吳 坤, 范學(xué)軍,2,*

(1. 中國科學(xué)院 力學(xué)研究所 高溫氣體動(dòng)力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100190;2. 中國科學(xué)院大學(xué) 工程科學(xué)學(xué)院, 北京 100049)

0 引 言

高超聲速吸氣式推進(jìn)系統(tǒng)的研究工作開始于20世紀(jì)50年代，旨在發(fā)展以超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)為動(dòng)力的推進(jìn)裝置，以實(shí)現(xiàn)臨近空間馬赫數(shù)6～15的高速巡航飛行[1]。實(shí)踐表明，超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)簡單、燃料比沖高且高馬赫數(shù)下性能優(yōu)良，是實(shí)現(xiàn)大氣層內(nèi)高超聲速飛行的理想動(dòng)力裝置之一[2]。對于實(shí)際的超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)而言，燃料的選擇將直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的性能，因此需要綜合考慮燃料的熱值、熱沉(冷卻能力)、反應(yīng)速率等多方面的性能。考慮到在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中氣流的駐留時(shí)間僅毫秒量級，需要燃料能夠盡可能快地實(shí)現(xiàn)燃燒釋熱。氫燃料反應(yīng)速度快、熱值高、熱力學(xué)-化學(xué)性質(zhì)相對簡單，其在超聲速燃燒中的應(yīng)用研究從20世紀(jì)50年代便已經(jīng)開始，經(jīng)歷了1980年代美國空天飛機(jī)計(jì)劃NASP，并成功用于2004年美國X-43A的飛行試驗(yàn)。相比于氫燃料，碳?xì)淙剂系幕瘜W(xué)反應(yīng)速率慢(比氫燃料慢約3個(gè)數(shù)量級)、熱值低(單位質(zhì)量熱值只有氫的1/3)、熱沉有限(單位質(zhì)量熱沉僅為氫的1/6)。此外，在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)用中還需考慮到液態(tài)燃料與空氣的霧化、蒸發(fā)過程。

液態(tài)氫燃料的重要缺點(diǎn)在于體積能量密度較低，僅為液態(tài)煤油的四分之一，因此并不適合用于在大氣層中巡航的高超聲速飛行器。此外，氫燃料的生產(chǎn)成本要遠(yuǎn)高于碳?xì)淙剂?，同時(shí)考慮到貯存和維護(hù)成本，其實(shí)際應(yīng)用還需要克服很多困難。雖然液態(tài)碳?xì)淙剂吓c氫燃料相比存在化學(xué)反應(yīng)速率慢、熱值低以及熱沉有限等不足，但更易存儲(chǔ)、攜帶且便于實(shí)際應(yīng)用[3]。X-51A的飛行試驗(yàn)證實(shí)，在充分掌握碳?xì)淙剂侠砘匦缘幕A(chǔ)上，這些缺點(diǎn)在一定程度上是可以克服的。盡管液態(tài)氫燃料在未來的Ma>10的跨大氣層飛行中不可或缺，但是它在馬赫數(shù)4～8時(shí)沒有明顯優(yōu)勢。一般認(rèn)為在飛行馬赫數(shù)4～8的條件下碳?xì)淙剂鲜歉鼮槔硐氲倪x擇[2]。

為滿足高效、穩(wěn)定的工作要求，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部的復(fù)雜超聲速燃燒過程引起了研究者的持續(xù)關(guān)注。超聲速燃燒的準(zhǔn)確建模與數(shù)值模擬一直是超聲速燃燒過程研究的重要內(nèi)容之一。反應(yīng)流中流動(dòng)-化學(xué)反應(yīng)的相互作用一般可用流動(dòng)時(shí)間尺度τf和化學(xué)反應(yīng)時(shí)間尺度τc的比值，即Damk?hler數(shù)(Da=τf/τc)來表征。對復(fù)雜碳?xì)淙剂系某曀偃紵M而言，由于涉及反應(yīng)眾多、各反應(yīng)的特征時(shí)間差異較大、縮比模型難以保持Da不變，故流動(dòng)模擬只能基于全尺寸模型以準(zhǔn)確刻畫相應(yīng)的燃燒現(xiàn)象。此外，在燃料噴注以及穩(wěn)焰區(qū)域，一般都存在復(fù)雜的三維流動(dòng)，因此通常不能做二維簡化。

基于以上兩點(diǎn)，目前在超燃數(shù)值模擬中，鑒于燃燒室的實(shí)際尺寸，一般網(wǎng)格量都較大，為平衡計(jì)算代價(jià),對燃燒反應(yīng)的模擬往往只能考慮單步或幾步化學(xué)反應(yīng)。然而，在穩(wěn)焰、熄火等極限燃燒現(xiàn)象中流場不同位置或不同時(shí)刻存在不同的主導(dǎo)反應(yīng)機(jī)制[4]，則相應(yīng)的化學(xué)反應(yīng)特征時(shí)間也不相同。為了準(zhǔn)確捕捉關(guān)鍵的物理-化學(xué)過程，燃燒數(shù)值模擬必須包含詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)信息[5]。此時(shí)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中實(shí)際使用的碳?xì)淙剂蠀s給數(shù)值模擬帶來了極大的困難。如圖1所示，隨著燃料中碳數(shù)的增加，其詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理中的組分?jǐn)?shù)與基元反應(yīng)數(shù)呈指數(shù)增加。對于超聲速燃燒數(shù)值模擬中常用的乙烯和煤油化學(xué)反應(yīng)機(jī)理而言，其機(jī)理中一般需要50～1000個(gè)組分，相應(yīng)地必須求解大量的組分守恒方程。Chen[6]在甲烷預(yù)混火焰的直接數(shù)值模擬中發(fā)現(xiàn)求解詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)所需的CPU時(shí)間占總時(shí)間比例超過90%，隨著燃料復(fù)雜度增加，其占比將進(jìn)一步增大。另一方面，反應(yīng)過程中不同組分的特征時(shí)間差異較大，為此詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)將包含廣泛的時(shí)間尺度，導(dǎo)致化學(xué)反應(yīng)流模擬中的剛性問題，使得相應(yīng)的微分方程求解困難。一般而言，燃料組成越復(fù)雜，其詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理涉及的特征時(shí)間尺度范圍越大，剛性方程求解越困難，導(dǎo)致計(jì)算量急劇增加。因此，如何有效地處理復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)機(jī)理與廣泛的時(shí)間尺度將成為湍流燃燒數(shù)值模擬的關(guān)鍵。

圖1 不同燃料化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的組分與反應(yīng)數(shù)[5]Fig.1 The number of species and reactions in the chemical mechanisms of different fuels[5]

關(guān)于超聲速條件下湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用建模的研究，此前已有不少工作，包括火焰面模型[7]、PDF類模型[8]以及有限化學(xué)反應(yīng)速率模型[9]在超聲速燃燒模擬中的應(yīng)用。本文將主要介紹超聲速燃燒數(shù)值模擬中復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)的高保真建模、典型燃料燃燒反應(yīng)的建模實(shí)踐以及不同化學(xué)反應(yīng)機(jī)理在超聲速燃燒模擬中的適用性及其影響?；诤喕瘜W(xué)反應(yīng)機(jī)理的評估體系，明確基于簡化反應(yīng)機(jī)理的超燃模擬的不足，進(jìn)一步介紹適用于模擬超聲速條件下非定常燃燒現(xiàn)象的化學(xué)反應(yīng)建模方法。

1 復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)機(jī)理處理方法

燃燒問題涉及到廣泛的時(shí)空尺度、復(fù)雜的物理-化學(xué)過程，從宏觀運(yùn)動(dòng)來看，所涉及的空間尺度范圍為10-6～1 m[10]。此外，燃燒過程還涉及如液體燃料的蒸發(fā)/霧化、輻射、湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用、非平衡流等過程。一般而言，在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程中，輻射效應(yīng)影響相對較小，對于氣態(tài)燃料最為重要的是湍流-化學(xué)反應(yīng)交互作用。為了對超聲速燃燒室中的湍流化學(xué)反應(yīng)流進(jìn)行準(zhǔn)確模擬，除了要處理復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)外，還要對湍流-化學(xué)反應(yīng)的相互作用進(jìn)行建模。實(shí)際上湍流燃燒模型的選取也影響到化學(xué)反應(yīng)的建模與求解。為此，本節(jié)將首先介紹超燃數(shù)值模擬中常用的湍流燃燒模型。此外，在碳?xì)淙剂系哪M中，復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)導(dǎo)致計(jì)算量急劇增加，因此反應(yīng)機(jī)理的簡化與求解加速也至關(guān)重要。

1.1 超聲速條件下湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用模型

為了封閉RANS模型或LES濾波后的控制方程，除了要模擬亞格子湍流之外，還需要?；骄蛘邽V波后的化學(xué)反應(yīng)源項(xiàng)。由于該反應(yīng)源項(xiàng)是溫度與組分濃度的非線性函數(shù)，采用湍流模型中傳統(tǒng)的矩方法進(jìn)行封閉較為困難。早期的湍流燃燒模型，如渦耗散(Eddy Dissipation Model)[11; 12]與渦破碎 (Eddy Break up Model)[13]等模型中都假設(shè)化學(xué)反應(yīng)速率無限快，即流動(dòng)特征時(shí)間遠(yuǎn)大于化學(xué)反應(yīng)特征時(shí)間。由于忽略了有限化學(xué)反應(yīng)速率的影響，不適用于復(fù)雜的燃燒模式。

