陳 昊,白橋棟,翁春生

(南京理工大學 瞬態(tài)物理國家重點實驗室,江蘇 南京 210094)

爆轟燃燒近似等容燃燒,熱循環(huán)效率理論上最高可提升近50%[1]?；诒Z的新型發(fā)動機具有熵增小、熱效率和比沖高等優(yōu)點,近年來受到國內外學者的廣泛關注[2]。在多種爆轟發(fā)動機中,旋轉爆轟發(fā)動機(Rotating Detonation Engine,RDE)由于結構簡單,工作頻率高及只需單次點火等諸多優(yōu)勢,逐漸成為研究熱點[3]。

RDE一般采用煤油作燃料,使用液態(tài)燃料進行實驗時存在液態(tài)燃料霧化以及液態(tài)燃料與氣態(tài)氧化劑兩相摻混等諸多難點[4],常見的解決辦法有燃料摻氫[5]、使用富氧空氣作氧化劑[6]及提高噴注溫度[7]等。對液態(tài)煤油預熱裂解或預燃形成小分子氣態(tài)烴類是近年來提出的降低起爆難度的新思路,這種方法既可以提高燃料活性,又將難度大的氣液兩相摻混轉換成難度較低的氣氣摻混,顯著改善了燃料與氧化劑之間的摻混效果。王丹等[8]對煤油裂解氣旋轉爆轟進行二維數(shù)值模擬,結果表明煤油裂解氣的組分對形成穩(wěn)定旋轉爆轟波所需的時間及傳播方向均有影響。胡洪波等[9]發(fā)現(xiàn)與液態(tài)煤油相比,煤油富燃燃氣能夠在更低氧含量的富氧空氣中實現(xiàn)旋轉爆轟波的穩(wěn)定傳播。上述研究都是針對煤油裂解氣的旋轉爆轟過程,針對煤油裂解氣與氧化劑的摻混過程,僅有岳松辰等[10]以C2H4/C2H2/H2混合氣作為煤油裂解氣的替代燃料研究了RDE燃燒室內混合氣與空氣的噴注摻混過程。

目前國內外對RDE的大部分數(shù)值研究均采用預混噴注模型,即假設燃料與氧化劑按一定當量比預混好后噴入燃燒室,忽略摻混過程對旋轉爆轟的影響?；陬A混噴注模型,ZHAO等[11]、WANG等[12]、和SHAO等[13]分別研究了總壓、總溫以及尾噴管類型等對旋轉爆轟的影響,揭示了旋轉爆轟的基本規(guī)律。但在實際實驗條件下,為防止回火,RDE多采用非預混噴注結構,即燃料與氧化劑分別進入燃燒室,邊摻混邊燃燒。BIGLER等[14]通過改變燃料噴孔間距和排列方式來分析摻混效果對爆轟的影響,發(fā)現(xiàn)不充分摻混會導致發(fā)動機推力與比沖下降、旋轉爆轟波數(shù)目與傳播速度減小且更易產生對向傳播的旋轉爆轟波。ZHOU等[15]發(fā)現(xiàn)噴注環(huán)縫寬度過大時燃料與氧化劑的摻混效果太差是造成旋轉爆轟不穩(wěn)定的主要原因。FROLOV等[16]在2013年首次在燃料和氧化劑分別通過小孔和環(huán)縫供應的方案下實現(xiàn)了三維非預混噴注旋轉爆轟數(shù)值模擬,非預混噴注下RDE的數(shù)值模擬工作逐漸展開。GAILLARD等[17]對比了預混均勻噴注、預混小孔噴注和非預混小孔噴注3種噴注結構下的旋轉爆轟流場,發(fā)現(xiàn)非預混小孔噴注下燃料與氧化劑存在分層現(xiàn)象,混合效果最差,旋轉爆轟波速度和壓力最低。徐雪陽等[18]對小孔-環(huán)縫型非預混RDE進行數(shù)值模擬,結果表明旋轉爆轟波的速度、RDE的推力和比沖隨著摻混效果的提高而增大。上述研究結果均表明:燃料與氧化劑的摻混效果對旋轉爆轟波的傳播特性、RDE穩(wěn)定工作范圍及推力、比沖均有較大影響,在燃燒室的高壓環(huán)境中實現(xiàn)燃料和氧化劑的充分摻混是RDE研究的關鍵問題。

