梁仍康 張 云 李 朗 慎志豪 陳敬楠

（西南科技大學土木工程與建筑學院 四川綿陽 621010）

航空航天技術不僅是一個國家軍事能力的標志，也反映科技與工業(yè)實力。高超聲速吸氣式推進技術具有高性能、低成本的優(yōu)勢，有極強的軍事應用前景。作為吸氣式高超聲速推進系統(tǒng)不可缺少的超燃沖壓發(fā)動機，已成為各航空航天大國的研究熱點［1］。超燃沖壓發(fā)動機是吸氣式推進技術的動力裝置，而燃燒室又是發(fā)動機的重要組件，如何在燃燒室內實現(xiàn)高效、穩(wěn)定的超聲速燃燒是最根本也是難度最大的關鍵技術［2］。

為了提高超燃沖壓發(fā)動機燃料燃燒的穩(wěn)定性，國內外眾多學者基于計算流體動力學方法對燃料在超燃沖壓發(fā)動機燃燒室內的燃燒情況和燃燒流場展開了一系列研究。劉陵等［3］首次系統(tǒng)地將超燃沖壓發(fā)動機概念引入國內并模擬了超聲速氣流橫噴氫氣的自燃和火焰?zhèn)鞑ミ^程，發(fā)現(xiàn)后臺階不僅能擴大火焰穩(wěn)定性，而且能增加氫噴流的穿透深度，提高燃燒效率。梁劍寒等［4］對三維氫燃料超燃發(fā)動機的燃燒室進行了數值模擬與并行計算，主要研究了氫氣超聲速燃燒的混合增強技術。Ali等［5］對超聲速來流下橫向噴射氫氣進行了數值模擬，研究其混合和燃燒特性。劉金林［6］對文獻［7-8］的凹腔可壓縮湍流自由剪切層的試驗進行了數值模擬。Taha等［9］仿真模擬了乙烯燃料的超燃沖壓發(fā)動機。劉敬華［10］模擬了某一氫燃料超燃燃燒室流場，對凹腔的作用進行了初步分析。王曉棟等［11］對帶凹腔的支板構型超燃沖壓燃燒室流場進行了仿真模擬，發(fā)現(xiàn)了燃料混合性能與凹腔結構有關。孫英英等［12］對雙燃沖壓發(fā)動機中以高溫燃氣作為引導火焰的煤油-空氣預混氣流超聲速燃燒進行了數值模擬，研究了預混氣流的溫度、壓力、當量比等多種因素對超聲速燃燒的影響。

近年來，伴隨著我國航空航天技術的發(fā)展，實驗方法已運用于超燃沖壓發(fā)動機燃燒過程的研究。田野等［13］采用實驗方法進行了氫燃料超燃燃燒室流場結構和火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律試驗研究，針對非接觸光學測量方法提出多種非接觸光學測量的同步使用，可以使得流場內某一時刻的結構被不同測量手段同時獲取，通過對比可從不同角度獲得相同的流場信息，相互補充、相互印證。鐘富宇等［14］通過多種光學測量手段研究了乙烯燃料在超燃發(fā)動機燃燒室內的燃燒活動，獲得了詳細試驗數據與實驗測量結果，可為動態(tài)CFD計算與驗證提供依據。李朗等［15］將實驗與CFD結合研究，分析在燃燒室入口馬赫數2、靜溫530 K、靜壓0.1 MPa條件下，冷流流場所需的穩(wěn)定時間以及凹槽內噴油當量比不同狀態(tài)下乙烯燃料在超燃沖壓發(fā)動機中的燃燒狀態(tài)。文獻［16］通過數值模擬方法分析了注油分布對超燃沖壓發(fā)動機燃燒性能的影響。

為了研究乙烯燃料在超燃發(fā)動機燃燒室內的燃燒狀態(tài)，本文采用非定常方法研究了帶凹槽的超燃沖壓發(fā)動機壁面橫向噴射乙烯燃料的火焰穩(wěn)定過程，分析了不同當量比下的火焰穩(wěn)定機制。

1 燃燒室模型及條件

本文采用單凹槽矩形截面的燃燒室模型（見圖1），燃燒室進口高度50 mm，發(fā)動機燃燒室的總長度為1 700 mm，包括了隔離段、燃燒室和擴張段三大部分。氣態(tài)乙烯（C2H4）的化學動力模型采用一步總包化學反應機理，忽略了中間產物。噴入點設置在凹槽上壁面，如圖1所示A處和B處，兩個位置分別距離發(fā)動機前端入口390 mm和485 mm。表1為壓力信號監(jiān)測點的坐標，坐標原點始于發(fā)動機下壁面入口處。

