陳 昊,白橋棟,翁春生

(南京理工大學(xué) 瞬態(tài)物理國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(jī)具有熵增小、熱效率和比沖高等優(yōu)點(diǎn),近年來受到國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注[2]。在多種爆轟發(fā)動機(jī)中,旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(jī)(Rotating Detonation Engine,RDE)由于結(jié)構(gòu)簡單,工作頻率高及只需單次點(diǎn)火等諸多優(yōu)勢,逐漸成為研究熱點(diǎn)[3]。

RDE一般采用煤油作燃料,使用液態(tài)燃料進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時(shí)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(diǎn)[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(yù)熱裂解或預(yù)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(zhuǎn)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(zhuǎn)爆轟進(jìn)行二維數(shù)值模擬,結(jié)果表明煤油裂解氣的組分對形成穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)爆轟波所需的時(shí)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?xì)饽軌蛟诟脱鹾康母谎蹩諝庵袑?shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(nèi)混合氣與空氣的噴注摻混過程。

目前國內(nèi)外對RDE的大部分?jǐn)?shù)值研究均采用預(yù)混噴注模型,即假設(shè)燃料與氧化劑按一定當(dāng)量比預(yù)混好后噴入燃燒室,忽略摻混過程對旋轉(zhuǎn)爆轟的影響?；陬A(yù)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(zhuǎn)爆轟的影響,揭示了旋轉(zhuǎn)爆轟的基本規(guī)律。但在實(shí)際實(shí)驗(yàn)條件下,為防止回火,RDE多采用非預(yù)混噴注結(jié)構(gòu),即燃料與氧化劑分別進(jìn)入燃燒室,邊摻混邊燃燒。BIGLER等[14]通過改變?nèi)剂蠂娍组g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(dǎo)致發(fā)動機(jī)推力與比沖下降、旋轉(zhuǎn)爆轟波數(shù)目與傳播速度減小且更易產(chǎn)生對向傳播的旋轉(zhuǎn)爆轟波。ZHOU等[15]發(fā)現(xiàn)噴注環(huán)縫寬度過大時(shí)燃料與氧化劑的摻混效果太差是造成旋轉(zhuǎn)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(yīng)的方案下實(shí)現(xiàn)了三維非預(yù)混噴注旋轉(zhuǎn)爆轟數(shù)值模擬,非預(yù)混噴注下RDE的數(shù)值模擬工作逐漸展開。GAILLARD等[17]對比了預(yù)混均勻噴注、預(yù)混小孔噴注和非預(yù)混小孔噴注3種噴注結(jié)構(gòu)下的旋轉(zhuǎn)爆轟流場,發(fā)現(xiàn)非預(yù)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(zhuǎn)爆轟波速度和壓力最低。徐雪陽等[18]對小孔-環(huán)縫型非預(yù)混RDE進(jìn)行數(shù)值模擬,結(jié)果表明旋轉(zhuǎn)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(jié)果均表明:燃料與氧化劑的摻混效果對旋轉(zhuǎn)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(shí)現(xiàn)燃料和氧化劑的充分摻混是RDE研究的關(guān)鍵問題。

研究人員也在燃料與氧化劑的混合機(jī)制以及混合效果的影響因素方面開展了相關(guān)研究。RANKIN等[19]采用平面激光誘導(dǎo)熒光法觀察了小孔-環(huán)縫型非預(yù)混RDE燃燒室內(nèi)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(yù)混噴注結(jié)構(gòu)下空氣與燃料射流混合過程中的渦結(jié)構(gòu)形成、轉(zhuǎn)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(cè)噴注、入口總壓及出口反壓對小孔-環(huán)縫型RDE燃燒室內(nèi)冷流摻混效果的影響。但上述研究與文獻(xiàn)[10]均采用雷諾時(shí)均方法,所獲得的流場數(shù)據(jù)時(shí)空分辨率較低,不足以全面揭示非預(yù)混RDE燃燒室內(nèi)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(yù)混RDE燃燒室內(nèi)氫氧混合特性研究,但計(jì)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(jié)構(gòu)非預(yù)混RDE燃燒室內(nèi)冷流摻混特性研究,同時(shí)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(jié)果可為煤油裂解氣RDE的噴注結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 物理模型與計(jì)算方法