研究人員也在燃料與氧化劑的混合機制以及混合效果的影響因素方面開展了相關研究。RANKIN等[19]采用平面激光誘導熒光法觀察了小孔-環(huán)縫型非預混RDE燃燒室內H2和空氣的冷態(tài)摻混過程,發(fā)現(xiàn)外壁面附近存在回流區(qū)且回流區(qū)位置H2濃度較低。WEISS等[20]深入分析了小孔-環(huán)縫型非預混噴注結構下空氣與燃料射流混合過程中的渦結構形成、轉化以及脫落過程。徐雪陽等[21]研究了燃料噴注位置、噴注角度、單雙側噴注、入口總壓及出口反壓對小孔-環(huán)縫型RDE燃燒室內冷流摻混效果的影響。但上述研究與文獻[10]均采用雷諾時均方法,所獲得的流場數(shù)據(jù)時空分辨率較低,不足以全面揭示非預混RDE燃燒室內燃料和氧化劑的非定常湍流摻混過程。周蕊等[22]采用大渦模擬(Large Eddy Simulations,LES)方法開展了非預混RDE燃燒室內氫氧混合特性研究,但計算模型僅為一個二維方腔。

本文在上述背景下,采用LES方法,以煤油裂解氣與空氣分別作為燃料和氧化劑,開展小孔-環(huán)縫型噴注結構非預混RDE燃燒室內冷流摻混特性研究,同時考察噴注壓力、燃料噴注位置以及噴注角度對摻混效果的影響。本文研究結果可為煤油裂解氣RDE的噴注結構設計提供參考。

1 物理模型與計算方法

1.1 物理模型

三維小孔-環(huán)縫型非預混RDE模型如圖1所示,煤油裂解氣通過120個均勻分布的0.8 mm小孔供應,空氣通過收擴環(huán)縫供應,環(huán)縫入口寬度為5 mm,喉部寬度為0.6 mm。燃燒室內、外徑分別為70 mm、80 mm,燃燒室入口位于x=14 mm,燃燒室出口位于x=54 mm。為節(jié)省計算資源,忽略燃料與氧化劑集氣腔的影響,將小孔用噴注面積相等的環(huán)縫代替后取截面進行二維大渦模擬研究,計算模型如圖2所示。該處理只會使近場的部分渦結構無法呈現(xiàn),而對整體摻混效果的影響可以忽略[23]。圖2(a)中,左側為空氣入口,下側為裂解氣入口,右側為出口,其余為固壁。為探究燃料噴注位置與噴注角度對冷流場摻混效果的影響,本文另外設計了4種噴注結構,如圖2(b)-(e)所示。

圖1 RDE三維模型示意圖Fig.1 3D model of RDE

圖2 計算模型示意圖Fig.2 Computational model

1.2 控制方程

(1)

過濾函數(shù)F(x,Δ)需滿足歸一化條件:

(2)

本文研究的非反應多組分可壓縮流LES控制方程可以通過對質量守恒、動量守恒、能量守恒、組分輸運和理想氣體狀態(tài)方程過濾后得到,具體如下[24]:

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

LES方法的關鍵是對亞格子通量進行建模封閉,亞網(wǎng)格應力模型反映了未解析的亞過濾尺度分量對解析尺度分量的影響,包括湍流能量的耗散作用和能量的傳遞作用。本文采用Smagorinsky亞網(wǎng)格應力模型,亞格子湍動能和亞格子渦粘系數(shù)由下式計算得到[25]:

