范 博,沈赤兵,王 科

(國防科技大學(xué) 高超聲速技術(shù)實(shí)驗(yàn)室,長沙 410073)

0 引言

在高超聲速飛行器及其推進(jìn)系統(tǒng)的研制過程中,需要對其氣動力參數(shù)、燃燒效率等參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn)研究,因此需要建造地面試驗(yàn)系統(tǒng)以提供與其實(shí)際飛行時(shí)相同來流條件的均勻熱氣流?，F(xiàn)有的高超聲速飛行器地面試驗(yàn)系統(tǒng)中,空氣加熱器是關(guān)鍵設(shè)備之一[1-3]?？諝饧訜崞靼垂ぷ鞣绞娇煞譃樾顭崾脚c燃燒式,其中蓄熱式加熱器通過電弧預(yù)熱、燃燒預(yù)熱等方式將空氣加熱至設(shè)定溫度,但試驗(yàn)準(zhǔn)備周期長、設(shè)備成本高、空氣中氮氧分子電離化等問題難以滿足長程試驗(yàn)的要求。而燃燒式空氣加熱器通過燃燒一定量的燃料提供熱量并補(bǔ)氧與常溫空氣摻混,經(jīng)過拉瓦爾噴管加速后得到與空氣中氧含量相同、流場品質(zhì)均勻的高速熱氣流。與蓄熱式加熱器相比,燃燒式空氣加熱器具有運(yùn)行效率高、適用范圍寬等優(yōu)點(diǎn),在國內(nèi)外的高超聲速風(fēng)洞中得到了廣泛應(yīng)用[4-7]。

燃燒式空氣加熱器的燃燒組織方式與液體火箭發(fā)動機(jī)類似,可類比為使用空氣、液氧、醇類或烴類燃料的三組元液體火箭發(fā)動機(jī)。但三組元空氣加熱器的噴霧燃燒過程涉及點(diǎn)火困難、火焰難以維持及燃燒不穩(wěn)定問題。針對上述問題,國內(nèi)外對空氣加熱器燃燒穩(wěn)定性問題展開了試驗(yàn)和理論研究。Hashimoto在研制采用同軸直流式噴嘴的空氣/氧氣/氫氣空氣加熱器時(shí),發(fā)現(xiàn)僅在當(dāng)量比大于0.35,且空氣與燃料噴注速度保持在一定范圍時(shí),才能成功點(diǎn)火并維持穩(wěn)定燃燒[8]。王壯等對雙組元同軸直流式噴注器的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了數(shù)值仿真,對比分析了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對火焰長度、混合效果的影響[9]。中國空氣動力研究與發(fā)展中心研制了采用空氣/液氧/異丁烷的空氣加熱器,并設(shè)計(jì)新型液氧/異丁烷火炬點(diǎn)火器,能夠?qū)崿F(xiàn)快速點(diǎn)火并維持火焰穩(wěn)定燃燒[10]。西安航天動力研究所進(jìn)行了一系列試驗(yàn)研究,分析了空氣流量對加熱器燃燒穩(wěn)定性與燃燒效率的影響,并通過采用等離子體點(diǎn)火技術(shù),驗(yàn)證了等離子體射流對加熱器點(diǎn)火可靠性的作用[11-13]。文獻(xiàn)[14-15]對多噴嘴構(gòu)型的軸對稱氫氧加熱器進(jìn)行了數(shù)值仿真研究,分析了中心噴嘴和外圍噴嘴距離與噴注面板半徑的比值對燃燒效率的影響。

目前針對空氣加熱器進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究,仿真計(jì)算研究較少,且在噴霧燃燒的仿真中未能考慮液滴的運(yùn)動、蒸發(fā)等過程。本文在空氣加熱器試驗(yàn)工況的基礎(chǔ)上,采用離散相模型(discrete phase model,DPM)進(jìn)行三維仿真計(jì)算,研究空氣噴注壓降與酒精噴注壓降對燃燒流場的影響,分析空氣加熱器穩(wěn)定工作的邊界及不穩(wěn)定燃燒時(shí)的火焰動態(tài)變化過程。

1 計(jì)算模型

1.1 物理模型

空氣加熱器計(jì)算模型如圖1所示,計(jì)算域包含空氣入口環(huán)縫、酒精與液氧入口、燃燒室與噴管,燃燒室內(nèi)長398 mm、寬45 mm、高141 mm,設(shè)計(jì)室壓為1.2 MPa。

