhǎng)度影響穩(wěn)定性以外，噴嘴射流動(dòng)能的改變同樣會(huì)對(duì)穩(wěn)定性帶來(lái)顯著的影響。

一般認(rèn)為，HFCI現(xiàn)象容易在燃燒室低階聲學(xué)模態(tài)上出現(xiàn)，此時(shí)，實(shí)際壓力振蕩幅值的空間分布(即振型)與相應(yīng)的理論聲模態(tài)接近。通常采用基于各向同性假設(shè)的波動(dòng)方程來(lái)計(jì)算燃燒室聲學(xué)模態(tài)，忽略了速度及溫度梯度對(duì)燃燒室局部聲速的影響，計(jì)算得到的聲學(xué)模態(tài)與實(shí)際振型的誤差較大。因此，獲得燃燒室實(shí)際振型是分析HFCI現(xiàn)象的基礎(chǔ)。圖9給出了Case II工況各采樣點(diǎn)壓力脈動(dòng)的頻域結(jié)果，并分別用藍(lán)色虛線和紅色虛線標(biāo)記了一階、二階聲學(xué)振型的幅值分布結(jié)果。由于本文所研究的單噴嘴燃燒室的長(zhǎng)徑比較大，低階縱向聲學(xué)振型和橫向振型的頻率差距較遠(yuǎn)，因此，圖中所示的一、二階聲學(xué)振型皆是縱向型的。

圖8 各工況壓力脈動(dòng)的時(shí)域結(jié)果Fig.8 Pressure oscillation for different cases in time domain

圖9 各測(cè)點(diǎn)壓力脈動(dòng)頻域結(jié)果Fig.9 Pressure oscillation in spectral domain

取各工況一、二階縱向振型對(duì)應(yīng)的分頻幅值(Case I是穩(wěn)定的，其一、二階分頻幅值相對(duì)不太明顯)可以得到實(shí)際的振型圖，如圖10所示。其中，相同工況的一、二階振型采用同樣的顏色表示，實(shí)線對(duì)應(yīng)一階，虛線對(duì)應(yīng)二階，并用青色虛線標(biāo)記出了實(shí)際噴注面位置，綠色虛線標(biāo)記出了一階振型波節(jié)位置。從圖中可以看出，對(duì)于Case II工況，除了進(jìn)出口處，其一階振型在噴注面及下游約80 mm位置處存在兩個(gè)明顯的波腹，該區(qū)域內(nèi)壓力振蕩幅值相對(duì)較高，意味著該區(qū)域內(nèi)壓力振蕩對(duì)流動(dòng)過(guò)程的影響會(huì)比較顯著。此外，由Case II的一階振型可以看出，當(dāng)HFCI發(fā)生時(shí)，實(shí)際燃燒室內(nèi)的振型分布與理論聲模態(tài)是存在很大差異的，對(duì)于本文所討論的情況，后者的結(jié)果通常認(rèn)為一階振型或模態(tài)的波腹只存在于上下游邊界處，而波腹與波節(jié)之間的幅值是線性變化的。

圖10 實(shí)際的一、二階縱向聲學(xué)振型Fig.10 Real 1st and 2nd mode shape

從Case II中二階振型分布情況看，氧噴嘴內(nèi)部同樣激發(fā)了明顯的二階縱向振型，其中存在2個(gè)明顯與一階振型空間正交(相位相反)的波節(jié)點(diǎn)，而相對(duì)地，這一趨勢(shì)在燃燒室內(nèi)并不是非常明顯，相應(yīng)二階振型的幅值較低。以上結(jié)果意味著，對(duì)于此類噴嘴，當(dāng)燃燒室內(nèi)一階縱向振型被激發(fā)時(shí)，其噴嘴內(nèi)會(huì)先于燃燒室被激發(fā)出二階縱向振型。Case III與Case II的上述趨勢(shì)類似，唯一的區(qū)別是，Case III中，氧噴嘴內(nèi)二階振型波腹位置處的振幅與一階振型波腹處的振幅之比要小很多。這說(shuō)明，隨著縱向不穩(wěn)定性的提高，上述氧噴嘴二階振型對(duì)應(yīng)的能量也在不斷提高。根據(jù)上述發(fā)現(xiàn)，實(shí)際工程中可以通過(guò)檢測(cè)噴嘴內(nèi)部的一、二階縱向壓力振蕩的情況來(lái)判斷燃燒室內(nèi)是否激發(fā)了一階縱向振型。

從Case III的結(jié)果可以看出，當(dāng)前射流動(dòng)能的變化量只能降低不穩(wěn)定振蕩的幅值，并沒(méi)有從根本上改變模型燃燒室的穩(wěn)定性。