(12)

(13)

1.3 數(shù)值計算設置及網(wǎng)格無關性驗證

本文使用開源數(shù)值模擬軟件OpenFOAM中的rhoReactingCentralFoam求解器對旋轉爆轟燃燒室內煤油裂解氣冷態(tài)摻混過程進行研究。DUNCAN對該求解器進行了驗證[26]。熱物性參數(shù)和輸運參數(shù)分別采用JANAF熱力學表和Sutherland公式進行計算。對流項的離散采用了Kurganov的二階Godunov型中心格式和迎風中心格式[27]。時間項采用二階向后差分,通過設置最大Courant數(shù)為0.1來自動調整時間步長,實際計算時間步長在10-9量級。

空氣入口和裂解氣入口為壓力入口邊界。出口為壓力出口邊界,當出口為超音速時,所有守恒變量由內部流場外推得到;當出口為亞音速時,邊界點壓力等于外界背壓,而其他守恒變量由內部流場外推得到,外界背壓為101 325 Pa。

為適應黏性計算,捕獲激波與主要摻混區(qū)域的精細流場結構,對裂解氣出口以及燃燒室前段主要摻混區(qū)域的網(wǎng)格進行了加密。以圖2(a)中計算模型為例進行網(wǎng)格無關性驗證,分別在總網(wǎng)格數(shù)為130 540、178 450以及213 410時得到燃燒室中軸線上的溫度分布如圖3所示。結果表明總網(wǎng)格數(shù)在178 450以上的計算結果相差很小,滿足精度的要求。綜合計算精度和計算時間,最終選擇總數(shù)為178 450的網(wǎng)格進行模擬,該網(wǎng)格總數(shù)下壁面第一層網(wǎng)格高度為0.001 mm,滿足壁面y+小于1。

圖3 網(wǎng)格無關性驗證圖Fig.3 Independence of meshing

2 結果與討論

本文所有工況中空氣和煤油裂解氣的噴注溫度分別為300 K和720 K。煤油裂解氣替代組分以及它們的質量分數(shù)之比為CCH4∶CC2H4∶CC2H6∶CC3H6∶CC3H8=0.195∶0.146∶0.209∶0.220∶0.230,該混合物的平均分子量為28.7,絕熱指數(shù)為1.314[28]。計算中,忽略燃料和氧化劑氣體組成成分之間的相互影響,同時忽略重力的作用。

工況1、工況2、工況3為研究噴注壓力對摻混效果影響的對比工況(保持當量比為1),空氣和裂解氣的噴注壓力分別為pair、pgas;工況1、工況4、工況5為研究裂解氣噴注位置對摻混效果影響的對比工況;工況1、工況6、工況7為研究裂解氣噴注角度對摻混效果影響的對比工況。本文所有計算工況的參數(shù)如表1所示。

表1 計算工況表Table 1 Calculation condition

2.1 煤油裂解氣摻混流場結構

2.1.1 整體流場分析

工況1在1 ms內的速度以及湍動能耗散率殘差曲線如圖4所示,由圖可見1 ms時流場已到達準穩(wěn)態(tài)。

圖4 1 ms內的殘差圖Fig.4 Residuals within 1 ms

圖5給出了工況1中兩進口流量隨時間的變化曲線。由圖可知:固定總壓以及總溫噴注條件下,煤油裂解氣流量與空氣流量有著相同的波動趨勢,且都在剛開始時波動劇烈,但在經過一段時間后到達穩(wěn)定,其中煤油裂解氣穩(wěn)定時的平均流量為0.198 g/s,空氣穩(wěn)定時的平均流量為3.172 g/s,經計算工況1的噴注當量比為1 左右。其他工況下噴注當量比的計算方式類似。

圖5 工況1燃料和氧化劑進口流量隨時間變化曲線圖Fig.5 Curve of inlet flow rate of fuel and oxidizer with time under condition 1

