劉道坤，馬 虎，張云峰,孫 波，卓長飛，鄧 利

(1.南京理工大學 機械工程學院，南京 210094； 2.哈爾濱東安汽車動力有限公司， 哈爾濱 150060)

【基礎理論與應用研究】

橫向射流起爆爆震波二維數值模擬

劉道坤1，馬 虎1，張云峰2,孫 波1，卓長飛1，鄧 利1

(1.南京理工大學 機械工程學院，南京 210094； 2.哈爾濱東安汽車動力有限公司， 哈爾濱 150060)

利用Fluent軟件對燃燒室內填充化學恰當比的C8H18/O2預混氣體進行直接起爆，并對爆震波衍射和爆震波形成以及發(fā)展過程進行數值模擬研究；詳細分析了橫向射流在不同角度、不同位置條件下直接起爆燃燒室內預混氣體后爆震波的傳播特性和流場特點。

旋轉爆震發(fā)動機;橫波;起爆;衍射

旋轉爆震發(fā)動機是一種基于爆震燃燒形式的新型發(fā)動機[1-2]，不僅具有脈沖爆震發(fā)動機的熱循環(huán)效率高、爆震燃燒產物污染小等優(yōu)點[3]，而且只需單次點火即可連續(xù)工作并產生穩(wěn)定的推力，因此具有非常廣闊的應用前景[4]。如何在最短的時間和距離內形成穩(wěn)定自持傳播的爆震波對縮短發(fā)動機有效長度，延長發(fā)動機工作時間等方面具有重要的意義，也是目前旋轉爆震發(fā)動機研究領域的熱門研究課題。應用于旋轉爆震發(fā)動機上的起爆方式有很多[5-6]，其中熱射流起爆以具有能量釋放率大、效率高等優(yōu)點被廣泛的應用于旋轉爆震發(fā)動機領域。在實際工程應用中，國防科技大學、西北工業(yè)大學以及南京理工大學，美國空軍實驗室等諸家國內外單位在熱射流起爆旋轉爆震發(fā)動機等應用方面做了不少工作[7-12]。其中，林偉等在熱射流以不同速度、寬度等工況下起爆H2/Air預混氣體獲得爆震波等方面做了相關數值模擬[13]。王治武等在不同工況的橫向射流間接起爆爆震波方面也做了相關的數值模擬[14]。李海鵬等在氣相爆震波衍射現象等方面進行相關數值模擬研究[15]。但是，以上研究都沒有涉及到射流直接起爆C8H18/O2預混氣體獲得爆震波以及爆震波發(fā)展和衍射過程。為了更加全面的了解射流在進入燃燒室后直接起爆燃燒室內預混氣體后爆震波衍射發(fā)展過程以及橫波在誘導產生平面爆震波時的作用，本文模擬在不同參數狀態(tài)下的橫向射流直接起爆燃燒室內填充化學恰當比的C8H18/O2預混氣體并獲得爆震波以及爆震波衍射發(fā)展過程，分析了不同射流角度和射流位置對于爆震波起爆以及發(fā)展過程的的影響。

1 物理模型和計算方法

為了對橫向射流起爆等截面直爆震管后流場的特性進行分析，本文對其簡化后的幾何模型進行二維數值模擬研究。其簡化后的幾何模型示意圖如圖1所示。其中主計算域內填充初始壓力為1 atm，溫度為300 K的化學恰當比的C8H18/O2靜態(tài)預混氣體，采用總包反應進行數值模擬。射流管內填充化學恰當比的H2/O2靜態(tài)預混氣體，采用7組分8步基元反應進行計算[16]。點火區(qū)域設置在射流管的頂端，點火區(qū)壓力為3 MPa，溫度為3 000 K。所有邊界除流場右側出口為壓力出口外，其他都設置成固體壁面邊界。主計算域尺寸為寬20 mm，長400 mm。與燃燒室正交的射流管尺寸為直徑12 mm，長度20 mm，射流管左側面到燃燒室左端面的距離設置為X，整個計算區(qū)域網格都是0.2 mm的均勻網格。

圖1 幾何模型(mm)