2.2 燃燒室非定常壓力振蕩過(guò)程

從上述結(jié)果看，通過(guò)改變氧噴嘴長(zhǎng)度和燃料射流摻混過(guò)程都會(huì)改變實(shí)際的熱聲耦合效果(即燃燒室壓力振蕩幅值的大小)。分析燃燒室非定常壓力振蕩過(guò)程對(duì)于揭示其維持機(jī)理具有重要意義，也是分析壓力振蕩對(duì)燃料射流過(guò)程影響的基礎(chǔ)。以圖11所示Case II工況采樣點(diǎn)SP06的壓力振蕩過(guò)程為例，在1個(gè)主要周期內(nèi)分別取5個(gè)典型時(shí)刻，1個(gè)波峰時(shí)刻、2個(gè)波谷時(shí)刻和上升、下降段振幅1/2處，得到圖12所示3個(gè)工況下的燃燒室壓力振蕩過(guò)程，并分別用虛線和箭頭給出了圖10所示實(shí)際一階縱向聲學(xué)振型波腹、波節(jié)位置以及該時(shí)刻的波動(dòng)方向。

圖11 SP06測(cè)點(diǎn)壓力振蕩(Case II)Fig.11 Pressure oscillation of SP06 sampling point(Case II)

從圖12中可以看到，各工況燃燒室內(nèi)縱向壓力波動(dòng)強(qiáng)弱與其穩(wěn)定性相互對(duì)應(yīng)，穩(wěn)定性最差的Case II工況振蕩幅值較大，具體表現(xiàn)在為，T1時(shí)刻，壓力波從邊界開始反射，并向波腹位置對(duì)向傳播；T2時(shí)刻，波腹位置處壓力開始升高，直至T3時(shí)刻，2個(gè)方向的波在波腹位置處相遇，此時(shí)波腹附近的脈動(dòng)壓力幅值達(dá)到最大，在此之后，波腹處的脈動(dòng)壓力幅值開始衰減；T4時(shí)刻出現(xiàn)了兩個(gè)反向傳播的壓力波，并在T5時(shí)刻傳至邊界附近，后者隨之壓力升高，如此循環(huán)往復(fù)?？梢钥闯?，上下游壓力波并沒(méi)有在噴注面處相遇，而是在下游約80 mm相遇，這是造成上述Case II中一階振型在噴注面附近2個(gè)波腹的主要原因。另一方面，由于該區(qū)域是主要的燃燒釋熱區(qū)，根據(jù)Rayleigh準(zhǔn)則，燃燒室內(nèi)的壓力波動(dòng)過(guò)程因此得到了維持。顯然，對(duì)于穩(wěn)定的Case I工況，由于氧噴嘴長(zhǎng)度較短，如果燃燒室內(nèi)形成如Case II的波動(dòng)過(guò)程，則上下游壓力波相遇的地方要更靠下游，從而遠(yuǎn)離主要的燃燒釋熱區(qū)，造成波動(dòng)過(guò)程不能得到維持。Case III的壓力波動(dòng)過(guò)程與Case II類似，但明顯弱于后者。由于兩者軸向長(zhǎng)度相同，意味著上下游壓力波相遇的位置相同，因此可以預(yù)見(jiàn)，出口射流動(dòng)能最終改變的是主要燃燒釋熱區(qū)的位置或分布情況。因此，還需要對(duì)燃料非定常摻混過(guò)程進(jìn)行深入分析。

圖12 不同時(shí)刻壓力振蕩結(jié)果Fig.12 Pressure oscillation at different time

2.3 噴嘴非定常射流剪切過(guò)程

對(duì)于本文所討論的氣/氣同軸剪切噴注形式，氧化劑和燃料通過(guò)射流剪切作用實(shí)現(xiàn)摻混，此過(guò)程中形成的渦的強(qiáng)弱一定程度上反映了摻混效率。由于噴注面附近既是聲振波腹區(qū)，又靠近剪切渦形成的初始位置，因此，噴注面附近的渦量演化過(guò)程是非定常流動(dòng)分析的主要對(duì)象。圖13給出了Case II工況，噴嘴出口附近T1、T3、T5時(shí)刻對(duì)應(yīng)的氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布?？梢钥吹?，受T3時(shí)刻燃燒室壓力振蕩的影響，流動(dòng)剪切形成的氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)邊界層變得更為陡峭。

圖14分別給出了上述不同時(shí)刻各工況燃燒室內(nèi)渦量場(chǎng)演化過(guò)程。從圖中可以看出，不同穩(wěn)定性工況下，噴嘴出口射流剪切渦量場(chǎng)也呈現(xiàn)出了顯著差異，其中Case II中的渦量峰值明顯高于Case I。此外，與上文描述的現(xiàn)象類似，T3時(shí)刻噴嘴出口附近的相干渦結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了劇烈的徑向抖動(dòng)現(xiàn)象，并在下游發(fā)生了聚積(見(jiàn)紅色圓圈內(nèi))。相比之下，穩(wěn)定工況Case I中內(nèi)外射流剪切形成的相干渦沿徑向的的分布區(qū)域較窄，主要沿流向發(fā)展，并在噴嘴下游迅速耗散?？偨Y(jié)Case I和Case II對(duì)比結(jié)果可以得出：燃燒室縱向壓力振蕩會(huì)引起噴嘴出口流動(dòng)剪切渦徑向抖動(dòng)加劇，其結(jié)果是會(huì)導(dǎo)致相干渦結(jié)構(gòu)在下游的聚積。對(duì)于本文所討論的氣態(tài)燃料和氧化劑，這種聚積現(xiàn)象會(huì)導(dǎo)致?lián)交煨实奶岣?，從而使主要的燃燒釋熱區(qū)更靠近噴注面。