以工況1為例說明煤油裂解氣/空氣摻混流場的整體結構。該工況下,裂解氣射流從噴入到完全噴出大約需要0.15 ms。圖6為1 ms時,裂解氣質量分數(shù)、溫度、馬赫數(shù)以及速度大小分布云圖。

圖6 1 ms時的流場結構Fig.6 Flow field characteristics at 1 ms

由云圖可見,裂解氣噴出后穿透深度只能達到燃燒室寬度的3/4左右,主要分布在噴注側,且在燃燒室中分布極不均勻;流場中的最大速度提高至590 m/s,大于裂解氣和空氣入流速度;高速流動使得流場中的溫度降低;高壓的裂解氣和空氣射流分別在噴注出口和收擴噴管喉部附近極速膨脹,形成了馬赫盤等波系結構?？傊?整個流場呈現(xiàn)出典型的低溫、高速等欠膨脹特征。

以工況4為例說明冷流場穩(wěn)定時的波系結構。圖7為1 ms時空氣噴管喉部和裂解氣噴注出口附近的密度梯度云圖。由圖可見,裂解氣出口的上游產生了激波,強度與裂解氣和空氣的噴注壓力有關,其在遇到壁面后反射,反射激波與滑移線相互作用,產生激波與剪切層的作用面。計算結果與使用標準k-ε模型的文獻[24]觀察到的波系結構類似。

圖7 1 ms時的密度梯度云圖Fig.7 Density gradient at 1 ms

2.1.2 時均流場分析

為了更直觀地觀察冷流場中裂解氣與當量比ER的整體分布情況,對工況1在1 ms內的裂解氣質量分數(shù)及當量比分布作時均處理,結果如圖8所示。

圖8 1 ms內的時均分布云圖Fig.8 Time average distribution within 1 ms

由圖8可知,裂解氣射流的穿透深度只能達到燃燒室寬度的3/4左右,且在燃燒室中部附近裂解氣分布最多,靠近噴注側次之,遠離噴注側最少,在燃燒室外壁面附近裂解氣分布幾乎為零;沿燃燒室軸向方向,裂解氣分布有一個先增加后減少的過程,且越靠近燃燒室出口裂解氣分布越均勻,時均當量比的分布規(guī)律與時均裂解氣的分布規(guī)律類似。

為了便于定量分析裂解氣與當量比的分布情況,從燃燒室入口處(x=14 mm)開始,對工況1取y=1.25 mm,y=2.5 mm,y=3.75 mm這3條截線上的1 ms內裂解氣時均質量分數(shù)以及時均當量比進行分析,結果如圖9所示?？芍?當y=2.5 mm時,沿燃燒室軸向方向,裂解氣先增加后減少,裂解氣質量分數(shù)最高可達0.56左右,裂解氣質量分數(shù)最大的位置距離燃燒室入口約3 mm;y=2.5 mm截線上裂解氣質量分數(shù)的最高值最大,y=1.25 mm截線次之,y=3.75 mm最小且y=3.75 mm截線上的裂解氣質量分數(shù)遠小于另外兩條截線,這與裂解氣時均分布云圖觀察到的規(guī)律一致;對于y=1.25 mm截線和y=3.75 mm截線,沿燃燒室軸向方向裂解氣分布的整體規(guī)律都是先增加后減少,但在部分區(qū)域會出現(xiàn)震蕩,原因是這些區(qū)域是湍流渦結構的多發(fā)區(qū),渦兩側裂解氣的質量分數(shù)高于渦中心裂解氣的質量分數(shù),所取截線恰好穿過了某些渦結構。當量比截線上的規(guī)律與裂解氣截線上的規(guī)律類似。