圖1 空氣加熱器計(jì)算域

坐標(biāo)原點(diǎn)在酒精噴嘴與z向?qū)ΨQ面交點(diǎn)處,沿燃燒室軸線方向?yàn)閤,高度方向?yàn)閥,展向方向(寬度方向)為z。空氣質(zhì)量流量為0.502 kg/s,液氧流量為0.117 kg/s,酒精流量為0.039 kg/s。本文保持三組元的流量不變,通過改變噴嘴尺寸以改變噴注壓降,工況參數(shù)設(shè)置見表1?？諝狻⒕凭俣葹閲娮旃?jié)流處的噴注速度,液氧噴注壓降為0.87 MPa,噴注速度為41.2 m/s。

表1 仿真工況設(shè)置

1.2 控制方程

本文采用離散相模型對空氣加熱器的噴霧燃燒過程進(jìn)行仿真,離散相模型通過在歐拉體系中描述氣相流場,在拉格朗日體系中描述液滴的運(yùn)動、蒸發(fā)過程,并通過將液滴蒸發(fā)后的質(zhì)量、動量與能量添加到氣相控制方程中的源項(xiàng)以實(shí)現(xiàn)對液體噴霧燃燒過程的模擬。由于噴霧過程中射流的破碎與霧化涉及的機(jī)理眾多且較為復(fù)雜,本文主要針對燃燒流場進(jìn)行仿真,因此僅通過給定噴注流量、初始粒徑代替復(fù)雜的霧化過程,噴注速度根據(jù)流量與噴注面積計(jì)算得到。控制方程的求解采用基于壓力的耦合算法,湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。

計(jì)算中采用渦耗散(eddy dissipation)模型模擬燃燒過程,渦耗散模型通過求解大渦的混合時(shí)間尺度以控制化學(xué)反應(yīng)速率,對燃燒過程的模擬較為準(zhǔn)確。由于酒精燃燒的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理十分復(fù)雜,為簡化反應(yīng)過程,本文仿真采用總包反應(yīng),反應(yīng)方程式為

C2H5OH+3O2→2CO2+3H2O

(1)

控制方程的推導(dǎo)過程和求解方法見文獻(xiàn)[16-18]。

1.3 網(wǎng)格劃分與邊界條件

為保證計(jì)算精度,計(jì)算域采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分。液氧與酒精采用噴注面釋放液滴顆粒的類型,且由于空氣噴注速度較大,因此在噴注面、混合區(qū)域及空氣噴嘴出口處的網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密,如圖2所示,網(wǎng)格數(shù)在50萬以上。

圖2 網(wǎng)格示意圖

空氣入口采用質(zhì)量流量入口,入口溫度為300 K;液氧、酒精給定質(zhì)量流量、噴注溫度(分別為90 K和300 K),噴注速度由質(zhì)量流量、噴注面積與液體密度計(jì)算得到。離散相采用二次破碎模型。噴管出口處設(shè)置為大氣壓力。近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù),均為絕熱無滑移壁面。

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

為了檢驗(yàn)網(wǎng)格分辨率對噴霧燃燒流場的計(jì)算準(zhǔn)確性,針對表1的工況1劃分了3套網(wǎng)格,網(wǎng)格數(shù)分別為20萬、50萬、100萬,分別命名為網(wǎng)格1、2、3,每套網(wǎng)格在空氣入口、液氧、酒精噴注面及反應(yīng)混合層處布置了較密的網(wǎng)格點(diǎn)。

燃燒室軸線處的溫度分布如圖3所示。

圖3 溫度沿燃燒室軸線的定量分布

由圖3可知:20萬網(wǎng)格下的燃燒室溫度略高于50萬和120萬網(wǎng)格,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到50萬后,進(jìn)一步加密網(wǎng)格無法對仿真結(jié)果產(chǎn)生顯著影響,故本文采用50萬網(wǎng)格數(shù)的網(wǎng)格進(jìn)行仿真。

2 模型驗(yàn)證

根據(jù)熱力學(xué)計(jì)算(CEA)得到空氣加熱器噴管出口處燃?xì)饪倻貫? 551 K,數(shù)值計(jì)算得到的出口處燃?xì)赓|(zhì)量流量加權(quán)平均總溫見表2[19],數(shù)值仿真結(jié)果與理論計(jì)算相對偏差在1%以內(nèi)。