1.1 物理模型

三維小孔-環(huán)縫型非預(yù)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(yīng),空氣通過收擴(kuò)環(huán)縫供應(yīng),環(huán)縫入口寬度為5 mm,喉部寬度為0.6 mm。燃燒室內(nèi)、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(jì)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(jìn)行二維大渦模擬研究,計(jì)算模型如圖2所示。該處理只會使近場的部分渦結(jié)構(gòu)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(cè)為空氣入口,下側(cè)為裂解氣入口,右側(cè)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(shè)計(jì)了4種噴注結(jié)構(gòu),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(jì)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(yīng)多組分可壓縮流LES控制方程可以通過對質(zhì)量守恒、動量守恒、能量守恒、組分輸運(yùn)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(guān)鍵是對亞格子通量進(jìn)行建模封閉,亞網(wǎng)格應(yīng)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(yīng)力模型,亞格子湍動能和亞格子渦粘系數(shù)由下式計(jì)算得到[25]:

(12)

(13)

1.3 數(shù)值計(jì)算設(shè)置及網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

本文使用開源數(shù)值模擬軟件OpenFOAM中的rhoReactingCentralFoam求解器對旋轉(zhuǎn)爆轟燃燒室內(nèi)煤油裂解氣冷態(tài)摻混過程進(jìn)行研究。DUNCAN對該求解器進(jìn)行了驗(yàn)證[26]。熱物性參數(shù)和輸運(yùn)參數(shù)分別采用JANAF熱力學(xué)表和Sutherland公式進(jìn)行計(jì)算。對流項(xiàng)的離散采用了Kurganov的二階Godunov型中心格式和迎風(fēng)中心格式[27]。時(shí)間項(xiàng)采用二階向后差分,通過設(shè)置最大Courant數(shù)為0.1來自動調(diào)整時(shí)間步長,實(shí)際計(jì)算時(shí)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(dāng)出口為超音速時(shí),所有守恒變量由內(nèi)部流場外推得到;當(dāng)出口為亞音速時(shí),邊界點(diǎn)壓力等于外界背壓,而其他守恒變量由內(nèi)部流場外推得到,外界背壓為101 325 Pa。

為適應(yīng)黏性計(jì)算,捕獲激波與主要摻混區(qū)域的精細(xì)流場結(jié)構(gòu),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(jìn)行了加密。以圖2(a)中計(jì)算模型為例進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,分別在總網(wǎng)格數(shù)為130 540、178 450以及213 410時(shí)得到燃燒室中軸線上的溫度分布如圖3所示。結(jié)果表明總網(wǎng)格數(shù)在178 450以上的計(jì)算結(jié)果相差很小,滿足精度的要求。綜合計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間,最終選擇總數(shù)為178 450的網(wǎng)格進(jìn)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(guān)性驗(yàn)證圖Fig.3 Independence of meshing

2 結(jié)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(zhì)量分?jǐn)?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(jì)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(shí)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(dāng)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(jì)算工況的參數(shù)如表1所示。

表1 計(jì)算工況表Table 1 Calculation condition

2.1 煤油裂解氣摻混流場結(jié)構(gòu)

2.1.1 整體流場分析

工況1在1 ms內(nèi)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(shí)流場已到達(dá)準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)。

圖4 1 ms內(nèi)的殘差圖Fig.4 Residuals within 1 ms

圖5給出了工況1中兩進(jìn)口流量隨時(shí)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(shí)波動劇烈,但在經(jīng)過一段時(shí)間后到達(dá)穩(wěn)定,其中煤油裂解氣穩(wěn)定時(shí)的平均流量為0.198 g/s,空氣穩(wěn)定時(shí)的平均流量為3.172 g/s,經(jīng)計(jì)算工況1的噴注當(dāng)量比為1 左右。其他工況下噴注當(dāng)量比的計(jì)算方式類似。

圖5 工況1燃料和氧化劑進(jìn)口流量隨時(shí)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(jié)構(gòu)。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(shí),裂解氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)、溫度、馬赫數(shù)以及速度大小分布云圖。

圖6 1 ms時(shí)的流場結(jié)構(gòu)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(dá)到燃燒室寬度的3/4左右,主要分布在噴注側(cè),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(kuò)噴管喉部附近極速膨脹,形成了馬赫盤等波系結(jié)構(gòu)?？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(shí)的波系結(jié)構(gòu)。圖7為1 ms時(shí)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(chǎn)生了激波,強(qiáng)度與裂解氣和空氣的噴注壓力有關(guān),其在遇到壁面后反射,反射激波與滑移線相互作用,產(chǎn)生激波與剪切層的作用面。計(jì)算結(jié)果與使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型的文獻(xiàn)[24]觀察到的波系結(jié)構(gòu)類似。

圖7 1 ms時(shí)的密度梯度云圖Fig.7 Density gradient at 1 ms

2.1.2 時(shí)均流場分析

為了更直觀地觀察冷流場中裂解氣與當(dāng)量比ER的整體分布情況,對工況1在1 ms內(nèi)的裂解氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)及當(dāng)量比分布作時(shí)均處理,結(jié)果如圖8所示。