圖9 所取截線上的分布圖Fig.9 Distribution on the section lines

2.1.3 瞬時流場分析

以工況1為例說明裂解氣射流渦結構的形成與脫落過程。圖10為各個時刻冷流場中的裂解氣質量分數(shù)分布云圖。

圖10 各個時刻的裂解氣質量分數(shù)分布云圖Fig.10 Mass fraction distribution of kerosene pyrolysis gas at each time

如圖10所示,0.01 ms時,裂解氣射流即將流出燃料噴孔;0.03 ms時,裂解氣射流受到空氣射流的撞擊,角度發(fā)生改變,偏向燃燒室軸向方向;0.07 ms時,裂解氣射流在慣性作用下保持偏轉的趨勢并向燃燒室出口方向傳播,隨著向下游發(fā)展,沿流向的裂解氣質量分數(shù)逐漸減少,慣性偏轉作用會導致在燃燒室內側附近形成一個低壓區(qū),在壓力梯度的作用下裂解氣射流角度的偏轉已越來越大,有回轉形成渦結構的趨勢;0.14 ms時,第一個渦結構已經形成并充分發(fā)展,在靠近燃燒室內側處由于壓力梯度的影響減小,少部分裂解氣開始往外剝離;0.16 ms時,部分裂解氣與第一個渦結構剝離完成,剝離出的這部分裂解氣繼續(xù)在壓力梯度的作用下發(fā)生角度偏轉,以形成第二個渦結構;0.17 ms時,第二個渦結構已經形成,同時又有部分裂解氣即將剝離出去;0.21 ms時,前幾個形成的渦結構在空氣的推動下融合成為一個大渦,同時也有少量的裂解氣往外剝離,繼續(xù)向燃燒室出口方向傳播;0.24 ms時,又有部分裂解氣即將從新融合形成的大渦中剝離出去。總之,在裂解氣和空氣射流剪切層上,由于Kelvin-Helmholtz(K-H)不穩(wěn)定性形成了大尺度的湍流渦結構,它們交替地形成、脫落以及融合,使得流場具有很強的非定常性。裂解氣和空氣之間的混合在這些渦結構的卷帶作用下大幅增強,這正是兩者混合的主要機制。這些渦結構隨著流動的發(fā)展向下游輸運,并逐漸變大。此外,流場中的低壓回流區(qū)也可以促進裂解氣與空氣的混合。計算結果與使用LES方法的文獻[22]中觀察到的流場特征類似,從側面驗證了本文計算結果的可靠性。

2.2 煤油裂解氣摻混可爆轟區(qū)域分析

采用有限速率模型和表2中的一步化學反應機理計算一維爆轟傳播過程。如圖11所示,爆轟管總長為500 mm,內部充滿0.1 MPa,300 K的當量比可調的煤油裂解氣/空氣混合物。左邊界為無滑移壁面,右邊界為出口,通過在爆轟管左側設置長為5 mm的高溫高壓(3 000 K,2.5 MPa)點火區(qū)來起爆。

表2 化學反應參數(shù)表Table 2 Chemical reaction

圖11 一維爆轟傳播過程計算模型圖Fig.11 Calculation model diagram of one-dimensional detonation propagation process

化學反應速率常數(shù)kf通過Arrhenius公式計算,如式(14)所示,其中A為指前因子,Ea為反應活化能,溫度指數(shù)b為0。初步得到煤油裂解氣/空氣可爆轟當量比ER的上、下限分別為2.9和0.4。

(14)