圖1 超燃沖壓發(fā)動機結構圖Fig.1 Schematic of the scramjet

表1 壓力信號監(jiān)測點坐標Table 1 Coordinates of pressure signal monitoring points

高空來流條件：馬赫數為4，總壓為0.82 MPa，總溫為950 K，化學反應流動計算時，燃料噴注靜壓為2 MPa。數值模擬入口和出口設置如表2所示。空氣只含有氮氣和氧氣，N2和O2的體積分數分別為0.233，0.767，壁面設為絕熱、無滑移壁面。

表2 發(fā)動機入口和出口邊界條件Table 2 Engine inlet and outlet boundary conditions

2 數值方法及結果分析

2.1 控制方程

本文采用含有多組分帶化學反應的雷諾平均、守恒型的N-S方程作為湍流流動與燃燒的控制方程：

式中：Q＝（ρ，ρu，ρv，ρω，ρEt，ρYi）T；E，F(xiàn)，G為無黏通量；Ev，F(xiàn)v，Gv為黏性通量；H為源項；u，v，ω分別為直角坐標系下3個方向的速度；ρ，Yi分別為氣體的密度、組分的質量分數。流體的單位質量總內能Et＝e＋（u2＋v2＋ω2）／2，e為流體的單位比內能。湍流模型采用標準k-ε模型。在數值求解過程中，為了提高非定常流動時間精度，采用文獻［15］提出的雙時間步隱式迭代時間推進，子迭代采用LUSGS方法。

2.2 計算結果

2.2.1 冷流流場結果分析

圖2給出了冷流流場監(jiān)測點的壓力變化情況，從監(jiān)測點的壓力曲線可以看出，在約9 ms后，流場達到穩(wěn)定，不再震蕩。

圖2 冷流條件下監(jiān)測點處壓力隨時間變化曲線圖Fig.2 Pressure of different monitoring points of the scramjet under cold flow condition with different time

圖3給出了冷流流場穩(wěn)定后的流場參數（靜壓、靜溫、馬赫數）云圖。從圖中可以清晰地看出凹槽前臺階產生的膨脹波區(qū)、凹槽后臺階產生的壓縮激波區(qū)、凹槽對側壁面邊界層處由于壓縮激波的作用而形成的分離區(qū)以及凹槽拐角處存在兩個低速回流區(qū)。

圖3 t＝9 ms時的靜壓、靜溫、馬赫數云圖Fig.3 Static pressure，static temperature and Mach number contour of the scramjet at t＝9 ms

2.2.2 乙烯燃燒流場模擬

（1）凹槽臺階下游B處噴注乙烯燃料

圖4給出了凹槽臺階下游B處噴注當量比（Φ）為0.1時監(jiān)測點的壓力變化曲線，設定燃料發(fā)生反應時為0 ms時刻。從圖中發(fā)現(xiàn)大約在14 ms時燃燒流場基本穩(wěn)定。圖5給出了B點噴注當量比為0.1時燃燒室內二氧化碳質量分數的變化云圖，因為二氧化碳是乙烯燃燒后的主要產物，所以用二氧化碳的變化來觀察火焰的發(fā)展形勢。從圖5可以看出，燃燒最開始在凹槽后臺階處，這里是流場的低馬赫數且高溫高壓的回流區(qū)，有利于發(fā)動機的啟動點火。隨后火焰開始向凹槽前部傳播，在0.4 ms時刻火焰已經傳播到凹槽前臺階壁面處，但在2 ms后，凹槽臺階下游B處噴注位置前端火焰逐漸減弱，燃燒主要發(fā)生于凹槽臺階下游燃料噴注位置的后部，并最終穩(wěn)定燃燒。燃燒穩(wěn)定后（t＝16 ms），燃燒主要發(fā)生在噴注位置后部和凹槽后臺階部分的低速回流區(qū)內，并且高溫產物也在這里。

圖4 B處噴注當量比0.1時監(jiān)測點壓力隨時間變化曲線Fig.4 Pressure of different monitoring points of the scramjet underΦ＝0.1 of B position with different time

圖5 B處噴注當量比0.1時燃燒室內二氧化碳隨時間變化云圖Fig.5 Evolution contour of the mass fraction of carbon dioxide in flow field underΦ＝0.1 of B position with different time

