黃希橋, 王丁丁, 肖治邑, 俞哲一

(西北工業(yè)大學(xué) 動(dòng)力與能源學(xué)院, 陜西 西安 710129)

隨著飛行馬赫數(shù)和飛行高度的增加,傳統(tǒng)的推進(jìn)裝置已經(jīng)無法滿足要求。Kailasanath[1]指出,由于爆震燃燒(熱循環(huán)效率為49%)比等壓燃燒具有更高的熱循環(huán)效率。因此從熱循環(huán)效率的角度來看,基于爆震燃燒模式的推進(jìn)裝置——脈沖爆震發(fā)動(dòng)機(jī)(pulse detonation engine,PDE)具有潛在的研究價(jià)值。但是要推進(jìn)該類發(fā)動(dòng)機(jī)的工程化進(jìn)程,一個(gè)必須面對(duì)的問題就是脈沖爆震燃燒的高頻、短距、有效起爆,例如縮短點(diǎn)火延遲時(shí)間和爆燃向爆震轉(zhuǎn)變(DDT)距離,而這些問題則與燃料特性息息相關(guān)。

實(shí)際航空煤油的組成成分非常復(fù)雜,在對(duì)航空煤油的化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行構(gòu)建時(shí)不可能將成百上千種的燃料成分都進(jìn)行考慮和研究,因此研究者們提出了替代燃料模型[2],即采用實(shí)際燃料中一種或幾種最具代表性的成分來對(duì)其進(jìn)行替代。Dagaut等[3]在噴射攪拌反應(yīng)器中對(duì)航空煤油的燃燒過程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,并通過所發(fā)展的正癸烷詳細(xì)機(jī)理(包含90種組分、573步基元反應(yīng))在相同工況下了進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,得到的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常接近。Kundu等[4]對(duì)Jet-A煤油的燃燒過程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,并采用正十二烷作為替代模型,發(fā)展了2種分別包含12組分、16步基元反應(yīng)和16組分、23步基元反應(yīng)的簡化機(jī)理。曾文等[5]以正癸烷作為RP-3航空煤油的替代燃料模型,并得到了一種包含50種組分、118步基元反應(yīng)的簡化機(jī)理,通過在激波管模型和預(yù)混燃燒模型中進(jìn)行計(jì)算,證明了該簡化機(jī)理可以對(duì)航空煤油的著火和燃燒特性進(jìn)行較準(zhǔn)確描述。但是目前現(xiàn)有的單組分替代燃料簡化機(jī)理模型還沒有能夠?qū)Ρ鹑紵M(jìn)行詳細(xì)描述。本文研究的單組分替代燃料簡化機(jī)理模型能夠在高溫高壓狀態(tài)下對(duì)航空煤油的著火燃燒特性有較準(zhǔn)確描述。同時(shí),該單組分替代燃料簡化機(jī)理更加簡單,能夠使DDT過程的數(shù)值模擬更加簡單省時(shí),同時(shí)保證準(zhǔn)確性。目前在實(shí)際工程中產(chǎn)生爆震波的主要方式是由弱點(diǎn)火先形成緩慢燃燒,然后再逐漸發(fā)展成爆震燃燒,即經(jīng)歷一個(gè)DDT過程。在實(shí)際工程中由間接起爆形成的爆震燃燒更為常見,因此DDT過程也成為爆震燃燒研究中的重點(diǎn)。早期的DDT研究大都是在光滑爆震燃燒室中進(jìn)行,Urtiew等[6]在光滑圓管中得到的氫氣爆燃轉(zhuǎn)爆震過程的紋影照片,可以看出在封閉端進(jìn)行點(diǎn)火后得到的層流火焰會(huì)在邊界的作用下進(jìn)行加速并形成湍流火焰,湍流火焰促使燃燒進(jìn)一步加快并產(chǎn)生一系列壓縮波,壓縮波耦合后形成激波?；鹧嬖诩げǖ淖饔孟鲁霈F(xiàn)局部爆炸并發(fā)展成為爆震波,同時(shí)會(huì)形成回傳爆震波。