目前在超聲速推進(jìn)系統(tǒng)中主要采用以下五種湍流燃燒模型，包括準(zhǔn)層流燃燒模型、火焰面模型(Flamelet Model)[14]、部分?jǐn)嚢璺磻?yīng)器模型(PaSR Model)[15]、概率密度函數(shù)模型(PDF Model)[16]以及線性渦模型(LEM Model)[17]。

1) 準(zhǔn)層流模型忽略了湍流-化學(xué)反應(yīng)的交互作用，直接以平均或?yàn)V波參數(shù)計(jì)算化學(xué)反應(yīng)源項(xiàng)，但是由于其計(jì)算代價(jià)小且對穩(wěn)態(tài)燃燒問題能給出較為準(zhǔn)確的結(jié)果，在超燃模擬中仍然有較多使用[18-19]。

2) 火焰面模型基于湍流的尺度分離假設(shè)，認(rèn)為燃燒中的組分濃度和熱力學(xué)量可以表示為少數(shù)幾個(gè)代表變量(如混合分?jǐn)?shù)、進(jìn)度變量)的函數(shù)，其中的代表模型包括火焰面模型，火焰面/進(jìn)度變量模型等。與不可壓縮湍流燃燒不同，超聲速燃燒室中的湍流-化學(xué)反應(yīng)存在更為強(qiáng)烈的相互作用。流場中可能出現(xiàn)激波，導(dǎo)致壓強(qiáng)和溫度出現(xiàn)間斷，因此火焰面模型在超燃模擬中的適用性一直存在爭議[7,20]。盡管針對超聲速燃燒模擬的火焰面模型改進(jìn)工作從未間斷[21-25]。但李曉鵬等[26]基于對碳?xì)淙剂铣剂鲌龅某叨确治?如圖2)，發(fā)現(xiàn)隨著燃料復(fù)雜度增加，火焰模式以旋渦小火焰為主。因此，火焰面模型在氫氣超燃中適用性較好，但對于乙烯和煤油等復(fù)雜碳?xì)淙剂系哪M還需謹(jǐn)慎。

(a) 乙烯

4) PDF方法起源于Pope的開創(chuàng)性工作[16]，基于PDF方法的輸運(yùn)方程中化學(xué)反應(yīng)源項(xiàng)能夠自行封閉，可以準(zhǔn)確地模擬詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)過程，是一種普適的湍流燃燒模型。然而，PDF方法是在低速不可壓縮流基礎(chǔ)上發(fā)展起來的，在可壓縮流的流動(dòng)間斷處計(jì)算的收斂存在一定困難。

5) 線性渦模型(LEM)最早由Memon等[31]應(yīng)用于燃燒的大渦模擬。LES-LEM方法的實(shí)現(xiàn)分為兩個(gè)子過程，第一個(gè)過程是在每一個(gè)子網(wǎng)格中獨(dú)立進(jìn)行線性渦計(jì)算,第二個(gè)過程中通過疊加過程實(shí)現(xiàn)亞格子信息在網(wǎng)格邊界上的輸運(yùn)。然而，F(xiàn)ureby[32]指出LEM模型存在計(jì)算量偏大的問題，因此目前采用LEM的計(jì)算僅限于一些簡單的模型燃燒室。

Fedina等[33]在丙烷燃料后臺(tái)階突擴(kuò)燃燒室中對PaSR模型、EDC模型、增厚火焰模型(Thickened Flame Model, TFM)以及火焰面進(jìn)度變量模型(Flamelet Progress Variable model, FPV)進(jìn)行了比較。如圖3所示，三種有限反應(yīng)速率模型(PaSR、EDC和TFM)的結(jié)果跟實(shí)驗(yàn)更加吻合，其中PaSR模型的結(jié)果相對誤差最小。同時(shí)，F(xiàn)ureby[34]在丙烷燃料旋流燃燒室的模擬發(fā)現(xiàn),盡管四種模型都與實(shí)驗(yàn)結(jié)果定性相符，但是考慮NO和CO等污染物的定量預(yù)測，有限化學(xué)反應(yīng)速率模型(PaSR與EDC)還是要明顯優(yōu)于FPV模型。由于有限化學(xué)反應(yīng)速率模型(PaSR和EDC模型)在建模時(shí)考慮了多尺度相互作用，因此更適合復(fù)雜的湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用問題[35]。

由于在超聲速燃燒室中難以進(jìn)行精細(xì)的實(shí)驗(yàn)測量，因此可用于進(jìn)行數(shù)值驗(yàn)證的數(shù)據(jù)庫并不多。而且實(shí)驗(yàn)測量一般僅限于壁面靜壓、平均速度與流場溫度等，遠(yuǎn)不足以支撐高精度湍流模型的發(fā)展。目前超聲速燃燒中普遍采用的湍流燃燒模型基本都是從不可壓縮反應(yīng)流中擴(kuò)展而來，僅在少數(shù)超燃實(shí)驗(yàn)中得到證，其普適性和計(jì)算精度還有待進(jìn)一步確認(rèn)和改進(jìn)。正如Gonzalez-Juez等[36]所言，考慮到目前高速推進(jìn)系統(tǒng)數(shù)值模擬中湍流燃燒模型發(fā)展的困境，也許提高所采用的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的可靠性是當(dāng)下更好的選擇。

(a) 平均溫度

1.2 化學(xué)反應(yīng)機(jī)理簡化

在化學(xué)反應(yīng)流的數(shù)值模擬中，總的計(jì)算量基本與組分?jǐn)?shù)的平方成正比，隨之而來的是復(fù)雜的耦合非線性微分方程組，同時(shí)反應(yīng)涉及到的寬范圍時(shí)間尺度將導(dǎo)致方程的剛性突出[37]。對詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行簡化，通過去除影響較小的組分和反應(yīng)，可以極大地縮減微分方程組的規(guī)模，同時(shí)還可以相應(yīng)地降低求解方程的剛性。在詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理的基礎(chǔ)上進(jìn)行適當(dāng)簡化，采用簡化機(jī)理進(jìn)行化學(xué)反應(yīng)流的模擬,可在保證化學(xué)反應(yīng)求解精度的同時(shí)大幅提高計(jì)算效率。

目前常用的機(jī)理簡化方法的原理大致分為兩種類型[38]。第一類方法主要基于時(shí)間尺度分析，將化學(xué)反應(yīng)空間分為快速和慢速兩個(gè)流形，通過去除快時(shí)間尺度對應(yīng)的化學(xué)反應(yīng)實(shí)現(xiàn)微分方程剛性的降低。其中典型方法是準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)分析方法(Quasi-Steady State Approximation, QSSA)[39]、計(jì)算奇異攝動(dòng)法(Computational Singular Perturbation，CSP)[40]、本征低維流形方法(Intrinsic Low Dimensional Manifold, ILDM)[41]與部分平衡近似(Partial Equilibrium Approximation, PEA)[42]。另一類方法的核心在于確定和去除多余的組分與反應(yīng)。盡管復(fù)雜碳?xì)淙剂系姆磻?yīng)機(jī)理中包含大量的組分和化學(xué)反應(yīng)，但是部分組分和反應(yīng)對模擬所關(guān)心的化學(xué)反應(yīng)特征影響較小，在一定誤差閾值內(nèi)可以忽略這些組分和反應(yīng)。較早被用于確定這些組分和反應(yīng)的方法是敏感性分析法(Sensitivity Analysis，SA[43-44])。計(jì)算所選目標(biāo)參數(shù)(如點(diǎn)火延遲時(shí)間、層流火焰速度等)對某組分或者基元反應(yīng)的敏感程度。通過敏感度的大小表征該組分或基元反應(yīng)對目標(biāo)參數(shù)的影響，通過去除相應(yīng)的組分或反應(yīng)，以達(dá)到簡化機(jī)理的目的。敏感性分析方法涉及到雅克比矩陣的數(shù)值操作，組分?jǐn)?shù)目較多的化學(xué)反應(yīng)將帶來很大的計(jì)算量。對于燃燒室中的燃燒，考慮到反應(yīng)變量的空間非均勻性，為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，一般需要在流場中多個(gè)空間位置進(jìn)行采樣，使得敏感性分析較為困難。目前，敏感性分析法通常與其他機(jī)理簡化方法耦合使用，即對已通過其他方法進(jìn)行簡化的機(jī)理進(jìn)行再簡化[45]。

為了克服敏感性分析計(jì)算量大的缺點(diǎn)，Lu與Law[46]提出了基于組分間相互作用的直接關(guān)聯(lián)圖法(Directed Related Graph, DRG)。以DRG方法為基礎(chǔ)，又衍生出其他的機(jī)理簡化方法，包括考慮誤差傳遞的直接關(guān)聯(lián)圖法(DRG with Error Propagating, DRGEP)[47]、結(jié)合敏感性分析的考慮誤差傳遞的直接關(guān)聯(lián)圖法(DRGEP Aided Sensitivity Analysis, DRGEPSA)[48]、反應(yīng)路徑分析法(Path Flux Analysis, PFA)[49]以及全局反應(yīng)路徑選取法(Global Pathway Selection, GPS)[50]。與敏感性分析法相比，基于直接關(guān)聯(lián)圖的方法具有計(jì)算量相對較小、機(jī)理簡化效率高等優(yōu)勢，因此也被應(yīng)用于化學(xué)反應(yīng)的動(dòng)態(tài)簡化[51]。