本文用Fluent軟件進行數值模擬，選用三階MUSCL顯式格式。假設所有氣體均為理想氣體，并且忽略擴散、粘性和熱傳導等輸運過程。壁面按絕熱、滑移處理。

2 計算結果與討論

本文基于射流管在不同角度以及不同位置工況下起爆主燃燒室內的預混氣體并對爆震波傳播過程以及衍射現象進行數值模擬。具體工況參數以及初始條件設置由表1給出。

表1 初始參數設置和不同參數下的計算結果

2.1 不同射流角度對起爆的影響

圖2給出了在case 1工況下射流管起爆爆震波以及爆震波衍射發(fā)展過程的壓力云圖。

圖2 case 1工況下不同時刻的壓力云圖

從云圖中可以看出，8 μs時爆震波開始從射流管中傳出，直接起爆燃燒室內的初始預混氣體。在射流管出口附近，由于爆震波開始從面積受限區(qū)域傳到突擴的主燃燒室，在兩個拐角處各產生了一道膨脹波，該膨脹波的存在使得原本的正爆震波面在經過射流管出口后，存在較為明顯的“分段”現象。中間區(qū)域是未擾動的爆震中心面，波面呈正激波面，邊緣區(qū)域為爆震衍射波，波面為曲面，兩端爆震波的交點就是衍射爆震波和未收擾動爆震波的分界點，由于膨脹波的作用爆震波在傳出射流管以后在兩個拐角附近受到侵蝕,使得在拐角附近的爆震衍射波段的溫度和壓力明顯低于爆震中心面的溫度和壓力，出現較為明顯的壓力和溫度間斷面，但是由于燃燒室內氧化劑的活性較高，在拐角處的衍射波段，波后的能量釋放率始終大于膨脹率，使得激波并未從反應區(qū)中解耦出來。隨著爆震波的發(fā)展，原本受到削弱的波面逐漸得到恢復，但是正激波面受到侵蝕現象更加嚴重，原有的正激波面不斷受到膨脹衍射波的侵蝕而逐漸減小。爆震波面開始變得光滑。11 μs時原有的正激波面基本消失，爆震面呈現半圓弧狀。12 μs 時左行爆震波到達燃燒室左壁面，隨后形成一道反射激波。在反射激波、壁面和下行激波的交匯作用下，在壁面附近形成一個局部的高溫高壓區(qū)，該高溫高壓區(qū)的溫度和壓力分別達到點火時的1.6倍和3倍。由于左側未燃區(qū)域附近的的化學反應在高溫高壓區(qū)作用下得到強化，導致爆震波下行趨勢得到加強。16 μs時下行激波到達下壁面，同樣在下壁面的作用下產生一道向上反射傳播強度較大的橫波，該橫波局部壓力和溫度分別達到點火時的1.7倍和3.2倍。該橫波與右行激波重疊的高溫高壓區(qū)域在右行過程中逐步被拉大，使得原本靠近上壁面向右傳播的落后火焰面趕超上來，70.5 μs時原本的曲面激波在距離計算域左端170 mm時逐漸被拉平形成一個平面爆震波。根據70.5 μs和73.5 μs兩個壓力云圖可計算爆震波速約為 2 500 m/s，比由CEA計算出來的CJ爆震速度2 199 m/s略大,說明已經達到爆震。

圖3、圖4分別給出了case 2、case 3兩個工況下的爆震波發(fā)展過程的壓力云圖。圖3顯示了當傾斜角度θ為60°時爆震波在燃燒室內的發(fā)展過程。

圖3 case 2況下不同時刻的壓力云圖

圖4 case 3工況下不同時刻的壓力云圖

云圖顯示，在該工況下，爆震波開始從傾斜拐角處傳入燃燒室。由于傾斜角度相對于case 1減小，使得爆震波在尖角處受到膨脹波的影響加大，強度受到削弱，壓力和溫度間斷面也較case 1進一步擴大，但是該工況下同樣能起爆燃燒室的混合氣體，并在8.7 μs時形成一個“勺型”的爆震波面。11.5 μs 時，爆震波完全傳出射流管?？拷媳诿娓浇?，爆震波呈現出正激波面?zhèn)鞑?。由于射流管傾斜60°布置時，即使爆震波在出口附近有向左的分速度，但是在較強膨脹波的作用下，并沒有使得爆震波在相對于case 1的工況下更快到達左側壁面。13.5 μs 時左行爆震波到達左壁面，并在壁面的作用下形成一道右行反射激波。由于爆震波向下的速度分量減小，使得下行激波到達下壁面的時間有所延長。17 μs爆震波到達下壁面，并在17.3 μs時已經形成一道上行的反射橫波。由于下行的激波強度被削弱，下壁面反射激波強度也較case 1工況下有所減弱，在計算域同一位置該反射橫波壓力和溫度分別為case 1的0.9倍和0.92倍。因此上行反射橫波的強度被削弱，使得橫波在誘導并加強右行激波向右傳播的作用減弱，74.6 μs 時原有的曲面波爆震波被拉平成平面爆震波，并穩(wěn)定在燃燒室內，此時距離計算域左端為180 mm。根據74.6 μs和79.3 μs兩個壓力云圖可以計算該工況下爆震波速度約為2 440 m/s,略低于case 1工況下的爆震速度。