Shchelkin等[7]首次提出在圓形爆震燃燒室內(nèi)放置螺旋形障礙物并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,從研究中得出的火焰加速機(jī)理為:未燃混氣的湍流運(yùn)動(dòng)使得火焰表面積增加,燃燒速率增大,火焰加速。在此之后,這類螺旋形障礙物被稱為Shchelkin螺旋。Lee等[8]通過小能量點(diǎn)火實(shí)驗(yàn)研究了障礙物對(duì)DDT過程的影響,結(jié)果表明,要想經(jīng)過DDT過程產(chǎn)生爆震,爆震燃燒室的管徑必須不小于所使用燃料的胞格尺寸,并且在爆震觸發(fā)前,火焰速度應(yīng)該達(dá)到已燃條件下的聲速量級(jí)。但目前在爆震燃燒的數(shù)值模擬中采用的燃料多為氫氣、甲烷等小分子氣體燃料,對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)中實(shí)際使用的碳?xì)淙剂先绾娇彰河偷难芯肯鄬?duì)較少。因此采用航空煤油的簡化機(jī)理對(duì)其爆震燃燒過程進(jìn)行深入研究對(duì)于爆震燃燒模式在推進(jìn)系統(tǒng)中的工程化應(yīng)用具有重要意義。

本文在借鑒和吸收前人研究成果的基礎(chǔ)上,以RP-3航空煤油的成分類型、燃燒特性作為基礎(chǔ),提出正癸烷單組分替代燃料機(jī)理模型并進(jìn)行簡化驗(yàn)證,確定其可行性,隨后在商業(yè)軟件FLUENT中采用該簡化機(jī)理對(duì)航空煤油在障礙物管道內(nèi)的DDT過程進(jìn)行研究,并分析了障礙物阻塞比和排列方式對(duì)DDT過程的影響規(guī)律。

1 正癸烷詳細(xì)機(jī)理簡化及驗(yàn)證

對(duì)航空煤油的高溫燃燒過程進(jìn)行研究,為了使最終得到的簡化機(jī)理盡可能包含更少的組分和基元反應(yīng),在Bikas等[9]提出正癸烷詳細(xì)機(jī)理(67種組分,366步基元反應(yīng))的基礎(chǔ)上,綜合參考各種文獻(xiàn)中所構(gòu)建的正癸烷詳細(xì)機(jī)理,剔除正癸烷在低溫下的反應(yīng)機(jī)理和苯的反應(yīng)機(jī)理,得到高溫燃燒條件下的正癸烷詳細(xì)機(jī)理(包含62種組分、333步反應(yīng))。

1.1 正癸烷詳細(xì)機(jī)理溫度敏感性分析

本節(jié)的溫度敏感性分析是在閉式均相模型中,在壓力為1 MPa,當(dāng)量比為1.0的初始條件下,對(duì)初始溫度分別為1 000,1 100,1 200,1 300 K時(shí)的敏感性系數(shù)進(jìn)行計(jì)算和分析,保留敏感性系數(shù)大于1.0的反應(yīng),并對(duì)各初始溫度下敏感性系數(shù)最大的前10個(gè)反應(yīng)進(jìn)行分析,圖1為列舉溫度為1 300 K工況時(shí)的基元反應(yīng)敏感性系數(shù)。

圖1 T0=1 300 K時(shí)部分基元反應(yīng)的敏感性系數(shù)

由分析結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),在不同的初始溫度下,同一反應(yīng)的溫度敏感性系數(shù)也是有差異的,但敏感性系數(shù)最大的前10個(gè)反應(yīng)基本上是一致的。此外,隨著初始溫度的增加,一些反應(yīng)的溫度敏感性也在變大,為了保證簡化后的機(jī)理能較好預(yù)測正癸烷的著火延遲時(shí)間,這種反應(yīng)在簡化過程中要進(jìn)行保留。

1.2 正癸烷詳細(xì)機(jī)理的反應(yīng)流分析

通過敏感性分析構(gòu)建出正癸烷簡化機(jī)理的骨架后,還要通過反應(yīng)流分析篩選出詳細(xì)機(jī)理中對(duì)重要組分影響較大的基元反應(yīng),從而得到完整的簡化機(jī)理模型。本節(jié)的反應(yīng)流分析是在層流預(yù)混火焰模型中,設(shè)定初始?jí)毫?.1 MPa,當(dāng)量比為1.0,預(yù)混氣初始溫度為400 K,保留凈反應(yīng)速率大于0.000 1的反應(yīng),并選取對(duì)重要組分反應(yīng)速率影響作用最大的前5步反應(yīng),圖2列舉反應(yīng)物的主要消耗步數(shù)及其反應(yīng)速率。