表2 噴管出口燃?xì)赓|(zhì)量流量加權(quán)平均總溫

對工況1的噴霧燃燒流場與前期空氣加熱器試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比驗(yàn)證。圖4對比了冷試工況下液氧射流進(jìn)入燃燒室后的試驗(yàn)與仿真分布,冷試條件下燃燒室壓力較低,空氣進(jìn)入燃燒室后會形成強(qiáng)回流區(qū),使得液氧噴霧在出口端面形成較大的噴霧錐角,仿真結(jié)果能夠表現(xiàn)出冷流條件下液氧噴霧在噴注面的分布情況。

圖4 冷試情況下液氧噴霧試驗(yàn)與仿真結(jié)果

圖5對比了空氣加熱器成功點(diǎn)火后的火焰圖像與仿真結(jié)果,此時(shí)火焰附著在噴嘴出口處,酒精射流沿軸線向燃燒室下游運(yùn)動,仿真與試驗(yàn)均觀察到液氧噴霧呈小角度錐角。由于數(shù)值仿真采用時(shí)間平均的方法,故未能捕捉到射流失穩(wěn)的過程。綜合考慮,本文采用的方法能夠仿真空氣加熱器噴霧燃燒過程。

圖5 噴霧燃燒場計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對比

3 噴注壓降對噴霧燃燒流場影響

3.1 空氣噴注壓降對噴霧燃燒流場的影響

空氣加熱器中空氣噴注質(zhì)量流量占總流量的76.29%,且噴注速度大,液氧、酒精射流在空氣的作用下發(fā)生破碎與霧化,通過調(diào)整空氣噴注壓降能夠改變噴注速度,進(jìn)而影響霧化效果與噴霧燃燒流場。本節(jié)保持三組元質(zhì)量流量不變,通過改變空氣節(jié)流處環(huán)縫面積研究空氣噴注壓降影響,工況參數(shù)設(shè)置見表1的工況1～工況3。

圖6給出了工況1、2、3的噴霧流場示意圖。其中藍(lán)色顆粒代表液氧噴霧,黃色顆粒代表酒精噴霧。液氧噴霧在進(jìn)入燃燒室后迅速霧化蒸發(fā)為氣態(tài),提高空氣噴注壓降能夠促進(jìn)液氧噴霧的霧化、蒸發(fā)過程,與工況1相比,工況3的液氧更快蒸發(fā)。且受到空氣包裹作用的影響,液氧霧化噴霧錐角呈現(xiàn)減小的趨勢?？諝饧訜崞骶凭淞髟诳諝饬鲌龅淖饔孟掳l(fā)生失穩(wěn)破碎,圖7給出了工況1和工況3在不同流向截面處酒精液滴的粒徑分布,射流核心區(qū)粒徑最大,沿著射流核心區(qū)向外圍擴(kuò)展,與空氣的剪切作用更強(qiáng),粒徑較小的液滴逐漸剝離脫落。隨著射流與噴注面距離的增加,霧化效果更加明顯,液滴伴隨流場運(yùn)動向外擴(kuò)散,在距噴注面140 mm時(shí),粒徑分布趨于平均。當(dāng)提高空氣噴注壓降時(shí),空氣與酒精射流的速度比增大,改善了霧化效果。由圖7可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)空氣噴注速度較低時(shí),射流完全霧化需要的距離更長,粒徑較大的液滴聚集在燃燒室軸線處,在140 mm處依然存在大于200 μm的液滴,隨著空氣噴注速度的提高,大液滴在氣動力的剪切作用下更易剝離形成更小的液滴,霧化距離明顯減短,結(jié)合射流穿透深度與酒精質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布(見圖8)可以得到,在140 mm處完全霧化并均勻分布在燃燒室軸線處,而低壓降時(shí)在280 mm處才能霧化為均勻的小液滴。因此,提高空氣壓降能夠改善霧化效果,霧化距離顯著變短。此外,提高空氣噴注壓降,空氣卷吸能力增強(qiáng),能夠卷吸更多蒸發(fā)后的酒精蒸氣進(jìn)入噴注面與上、下壁面之間的回流區(qū),有助于酒精、氧氣的混合。