當進一步減小θ角度至45°時，爆震波在豎直方向的射流分速度進一步減小，而水平向左的分速度再次增大。由于射流管傾斜角度變大，導致左行爆震波的強度受到嚴重削弱，這種受到削弱的爆震波進一步延長了到達左壁面的時間，14 μs 時左行爆震波到達左壁面。該工況下，射流管內爆震波在射流管右側拐角處向下的擴展趨勢要比case 1和case 2大。當爆震波傳出預爆震管出口時，向下的速度值增大，導致下行爆震波到達下壁面的時間較case 1和case 2明顯縮短。15 μs時爆震波到達下壁面，并隨后形成一道反射激波，在經過上下壁面幾次激波反射以后逐漸退化成弱激波。但在初始上行反射激波和右行激波的共同作用下的高溫高壓區(qū)卻被逐漸拉大，爆震波在77.8 μs被拉平。由圖4可以看出該時刻的位置距離計算域的左端為192 mm。由77.8 μs和79.5 μs兩個壓力云圖可以計算出穩(wěn)定駐定后的平面爆震波速約為2 200 m/s，近似等于CJ爆震速度。

圖5和圖6分別顯示了在case 1、case 2、case 3三種工況下爆震波到達主燃燒室左壁面所需時間(設為t1)和到達下壁面的時間(設為t2)與穩(wěn)定平面爆震波所達到的波速三者之間的相互關系。從圖5中可以看出，穩(wěn)定平面爆震波所達到的波速與傾斜角度θ成正比，而t1與傾斜角度θ成反比。圖6顯示當θ時為45°時，爆震波到達下壁面所需時間t2比90°和60°工況下都要小，而60°時t2最大。這說明當預爆震管傾斜角度達到一定程度后，預爆震管內的爆震波在出口處受到的壓縮程度會加速爆震波的下行速度。

圖5 不同角度下平面爆震波形成的波速t1 散點

圖6 不同角度下平面爆震波形成的波速t2 散點

約定平面爆震波形成時距離主計算域左端壁面的距離設為L。圖7顯示了case 1、case 2、case 3三種工況下L、θ以及平面爆震波形成所需時間t之間的關系。

圖7 不同角度下平面爆震波形成的波速散點

從圖7中可以看出，傾斜角度越大，穩(wěn)定平面爆震波的形成位置就越靠前，同樣穩(wěn)定時所用時間就越短，由此可見下壁面反射的橫波的強度越大，所達到穩(wěn)定時刻的時間和距離就越短。

2.2 不同射流位置對起爆的影響

圖8顯示了當X設置為30 mm時，在出口附近的衍射現象與10 mm時相近。但是由于X距離的增大，17.5 μs時下行爆震波先到達下壁面，并在下壁面的作用下形成一道上行的反射激波。同時該反射激波在左行激波的共同作用下迅速燃盡燃燒室左側的未燃氣體，23 μs時左側未燃新鮮混合物基本燃燒殆盡。同時右行激波在上行反射波的作用下繼續(xù)向右運動，二者相互交叉處的高溫高壓區(qū)逐步擴大。相比較case 1工況下，由于射流管左側的空間增大，波后的各種膨脹波、反射激波反射空間增大，在相互作用以后強度減弱，沒有對右行爆震波向右傳播起到促進作用，右行爆震波在距離射流管右側壁面155 mm處原曲面爆震波波面被拉平，74.5 μs 時燃燒室平面爆震波趨于穩(wěn)定傳播。根據74.5 μs 和84.7 μs 時刻的兩個壓力云圖計算爆震波速度約為2 400 m/s，略低于case 1的爆震波速。