圖2 正癸烷(NXC10H22)的主要消耗步及其反應(yīng)速率

通過分析,得到對(duì)于反應(yīng)物以及生成物有重要作用的主要反應(yīng)并進(jìn)行保留篩選,確保簡化機(jī)理能夠正確描述正癸烷高溫燃燒情況下的反應(yīng)流,保證簡化機(jī)理的準(zhǔn)確性。

1.3 正癸烷的簡化機(jī)理以及驗(yàn)證

通過對(duì)詳細(xì)機(jī)理進(jìn)行詳細(xì)的敏感性分析和反應(yīng)流分析,充分考慮了各基元反應(yīng)對(duì)溫度和濃度的敏感性及其對(duì)重要組分反應(yīng)速率的影響作用,去除對(duì)燃燒反應(yīng)過程影響較小的組分和反應(yīng),最終得到一種包含26種組分、67步反應(yīng)的正癸烷簡化機(jī)理。

為了驗(yàn)證得到的正癸烷簡化機(jī)理能否較好預(yù)測正癸烷的著火特性和燃燒特性,分別采用詳細(xì)機(jī)理和簡化機(jī)理對(duì)不同工況下的正癸烷著火延遲時(shí)間進(jìn)行計(jì)算,并與相同工況下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖3～4所示,實(shí)線為詳細(xì)機(jī)理數(shù)值計(jì)算結(jié)果,虛線為簡化機(jī)理數(shù)值計(jì)算結(jié)果,符號(hào)代表相同工況下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[11]。

圖3 正癸烷簡化機(jī)理著火延遲時(shí)間計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比

圖4 p=0.1 MPa,T=360 K,500 K條件下正癸烷簡化機(jī)理層流預(yù)混火焰速度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比

由圖4可以發(fā)現(xiàn)所建立的67步正癸烷簡化機(jī)理能在較寬的工況范圍內(nèi)對(duì)正癸烷的著火特性和燃燒情況進(jìn)行良好預(yù)測,描述其化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)特性。

2 航空煤油DDT過程的數(shù)值模擬

在物理模型的總體設(shè)計(jì)上參考張彭崗[11]的試驗(yàn)裝置,考慮到當(dāng)爆震管的管徑大于燃料的胞格尺寸時(shí)爆震更易產(chǎn)生,以及障礙物間距足夠大以形成馬赫波時(shí)可以縮短DDT時(shí)間這2個(gè)因素,對(duì)管徑和障礙物間距進(jìn)行了選取,并且由于實(shí)際工程中需要在爆震管的頭部安裝點(diǎn)火裝置,因此適當(dāng)加長了第一組障礙物與封閉端的距離。計(jì)算物理模型如圖5所示。

圖5 有障礙物的爆震管物理模型

為了驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性,選用無障礙物爆震管模型,采用單組分簡化反應(yīng)機(jī)理對(duì)航空煤油的單次直接起爆過程進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,爆震管中充滿當(dāng)量比的氣態(tài)煤油/空氣混合物,采用2 MPa、2 000 K的高溫高壓點(diǎn)火以形成穩(wěn)定傳播的爆震波。湍流模型選用RealizableK-ε模型。在計(jì)算域中劃分均勻網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸分別選取為0.1,0.5和0.8 mm。當(dāng)網(wǎng)格尺寸為0.1 mm時(shí),計(jì)算所得的爆震波壓力峰值略高于網(wǎng)格尺寸為0.5和0.8 mm時(shí)的計(jì)算結(jié)果,說明網(wǎng)格尺寸越小,在爆震燃燒的計(jì)算中越能更好地捕捉到馮·諾依曼峰值。在3種不同網(wǎng)格尺寸下爆震波峰值出現(xiàn)的時(shí)間基本相同,說明網(wǎng)格尺寸的大小對(duì)爆震波的傳播過程沒有影響。所以在保證計(jì)算精度的前提下為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間和計(jì)算資源,后續(xù)將采用0.5 mm尺寸的網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

圖6 爆震波發(fā)展過程

為了確保計(jì)算結(jié)果的有效性,將計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。李牧[12]采用航空煤油在障礙物管道內(nèi)通過實(shí)驗(yàn)得到爆震波發(fā)展的紋影圖,圖6b)為本文數(shù)值計(jì)算所得的爆震波在障礙物管道內(nèi)傳播的數(shù)值紋影圖。通過對(duì)比可以看出,通過數(shù)值模擬得到的爆震波傳播過程和在經(jīng)過障礙物后的波形變化與實(shí)驗(yàn)結(jié)果高度吻合,進(jìn)一步證明了本文數(shù)值計(jì)算結(jié)果的有效性和準(zhǔn)確性。