圖8 1 ms內(nèi)的時(shí)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(dá)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(cè)次之,遠(yuǎn)離噴注側(cè)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(shí)均當(dāng)量比的分布規(guī)律與時(shí)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(dāng)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(nèi)裂解氣時(shí)均質(zhì)量分?jǐn)?shù)以及時(shí)均當(dāng)量比進(jìn)行分析,結(jié)果如圖9所示?？芍?當(dāng)y=2.5 mm時(shí),沿燃燒室軸向方向,裂解氣先增加后減少,裂解氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)最高可達(dá)0.56左右,裂解氣質(zhì)量分?jǐn)?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(zhì)量分?jǐn)?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(zhì)量分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)小于另外兩條截線,這與裂解氣時(shí)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(jié)構(gòu)的多發(fā)區(qū),渦兩側(cè)裂解氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于渦中心裂解氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù),所取截線恰好穿過了某些渦結(jié)構(gòu)。當(dāng)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(shí)流場分析

以工況1為例說明裂解氣射流渦結(jié)構(gòu)的形成與脫落過程。圖10為各個時(shí)刻冷流場中的裂解氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。

圖10 各個時(shí)刻的裂解氣質(zhì)量分?jǐn)?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(shí),裂解氣射流即將流出燃料噴孔;0.03 ms時(shí),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(shí),裂解氣射流在慣性作用下保持偏轉(zhuǎn)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(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸減少,慣性偏轉(zhuǎn)作用會導(dǎo)致在燃燒室內(nèi)側(cè)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(zhuǎn)已越來越大,有回轉(zhuǎn)形成渦結(jié)構(gòu)的趨勢;0.14 ms時(shí),第一個渦結(jié)構(gòu)已經(jīng)形成并充分發(fā)展,在靠近燃燒室內(nèi)側(cè)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(shí),部分裂解氣與第一個渦結(jié)構(gòu)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(zhuǎn),以形成第二個渦結(jié)構(gòu);0.17 ms時(shí),第二個渦結(jié)構(gòu)已經(jīng)形成,同時(shí)又有部分裂解氣即將剝離出去;0.21 ms時(shí),前幾個形成的渦結(jié)構(gòu)在空氣的推動下融合成為一個大渦,同時(shí)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(shí),又有部分裂解氣即將從新融合形成的大渦中剝離出去?？傊?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(jié)構(gòu),它們交替地形成、脫落以及融合,使得流場具有很強(qiáng)的非定常性。裂解氣和空氣之間的混合在這些渦結(jié)構(gòu)的卷帶作用下大幅增強(qiáng),這正是兩者混合的主要機(jī)制。這些渦結(jié)構(gòu)隨著流動的發(fā)展向下游輸運(yùn),并逐漸變大。此外,流場中的低壓回流區(qū)也可以促進(jìn)裂解氣與空氣的混合。計(jì)算結(jié)果與使用LES方法的文獻(xiàn)[22]中觀察到的流場特征類似,從側(cè)面驗(yàn)證了本文計(jì)算結(jié)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(xué)反應(yīng)機(jī)理計(jì)算一維爆轟傳播過程。如圖11所示,爆轟管總長為500 mm,內(nèi)部充滿0.1 MPa,300 K的當(dāng)量比可調(diào)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(cè)設(shè)置長為5 mm的高溫高壓(3 000 K,2.5 MPa)點(diǎn)火區(qū)來起爆。

表2 化學(xué)反應(yīng)參數(shù)表Table 2 Chemical reaction

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

化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)kf通過Arrhenius公式計(jì)算,如式(14)所示,其中A為指前因子,Ea為反應(yīng)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(dāng)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(nèi)冷流場的當(dāng)量比分布,圖12(a)為1 ms時(shí)的瞬時(shí)分布,圖12(b)為1 ms內(nèi)的時(shí)均分布。圖12(a)中的當(dāng)量比最大值為1.9,圖12(b)中的當(dāng)量比最大值為2.7,均無當(dāng)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(dāng)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(dāng)量比過大的區(qū)域,燃燒室內(nèi)壁面附近當(dāng)量比較低,燃燒室外壁面附近當(dāng)量比過低。當(dāng)量比過大或過小時(shí),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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)向下游輸運(yùn),在下游的可爆轟區(qū)域內(nèi)也存在著一些高當(dāng)量比的流體團(tuán),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(nèi)冷流場湍流脈動強(qiáng)烈,燃料和氧化劑之間的摻混有著很強(qiáng)的非定常性。