圖6 噴霧流場分布

圖7 酒精液滴粒徑分布

圖8 對稱面射流穿透深度與酒精質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖9是燃燒室對稱面和流向截面上的溫度分布云圖。根據(jù)溫度云圖可以發(fā)現(xiàn),空氣噴注壓降對火焰結(jié)構(gòu)有顯著的影響,主要體現(xiàn)在火焰展向高度與燃燒釋熱區(qū)離噴注面的距離。提高噴注壓降后,進(jìn)入燃燒室后噴注面板處的回流區(qū)域變大,能卷吸更多的熱燃?xì)膺M(jìn)入上下壁面之內(nèi)的回流區(qū)域,火焰沿y方向擴(kuò)散效果明顯,靠近噴注面處的平均溫度更高。同時(shí)由于酒精射流的穿透距離變短,酒精燃燒釋熱區(qū)提前,酒精蒸氣能夠在燃燒室中部完全燃燒,火焰結(jié)構(gòu)更加緊湊。根據(jù)火焰沿流向截面的分布圖可以得到,由于低空氣噴注壓降時(shí),酒精分布集中在燃燒室軸線處,在靠近噴注面處氧氣對酒精蒸氣包裹效果更強(qiáng),因此局部發(fā)生富氧預(yù)混燃燒,此時(shí)溫度過高,達(dá)到3 400 K以上,不利于燃燒室的熱防護(hù)。沿流向方向的火焰在方形燃燒室的約束下呈現(xiàn)規(guī)則均勻的方形形狀,且隨著與噴注面距離的增加變化并不明顯。而提高噴注壓降后,火焰在燃燒室中部后失去規(guī)則的形狀,逐漸擴(kuò)散至整個(gè)截面,而通過不同流向截面火焰溫度定量分布(見圖10)可知,高空氣噴注壓降下,酒精的燃燒釋熱區(qū)提前后,能夠更有效地對空氣進(jìn)行加熱,在相同截面處,燒室溫度分布更加均勻,由于低空氣噴注壓降酒精燃燒釋熱區(qū)靠后且火焰穩(wěn)定在流向軸線處,因此燃燒室平均溫度上升平緩,沿y方向溫度梯度較大。與工況1相比,工況3的火焰長度縮短了40%,對空氣的加熱效果有明顯提升。

圖9 燃燒室溫度分布云圖(工況1、工況2、工況3)

圖10 流向截面溫度定量分布圖

3.2 酒精噴注壓降對噴霧燃燒流場的影響

空氣加熱器通過燃燒一定量的燃料并補(bǔ)氧釋熱以加熱氣流,本文研究的空氣加熱器采用液氧酒精組合,而試驗(yàn)過程中,液氧進(jìn)入燃燒室內(nèi)迅速汽化蒸發(fā),酒精的沸點(diǎn)較高,蒸發(fā)距離更長,更易對燃燒室燃燒流場產(chǎn)生影響,因此酒精噴注壓降對噴霧燃燒的影響需要進(jìn)一步研究。本文通過保持流量恒定,改變酒精噴注面積調(diào)整噴注壓降,工況參數(shù)見表1的工況1、4、5。

酒精射流進(jìn)入燃燒室后,與空氣的速度差產(chǎn)生了剪切作用,射流表面失穩(wěn)后破碎形成液滴。圖11對比了不同酒精噴注壓降下噴霧沿燃燒室流向方向的分布?？梢钥吹诫S著酒精噴注壓降的降低,噴霧錐角變大,液滴的穿透深度逐漸減小,當(dāng)酒精噴注壓降降低58%時(shí),液滴穿透深度減小了29%。噴注壓降較低時(shí),液滴沿燃燒室展向方向(z方向)擴(kuò)散明顯,并且低噴注壓降時(shí)酒精射流的霧化效果變差,在距噴注面200 mm處,工況4、5射流核心區(qū)依然聚集了較多粒徑大于250 μm的液滴。高速射流在噴嘴出口時(shí)受氣動力減速的作用及出口擾動情況較為顯著,能夠促進(jìn)射流的破碎霧化過程,而低速射流受氣動力減速效果不明顯,并且射流出口穩(wěn)定性更好,因此破碎霧化過程更依賴與空氣的剪切作用,此時(shí)在與高速氣流接觸的射流邊緣處小粒徑液滴剝離脫落,伴隨流場運(yùn)動,而在射流核心區(qū)始終存在較大直徑的液滴。綜上所述,提高酒精噴注壓降會增強(qiáng)射流的不穩(wěn)定性,改善霧化效果。