2.1 障礙物管道內(nèi)火焰加速機(jī)制

障礙物管道內(nèi)的火焰發(fā)展過程會(huì)受到障礙物和湍流的作用影響,火焰在不斷的加速過程中完成緩燃向爆震的轉(zhuǎn)變。本節(jié)將在圖7所示的障礙物爆震管模型中,采用高溫常壓的點(diǎn)火方式對(duì)障礙物阻塞比為0.43的爆震管內(nèi)的DDT過程進(jìn)行研究,對(duì)航空煤油DDT過程中的火焰加速機(jī)制進(jìn)行分析。

圖7 火焰-漩渦發(fā)展階段的發(fā)展過程

2.1.1 火焰-漩渦發(fā)展階段

從圖7a)中可以看出,在t=2.30 ms時(shí)刻,火焰表面開始出現(xiàn)褶皺,隨后火焰?zhèn)让尜N著管壁向前發(fā)展,火焰前鋒變得平滑。從t=0到t=10.38 ms的時(shí)間段內(nèi)火焰的傳播速度只有幾十米每秒,在這個(gè)時(shí)期內(nèi)火焰發(fā)展緩慢,燃燒形成的壓縮波能夠略微提升未燃?xì)獾臏囟群蛪毫?促進(jìn)火焰的發(fā)展。在這一階段,火焰還沒有穿過障礙物,火焰的發(fā)展幾乎不受到漩渦的影響,可以看到火焰面呈現(xiàn)出中間突出,兩邊凹陷的常見緩燃形狀?；鹧嫒紵挂讶?xì)怏w不斷膨脹并推動(dòng)未燃?xì)怏w流動(dòng),并在障礙物后形成相應(yīng)的旋渦,可以看到在t=6.30 ms時(shí)刻,在第一組障礙物后方形成了1對(duì)對(duì)稱的小漩渦,隨著火焰的發(fā)展,漩渦的尺寸不斷變大且位置向著下游進(jìn)行移動(dòng)。從圖7b)中可以看出,隨著火焰的發(fā)展,未燃?xì)饬鲃?dòng)產(chǎn)生的湍動(dòng)能也在逐漸增大,這一階段所形成的湍動(dòng)能都集中在障礙物間后方存在漩渦的地方,且湍動(dòng)能強(qiáng)度較小,說明火焰在通過障礙物前的傳播過程中幾乎沒有受到漩渦和湍流的影響,發(fā)展較為緩慢。

2.1.2 火焰-漩渦作用階段

在這一階段,經(jīng)過前期未燃?xì)獾牧鲃?dòng),在障礙物后方形成了較大的漩渦和回流區(qū),火焰在通過障礙物時(shí)的流通面積變小,火焰面受到漩渦和湍流的作用會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的卷曲和變形,促使火焰發(fā)展為強(qiáng)湍流運(yùn)動(dòng)。這一階段中障礙物和漩渦的作用使得火焰不斷產(chǎn)生大量不同方向的壓縮波,壓縮波相互疊加使得管道內(nèi)的壓力增大,但從云圖中并不能觀察到明顯的前導(dǎo)激波,說明漩渦和湍流在這一階段的火焰加速中起主導(dǎo)作用,所以將這一階段定義為漩渦-火焰作用階段。

圖8 火焰-漩渦作用階段部分時(shí)刻溫度云圖和湍動(dòng)能云圖

2.1.3 火焰-激波作用階段

從圖9中可以看出,在t=12.89 ms時(shí)刻,在火焰面前方形成了明顯的激波,其壓力約為0.5 MPa,激波在掃過未燃混氣時(shí)會(huì)對(duì)其進(jìn)行預(yù)熱并可以促進(jìn)

圖9 激波-火焰作用階段部分時(shí)刻溫度云圖和壓力云圖

火焰的加速。隨著火焰的進(jìn)一步發(fā)展,火焰的傳播速度越來越快,與前導(dǎo)激波間的距離逐漸縮短。在t=13.11 ms時(shí)刻,火焰鋒面與前導(dǎo)激波之間的距離已經(jīng)很小,此時(shí)火焰的傳播速度約為950 m/s,馬赫數(shù)為1.3左右,隨后將在合適的條件下觸發(fā)爆震。