1.3 列表-查詢法

在燃燒數(shù)值模擬中，考慮到化學(xué)反應(yīng)求解的計(jì)算代價(jià)，可以通過建表-插值方法，充分利用已求解狀態(tài)，提高整體求解效率。當(dāng)前已經(jīng)發(fā)展出了不少列表-插值類的方法，包括結(jié)構(gòu)化查表法(Structured Lookup Tabulation)[52]、再復(fù)制模擬(Repro-Modeling)[53]、人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)(Artificial Neural Networks, ANN)[54]、分段重用解映射(Piecewise Reusable Implementation of Solution Mapping, PRISM)[55]以及動(dòng)態(tài)自適應(yīng)建表(In-Situ Adaptive Tabulation, ISAT)[56]。

目前，在超聲速燃燒數(shù)值模擬中應(yīng)用最多的是動(dòng)態(tài)自適應(yīng)建表方法ISAT(In-Situ Adaptive Tabulation)[57-59]，在ISAT方法中首先需要定義由溫度T、壓力p、以及組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)Yk構(gòu)成的化學(xué)-熱力學(xué)狀態(tài)變量ψ={Y1,Y2,…,YN,T,p}。在積分時(shí)間步Δt下對初始狀態(tài)為ψ0=ψ(t0)的化學(xué)反應(yīng)方程進(jìn)行積分，得到反應(yīng)終態(tài)ψ(t0+Δt)，兩狀態(tài)之間的對應(yīng)關(guān)系定義為映射函數(shù)R(ψ0)。在實(shí)際計(jì)算中，對組分演化的ODE方程進(jìn)行積分時(shí)，先向建表層提供查詢向量ψq。ISAT模塊會(huì)首先嘗試在之前存儲(chǔ)的結(jié)果中查找映射函數(shù)R(ψ0)，之后通過線性近似獲得當(dāng)前時(shí)間步的映射函數(shù)：

R(ψq)≈Rl(ψ0)=R(ψ0)+δRl

(1)

其中δRl=A(ψ0)(ψq-ψ0)，而A為映射梯度函數(shù)矩陣：

(2)

公式(1)定義的線性近似在精度區(qū)域(Region of Accuracy, ROA)中被認(rèn)為是成立的，其中ROA為以ψ0為中心的滿足局部誤差εlocal的ψq區(qū)域，定義為：

εlocal=|R(ψq)-Rl(ψ0)|=|δR-δRl|≤εISAT

(3)

其中，δR=R(ψq)-R0(ψq)，而εISAT為給定誤差閾值。由于R(ψq)在實(shí)際查表過程中并不可得，因此ROA通常近似為狀態(tài)變量空間中的守恒超橢圓，即精度橢圓：

(4)

2 超燃數(shù)值模擬中化學(xué)反應(yīng)建模研究現(xiàn)狀與分析

盡管氫燃料與碳?xì)淙剂显隈R赫數(shù)4～8相比沒有明顯優(yōu)勢，但是由于其反應(yīng)速率快，物理-化學(xué)性質(zhì)相對簡單，在超聲速燃燒的基礎(chǔ)研究方面有著非常廣泛的應(yīng)用。乙烯作為煤油復(fù)雜裂解產(chǎn)物的主要成分，通常也被用來作為裂解煤油的替代組分[61]，作為碳?xì)淙剂系牡湫痛?廣泛應(yīng)用于超聲速燃燒的實(shí)驗(yàn)研究[62-64]。

相較于煤油而言，作為純凈物的氫氣和乙烯理化性質(zhì)相對比較明確，為此本節(jié)將首先介紹超燃數(shù)值模擬中常用的氫氣和乙烯詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步總結(jié)氫氣和乙烯簡化機(jī)理的發(fā)展現(xiàn)狀，分析化學(xué)反應(yīng)建模對超燃數(shù)值模擬的影響。

與氫氣和乙烯不同，航空煤油是C7-C16大分子復(fù)雜碳?xì)浠衔锏幕旌衔?，包含鏈烷烴、環(huán)烷烴以及芳香烴在內(nèi)的多種組分[65]。同時(shí)，不同原油產(chǎn)地、型號、批次、加工工藝以及不同添加劑的航空煤油其組分也不盡相同。因此，對煤油的燃燒反應(yīng)建模需要同時(shí)解決三個(gè)方面的問題——準(zhǔn)確的替代燃料模型，詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理構(gòu)建，實(shí)用簡化反應(yīng)機(jī)理的發(fā)展與應(yīng)用。

2.1 氫燃料超聲速燃燒模擬

2.1.1 常用氫氣反應(yīng)機(jī)理

表1總結(jié)了文獻(xiàn)中用于超燃數(shù)值模擬的氫氣反應(yīng)機(jī)理。值得注意的是，Zhukov[69]機(jī)理主要針對較高環(huán)境壓力下的火箭燃燒室開發(fā)，在超燃數(shù)值模擬中較少采用。在此前的超燃數(shù)值模擬中，廣泛采用的氫氣反應(yīng)機(jī)理為Jachimowski[70]于1988年開發(fā)的9組分20步機(jī)理(表示為：J-9S-20R)。由于該機(jī)理較為復(fù)雜，帶來極大的計(jì)算代價(jià)，因此只在Potturi與Edwards[73]的混合LES/RANS模擬等少數(shù)幾個(gè)研究工作得到應(yīng)用?；贘achimowski[70]的J-9S-20R詳細(xì)機(jī)理，采用準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)假設(shè)以去除反應(yīng)中間組分HO2和H2O2, Eklund[68]得到7組分7步的簡化反應(yīng)機(jī)理(E-7S-7R)。

隨著對氫氣反應(yīng)機(jī)理的認(rèn)識逐步深入，尤其是近年來大量可靠的實(shí)驗(yàn)測量數(shù)據(jù)以及采用量子化學(xué)計(jì)算對重要基元反應(yīng)速率的修正[74]，Burke等[72]提出了9組分23步反應(yīng)的氫氣詳細(xì)機(jī)理(B-9S-23R)，并在較寬的溫度壓力范圍內(nèi)進(jìn)行了充分驗(yàn)證。筆者[75]在接近大氣壓條件下，計(jì)算得到五組氫氣氧化反應(yīng)機(jī)理的點(diǎn)火延遲時(shí)間，如圖4所示?？梢钥闯鯩arinov的M-3S-1R總包機(jī)理在整個(gè)溫度范圍內(nèi)都極大地低估了點(diǎn)火延遲時(shí)間。相比而言Eklund的E-7S-7R簡化機(jī)理與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，但是在低溫區(qū)(～1000 K)時(shí)，仍然存在較大誤差，而O’Conaire的O-9S-23R機(jī)理的預(yù)測結(jié)果與E-7S-7R簡化機(jī)理相比沒有明顯改善。Burke的B-9S-23R和Jachimowski的J-9S-20R機(jī)理相比，結(jié)果相差不大，但是與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的定量比較來看B-9S-23R機(jī)理更好一些。

表1 超燃數(shù)值模擬中常用的氫氣反應(yīng)機(jī)理Table 1 Hydrogen oxidation mechanisms used in supersonic combustion simulations

(a) p=0.20 MPa

圖5中比較了不同氫氣反應(yīng)機(jī)理的層流火焰速度計(jì)算結(jié)果[75]，其中Marinov的M-3S-1R機(jī)理顯著地高估了層流火焰速度，O’Conaire的O-9S-23R機(jī)理卻給出了相反的結(jié)果。在兩組不同的初始溫度下，Burke的B-9S-23R機(jī)理的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)均吻合得非常好，Jiachimowoski的J-9S-20R機(jī)理在富燃條件下高估了層流火焰速度，最大相對誤差分別為13%和12%。值得注意的是，在兩組不同的初始溫度下，從貧燃到富燃條件，Eklund的E-7S-7R機(jī)理給出的預(yù)測結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合都相當(dāng)好。

(a) T=303 K

在實(shí)際的反應(yīng)流模擬中，考慮到流動(dòng)與化學(xué)反應(yīng)的跨尺度相互作用，僅考察零維點(diǎn)火延遲和一維層流火焰?zhèn)鞑ナ遣粔虻?。Zhou等[79]在低速氫氣非預(yù)混射流火焰(Re=9300)的模擬中比較了五組氫氣反應(yīng)機(jī)理(包括四組詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理)，GRI 3.0[80]、Davis[81]、Hong[82]以及O’Conaire 的O-9S-23R機(jī)理和Boivin[83]3步簡化機(jī)理。如圖6所示，簡化機(jī)理預(yù)測的火焰溫度比詳細(xì)機(jī)理高出200～300 K，同時(shí)由于不能準(zhǔn)確模擬反應(yīng)路徑，重要中間產(chǎn)物如HO2、H以及OH的預(yù)測均存在較大偏差，導(dǎo)致對火焰高度預(yù)測的較大差異。此外，Zhou等[79]還指出對詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理而言，零維點(diǎn)火延遲并不能給出實(shí)際火焰計(jì)算的正確估計(jì)。