圖8 case 4工況下不同時刻的壓力云圖

圖9顯示了進一步增大X值到50 mm，此時左行爆震波到達左側壁面之前，下行爆震波在17.5 μs時已經到達下壁面并產生一道上行橫波，該時刻與case 4相同。30 μs時該橫波達到上壁面，并再次由上壁面向下進行二次反射。左行爆震波因射流管右移，到達左側壁面的時間有所延長。相比case 4而言，case 5中射流管布置右移，因此左側的空間較case 4增大，右行爆震波波后的膨脹波、壓縮波和反射激波的發(fā)展空間進一步擴大，導致壁面反射的激波和波后的膨脹波對右行爆震波速的促進作用減小。該工況下爆震波速度較case 4要小。在該工況下爆震波在84.3 μs 時被拉平成平面爆震波，并在燃燒室內維持穩(wěn)定傳播。此時被拉平的的平面爆震波距離射流管右側壁面175 mm。根據84.3 μs 和91.3 μs 兩個壓力云圖可計算出該工況下的爆震波速約2 300 m/s，低于case 1和case 4的爆震波速。

圖9 case 5工況下不同時刻的壓力云圖

約定在燃燒室內所形成的平面爆震波距離射流管右側壁面的值為L1。圖10顯示了在case 1、case 4和case 5三種工況下的所形成的平面爆震波速，在保證射流管出口尺寸以及初始點火能量一定的情況下，射流管布置偏離燃燒室左壁面的X值越大，L1值就越大，爆震波速度相比之下越小?？梢姳鸩ǖ膫鞑ニ俣纫约捌矫姹鸩ǚ€(wěn)定傳播的形成位置與射流管和燃燒室左側壁面之間的空間大小有關，其大小直接影響爆震波速度以及平面爆震波穩(wěn)定傳播時的位置?？臻g越大，爆震波后的膨脹波和壁面反射的激波對右行爆震波的加強作用越弱。

圖10 不同L1值條件下平面爆震波的波速散點

3 結果與討論

1) 本文所述工況下，射流管內的爆震波在出口處發(fā)生衍射現象，在壁面拐角處由于膨脹波的侵蝕作用出現局部壓力和溫度間斷，但是并未出現解耦現象，爆震中心并未受到擾動影響，呈正激波傳播狀態(tài)。隨著爆震波的傳播，原本受到侵蝕的爆震波面能快速恢復形成“光滑”的半球形爆震波面。

2) 本文所述工況下，射流管均能直接起爆填充在燃燒室內的C8H18/O2預混氣體，并獲得穩(wěn)定傳播的爆震波。在爆震波穩(wěn)定傳播過程中，橫波起主要作用。下壁面反射的橫波越強，誘導產生平面爆震波的時間越短。

3) 本文所述工況下，射流管布置傾斜越小，爆震波在射流管出口壓縮拐角處受膨脹波侵蝕越嚴重，爆震波到達左側壁面的時間越長，同時達到下壁面的時間越短。相應的平面爆震波的形成距離越短。

4) 本文所述工況下，射流管布置點距離左側壁面的空間越大，平面爆震波形成時距離射流管左側壁面越大，爆震波速度越小。

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(責任編輯 楊繼森)

Two-Dimensional Numerical Simulation of Detonation Wave by Transverse Jet

LIU Dao-kun1, MA Hu1, ZHANG Yun-feng2, SUN Bo1, ZHUO Chang-fei1, DENG Li1

(1.School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094,China; 2.Harbin Dongan Automobile Power Co., Ltd., Harbin 150066, China)

Using fluent technique to simulate the process of detonation and detonation wave diffraction by transverse jet when the equivalence ratio of premixed is exactly stoichiometry in chamber. The character of flow field and detonation wave spread was studied after the premixed gas detonated under different angles and positions of jet tube.

rotating detonation engine; transverse wave ; detonation ; diffraction

2016-10-19；

2016-11-20 基金項目：國家自然科學基金項目(51376091)；江蘇省自然科學基金項目(BK20150782)；中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項資金資助項目(30915118836)

劉道坤(1989—)，男，碩士，主要從事旋轉爆震發(fā)動機研究;E-mail:1206599518@qq.com。

馬虎(1986—)，男，講師，主要從事爆震推進理論及應用研究；E-mail:mahuokok@163.com。

10.11809/scbgxb2017.03.041

劉道坤，馬虎，張云峰，等.橫向射流起爆爆震波二維數值模擬[J].兵器裝備工程學報，2017(3):183-187.

format:LIU Dao-kun, MA Hu, ZHANG Yun-feng,et al.Two-Dimensional Numerical Simulation of Detonation Wave by Transverse Jet[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(3):183-187.

V231.22

A

2096-2304(2017)03-0183-05