2.1.4 爆震階段

圖10顯示了爆震波觸發(fā)及傳播的詳細(xì)過程?？梢钥吹皆趖=13.12 ms時(shí)刻,圓弧狀火焰面與前導(dǎo)激波耦合并在爆震管上壁面處形成了高溫高壓的“熱點(diǎn)”,此時(shí)火焰處的溫度達(dá)到3 000 K且壓力達(dá)到了1 MPa,可以認(rèn)為觸發(fā)了過驅(qū)爆震。在t=13.13 ms時(shí)刻,火焰面迅速擴(kuò)張到整個(gè)管道,并在壁面處形成馬赫反射。在t=13.14 ms時(shí)刻,爆震波在通過下一組障礙時(shí)會(huì)在障礙物處發(fā)生反射,形成一道向管道上游傳播的反傳爆震波。當(dāng)反傳爆震波回傳到上游區(qū)域時(shí),會(huì)促使上游區(qū)域的未燃?xì)饪焖偃紵?隨后由于沒有足夠的能量支撐反傳爆震波繼續(xù)運(yùn)動(dòng),這道反傳爆震波將逐漸衰減為聲學(xué)激波。在t=13.16 ms時(shí)刻可以明顯地看到由反射激波(橫波)和爆震波、馬赫桿組成的“三波點(diǎn)”結(jié)構(gòu),此時(shí)的壓力穩(wěn)定在2.2 MPa左右,與C-J爆震壓力基本一致,在隨后的傳播中爆震波鋒面近似于一道平面。

圖10 爆震階段部分時(shí)刻溫度云圖和壓力云圖

2.2 障礙物阻塞比對(duì)DDT過程影響

本節(jié)將在其他初始條件不變的情況下,對(duì)不同阻塞比障礙物管道中的DDT過程進(jìn)行研究,選取阻塞比為分別為0(無障礙物)，0.2,0.3,0.5和0.6時(shí)的工況進(jìn)行數(shù)值模擬,分析障礙物阻塞比對(duì)DDT過程的影響作用。

2.2.1 不同阻塞比下DDT過程的數(shù)值模擬

圖11 無障礙時(shí)的溫度云圖

圖12 不同障礙物阻塞比下火焰加速過程的溫度云圖和流線圖

從圖11～12中可以看出，障礙物阻塞比對(duì)管內(nèi)流場的分布有很大影響，阻塞比越大，火焰在通過障礙物時(shí)受到的擠壓和拉伸作用越明顯，火焰面的變形和曲折越嚴(yán)重，火焰的傳播速度也越快。隨著障礙物阻塞比的增大，氣流在障礙物后產(chǎn)生的漩渦越大，漩渦對(duì)火焰造成的湍流和擾動(dòng)越劇烈，促使燃燒反應(yīng)加速進(jìn)行。

當(dāng)障礙物的阻塞比不同時(shí)，障礙物對(duì)火焰的擾動(dòng)和對(duì)壓縮波的反射疊加作用會(huì)有差異，導(dǎo)致爆震波觸發(fā)時(shí)的狀態(tài)也會(huì)不同。

2.2.2 阻塞比對(duì)DDT參數(shù)的影響

火焰在不同阻塞比障礙物中的加速過程都是不同的，因此也會(huì)導(dǎo)致爆震觸發(fā)時(shí)的DDT參數(shù)有差別。本節(jié)中所定義的DDT時(shí)間為從點(diǎn)火到爆震觸發(fā)這段過程的時(shí)間，DDT距離為從爆震管封閉端到爆震觸發(fā)位置的距離。阻塞比對(duì)DDT時(shí)間和DDT距離的影響如圖13所示。

圖13 阻塞比對(duì)DDT參數(shù)的影響

DDT時(shí)間和距離會(huì)隨著阻塞比的增大而減小。高阻塞比障礙物可以形成更大尺寸的漩渦以提升對(duì)火焰的擾流作用，并對(duì)壓縮波的反射和疊加作用更強(qiáng)，有利于前導(dǎo)激波的形成，從而促進(jìn)火焰的加速過程和爆震波的形成。雖然阻塞比越大越容易形成爆震，但是如果阻塞比太大則容易產(chǎn)生較大的壓力損失，所以阻塞比不能無限增大。