從圖14中還可以看出，Case III與Case II渦量場(chǎng)的區(qū)別在于：Case III中各時(shí)刻氧噴嘴縮進(jìn)段內(nèi)相干渦的徑向分布范圍較寬，且渦量峰值對(duì)應(yīng)的渦元數(shù)較多，但沿軸向沒(méi)有出現(xiàn)類似Case II中的聚積現(xiàn)象。由于渦量是速度的梯度，Case III中氧噴嘴速度的增加使內(nèi)外射流的速度比提高，從而使相應(yīng)的渦量增加，提高了摻混了效率。然而，一方面，由于氧噴嘴速度的增加會(huì)使渦元遠(yuǎn)離噴注面的速度加快；另一方面，根據(jù)流體力學(xué)原理[19-20]，當(dāng)流體渦量較強(qiáng)時(shí)，慣性流動(dòng)占主導(dǎo)，渦元的抗擾動(dòng)能力較強(qiáng)，耗散較慢。在上述因素共同作用下，雖然Case III中的主要燃燒釋熱區(qū)會(huì)更靠近噴注面，但其長(zhǎng)度也會(huì)被拉長(zhǎng)，后者實(shí)際上降低了聲振敏感區(qū)的燃燒釋熱量，從而弱化了燃燒室的熱聲耦合效應(yīng)，提高了穩(wěn)定性。

圖13 不同時(shí)刻氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.13 Field of O2 at different time

圖14 不同時(shí)刻渦量場(chǎng)Fig.14 Field of vorticity at different time

2.4 軸向平均參數(shù)隨穩(wěn)定性的變化

針對(duì)壓力振蕩對(duì)射流過(guò)程的影響，上文從非定常的角度進(jìn)行了分析，揭示了維持HFCI現(xiàn)象更深入的機(jī)理和細(xì)節(jié)。然而，考慮到工程實(shí)際中平均參數(shù)更容易獲得，討論上述非定常過(guò)程導(dǎo)致的燃燒室平均參數(shù)隨穩(wěn)定性的變化規(guī)律具有重要意義。圖15、圖16分別給出了3個(gè)工況軸線上平均溫度和平均燃燒釋熱量的分布結(jié)果。從圖15和圖16中可以看出，Case II的高溫區(qū)較其他2個(gè)工況更靠近噴嘴出口波腹位置；相對(duì)Case I，Case II的主要燃燒釋熱區(qū)更集中(集中在軸向位置0.18到0.3之間)，也更靠近波腹區(qū)；相對(duì)Case II，Case III的燃燒釋熱區(qū)較為分散(集中在軸向位置0.175～0.4之間)?；谝陨蠈?duì)比結(jié)果可以得出：主要燃燒釋熱區(qū)集中程度和相對(duì)波腹的位置共同決定了燃燒室高頻燃燒不穩(wěn)定性，氣/氣同軸噴嘴出口動(dòng)能的增加使燃燒釋熱沿軸向更加散布，有利于燃燒室穩(wěn)定性的提高。

圖15 沿軸線上平均溫度分布Fig.15 Averaged temperature along axis

圖16 沿軸線上平均釋熱量分布Fig.16 Averaged heat release along axis

3 結(jié)論

本文以氣/氣同軸剪切單噴嘴燃燒室為對(duì)象，在非定常燃燒流場(chǎng)仿真的基礎(chǔ)上，分析了其縱向壓力振蕩過(guò)程，并采用解耦的思想討論了縱向壓力振蕩對(duì)燃料射流摻混過(guò)程的影響規(guī)律，最終通過(guò)軸向平均溫度和燃燒釋熱量的分布，討論了上述影響過(guò)程與穩(wěn)定性之間的相互關(guān)系。主要的結(jié)論有：

1)上下游壓力波動(dòng)在主要燃燒釋熱區(qū)相遇是維持縱向HFCI現(xiàn)象的必要條件，實(shí)際工程中可以通過(guò)檢測(cè)噴嘴內(nèi)部的一、二階縱向壓力振蕩的情況來(lái)判斷燃燒室內(nèi)是否激發(fā)了一階縱向振型。

2)縱向壓力振蕩能夠明顯強(qiáng)化燃料射流摻混過(guò)程，使主要燃燒釋熱區(qū)更靠近聲振敏感區(qū)，后者反過(guò)來(lái)又會(huì)增強(qiáng)燃燒室內(nèi)的熱聲耦合效應(yīng)，使其穩(wěn)定性降低。

3)縱向壓力振蕩對(duì)燃料射流摻混過(guò)程的作用決定了其下游主要燃燒釋熱區(qū)的集中程度和相對(duì)波腹位置，提高主要燃燒區(qū)的相對(duì)波腹位置或者使其更為散布時(shí)都會(huì)提高穩(wěn)定性。

此外，本文還存在許多不足之處，針對(duì)所研究燃燒室更精細(xì)的全三維非定常燃燒流場(chǎng)仿真及相應(yīng)的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證還有待進(jìn)一步探討。