圖12 1 ms時(shí)燃燒室內(nèi)的當(dāng)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(zhuǎn)爆轟波的傳播速度為1 800 m/s,假設(shè)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(shí)間小于0.14 ms。

為分析噴注壓力對燃燒室內(nèi)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(shí)主要摻混區(qū)域的流線圖,染色使用煤油裂解氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。由圖可知:3種工況下燃燒室前段在0.14 ms時(shí)均在靠近裂解氣噴注側(cè)形成了回流區(qū)和大尺度的湍流渦結(jié)構(gòu),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(jié)構(gòu)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(jìn)入燃燒室時(shí)的慣性增大,角度偏轉(zhuǎn)更加嚴(yán)重,回轉(zhuǎn)形成回流區(qū)和湍流渦結(jié)構(gòu)的距離縮短。而回流區(qū)和湍流渦結(jié)構(gòu)是裂解氣與空氣混合的主要驅(qū)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(jià)裂解氣與空氣的摻混程度[29],即:

(15)

根據(jù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(jī)的工作特性可知,旋轉(zhuǎn)爆轟波的產(chǎn)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(jìn)行比較[10,21]。0.14 ms時(shí)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(jié)構(gòu)的多發(fā)區(qū),渦結(jié)構(gòu)兩側(cè)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(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(jī)成功起爆幾率,點(diǎn)火位置應(yīng)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(jié)論一致:提高噴注壓力會降低摻混效果,并且該結(jié)論與使用雷諾時(shí)均方法的文獻(xiàn)[21]中得出的結(jié)論一致,從側(cè)面驗(yàn)證了本文計(jì)算結(jié)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(nèi)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(shí)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(yuǎn)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(shí)靠近裂解氣噴注側(cè)形成的回流區(qū)和湍流渦結(jié)構(gòu)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(yuǎn)離燃燒室入口會增大裂解氣射流與空氣射流在到達(dá)燃燒室前的摻混距離和摻混時(shí)間,使得燃燒室入口處的初始摻混效果提高。旋轉(zhuǎn)爆轟波的產(chǎn)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(yuǎn)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(zhuǎn)最終回轉(zhuǎn)形成的回流區(qū)和湍流渦結(jié)構(gòu)的寬度增大,這同樣有利于提高摻混效果。因此可以認(rèn)為:裂解氣遠(yuǎn)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(shí)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(shí)的工況5摻混不均勻度全高于基礎(chǔ)工況1;裂解氣遠(yuǎn)離燃燒室入口噴注時(shí)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(jié)構(gòu)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(jīng)非常低,這說明該工況下?lián)交炀嚯x與摻混時(shí)間的提高讓裂解氣與空氣在到達(dá)燃燒室入口時(shí)就已經(jīng)有了較好的摻混程度。從整體而言,裂解氣遠(yuǎn)離燃燒室入口噴注時(shí)的摻混不均勻度明顯低于另兩種工況。因此可以得出結(jié)論:裂解氣遠(yuǎn)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(jié)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(nèi)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(shí)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(shí)靠近裂解氣噴注側(cè)形成的回流區(qū)和湍流渦結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)更加復(fù)雜。而回流區(qū)和湍流渦結(jié)構(gòu)是裂解氣與空氣混合的主要驅(qū)動力,因此,可以定性地認(rèn)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(shí)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(jié)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(jié)論

本文通過對簡化后的二維小孔-環(huán)縫型旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)煤油裂解氣/空氣冷態(tài)摻混過程進(jìn)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(jié)構(gòu)及摻混效果的影響,得出如下結(jié)論:

①大渦模擬方法與雷諾時(shí)均方法在流場波系結(jié)構(gòu)與整體摻混效果評價(jià)上所得結(jié)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(jié)構(gòu)的形成、融合、轉(zhuǎn)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(shí)際情況。

②小孔-環(huán)縫型煤油裂解氣/空氣旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)冷流場具有明顯的欠膨脹特征和很強(qiáng)的非定常性。其中由于K-H不穩(wěn)定性產(chǎn)生的大尺度湍流渦結(jié)構(gòu)的卷帶作用是裂解氣與空氣混合的主要機(jī)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(shí)均裂解氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)與時(shí)均當(dāng)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(cè)次之,遠(yuǎn)離噴注側(cè)最小。

④采用有限速率模型和一步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理計(jì)算得到的煤油裂解氣/空氣一維可爆轟當(dāng)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(diǎn)火位置應(yīng)位于快速摻混區(qū)域之后。

⑥在保證當(dāng)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(yuǎn)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。