為描述冷流場中可爆轟區(qū)域的位置,圖12給出了工況1燃燒室內冷流場的當量比分布,圖12(a)為1 ms時的瞬時分布,圖12(b)為1 ms內的時均分布。圖12(a)中的當量比最大值為1.9,圖12(b)中的當量比最大值為2.7,均無當量比大于2.9的區(qū)域,這說明該工況下?lián)交煨Ч^為理想,未出現(xiàn)當量比過大的區(qū)域。由圖可知,在燃燒室入口的中部,有一個當量比過大的區(qū)域,燃燒室內壁面附近當量比較低,燃燒室外壁面附近當量比過低。當量比過大或過小時,爆轟波可能無法起爆或穩(wěn)定傳播。隨著裂解氣和空氣射流的剪切、渦結構卷帶等作用,可爆轟區(qū)域沿流向方向由剛開始剪切層附近較窄的區(qū)域逐漸變寬,在燃燒室中部基本保持不變。由于上游剪切層上形成的大尺度渦結構向下游輸運,在下游的可爆轟區(qū)域內也存在著一些高當量比的流體團,它們可能造成爆轟波多次熄滅或重新起爆。圖12(a)和圖12(b)也表明,燃燒室內冷流場湍流脈動強烈,燃料和氧化劑之間的摻混有著很強的非定常性。

圖12 1 ms時燃燒室內的當量比分布云圖Fig.12 Equivalent ratio distribution within 1 ms

2.3 噴注壓力對摻混效果的影響

根據(jù)本文噴注條件,由CEA軟件估算的旋轉爆轟波的傳播速度為1 800 m/s,假設其以穩(wěn)定單波模態(tài)傳播,由本文燃燒室尺寸可得出每次循環(huán)燃料和氧化劑的摻混時間小于0.14 ms。

為分析噴注壓力對燃燒室內冷流場摻混效果的影響,圖13對比了3種工況下燃燒室前段在0.14 ms時主要摻混區(qū)域的流線圖,染色使用煤油裂解氣的質量分數(shù)。由圖可知:3種工況下燃燒室前段在0.14 ms時均在靠近裂解氣噴注側形成了回流區(qū)和大尺度的湍流渦結構,但隨著噴注壓力的增大,即從工況2-工況1-工況3,回流區(qū)和湍流渦結構的大小在逐漸減小。這是由于隨著噴注壓力的提高,裂解氣與空氣的入流速度增大,裂解氣射流與空氣射流之間的撞擊變得更加劇烈,裂解氣射流在進入燃燒室時的慣性增大,角度偏轉更加嚴重,回轉形成回流區(qū)和湍流渦結構的距離縮短。而回流區(qū)和湍流渦結構是裂解氣與空氣混合的主要驅動力,因此提高噴注壓力,兩者之間的摻混效果將會下降。

圖13 不同噴注壓力下主要摻混區(qū)域的流線圖Fig.13 Streamline diagram under different injection pressure

可利用摻混不均勻度s來定量評價裂解氣與空氣的摻混程度[29],即:

(15)

根據(jù)旋轉爆轟發(fā)動機的工作特性可知,旋轉爆轟波的產生及傳播主要發(fā)生在燃燒室前段[30],故可以只取燃燒室前段各截面的摻混效果進行比較[10,21]。0.14 ms時3種噴注壓力下?lián)交觳痪鶆蚨妊厝紵逸S向位置變化曲線如圖14所示。由圖可知:沿燃燒室軸向方向,三個工況下?lián)交觳痪鶆蚨鹊恼w變化規(guī)律都是逐漸下降的,即摻混效果逐漸變好,但有局部區(qū)域會出現(xiàn)震蕩,原因是該處位于湍流渦結構的多發(fā)區(qū),渦結構兩側的混合效果比中心處均勻。并且三個工況下?lián)交觳痪鶆蚨日w上均在燃燒室前段快速下降,隨后下降速度變緩,這說明燃燒室前段為裂解氣與空氣的快速摻混區(qū)域,隨后摻混效果相差不大,為了提高旋轉爆轟發(fā)動機成功起爆幾率,點火位置應在快速摻混區(qū)域之后。此外,由于高噴注壓力工況3較中等噴注壓力工況1噴注壓力的增大幅度不是很大,它們的摻混不均勻度曲線在燃燒室前段差別不大,隨后工況3開始明顯高于工況1。低噴注壓力工況2的摻混不均勻度曲線在燃燒室前段顯著低于工況1,但隨后趨于一致或稍高于工況1。從整體而言,工況2的摻混效果要好于工況1。摻混不均勻度曲線圖與流線圖得出的結論一致:提高噴注壓力會降低摻混效果,并且該結論與使用雷諾時均方法的文獻[21]中得出的結論一致,從側面驗證了本文計算結果的可靠性。