2.3 障礙物排列方式對(duì)DDT過程的影響

在DDT過程中，障礙物對(duì)火焰的加速過程和爆震的觸發(fā)具有重要作用。在此過程中，不僅障礙物的阻塞比對(duì)其影響很大，障礙物的排列方式也會(huì)對(duì)DDT過程產(chǎn)生影響。本節(jié)將分別對(duì)阻塞比為0.43情況下障礙物單側(cè)排列和交錯(cuò)排列方式對(duì)DDT過程的影響進(jìn)行分析，與前文中障礙物對(duì)稱排列時(shí)的DDT過程進(jìn)行對(duì)比。

2.3.1 障礙物單側(cè)排列對(duì)DDT過程的影響

通過對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，在相同的阻塞比下，當(dāng)障礙物單側(cè)排列時(shí)爆震形成的DDT時(shí)間和距離均比障礙物對(duì)稱排列時(shí)大。這是由于在單側(cè)障礙物后只能形成一個(gè)漩渦，漩渦對(duì)火焰的拉伸和卷曲作用不如對(duì)稱障礙后的2個(gè)對(duì)稱漩渦。此外，單側(cè)障礙物對(duì)壓縮波的反射和疊加作用弱于對(duì)稱障礙物，形成前導(dǎo)激波所需的時(shí)間更長，從而會(huì)誘發(fā)更長的DDT時(shí)間和DDT距離。

圖14 障礙物單側(cè)排列時(shí)火焰加速過程的溫度云圖和流線圖

2.3.2 障礙物交錯(cuò)排列對(duì)DDT過程的影響

圖15 障礙物交錯(cuò)排列時(shí)火焰加速過程的溫度云圖和流線圖

圖16 排列方式對(duì)DDT參數(shù)的影響

在相同阻塞比下，障礙物交錯(cuò)排列時(shí)的DDT時(shí)間和距離最小。障礙物交錯(cuò)排列時(shí)爆震管內(nèi)的流線隨障礙物的位置呈交錯(cuò)分布，管內(nèi)流場的擾動(dòng)更加劇烈，火焰面的卷曲程度比障礙物單側(cè)和對(duì)稱排列時(shí)更加劇烈。火焰和激波在管壁和障礙物之間的頻繁碰撞有利于“熱點(diǎn)”的形成，從而加快爆震觸發(fā)。

3 結(jié) 論

本文對(duì)航空煤油單組分替代燃料的熱射流起爆過程進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，得到以下結(jié)論：

1) 構(gòu)建了正癸烷作為RP-3航空煤油的單組分替代燃料的詳細(xì)機(jī)理模型，通過對(duì)詳細(xì)機(jī)理進(jìn)行優(yōu)化和進(jìn)一步的簡化工作，得到一種包含26種組分、67步反應(yīng)的正癸烷簡化機(jī)理模型，并對(duì)簡化機(jī)理在描述著火和燃燒特性方面的準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)果證明所建立的67步正癸烷簡化機(jī)理能在較寬的工況范圍內(nèi)對(duì)正癸烷的著火特性和燃燒情況進(jìn)行良好預(yù)測，描述其化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)特性。

2) 在航空煤油DDT過程的數(shù)值模擬中可以發(fā)現(xiàn)，障礙物管道內(nèi)火焰的加速過程可分為4個(gè)階段：火焰-漩渦發(fā)展階段、漩渦-火焰作用階段、激波-火焰作用階段和爆震階段。在火焰加速前期，由障礙物形成的漩渦和湍流對(duì)火焰加速起著主導(dǎo)作用；在火焰加速后期，激波對(duì)未燃?xì)膺M(jìn)行預(yù)熱使其熱力學(xué)狀態(tài)得到大幅提升，在火焰、激波和障礙物的共同作用下會(huì)觸發(fā)爆震。

3) DDT時(shí)間和距離會(huì)隨著阻塞比的增大而減小。高阻塞比障礙物可以形成更大尺寸的漩渦以提升對(duì)火焰的擾流作用，并對(duì)壓縮波的反射和疊加作用更強(qiáng)，有利于前導(dǎo)激波的形成，從而促進(jìn)火焰的加速過程和爆震波的形成。

4) 在相同阻塞比下，障礙物交錯(cuò)排列時(shí)的DDT時(shí)間和距離最小。障礙物交錯(cuò)排列時(shí)爆震管內(nèi)的流線隨障礙物的位置呈交錯(cuò)分布，管內(nèi)流場的擾動(dòng)更加劇烈，火焰面的卷曲程度比障礙物單側(cè)和對(duì)稱排列時(shí)更加劇烈。火焰和激波在管壁和障礙物之間的頻繁碰撞有利于“熱點(diǎn)”的形成，從而加快爆震觸發(fā)。