2.1.2 氫氣反應(yīng)機(jī)理對超燃數(shù)值模擬的影響

在超聲速燃燒的數(shù)值模擬中，由于流動(dòng)速度更快(約為1000 m/s)，化學(xué)反應(yīng)建模中的誤差會(huì)顯著放大。Kestler等[84]采用RANS模型結(jié)合Eklund的E-7S-7R與O’Conaire的O-9S-23R兩組機(jī)理對壁面直噴超聲速燃燒室進(jìn)行了模擬，觀察到在距離燃料噴口0.4 m之前兩組機(jī)理預(yù)測的壓力分布基本一致，但是隨后O’Conaire的O-9S-23R機(jī)理模擬中由于釋熱分布的差異，出現(xiàn)兩個(gè)較高的壓力峰值。Gerlinger等[85]在超聲速射流火焰的模擬中比較了6組不同的氫氣反應(yīng)機(jī)理。通過零維點(diǎn)火延遲與超聲速射流火焰抬升距離的比較，發(fā)現(xiàn)O’Conaire的O-9S-23R和Jiachimowoski的J-9S-20R機(jī)理的預(yù)測結(jié)果與實(shí)驗(yàn)吻合得更好。而GRI 3.0 機(jī)理的點(diǎn)火延遲時(shí)間最長，導(dǎo)致火焰抬升距離與實(shí)驗(yàn)偏差最大，因而不推薦GRI 3.0機(jī)理用于超燃數(shù)值模擬。Kumaran等[86]在支板噴注燃燒室的模擬中考察了單步總包機(jī)理[87]，由于單步機(jī)理釋熱過于集中導(dǎo)致壁面靜溫的沿程分布與實(shí)驗(yàn)值相差較大，因此要準(zhǔn)確預(yù)測靜壓分布以及推力性能，模擬中選擇化學(xué)反應(yīng)機(jī)理時(shí)，除了點(diǎn)火延遲時(shí)間和火焰速度外，還需要考慮釋熱率?；诒诿嫫叫袊娮⒊曀偃紵业幕旌螸ES/RANS模擬，Edwards等[88]認(rèn)為由于Jachimowski的J-9S-20R機(jī)理反應(yīng)速率較Eklund的E-7S-7R機(jī)理更慢，因此更傾向于在靠近壁面一側(cè)的低速區(qū)燃燒。

(a) GRI 3.0 (b) Davis (c) Hong (d) O-9S-23R (e) Boivin

基于上述研究，在超燃數(shù)值模擬中采用簡化機(jī)理的不足也逐漸被認(rèn)識，因此近年來進(jìn)行了以DLR燃燒室為基礎(chǔ)、探討化學(xué)反應(yīng)建模影響的一系列研究工作。Berglund等[28]在支板噴注超聲速燃燒的大渦模擬中發(fā)現(xiàn)Marinov的M-3S-1R總包機(jī)理與Rogers 的R-4S-2R和Davidenko[89]七組分七步反應(yīng)機(jī)理相比，極大地低估了點(diǎn)火延遲時(shí)間，導(dǎo)致火焰穩(wěn)定位置大幅前移。Fureby等[90]發(fā)現(xiàn)Rogers的R-4S-2R反應(yīng)機(jī)理與Davidenko機(jī)理[89]相比，無法準(zhǔn)確預(yù)測燃燒室內(nèi)的靜溫分布。Potturi與Edwards[73]的研究中同時(shí)采用了Jachimowski的J-9S-20R和Eklund的E-7S-7R兩組氫氣氧化反應(yīng)機(jī)理。從圖7可以看出，9組分詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測的高溫區(qū)比7組分簡化機(jī)理要大得多，但是兩者預(yù)測的火焰位置均遠(yuǎn)離支板，與實(shí)驗(yàn)觀察不符。圖8展示了五組不同的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理模擬的DLR燃燒室H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)的空間分布，不難看出Burke的B-9S-23R機(jī)理預(yù)測的H2O分布區(qū)域最小，而Marinov的M-3S-1R機(jī)理給出的分布區(qū)域最大，因此后者預(yù)測的燃燒效率比前者高5%左右[91]。筆者[5]進(jìn)一步探討了化學(xué)反應(yīng)機(jī)理對DLR燃燒室火焰穩(wěn)定預(yù)測的影響，發(fā)現(xiàn)Burke的B-9S-23R機(jī)理預(yù)測到支板穩(wěn)焰燃燒室沿流向存在引導(dǎo)-轉(zhuǎn)變-劇烈燃燒三個(gè)分區(qū)，Eklund的E-7S-7R機(jī)理能夠定性復(fù)現(xiàn)三個(gè)分區(qū)特征，而Marinov的M-3S-1R機(jī)理不能正確地預(yù)測該穩(wěn)焰模式。由此可見，要準(zhǔn)確模擬超聲速條件下的復(fù)雜燃燒現(xiàn)象，對化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行高保真建模是非常關(guān)鍵的一環(huán)。

(a) E-7S-7R

(b) J-9S-20R

(a) 瞬時(shí)值

(b) 平均值

2.2 乙烯燃料超聲速燃燒模擬

2.2.1 常用乙烯反應(yīng)機(jī)理

當(dāng)前常用的乙烯詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理見表2。由Gas Research Institute為天然氣燃燒而開發(fā)的GRI 3.0機(jī)理[80]包含53組分，325步反應(yīng)，并在溫度1000～2500 K、壓力(1.3×10-4～1.0) MPa、當(dāng)量比0.1～5的工況范圍內(nèi)進(jìn)行了優(yōu)化。在天然氣的化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理方面，勞倫斯·利弗摩爾國家實(shí)驗(yàn)室(Lawrence Livermore National Laboratory, LLNL)也提出了由126組分、639反應(yīng)構(gòu)成的詳細(xì)機(jī)理[92]，這一機(jī)理主要目的是包含污染物生成的反應(yīng)，可適用的溫度范圍較低，僅為600～1100 K。加州大學(xué)圣迭戈分校(University of California, San Diego, UCSD)的研究者們提出了57組分、269步反應(yīng)的乙烯詳細(xì)機(jī)理[93]，可適用于溫度1000～2500 K、壓力0.05～1.0 MPa、當(dāng)量比0.5～2的工況范圍，并與激波管實(shí)驗(yàn)獲得的點(diǎn)火延遲時(shí)間進(jìn)行了對比。南加州大學(xué)(University of Southern California，USC)的王海等[94]也提出了H2/CO/C1-C4的高溫化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理USCⅡ，包含52組分、367步反應(yīng)，在工況范圍為溫度950～2200 K、壓力0.07～0.3 MPa適用。Laskin等[95]針對乙烯和乙炔提出了包含75組分、529步反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理，并就乙烯的點(diǎn)火延遲時(shí)間、層流火焰速度在溫度1000～2300 K、壓力0.05～0.3 MPa、當(dāng)量比0.5～3的工況范圍進(jìn)行了驗(yàn)證。Konnov[96]針對小分子的碳?xì)淙剂咸岢隽讼鄳?yīng)的詳細(xì)機(jī)理，包含組分127個(gè)，反應(yīng)1207步，在溫度630～1040 K的范圍內(nèi)與激波管實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了驗(yàn)證。此外，Qin等[97]還進(jìn)一步了提出了優(yōu)化的C1-C3機(jī)理。

表2 常用乙烯詳細(xì)機(jī)理Table 2 Summary of the detailed ethylene mechanisms

Xu等[98]對上述乙烯詳細(xì)機(jī)理(Laskin除外)進(jìn)行了詳細(xì)驗(yàn)證與分析，發(fā)現(xiàn)消耗O和OH的初始反應(yīng)以及緊隨其后的乙烯基氧化反應(yīng)，對乙烯的點(diǎn)火延遲有非常大的影響。此外敏感度分析表明：在層流火焰預(yù)測方面，貧燃條件下H-O與C1反應(yīng)影響較大；而在富燃條件下，層流火焰速度對C2機(jī)理更為敏感。由于LLNL機(jī)理主要針對n-butane開發(fā)，而Konnov機(jī)理適用的溫度范圍為630～1040 K，遠(yuǎn)低于超聲速燃燒室的工況范圍，因此這兩組機(jī)理在接下來的詳細(xì)機(jī)理的比較中將不再考慮。

2.2.2 針對Scramjet飛行條件的反應(yīng)機(jī)理適用性分析

Scramjet典型的飛行走廊對應(yīng)的工況范圍為[99]：壓力～0.1 MPa、溫度1000～2500 K、當(dāng)量比0.5～2.0。為了在給定的工況下比較以上不同機(jī)理的化學(xué)動(dòng)力學(xué)特性，筆者考察了如點(diǎn)火延遲時(shí)間、層流火焰速度、絕熱火焰溫度以及釋熱率等特征參數(shù)[100]。圖9給出了不同壓力下5組不同的乙烯詳細(xì)機(jī)理的點(diǎn)火延遲時(shí)間與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比。從圖9(a)可以看出，在壓力接近一個(gè)大氣壓的條件下，UCSD和UCSII機(jī)理的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合得非常好。Qin機(jī)理給出了基本相似的趨勢，卻極大地高估了點(diǎn)火延遲時(shí)間。Laskin機(jī)理在高溫區(qū)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，但是在溫度低于1450 K的區(qū)間卻相對低估了點(diǎn)火延遲。相反，GRI 3.0機(jī)理在低溫區(qū)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好，卻在高溫區(qū)高估了點(diǎn)火延遲。當(dāng)壓力提高到接近3個(gè)大氣壓時(shí)，UCSD機(jī)理與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)仍然能很好地吻合，而UCSII機(jī)理在低溫區(qū)誤差相對較大。Qin機(jī)理在整個(gè)工況范圍內(nèi)依然高估了點(diǎn)火延遲時(shí)間，而GRI 3.0機(jī)理的結(jié)果有所改善，但在低溫區(qū)仍然存在較大誤差。

圖10為層流火焰速度計(jì)算結(jié)果與兩組不同實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較。可以看出GRI 3.0機(jī)理的計(jì)算結(jié)果與兩組實(shí)驗(yàn)結(jié)果都存在很大的偏差，對Egolfopoulos[102]和Kumar[103]實(shí)驗(yàn)的平均相對誤差分別為27.9%和20.8%。