圖6給出了凹槽臺階下游B處噴注當量比為0.3時監(jiān)測點的壓力變化曲線。對比當量比為0.1時監(jiān)測點的壓力曲線（圖4）發(fā)現(xiàn)，當量比為0.3時燃燒會更加劇烈，燃燒達到穩(wěn)定的時間也較長，約為16 ms。圖7給出了當量比為0.3時燃燒室內二氧化碳質量分數的變化云圖。與圖5的當量比為0.1時二氧化碳云圖對比可以得出，燃燒同樣開始于凹槽后臺階處，不同的是在燃燒穩(wěn)定后（t＝16 ms），凹槽前臺階回流區(qū)位置有更多的二氧化碳存在，表明此時凹槽前臺階處溫度更高。圖8給出了當量比為0.3時馬赫數的變化云圖，從圖8可以看出，對比當量比為0.1時，由于燃燒放熱較大，燃燒反壓向隔離段傳播形成了激波串結構，破壞了凹槽前端的膨脹波區(qū)，從而形成了高溫區(qū)，燃料在凹槽穩(wěn)定燃燒。燃燒反壓形成的激波串對燃燒流場的熱力學參數影響較大，使得凹槽前端的燃料得以穩(wěn)定燃燒，此處燃料燃燒利用了凹槽回流區(qū)對主流的整流機制。圖9給出了當量比為0.3時燃燒室內氧氣質量分數的變化云圖，可見2 ms以后凹槽臺階下游和凹槽后部區(qū)域上壁面幾乎沒有氧氣，都已燃燒耗盡，凹槽臺階下游積累了大量的高溫燃燒產物，此時是凹槽回流區(qū)高溫產物點火模式。因此，當量比為0.3時，火焰穩(wěn)定機制有凹槽回流區(qū)混合氣體燃燒模式、高溫產物點燃模式和整流機制。

圖6 B處噴注當量比0.3時監(jiān)測點壓力隨時間變化曲線Fig.6 Pressure of different monitoring points of the scramjet combustor underΦ＝0.3 of B position with different time

圖7 B處噴注當量比0.3時燃燒室內二氧化碳隨時間變化云圖Fig.7 CO2 quality distribution contour ofΦ＝0.3 of B position with different time

圖8 B處噴注當量比0.3時的馬赫數變化云圖Fig.8 Mach number contour of the scramjet underΦ＝0.3 of B position

圖9 B處噴注當量比0.3時燃燒室內氧氣隨時間變化云圖Fig.9 O2 quality distribution contour ofΦ＝0.3 of B position with different time

（2）凹槽上游A處噴注乙烯燃料

圖10給出了凹槽上游A處噴注當量比為0.1時監(jiān)測點的壓力變化曲線。可以發(fā)現(xiàn)燃燒很快穩(wěn)定，大約在14 ms時，流場基本穩(wěn)定。從圖11燃燒室內二氧化碳質量分數的變化云圖可以得出，最開始在凹槽剪切層燃燒，隨后火焰?zhèn)鞑ピ诎疾凵嫌?，這主要是因為A處噴注燃料破壞了凹槽前端的膨脹波區(qū)域。最后穩(wěn)定在凹槽上游燃燒。圖12為燃燒穩(wěn)定后（t＝16 ms）的乙烯質量分數云圖，說明乙烯從A點噴注后流經凹槽后逐漸減少，當到達凹槽后臺階部分時幾乎沒有了乙烯燃料，所以乙烯燃料在凹槽前臺階和剪切層內被全部燃燒。由此可以看出，當燃燒達到穩(wěn)定時火焰完全存在于凹槽上游，并沒有前傳至射流尾跡回流區(qū)。因此穩(wěn)焰機制僅為凹槽回流區(qū)混合氣體燃燒機制，火焰穩(wěn)定模式為凹槽穩(wěn)定模式。

圖10 A處噴注當量比0.1時監(jiān)測點壓力隨時間變化曲線Fig.10 Pressure of different monitoring points of the scramjet underΦ＝0.1 of A position with different time

圖11 A處噴注當量比0.1時燃燒室內二氧化碳隨時間變化云圖Fig.11 CO2 quality distribution contour ofΦ＝0.1 of A position with different time

圖12 A處噴注t＝16 ms時乙烯的質量分數云圖（當量比為0.1）Fig.12 Contour of the mass fraction of C2H4 at t＝16 ms（Φ＝0.1）of A position