圖11 酒精噴霧沿流向方向(y=0 mm)分布

圖12給出了工況4、工況5對稱面與流向截面上的溫度分布云圖(工況1的溫度分布云圖見圖9)。當(dāng)酒精噴霧的穿透距離縮短后,火焰長度隨之減小。前文提到,進(jìn)入燃燒室的空氣會卷吸酒精蒸氣與熱燃?xì)膺M(jìn)入回流區(qū),當(dāng)酒精噴注動量減小后,使得酒精蒸氣更易隨流場運(yùn)動,噴注面板附近的氧氣與酒精蒸氣混合效果更好,火焰溫度較高。由圖12可以看到,降低酒精噴注壓降會使空氣卷起更多的熱燃?xì)膺M(jìn)入近壁面處的回流區(qū),具體表現(xiàn)為火焰沿y方向的擴(kuò)散更為明顯。在燃燒室后部,主要為酒精蒸氣與空氣的擴(kuò)散燃燒,燃燒釋熱區(qū)域會隨著酒精噴注壓降的降低而減小,整體分析不同酒精噴注壓降下的火焰結(jié)構(gòu),發(fā)現(xiàn)隨噴注壓降的降低,火焰結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)扁平短的特征。

圖12 燃燒室溫度分布云圖(工況4、工況5)

3.3 火焰穩(wěn)定性研究

為進(jìn)一步研究空氣、酒精噴注壓降對空氣加熱器點(diǎn)火與火焰維持的影響,在前文的基礎(chǔ)上對燃燒穩(wěn)定性進(jìn)行仿真研究,工況設(shè)置見表3。

表3 燃燒不穩(wěn)定仿真工況設(shè)置

空氣加熱器的破碎、霧化、摻混過程主要靠空氣對射流作用完成,保持其他參數(shù)不變,改變空氣噴注壓降時(shí),會導(dǎo)致空氣噴注速度與進(jìn)入燃燒室的空氣動量變化,進(jìn)而影響酒精、液氧的霧化與摻混效果,不利于空氣加熱器的點(diǎn)火與火焰維持。如圖13所示,當(dāng)空氣噴注壓降過低時(shí),酒精噴霧霧化效果變差,酒精蒸氣隨流場被吹向燃燒室下游,且空氣無法卷吸足夠的熱燃?xì)膺M(jìn)入回流區(qū),空氣加熱器燃燒火焰無法維持,容易發(fā)生熄火。而空氣噴注壓降過高時(shí),火焰被吹離噴嘴出口,酒精在燃燒室前部劇烈燃燒,此時(shí)空氣卷吸高溫?zé)崛細(xì)膺M(jìn)入在上下壁面間擺動,不利于燃燒室壁面的熱防護(hù)。因此空氣噴注壓降的變化會導(dǎo)致加熱器的點(diǎn)火困難及火焰無法維持。結(jié)合前文的研究,發(fā)現(xiàn)當(dāng)空氣噴注壓降與酒精噴注壓降之比小于0.58時(shí),酒精霧化效果差,空氣卷吸能力變差,加熱器點(diǎn)火困難且容易熄火;當(dāng)壓降之比大于1.1時(shí),加熱器成功點(diǎn)火后劇烈燃燒,溫度過高,容易燒蝕壁面。

圖13 燃燒室溫度與酒精分布云圖

工況8研究了酒精噴注壓降對燃燒穩(wěn)定性的影響,當(dāng)提高噴注壓降時(shí),噴霧出口速度快,穿透深度大,在大尺度表面波的作用下發(fā)生失穩(wěn),逐漸偏離流向軸線,導(dǎo)致酒精蒸氣隨流場沿y方向上下擺動。此時(shí)燃燒室壓力出現(xiàn)周期性振蕩,數(shù)值計(jì)算得到的壓力振蕩如圖14所示(監(jiān)測點(diǎn)布置見圖15),結(jié)合圖15噴霧燃燒火焰在半個(gè)振蕩周期內(nèi)的動態(tài)變化(藍(lán)色顆粒表示液氧射流,紅色顆粒表示酒精射流)可以看到,酒精與液氧摻混燃燒的擴(kuò)散火焰穩(wěn)定在噴嘴出口處,火焰隨酒精蒸氣的分布逐漸偏離燃燒室軸線,當(dāng)火焰向上壁面偏離時(shí),空氣能夠卷吸更多的熱燃?xì)夂鸵兹蓟旌衔镞M(jìn)入上壁面與噴注面板間的回流區(qū),下壁面與噴注面板間的回流區(qū)由于易燃混合物的減少而難以維持,上部回流區(qū)內(nèi)酒精與液氧迅速燃燒釋熱,而下部主要為酒精射流前端蒸發(fā)后的蒸氣與空氣摻混燃燒,此時(shí)火焰完全偏向燃燒室上部,室壓達(dá)到峰值。