(a) p=0.113 MPa

(a) Comparison with Egolfopoulos’s experiment

筆者[75]為了更加系統(tǒng)地比較不同乙烯詳細(xì)機(jī)理在點(diǎn)火延遲時(shí)間和層流火焰速度預(yù)測方面的準(zhǔn)確性，分別與五組點(diǎn)火延遲實(shí)驗(yàn)和四組層流火焰速度實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較。結(jié)果表明，UCSD和USCII機(jī)理在超燃發(fā)動(dòng)機(jī)的工況范圍內(nèi)比其他幾組機(jī)理更為合適?？紤]到UCSD機(jī)理的組分?jǐn)?shù)和反應(yīng)數(shù)比USCII機(jī)理更小，因此在超燃數(shù)值模擬中建議將UCSD機(jī)理作為基準(zhǔn)。

2.2.3 簡化反應(yīng)機(jī)理及其應(yīng)用

關(guān)于碳?xì)淙剂虾喕瘷C(jī)理，Westbrook等[104]在早期做了比較系統(tǒng)的工作，提出了包括5組分1步反應(yīng)、6組分2步反應(yīng)以及多步總包機(jī)理。其中兩步反應(yīng)機(jī)理假設(shè)乙烯通過一步反應(yīng)C2H4+2O2→2CO+2H2O首先轉(zhuǎn)化為CO和H2O，CO再通過氧化反應(yīng)轉(zhuǎn)變?yōu)镃O2。而多步反應(yīng)中乙烯經(jīng)C2H4+O2→2CO+2H2，其后的氧化反應(yīng)采用12組分21步反應(yīng)的CO-H2-O2準(zhǔn)總包反應(yīng)給出。Singh和Jachimowski[105]采用類似的假設(shè)基于25組分75步反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理發(fā)展了9組分10步的總包反應(yīng)機(jī)理。在Singh和Jachimowski的總包反應(yīng)機(jī)理基礎(chǔ)上，Terese等[106]優(yōu)化了部分反應(yīng)步的速率常數(shù)，提出了10組分8步反應(yīng)的總包機(jī)理?？偘磻?yīng)機(jī)理的優(yōu)勢在于組分和反應(yīng)數(shù)一般較少，因此計(jì)算代價(jià)相對較小，其不足之處在于反應(yīng)速率常數(shù)通常需要通過實(shí)驗(yàn)擬合，很難適應(yīng)寬范圍的工況條件，尤其是在富燃情況下誤差會(huì)更大[104,106]。伴隨著化學(xué)反應(yīng)機(jī)理簡化方法的發(fā)展，出現(xiàn)一系列基于準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)假設(shè)(QSSA)的乙烯簡化機(jī)理，并用于化學(xué)反應(yīng)流的模擬中,包括:Montgomery基于52組分367步反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理得到的21組分簡化機(jī)理[107],殷[108]和Zhong等[109]基于Laskin機(jī)理發(fā)展了11組分7步簡化機(jī)理，以及肖等[110]基于GRI 3.0機(jī)理得到的20組分16步反應(yīng)的準(zhǔn)總包機(jī)理?？紤]到合理選取準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)組分的難度以及較低的簡化效率，近年來以DRG方法為代表的機(jī)理簡化方法更多地運(yùn)用于乙烯機(jī)理簡化。采用耦合的DRG、SA與QSSA方法，Luo等[111]對USCII的C1-C4機(jī)理進(jìn)行了簡化，最終得到了39組分35步反應(yīng)的簡化機(jī)理，并用于NOx的預(yù)測。Zhong等[112]與李等[113]分別采用DRGEP結(jié)合SA，DRGEP結(jié)合QSSA得到了25組分131步反應(yīng)的骨架簡化機(jī)理和24組分20步反應(yīng)的簡化機(jī)理。

上述簡化機(jī)理在開發(fā)時(shí)較少考慮超聲速燃燒特定的工況條件，簡化機(jī)理在超燃數(shù)值模擬中的影響并不明確。由于早期超燃實(shí)驗(yàn)中測量數(shù)據(jù)以壁面靜壓為主，因此在反應(yīng)流的模擬中主要以靜壓分布為預(yù)測目標(biāo)。Xu等[114]在水平噴射二維超聲速燃燒的模擬中考察了Westbrook的一步和兩步反應(yīng)機(jī)理[104]，結(jié)果表明兩者在預(yù)測燃燒室壁面靜壓分布上無明顯差異。此外，乙烯簡化反應(yīng)機(jī)理在超聲速剪切層燃燒[115]、凹腔燃燒室的點(diǎn)火過程[109]、穩(wěn)定燃燒[108]、流場震蕩[116]以及如圖11所示的節(jié)流過程中的火焰動(dòng)態(tài)特性[117]也給出了定性的預(yù)測。

值得注意的是在上述工作中機(jī)理的驗(yàn)證也僅依賴于壁面靜壓數(shù)據(jù)，而過度簡化的反應(yīng)機(jī)理在超燃數(shù)值模擬中的不足也逐漸凸顯。Baurle等[118]在凹腔穩(wěn)焰超聲速燃燒室的模擬中比較了7組分3步總包機(jī)理[119]以及Singh和Jachimowski[105]的9組分10步機(jī)理，發(fā)現(xiàn)10步反應(yīng)機(jī)理的預(yù)測結(jié)果與實(shí)驗(yàn)更為接近，而前者給出的釋熱分布主要集中在燃料噴注點(diǎn)附近，揭示了超燃數(shù)值模對反應(yīng)機(jī)理的敏感性。在凹腔穩(wěn)焰燃燒室的模擬中，Liu等[120]通過對比由Qin機(jī)理[97]簡化得到的19組分15步簡化機(jī)理，證實(shí)了7組分3步總包機(jī)理[119]以及Singh和Jachimowski[105]的9組分10步機(jī)理在火焰穩(wěn)定模擬方面的不足。Cocks等[121]在凹腔穩(wěn)焰燃燒室的模擬中比較了Westbrook的一步和兩步反應(yīng)機(jī)理[104](如圖12所示)，兩組機(jī)理預(yù)測的波系結(jié)構(gòu)基本一致，壁面靜壓分布也相同，但是預(yù)測的火焰形態(tài)與位置跟實(shí)驗(yàn)結(jié)果相差較大。

圖11 空氣節(jié)流條件下點(diǎn)火過程中(t=4.81 ms) x-y平面上溫度、流向速度以及渦量值云圖[117].Fig.11 Contours of the temperature, axial velocity, and vorticity magnitude on x-y plane in the combustor section at t=4.81 ms during the ignition transient with air throttling[117]

圖12 瞬時(shí)數(shù)值紋影圖[121]Fig.12 Instantaneous numerical schlieren images for simulations[121]

基于上述研究進(jìn)展不難發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有的簡化/骨架機(jī)理在超聲速燃燒模擬的應(yīng)用中，對于壁面靜壓的預(yù)測與實(shí)驗(yàn)結(jié)果都符合較好，但是在流場細(xì)節(jié)包括火焰結(jié)構(gòu)與位置、釋熱分布的預(yù)測方面還存在不足?？紤]到在超聲速燃燒室中對火焰結(jié)構(gòu)及關(guān)鍵組分信息的精細(xì)測量較為困難，目前尚缺乏對簡化機(jī)理在超燃數(shù)值模擬中準(zhǔn)確性的系統(tǒng)評估，本文將在2.4節(jié)對這一問題展開更為詳細(xì)的闡述。

2.3 煤油超聲速燃燒模擬

2.3.1 替代燃料

由于航空煤油成分復(fù)雜，目前尚無統(tǒng)一的分子式，為保持研究對象的一致性和結(jié)果的可重復(fù)性，可行的辦法是采用少數(shù)典型的碳?xì)浠衔飿?gòu)成替代燃料來模擬真實(shí)燃料的理化特性[122]。通常認(rèn)為煤油(Jet-A, Jet-A1, TR0, JP8)的平均分子式介于C10.9H20.9至C12H23之間[123]，替代燃料多采用單一組分的正癸烷或正十二烷。Dagaut等[124]采用單組分正癸烷表征煤油在高壓攪拌反應(yīng)器中的氧化反應(yīng)，而Doute等[125]在煤油預(yù)混火焰中也采用了相同的替代組分。由于單一組分的替代燃料不能很好地反映煤油的氧化反應(yīng)特征，尤其是碳煙以及污染物的生成。為此Vovelle等[126]與Maurice等[127]分別提出了包含10%甲苯與90%正癸烷，以及22%乙苯與78%正癸烷的兩組分替代燃料，而Lindstedt和Maurice[128]則考察了11%苯/甲苯/乙苯/萘與89%正癸烷構(gòu)成的替代燃料?；趯γ河屠砘匦缘脑敿?xì)分析，Edwards等[122]全面分析了單組分替代燃料的不足并強(qiáng)調(diào)了發(fā)展多組分替代燃料的必要性。Gueret等[129]首次提出了包含鏈烷烴、環(huán)烷烴和芳香烴在內(nèi)的Jet-A1三組分替代燃料，即79%正十二烷、10%丙基環(huán)己烷與11%1,2,4三甲基苯，并在此基礎(chǔ)上提出了56組分/360步反應(yīng)的總包反應(yīng)機(jī)理。Dagaut[130]構(gòu)建了74%正癸烷、15%正丙基苯以及11%丙基環(huán)己烷構(gòu)成的替代模型，同時(shí)發(fā)展了包含207組分的詳細(xì)機(jī)理?；贕ueret替代模型[129]，Honnet等[131]發(fā)展了80%正癸烷、20%1,2,4三甲基苯的Aachen Surrogate模型，與點(diǎn)火延遲和火焰?zhèn)鞑?shí)驗(yàn)吻合較好。針對Jet-A1煤油，Dagaut等[132]在比較了四種不同替代燃料模型，正癸烷(100%)、正癸烷/正丙基苯(74%/26%)、正癸烷/正丙基環(huán)己烷(74%/26%)以及正癸烷/正丙基苯/正丙基環(huán)己烷(74%/15%/11%)的基礎(chǔ)上，提出三組分替代是比較理想的選擇。為準(zhǔn)確模擬點(diǎn)火與碳煙生成特性，Dooley等發(fā)展了分別包含正癸烷/異辛烷/甲苯，及正十二烷/異辛烷/1,3,5-三甲基苯/正丙苯在內(nèi)的三組分[133]和四組分[134]替代燃料。針對天然氣合成油(GtL)，Dagaut等[135]發(fā)展出了包含33.2%異辛烷、57.5%正癸烷以及9.1%正丙基環(huán)己烷的三組分替代模型。