圖14 不同噴注壓力下的摻混不均勻度圖Fig.14 Mixing non-uniformity under different injection pressure

2.4 裂解氣噴注位置對摻混效果的影響

為分析裂解氣噴注位置對燃燒室內冷流場摻混效果的影響,圖15給出了3種不同工況下燃燒室前段在0.14 ms時主要摻混區(qū)域的流線圖。由圖可知:隨著裂解氣噴注位置遠離燃燒室入口,即從工況5-工況1-工況4,3種工況下燃燒室前段在0.14 ms時靠近裂解氣噴注側形成的回流區(qū)和湍流渦結構逐漸往燃燒室入口處移動,這有利于裂解氣與空氣在燃燒室前段的摻混。其次,裂解氣噴注位置遠離燃燒室入口會增大裂解氣射流與空氣射流在到達燃燒室前的摻混距離和摻混時間,使得燃燒室入口處的初始摻混效果提高。旋轉爆轟波的產生及傳播主要發(fā)生在燃燒室前段,因此燃燒室前段摻混效果的提高對于RDE的成功起爆和穩(wěn)定工作十分有利。另外,裂解氣噴注位置遠離燃燒室入口會提高裂解氣射流在燃燒室中的穿透深度,即裂解氣射流在受到空氣射流撞擊后角度偏轉最終回轉形成的回流區(qū)和湍流渦結構的寬度增大,這同樣有利于提高摻混效果。因此可以認為:裂解氣遠離燃燒室入口噴注有助于提高摻混效果。

圖15 不同裂解氣噴注位置下主要摻混區(qū)域的流線圖Fig.15 Streamline diagram under different injection position

0.14 ms時3種裂解氣噴注位置下?lián)交觳痪鶆蚨妊厝紵逸S向位置變化曲線如圖16所示。

圖16 不同裂解氣噴注位置下的摻混不均勻度圖Fig.16 Mixing non-uniformity under different injection position

由圖16可知:與不同噴注壓力下?lián)交觳痪鶆蚨鹊淖兓?guī)律一樣,沿燃燒室軸向方向,三個工況下?lián)交觳痪鶆蚨鹊恼w變化規(guī)律均逐漸下降,且有局部區(qū)域會出現(xiàn)震蕩。3個工況下?lián)交觳痪鶆蚨日w上也均在燃燒室前段快速下降,隨后下降速度變緩。此外,裂解氣靠近燃燒室入口噴注時的工況5摻混不均勻度全高于基礎工況1;裂解氣遠離燃燒室入口噴注時的工況4摻混不均勻度波動劇烈,這可能是該工況下回流區(qū)和湍流渦結構往燃燒室入口移動造成的,并且工況4裂解氣在燃燒室入口的摻混不均勻度就已經非常低,這說明該工況下?lián)交炀嚯x與摻混時間的提高讓裂解氣與空氣在到達燃燒室入口時就已經有了較好的摻混程度。從整體而言,裂解氣遠離燃燒室入口噴注時的摻混不均勻度明顯低于另兩種工況。因此可以得出結論:裂解氣遠離燃燒室入口噴注有助于提高摻混效果,與流線圖得出的結論一致。