圖13給出了凹槽上游A處噴注當量比為0.3時監(jiān)測點的壓力變化曲線。從圖13可以看出，當量比為0.3時的燃燒穩(wěn)定時間比當量比為0.1時長，大約在t＝16 ms時燃燒穩(wěn)定。圖14給出了燃燒室內二氧化碳質量分數云圖，從圖中可以看出燃燒剛開始就占據了凹槽回流區(qū)部分，這主要是燃燒穿透深度比當量比為0.1時要更大，燃料從A點噴注后幾乎都存在于凹槽上游。在燃燒達到穩(wěn)定后，燃燒火焰為射流尾跡回流區(qū)和凹槽回流區(qū)穩(wěn)焰模式。圖15給出了燃燒室馬赫數變化云圖，可以得出燃燒穩(wěn)定時燃燒室隔離段形成了激波串結構，這種結構會改變燃燒室流場的熱力學參數來幫助燃料燃燒，穩(wěn)焰機制中則存在回流區(qū)整流機制。圖16給出了燃燒室內氧氣質量分數的變化云圖。根據上文分析可知，此時凹槽火焰穩(wěn)定機制有凹槽回流區(qū)高溫產物點燃模式，因此，此時火焰穩(wěn)定機制有凹槽回流區(qū)混合氣體燃燒機制、高溫產物點燃機制和整流機制。

圖13 A處噴注當量比0.3時監(jiān)測點壓力隨時間變化曲線Fig.13 Pressure of different monitoring points of the scramjet underΦ＝0.3 of A position with differernt time

圖14 A處噴注當量比0.3時燃燒室內二氧化碳隨時間變化云圖Fig.14 CO2 quality distribution contour ofΦ＝0.3 of A position with different time

圖15 A處噴注當量比0.3時馬赫數變化云圖Fig.15 Mach number contour of the scramjet underΦ＝0.3 of A position

圖16 A處噴注當量比0.3時燃燒室內氧氣隨時間變化云圖Fig.16 O2 quality distribution contour ofΦ＝0.3 of A position with different time

通過以上算例分析，單凹槽火焰穩(wěn)定器對超燃沖壓發(fā)動機的作用極大，燃燒火焰穩(wěn)定有單獨存在射流回流區(qū)和凹槽回流區(qū)，還有射流回流區(qū)和凹槽回流區(qū)共同存在的情況；單凹槽結構穩(wěn)焰機制有凹槽回流區(qū)混合氣體燃燒機制、凹槽回流區(qū)高溫產物點燃機制以及整流機制。當燃料噴注當量比較小時，火焰燃燒并不劇烈，所以燃燒形成的反壓不會上傳到隔離段而形成激波串結構，也不會有回流區(qū)整流機制。凹槽穩(wěn)焰大都存在回流區(qū)燃燒機制，甚至在同一燃燒條件下3種凹槽穩(wěn)焰機制都存在。

3 結論

本文對帶凹槽的超燃沖壓發(fā)動機壁面橫向噴射乙烯燃料進行了數值模擬分析，在本文條件下得出以下結論：（1）本文實驗條件下，冷流流場在9 ms后達到穩(wěn)定狀態(tài)。流場穩(wěn)定后會在凹槽前臺階處產生膨脹波區(qū)，凹槽后臺階處產生壓縮激波區(qū)，凹槽對側壁面邊界層處由于壓縮激波的作用而形成分離區(qū)并在凹槽拐角處形成兩個低速回流區(qū)。（2）B點噴注當量比為0.1時，在燃料噴入14 ms后，燃燒趨于穩(wěn)定狀態(tài)。燃燒火焰穩(wěn)定模式為燃料尾跡與凹槽共同形成的回流區(qū)穩(wěn)定模式。2 ms以前凹槽作用為凹槽內回流區(qū)燃燒，2 ms以后凹槽作用為凹槽回流區(qū)點燃。對于B點噴注當量比為0.3時，燃燒火焰穩(wěn)定模式為完全處于凹槽回流區(qū)穩(wěn)定模式；火焰穩(wěn)定機制有整流機制、點燃機制和凹槽回流區(qū)燃燒機制。（3）A點噴注當量比為0.1時，燃燒火焰穩(wěn)定模式為凹槽回流區(qū)穩(wěn)焰模式；穩(wěn)焰機制為凹槽回流區(qū)混合氣體燃燒機制。對于A點噴注當量比0.3時，燃燒火焰穩(wěn)定模式為射流回流區(qū)和凹槽回流區(qū)穩(wěn)焰模式；穩(wěn)焰機制為凹槽回流燃燒機制、點燃機制和整流機制。