由于國內(nèi)主要使用RP-3航空煤油，因此發(fā)展針對RP-3煤油的替代燃料模型及化學(xué)反應(yīng)機(jī)理也是目前需要解決的關(guān)鍵技術(shù)問題。范學(xué)軍等[61]在國內(nèi)較早開展了RP-3煤油替代燃料的研究，提出了49%正癸烷、44%1,3,5-三甲基環(huán)己烷和7%正丙基苯的三組分替代模型。肖保國等[136]與曾文等[137]分別發(fā)展了由正癸烷/三甲基環(huán)己烷/乙基苯(79%/13%/8%)，以及正癸烷/甲苯/丙基環(huán)己烷(65%/10%/25%)構(gòu)成的三組分替代燃料。近期，Mao等[138]構(gòu)建了49.8%正十二烷、21.6%異辛烷及28.6%甲苯的三組分替代模型以準(zhǔn)確模擬RP-3煤油的點(diǎn)火延遲特性，而Liu等[139]提出的正癸烷、正十二烷、異辛烷以及甲基環(huán)己烷(14%/10%/30%/36%)的四組分替代燃料在碳煙生成方面與RP-3煤油吻合很好。

2.3.2 詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理

關(guān)于煤油詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，Dagaut和Cathonnet[123]對2006年之前的研究工作做了很好的回顧。針對正癸烷單組分替代煤油，比較有代表性的包括Dagaut等[124]發(fā)展的90組分573步反應(yīng)，與Lindstedt和Maurice[128]的193組分1085步反應(yīng)詳細(xì)機(jī)理?；谇捌诘娜M分替代模型(74%正癸烷/15%正丙基苯/11%正丙基環(huán)己烷)，Dagaut和Cathonnet[123]得到了209組分1673步反應(yīng)的煤油詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理，并很好預(yù)測了在0.1～4.0 MPa條件下射流攪拌反應(yīng)器的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。進(jìn)一步地，Dagaut等[135]針對GtL燃料的氧化反應(yīng)發(fā)展了包括2430組分10962步反應(yīng)的更為詳細(xì)的反應(yīng)機(jī)理。在國內(nèi)RP-3煤油詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理的發(fā)展方面，肖保國等[136]、曾文等[137]分別基于三組分替代模型，發(fā)展了106組分946步反應(yīng)、150組分591步反應(yīng)的煤油詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理。徐佳琪[140]等針對RP-3煤油的高溫自點(diǎn)火燃燒，提出了包含73.0%正十二烷、14.7%1,3,5三甲基環(huán)己烷及12.3%正丙基苯的三組分替代模型，并構(gòu)建了2237組分7959步反應(yīng)的煤油詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理。Yu等[141]基于三組分替代模型(正十二烷/2,5-二甲基己烷/甲苯)，發(fā)展了包含1880組分6586步反應(yīng)的RP-3煤油詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理。在四組分替代模型(40%正癸烷/42%正十二烷/13%乙基環(huán)己烷/5%對二甲苯)的基礎(chǔ)上，鄭東等[142]提出了168組分1089步反應(yīng)的半詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理，并在點(diǎn)火延遲和層流火焰速度預(yù)測上進(jìn)行了驗(yàn)證。

2.3.3 實(shí)用簡化反應(yīng)機(jī)理及其應(yīng)用

上述的煤油詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理對于實(shí)際化學(xué)反應(yīng)流尤其是超聲速燃燒的數(shù)值模擬而言規(guī)模都太大，因此需要對其進(jìn)行適當(dāng)簡化，發(fā)展出實(shí)用的簡化反應(yīng)機(jī)理。最早的煤油簡化機(jī)理為Najjar和Goodger[143]提出的單步機(jī)理，隨后Aly與Salem[144]校正了反應(yīng)速率常數(shù)并用于煤油預(yù)混火焰的模擬。為了更加準(zhǔn)確地模擬煤油氧化反應(yīng)的過程，Gueret等[129]提出了半總包反應(yīng)機(jī)理，其基本思想是對大分子燃料采用總包反應(yīng)，即包括正十二烷/正丙基環(huán)己烷/1,2,4-三甲基苯的三組分替代燃料，首先裂解為個(gè)小分子中間組分(C1-C4)，隨后小分子組分再通過50組分360步反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理實(shí)現(xiàn)氧化反應(yīng)。類似地，Kundu與Deur[145]、Wang[146]以及Choi[147]分別對單組分替代煤油提出了16組分23步反應(yīng)、11組分17步反應(yīng)以及10組分10步反應(yīng)的半總包機(jī)理。Franzelli等[148]提出了煤油-空氣預(yù)混燃燒的兩步反應(yīng)機(jī)理，包括燃料分解為CO和H2O以及CO-CO2的平衡反應(yīng)，通過在不同當(dāng)量比下對指前因子的分段列表，該機(jī)理在很寬范圍內(nèi)與Dagaut的詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理[123]預(yù)測的層流火焰速度基本一致。針對國產(chǎn)RP-3航空煤油的四組分替代模型，鄭東等[142]發(fā)展了包含168組分1089步反應(yīng)的半總包機(jī)理，并用點(diǎn)火延遲和層流火焰速度實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了驗(yàn)證。

早期的煤油超燃數(shù)值模擬基本都采用規(guī)模較小的總包反應(yīng)機(jī)理。Rajasekaran與Babu[149]在壁面噴注凹腔燃燒室模擬中采用單步總包反應(yīng)模擬C12H26/空氣氧化反應(yīng)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)由于釋熱過于集中導(dǎo)致燃料噴口附近壓力預(yù)測值遠(yuǎn)高于實(shí)驗(yàn)值。Wang[146]基于單組分替代模型(C12H24)采用11組分17步反應(yīng)半總包機(jī)理成功預(yù)測了火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室壓力。黃生洪等[150]采用基于單組分替代模型(C12H23)的30步半總包機(jī)理對凹腔燃燒室進(jìn)行了模擬，但是缺乏相應(yīng)燃燒流場的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。Westbrook等的單組分替代(C12H23)單步總包反應(yīng)機(jī)理也廣泛應(yīng)用于煤油燃燒支板和凹腔穩(wěn)焰超聲速流場的數(shù)值模擬[151-153]。侯凌云等[154]在超聲速燃燒的模擬中比較了煤油單步[152]和兩步總包機(jī)理[148]，結(jié)果表明兩步機(jī)理較為準(zhǔn)確的預(yù)測了壁面靜壓分布，而單步機(jī)理局部釋熱量過于集中，同時(shí)強(qiáng)調(diào)了準(zhǔn)確選擇反應(yīng)機(jī)理的重要性。

由于總包或半總包反應(yīng)機(jī)理難以準(zhǔn)確模擬發(fā)動(dòng)機(jī)寬范圍工作的燃燒反應(yīng)特性，因此近年來從煤油詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)出發(fā)構(gòu)建簡化反應(yīng)機(jī)理成為研究熱點(diǎn)。Kyne等[155]采用敏感性和反應(yīng)速率分析對基于兩組分煤油替代模型(89%正癸烷/11%甲苯)的詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行了簡化，得到了84組分440步反應(yīng)的簡化機(jī)理并用于預(yù)混火焰的預(yù)測?；赒SSA方法，Montgomery等[156]分別發(fā)展了針對JP-8的15-20組分的簡化機(jī)理并與點(diǎn)火延遲和層流火焰速度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較。Luche等[157]采用原子通量結(jié)合主成分分析的方法對三組分煤油替代模型的詳細(xì)機(jī)理(225組分3493步反應(yīng))進(jìn)行了簡化，得到了33和40組分兩組簡化機(jī)理，并準(zhǔn)確預(yù)測了JSR的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。為滿足燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的CFD模擬，Strelkova等[158]基于Jet-A的三組分替代模型發(fā)展了71組分417步反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理，同時(shí)構(gòu)建了23組分38步反應(yīng)的簡化反應(yīng)機(jī)理，并在高溫1000～1700 K范圍內(nèi)對簡化機(jī)理進(jìn)行了驗(yàn)證。Wang等基于Dagaut三組分替代模型的詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理(209組分1673步反應(yīng))[123]，采用DRG和迭代篩選與結(jié)構(gòu)分析方法，發(fā)展了適用于煤油高溫氧化反應(yīng)的106組分382步反應(yīng)骨架機(jī)理[159]，并隨后基于QSSA進(jìn)一步得到了34組分總包反應(yīng)機(jī)理[160]。針對國產(chǎn)RP-3航空煤油肖保國等[136]、曾文等[137]、徐佳琪等[140]分別提出了20組分18步反應(yīng)、88組分281步反應(yīng)以及138組分530步反應(yīng)的高溫簡化機(jī)理，并在點(diǎn)火延遲時(shí)間預(yù)測上與實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合很好。Zhong和Peng[161]在詳細(xì)考察了正十二烷、正十四烷與十氫萘反應(yīng)機(jī)理的基礎(chǔ)上，提出了煤油的三組分替代模型并構(gòu)建了相應(yīng)的50組分274步反應(yīng)的骨架反應(yīng)機(jī)理。