2.5 裂解氣噴注角度對摻混效果的影響

為分析裂解氣噴注角度對燃燒室內冷流場摻混效果的影響,圖17給出了3種不同工況下燃燒室前段在0.14 ms時主要摻混區(qū)域的流線圖。由圖可知:3種工況下燃燒室前段在0.14 ms時靠近裂解氣噴注側形成的回流區(qū)和湍流渦結構的大小以及裂解氣射流的穿透深度均相差不大,但隨著裂解氣噴注角度由順噴到垂噴再到逆噴,即從工況1-工況6-工況7,回流區(qū)和湍流渦結構逐漸變密,這是由于隨著裂解氣與空氣噴注角度由同向到逆向,裂解氣射流與空氣射流之間的撞擊變得更加劇烈,造成燃燒室前段回流區(qū)的數(shù)量增多,湍流渦結構更加復雜。而回流區(qū)和湍流渦結構是裂解氣與空氣混合的主要驅動力,因此,可以定性地認為:裂解氣與空氣逆向噴注有助于提高摻混效果。

圖17 不同裂解氣噴注角度下主要摻混區(qū)域的流線圖Fig.17 Streamline diagram under different injection angle

0.14 ms時3種工況下?lián)交觳痪鶆蚨妊厝紵逸S向位置變化曲線如圖18所示。由圖可知:與不同噴注壓力下?lián)交觳痪鶆蚨鹊淖兓?guī)律一樣,沿燃燒室軸向方向,三個工況下?lián)交觳痪鶆蚨鹊恼w變化規(guī)律都是逐漸下降的且有局部區(qū)域會出現(xiàn)震蕩。同樣三個工況下?lián)交觳痪鶆蚨日w上也均在燃燒室前段快速下降,隨后下降速度變緩。此外,裂解氣與空氣逆向噴注工況7與裂解氣與空氣垂向噴注工況6在燃燒室前段摻混不均勻度差別不大,隨后明顯低于后者。從整體而言,裂解氣與空氣順向噴注工況工況1的摻混不均勻度高于垂向噴注及逆向噴注工況。因此,可以得出結論:裂解氣與空氣逆向噴注有助于提高摻混效果。

圖18 不同裂解氣噴注角度下的摻混不均勻度圖Fig.18 Mixing non-uniformity under different injection angle

3 結論

本文通過對簡化后的二維小孔-環(huán)縫型旋轉爆轟發(fā)動機燃燒室內煤油裂解氣/空氣冷態(tài)摻混過程進行LES數(shù)值模擬,并分析噴注壓力、裂解氣噴注位置和角度對流場結構及摻混效果的影響,得出如下結論:

①大渦模擬方法與雷諾時均方法在流場波系結構與整體摻混效果評價上所得結論類似,但使用大渦模擬方法能夠捕捉到燃料與空氣射流的湍流渦結構的形成、融合、轉化以及脫落等過程,也能捕捉到局部摻混效果的不均勻性,更符合實際情況。

②小孔-環(huán)縫型煤油裂解氣/空氣旋轉爆轟發(fā)動機燃燒室內冷流場具有明顯的欠膨脹特征和很強的非定常性。其中由于K-H不穩(wěn)定性產生的大尺度湍流渦結構的卷帶作用是裂解氣與空氣混合的主要機制。

③從整體而言,在煤油裂解氣與空氣的流動混合過程中,時均裂解氣質量分數(shù)與時均當量比的分布規(guī)律為:沿燃燒室軸向方向先增大后減小;在燃燒室周向方向上,中部最大,靠近噴注側次之,遠離噴注側最小。

④采用有限速率模型和一步化學反應機理計算得到的煤油裂解氣/空氣一維可爆轟當量比上、下限分別為2.9和0.4。

⑤從整體而言,沿燃燒室軸向方向,裂解氣與空氣的摻混效果逐漸提高,且提高速度先增大后變緩,為了提高成功起爆幾率,點火位置應位于快速摻混區(qū)域之后。

⑥在保證當量比不變的情況下,增大噴注壓力,摻混效果降低;裂解氣噴注位置遠離燃燒室入口,摻混效果提高;裂解氣與空氣噴注角度由同向到逆向,摻混效果提高。