圖14 燃燒室壓力振蕩

圖15 半個(gè)振蕩周期內(nèi)的噴霧燃燒流場

待聚集在上半?yún)^(qū)域的酒精蒸氣充分燃燒后,火焰逐漸收縮,酒精噴霧穿透距離減小并在軸線處均勻分布,燃燒室壓力在這一過程中逐漸降低。但噴霧難以維持在軸線處,上壁面回流區(qū)進(jìn)一步縮小后,無法卷吸足夠的酒精蒸氣,因此噴霧開始向燃燒室下半部偏離,酒精蒸氣進(jìn)入下壁面與噴注面板間的回流區(qū)域并進(jìn)行燃燒釋熱,室壓再次開始攀升,直到火焰完全偏向燃燒室下部后,火焰重復(fù)上述過程向燃燒室上部擺動,如此往復(fù)維持了噴霧燃燒流場的不穩(wěn)定變化。

4 結(jié)論

本文采用離散相模型對空氣加熱器噴霧燃燒流場進(jìn)行了數(shù)值仿真研究,通過與加熱器試驗(yàn)圖像進(jìn)行對比,驗(yàn)證了仿真方法的準(zhǔn)確性,并研究了空氣噴注壓降與酒精噴注壓降對加熱器射流穿透深度、霧化效果、火焰結(jié)構(gòu)及燃燒穩(wěn)定性的影響,得到以下結(jié)論。

1)增加空氣噴注壓降能夠改善霧化效果,液氧噴霧錐角減小,酒精射流的穿透深度降低,霧化距離縮短了50%,增強(qiáng)了氧氣與酒精蒸氣的摻混,火焰結(jié)構(gòu)更加緊湊,酒精能夠在更短的距離內(nèi)完成燃燒釋熱,釋熱區(qū)長度縮短了40%,隨著空氣噴注壓降的增加,燃燒室內(nèi)溫度分布趨于均勻,有利于得到流場均勻的熱氣流。

2)降低酒精噴注壓降,噴霧錐角增大,酒精射流的穿透深度減小,酒精噴注壓降降低58%,射流穿透深度能夠減小29%,但低速射流較為穩(wěn)定,射流核心區(qū)不易發(fā)生霧化,因此降低噴注壓降不利于酒精的霧化。低噴注壓降時(shí),近噴注面附近酒精更易隨回流區(qū)運(yùn)動,與氧氣的混合燃燒更加劇烈,空氣卷吸的熱燃?xì)飧拷鼑娮⒚?但在燃燒室下游,火焰結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)扁平特征。

3)當(dāng)空氣噴注壓降超出穩(wěn)定工作范圍時(shí),火焰會被吹離噴嘴出口,過低的噴注壓降會使霧化效果變差,酒精無法在燃燒室內(nèi)完成霧化蒸發(fā),燃燒火焰難以維持,容易發(fā)生熄火。而當(dāng)噴注壓降超過臨界壓降時(shí),會使酒精與氧氣在燃燒室前部劇烈混合,釋熱區(qū)溫度達(dá)到3 400 K以上,不利于燃燒室熱防護(hù)。

4)當(dāng)酒精噴注壓降過高時(shí),噴霧流場無法維持穩(wěn)定,此時(shí)火焰雖然能夠穩(wěn)定在噴嘴出口,但會隨噴霧上下擺動,并且燃燒室壓力會出現(xiàn)周期性振蕩。

5)基于本文研究,對三組元同軸直流式噴嘴的設(shè)計(jì)提出以下改進(jìn)建議:確定空氣流量后,可根據(jù)氣體流量計(jì)算公式將空氣噴注壓降設(shè)定在臨界值附近,此時(shí)能夠改善酒精霧化效果并促進(jìn)摻混燃燒。同時(shí)酒精噴注壓降不應(yīng)過高,否則會導(dǎo)致噴霧燃燒火焰上下擺動,在確定空氣噴注壓降的基礎(chǔ)上,可保持空氣噴注壓降與酒精噴注壓降之比在1附近。