盡管關(guān)于煤油簡化機(jī)理的研究已經(jīng)取得了不小的進(jìn)展，但是上述機(jī)理簡化工作主要考慮零維點(diǎn)火或一維層流火焰速度的模擬，實(shí)際應(yīng)用到二維或三維反應(yīng)流尤其是超聲速燃燒模擬的并不多。

近年來，并行計(jì)算技術(shù)以及煤油簡化機(jī)理的發(fā)展使得基于更為詳細(xì)的煤油簡化機(jī)理的超燃數(shù)值模擬成為可能[163]。Yao等[164]首先基于Dagaut三組分替代模型(28.8%異辛烷，62.4%正癸烷，8.8%丙基環(huán)己烷)，包括2815組分8217步反應(yīng)煤油詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理[135]，發(fā)展了一系列煤油骨架反應(yīng)機(jī)理，并在超燃工況下進(jìn)行了驗(yàn)證。如圖13所示，采用DRGEP耦合SA方法簡化后，除48組分機(jī)理誤差較大外，其余 4組骨架反應(yīng)機(jī)理與詳細(xì)機(jī)理在點(diǎn)火延遲時(shí)間和層流火焰速度的預(yù)測方面誤差都較小。其中28組分92步反應(yīng)的骨架機(jī)理用于全尺寸煤油方截面超聲速燃燒室變當(dāng)量比條件下燃燒流場特征的數(shù)值研究[165]，其湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用的分析表明，煤油超聲速燃燒中94%以上的區(qū)域都處于慢反應(yīng)區(qū)，火焰面模型基本不適用。同時(shí)，19組分54步反應(yīng)的骨架機(jī)理由于計(jì)算量小，在結(jié)合ISAT列表法的情況下，系統(tǒng)研究了圓截面和橢圓截面燃燒室波系結(jié)構(gòu)和燃燒流場特征[166]，并在國際上首次實(shí)現(xiàn)了煤油超燃的億級網(wǎng)格模擬(如圖14)[167]。

(a) 絕熱火焰溫度

圖14 圓變橢圓截面燃燒室瞬時(shí)溫度場[167]Fig.14 Instantaneous temperature field for the round-to-elliptic-transition scramjet combustor[167]

在圓變橢圓截面全尺寸超聲速燃燒室的數(shù)值模擬中，Yao等[162]詳細(xì)比較了包含19、28、39和48組分的四組骨架反應(yīng)機(jī)理，結(jié)果表明不同簡化程度的煤油反應(yīng)機(jī)理預(yù)測的壁面靜壓基本一致，且與實(shí)驗(yàn)都很好地吻合，但是19組分機(jī)理預(yù)測的點(diǎn)火位置更靠近上游，且總的燃燒效率要高于其他機(jī)理的結(jié)果。對湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用的統(tǒng)計(jì)分析[164]如圖15所示，在19組分和28組分模擬中火焰面模式的比重分別為6.1%和15.7%，然而隨著組分?jǐn)?shù)增多(即化學(xué)反應(yīng)復(fù)雜增加)火焰面模式占比降至1%左右。這一結(jié)果清楚地表明，復(fù)雜碳?xì)淙剂系某寄M中化學(xué)反應(yīng)的準(zhǔn)確建模不僅影響到靜壓、釋熱分布及組分輸運(yùn)等流場宏觀特性的預(yù)測，還會(huì)影響甚至完全改變湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用的模式。

(a) 19組分

2.4 簡化機(jī)理超燃數(shù)值模擬的評價(jià)方法

為了系統(tǒng)評估簡化反應(yīng)機(jī)理對超聲速燃燒數(shù)值模擬的影響，筆者[100]提出了三層次簡化機(jī)理保真度評估體系：1) 第一層次的化學(xué)動(dòng)力學(xué)特征匹配，主要是點(diǎn)火延遲時(shí)間、層流火焰速度、釋熱率和熄火拉伸率等參數(shù)；2) 第二層次針對發(fā)動(dòng)機(jī)整體效率評估，需要考慮到化學(xué)反應(yīng)與流動(dòng)的相互作用，但是主要關(guān)注燃燒室壓力分布、總壓損失、燃燒效率等總體性能指標(biāo)；3) 第三層次需要考慮更加復(fù)雜的非定常燃燒過程或者一些極限現(xiàn)象，比如火焰穩(wěn)定、點(diǎn)火/熄火等過程，對簡化機(jī)理的保真度要求更高。

考慮到超聲速燃燒實(shí)驗(yàn)中難以對詳細(xì)的組分信息進(jìn)行定量測量，因此本節(jié)將以乙烯超聲速燃燒為例結(jié)合UCSD詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理[93]對上述方法體系進(jìn)行介紹。從UCSD詳細(xì)機(jī)理出發(fā)，筆者[100]采用DRGEP結(jié)合SA和CSP等方法構(gòu)建了30組分143步反應(yīng)(DRGEP)、24組分101步反應(yīng)(DRGEPSA)以及24組分86步反應(yīng)(DRGEPSACSP)三組骨架機(jī)理，并首先開展了第一層次即化學(xué)動(dòng)力學(xué)特征的驗(yàn)證。從圖16中的點(diǎn)火延遲計(jì)算結(jié)果可以看出，三組骨架機(jī)理與詳細(xì)機(jī)理都吻合得非常好，即使當(dāng)溫度超過1350 K后相對誤差有所增大，但是最大也不超過5%。而就層流火焰速度的計(jì)算而言，如圖17所示三組簡化機(jī)理與詳細(xì)機(jī)理的結(jié)果都基本吻合，在富燃條件下30組分機(jī)理的預(yù)測結(jié)果與詳細(xì)機(jī)理符合得更好，24組分101步反應(yīng)和24組分86步反應(yīng)機(jī)理預(yù)測的層流火焰速度比詳細(xì)機(jī)理的結(jié)果稍大，但最大相對誤差仍然不超過1.5%。

(a) 點(diǎn)火延遲時(shí)間

隨后基于DRGEPSACSP骨架機(jī)理進(jìn)行第二層次即發(fā)動(dòng)機(jī)整體效率評估。對于平行噴注超聲速燃燒室采用大渦模擬結(jié)合PaSR有限化學(xué)反應(yīng)速率模型，因此實(shí)際上第二層次的評估已經(jīng)考慮了流動(dòng)-與化學(xué)反應(yīng)的相互作用，只是重點(diǎn)關(guān)注發(fā)動(dòng)機(jī)整體性能指標(biāo)。如圖18，骨架反應(yīng)機(jī)理預(yù)測的沿程準(zhǔn)一維靜壓和馬赫數(shù)分布與詳細(xì)機(jī)理的計(jì)算結(jié)果基本一致，平均相對誤差分別為3.7%和1.8%，而相應(yīng)的燃燒室出口燃燒效率的相對誤差不到1%。從計(jì)算效率的角度而言，采用骨架機(jī)理可以大幅降低計(jì)算代價(jià),其計(jì)算CPU時(shí)間僅為詳細(xì)機(jī)理的五分之一左右。

第三層級的保真度評估涉及到更加復(fù)雜的化學(xué)動(dòng)力學(xué)以及流動(dòng)-化學(xué)反應(yīng)相互作用過程。圖19給出了兩組機(jī)理預(yù)測的時(shí)均OH自由基的分布，與詳細(xì)機(jī)理相比骨架反應(yīng)機(jī)理的結(jié)果中OH自由基的分布更靠近燃燒室入口。此外CO以及釋熱分布上都存在較大差異。類似地，釋熱分布及關(guān)鍵組分預(yù)測的較大偏差，可能導(dǎo)致沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中隔離段激波串、邊界層分離位置、熱壅塞以及進(jìn)氣道不啟動(dòng)邊界預(yù)測的失敗。

(a) 層流火焰速度

(a) DRGEPSACSP骨架機(jī)理

基于上述三層次的保真度評估體系分析，總體而言，簡化機(jī)理對發(fā)動(dòng)機(jī)整體性能參數(shù)的預(yù)測值與詳細(xì)機(jī)理基本一致且計(jì)算效率較高，仍然是模擬評估燃燒室總體性能參數(shù)的合理選擇。然而，簡化機(jī)理由于無法涵蓋真實(shí)燃燒室中的復(fù)雜化學(xué)-熱力學(xué)參數(shù)空間，在精細(xì)的流場特征以及湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用方面還存在較大偏差。

3 基于動(dòng)態(tài)自適應(yīng)化學(xué)方法的超燃數(shù)值模擬

由于機(jī)理簡化通常在燃燒模擬之前，難以覆蓋燃燒室中較寬廣的熱力學(xué)狀態(tài)空間，特別是非穩(wěn)態(tài)燃燒、點(diǎn)火/熄火等問題對機(jī)理準(zhǔn)確性要求更高，為此可以采用分區(qū)化學(xué)[168]以及動(dòng)態(tài)自適應(yīng)化學(xué)方法(Dynamic Adaptive Chemistry, DAC)[51]，進(jìn)一步提高計(jì)算準(zhǔn)確性和效率。分區(qū)化學(xué)方法通過在不同的反應(yīng)區(qū)域采用不同的簡化機(jī)理以提高計(jì)算效率，在內(nèi)燃機(jī)的燃燒模擬中應(yīng)用較多[169-170]，但是由于很難給出簡潔明確的分區(qū)判據(jù)而限制了其自身的發(fā)展。目前的研究熱點(diǎn)是動(dòng)態(tài)機(jī)理簡化方法?；诋?dāng)時(shí)當(dāng)?shù)氐幕瘜W(xué)熱力學(xué)參數(shù)實(shí)時(shí)調(diào)整骨架簡化機(jī)理，可以最大程度地保留準(zhǔn)確的化學(xué)反應(yīng)信息，同時(shí)將計(jì)算量保持在較低水平。由于動(dòng)態(tài)自適應(yīng)化學(xué)方法在點(diǎn)火、熄火以及污染物生成模擬等方面具有較大優(yōu)勢，當(dāng)前在內(nèi)燃機(jī)模擬[171-173]、湍流直接數(shù)值模擬[174]中已有不少研究工作，但是在超燃數(shù)值模擬方面還未引起足夠的重視。

近期，筆者[60]基于Francesco等[175]提出的耦合自適應(yīng)建表的動(dòng)態(tài)自適應(yīng)化學(xué)方法(Tabulation of Dynamic Adaptive Chemistry, TDAC)率先實(shí)現(xiàn)了基于動(dòng)態(tài)自適應(yīng)化學(xué)的超聲速燃燒數(shù)值模擬。如圖20所示TDAC算法包括兩個(gè)基本模塊——自適應(yīng)建表和機(jī)理簡化。自適應(yīng)建表方法與1.3節(jié)一致，如果查表未得到結(jié)果，程序即進(jìn)入DAC模塊。與積分整個(gè)組分演化方程組不同，程序首先根據(jù)當(dāng)時(shí)局部化學(xué)-熱力學(xué)狀態(tài)進(jìn)行化學(xué)反應(yīng)機(jī)理簡化，在詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理中抽取適用于局部熱力學(xué)狀態(tài)空間的骨架機(jī)理，包括激活組分及其相關(guān)反應(yīng)，之后再基于簡化后的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理進(jìn)行積分，剩余的未激活組分對應(yīng)的組分反應(yīng)方程不進(jìn)行求解。

圖20 化學(xué)反應(yīng)流計(jì)算中當(dāng)?shù)刈赃m應(yīng)建表法與動(dòng)態(tài)機(jī)理簡化耦合算法Fig.20 Coupling algorithm of the ISAT and DAC in the reacting flow simulation

采用上述動(dòng)態(tài)自適應(yīng)化學(xué)方法，對2.4節(jié)中的平行噴注乙烯超聲速燃燒進(jìn)行了模擬。圖21中給出了不同化學(xué)反應(yīng)建模方法計(jì)算的燃燒室靜壓和馬赫數(shù)沿程分布，可以看出采用DAC、TDAC以及骨架反應(yīng)機(jī)理(24組分86步反應(yīng))與詳細(xì)機(jī)理的計(jì)算結(jié)果基本一致。然而，就圖22中示出的OH分布來看，DAC可以顯著改善采用單一骨架反應(yīng)機(jī)理在火焰穩(wěn)定位置預(yù)測上的不足。

(a) 靜壓

上述結(jié)果已經(jīng)證實(shí)了DAC方法在超燃數(shù)值模擬中的可行性、準(zhǔn)確性，然而在計(jì)算效率方面還不太理想。近期，An等[176]通過對動(dòng)態(tài)簡化后的機(jī)理進(jìn)行列表，在DLR超聲速燃燒室的模擬中進(jìn)一步提高DAC方法的計(jì)算效率，與傳統(tǒng)ISAT方法相比可提升效率1.3～1.7倍左右。顯然DAC方法還存在進(jìn)一步提升的空間。

(a) DAC

圖23 DAC計(jì)算中活躍組分的瞬時(shí)流場云圖[60]Fig.23 Instantaneous distribution of the number of the active DAC species[60]

4 總結(jié)與展望

將高保真度的數(shù)值模擬方法應(yīng)用于超聲速湍流燃燒的研究工作在近幾年得到了飛速發(fā)展。一方面可壓縮湍流數(shù)值模擬方法以及高性能并行技術(shù)的發(fā)展使得大規(guī)模超聲速湍流模擬成為可能；另一方面高速可壓縮流條件下湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用建模方面的持續(xù)研究也推動(dòng)了超聲速湍流燃燒開始走向工程化和實(shí)用化?，F(xiàn)有的研究成果和進(jìn)展顯示了這一領(lǐng)域的廣闊前景和發(fā)展?jié)摿?，本文從超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)用燃料出發(fā)，深入探討了復(fù)雜碳?xì)淙剂铣曀偃紵龜?shù)值模擬的研究現(xiàn)狀，揭示了當(dāng)前存在的問題和挑戰(zhàn)。

首先，對于碳?xì)淙剂系某曀偃紵?，流場大部分區(qū)域?yàn)樾郎u小火焰模式，這導(dǎo)致火焰面模型并不能普遍適用，此時(shí)更適宜采用有限化學(xué)反應(yīng)速率模型。

第二，如何準(zhǔn)確刻畫超聲速條件下點(diǎn)火、穩(wěn)焰等非定常燃燒現(xiàn)象中的湍流-化學(xué)反應(yīng)的跨尺度相互作用，以及如何處理隨之而來的求解方程數(shù)目的增多以及方程剛性等問題都有賴于復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)的準(zhǔn)確建模。

第三，當(dāng)前簡化反應(yīng)機(jī)理的構(gòu)建基本都是以零維自點(diǎn)火或一維層流火焰作為標(biāo)模，較少考慮實(shí)際三維數(shù)值模擬中湍流-化學(xué)反應(yīng)的跨尺度相互作用，尤其缺乏對于煤油燃料實(shí)際超燃模擬的系統(tǒng)性研究。

第四，為全面衡量簡化反應(yīng)機(jī)理在超燃數(shù)值模擬中的影響，應(yīng)當(dāng)采用基于物理目標(biāo)的三層次保真度評估體系，即(1) 化學(xué)動(dòng)力學(xué)特征匹配(點(diǎn)火延遲時(shí)間、層流火焰速度等參數(shù))；(2) 發(fā)動(dòng)機(jī)整體效率評估，需要考慮化學(xué)反應(yīng)與流動(dòng)的大尺度相互作用，但是主要關(guān)注燃燒室總體性能指標(biāo)；(3) 針對非定常燃燒過程或極限現(xiàn)象，需全面考慮湍流-化學(xué)反應(yīng)的跨尺度相互作用。

第五，明確指出單一靜態(tài)簡化反應(yīng)機(jī)理在基本燃燒特征及發(fā)動(dòng)機(jī)整體性能的快速評估方面可以給出比較準(zhǔn)確的結(jié)果，但是對于燃燒流場的精細(xì)結(jié)構(gòu)、點(diǎn)火以及火焰穩(wěn)定的完整過程預(yù)測方面仍存在比較明顯的不足。

最后，根據(jù)對乙烯燃料超聲速燃燒流場特征和關(guān)鍵組分的分析，基于動(dòng)態(tài)自適應(yīng)化學(xué)的超聲速燃燒數(shù)值模擬方法能夠顯著改善單一簡化機(jī)理在火焰穩(wěn)定位置預(yù)測上的不足，為超聲速條件下復(fù)雜化學(xué)的高保真建模提供了新思路。

在現(xiàn)有工作積累的基礎(chǔ)上，高保真度的數(shù)值模擬在未來超聲速燃燒的研究中必將扮演更加重要的角色。關(guān)于未來的研究工作有以下幾點(diǎn)值得關(guān)注：

1) 針對超聲速條件下湍流-化學(xué)反應(yīng)的相互作用機(jī)制的相關(guān)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究尚未達(dá)成系統(tǒng)性認(rèn)識，特別是與碳?xì)淙剂系膭?dòng)態(tài)燃燒過程、多燃燒模態(tài)等問題建模相關(guān)的理論和模型的發(fā)展還不夠完善。

2) 盡管動(dòng)態(tài)自適應(yīng)化學(xué)方法在超聲速燃燒數(shù)值模擬中的適用性及準(zhǔn)確性已經(jīng)得到證實(shí)，但是相關(guān)的影響因素，如機(jī)理簡化方法、簡化目標(biāo)及誤差閾值的選取方面，還缺乏系統(tǒng)性研究。此外，計(jì)算效率方面與低速流的模擬結(jié)果相比還有較大的差距，尚需進(jìn)一步提升。

3) 國產(chǎn)RP-3航空煤油替代燃料及其反應(yīng)機(jī)理的研究與國外存在較大差距，尤其是反應(yīng)機(jī)理的驗(yàn)證也不夠充分，能否全面準(zhǔn)確地描述國產(chǎn)RP-3航空煤油的化學(xué)動(dòng)力學(xué)特性有待進(jìn)一步研究。

4) 事實(shí)上制約超聲速燃燒數(shù)值模擬的最大瓶頸還是令人生畏的計(jì)算代價(jià)。綜合運(yùn)用機(jī)理簡化、列表法以及機(jī)器學(xué)習(xí)等方法提高可壓縮高速湍流燃燒的計(jì)算效率。實(shí)現(xiàn)多級耦合加速的研究工作方面還比較欠缺。