趙芳，史煜 ，王海鋒，任澤斌*，李先鋒 ，羅智鋒

（1.中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 空氣動(dòng)力學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 綿陽(yáng) 621000；2.中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 設(shè)備設(shè)計(jì)與測(cè)試技術(shù)研究所，四川 綿陽(yáng) 621000；3.中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，四川 綿陽(yáng) 621000）

0 引言

壓力恢復(fù)系統(tǒng)（pressure recovery system，PRS）是高能化學(xué)激光系統(tǒng)的關(guān)鍵分系統(tǒng)之一，布局上與氧碘激光器（chemical oxygen-iodine lasers，COIL）分系統(tǒng)相連，從氣體流動(dòng)的角度來說，PRS 分系統(tǒng)位于COIL 分系統(tǒng)的下游；COIL 激光器運(yùn)行的有利條件在于光腔內(nèi)低溫（150～170 K）、低壓（5torr 以下），因此，為保證COIL 激光器連續(xù)出光，須不斷排出光腔中出光反應(yīng)后的尾氣，以利于持續(xù)補(bǔ)充新鮮的增益介質(zhì)，同時(shí)，還需要維持光腔內(nèi)流動(dòng)的穩(wěn)定，保持光腔內(nèi)合適的壓力和溫度條件［1-3］。引射式壓力恢復(fù)系統(tǒng)主要由引射氣源、擴(kuò)壓器、引射器、引射器集氣室及排氣消聲段等組成［4］。作為引射式壓力恢復(fù)系統(tǒng)的核心部段，引射器的主要作用在于將擴(kuò)壓器出口的工作氣體引射到外界大氣中去，實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的壓力恢復(fù)；作為一種流體輸送裝置，引射器其基本原理在于利用引射噴嘴噴射形成高速射流的紊動(dòng)擴(kuò)散作用，使高壓、低壓兩股不同的流體混合，并進(jìn)行動(dòng)量、質(zhì)量交換，從而實(shí)現(xiàn)將低壓流體轉(zhuǎn)變?yōu)楦邏毫黧w的目的［5-7］。

常用的引射氣源主要包括壓縮空氣/氮?dú)?、蒸汽及高溫燃?xì)猓鄬?duì)于壓縮空氣、氮?dú)獾瘸匾錃庠炊裕邷厝細(xì)庖渚哂幸湫矢?、裝置規(guī)模小等優(yōu)勢(shì)；相對(duì)于蒸汽引射氣源來說，高溫燃?xì)庖湎艘錃怏w所含水分帶來的馬赫數(shù)提高造成的冷凝現(xiàn)象，因此，高溫燃?xì)庖鋺{借其特有的優(yōu)勢(shì)廣 泛應(yīng)用于各行各業(yè)［5，8］，卜 銀坤［9］將高溫燃?xì)庖淅碚撘氲焦I(yè)鍋爐領(lǐng)域，研制了鍋爐煙氣再 循 環(huán) 的 高 溫 煙 氣 引 射 器 ；徐 萬 武［1］、CONNAUGHTON J C 等［10］將高溫燃?xì)庖鋺?yīng)用到化學(xué)激光器及負(fù)壓/真空抽負(fù)系統(tǒng)；文彬等［11］利用高溫燃?xì)庖溟_展了航空發(fā)動(dòng)機(jī)排氣推力性能研究。高溫燃?xì)獾漠a(chǎn)生裝置主要為燃?xì)獍l(fā)生器，在結(jié)構(gòu)形式上則以火箭發(fā)動(dòng)機(jī)（含液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)及固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)）及航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)為主。其中，基于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器通常需要配置冷卻系統(tǒng)，導(dǎo)致系統(tǒng)體積龐大、結(jié)構(gòu)復(fù)雜；基于火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器則難以實(shí)現(xiàn)可重復(fù)利用，經(jīng)濟(jì)性差，因此，基于火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器不符合壓力恢復(fù)系統(tǒng)小型化、經(jīng)濟(jì)性等要求。創(chuàng)新性地將航空發(fā)動(dòng)機(jī)原理應(yīng)用于高溫燃?xì)庖錃庠丛O(shè)計(jì)，基于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的燃?xì)獍l(fā)生器采用了高效的氣膜冷卻技術(shù)，擺脫了基于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器所需的水冷系統(tǒng)；在燃燒推進(jìn)劑選擇上，可考慮空氣與酒精組合，容易獲取且價(jià)格低廉，綜合滿足了壓力恢復(fù)系統(tǒng)機(jī)動(dòng)性與經(jīng)濟(jì)性等要求。然而，現(xiàn)有的公開文獻(xiàn)關(guān)于該結(jié)構(gòu)形式的燃?xì)獍l(fā)生器在壓力恢復(fù)系統(tǒng)中的應(yīng)用報(bào)道較少。

本文為響應(yīng)引射式壓力恢復(fù)系統(tǒng)領(lǐng)域內(nèi)小型化、機(jī)動(dòng)化等需求，提出了一種采用航空發(fā)動(dòng)機(jī)環(huán)形燃燒室結(jié)構(gòu)的空氣/酒精燃?xì)獍l(fā)生器方案，并通過CFD 仿真軟件開展了相關(guān)計(jì)算，獲取了相關(guān)研究結(jié)果。

1 燃?xì)獍l(fā)生器方案

根據(jù)引射系統(tǒng)要求的長(zhǎng)時(shí)間工作（單次最長(zhǎng)工作時(shí)間不小于50 s）、小型化（不附帶額外的水冷系統(tǒng)）、高效（高溫氣源）及快啟動(dòng)（高能點(diǎn)火）等需求，設(shè)計(jì)了基于航空發(fā)動(dòng)機(jī)環(huán)形燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器。該燃?xì)獍l(fā)生器的工作原理主要基于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室，但兩者的應(yīng)用場(chǎng)景、工作模式及工況等大不相同，主要包括以下幾點(diǎn)：

（1） 燃燒推進(jìn)劑不同，常規(guī)航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室推進(jìn)劑以空氣/航空煤油為主，而本文采用空氣/酒精；

（2） 來流空氣條件不同，常規(guī)航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室來流為壓氣機(jī)出口高溫氣流（最高可至600 ℃左右），而燃?xì)獍l(fā)生器來流為高壓儲(chǔ)罐通過減壓閥減壓的低溫空氣（最低可至-20 ℃以下），來流條件相當(dāng)惡劣；

（3） 結(jié)構(gòu)接口不同，常規(guī)的航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室進(jìn)出口為環(huán)形截面，而燃?xì)獍l(fā)生器為圓形［12］。

因此，基于上述區(qū)別結(jié)合壓力恢復(fù)系統(tǒng)實(shí)際需求，燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)需在航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上著重開展低溫點(diǎn)火技術(shù)、燃燒組織方式、空氣流量配比及結(jié)構(gòu)尺寸布局等多項(xiàng)關(guān)鍵點(diǎn)設(shè)計(jì)。

燃?xì)獍l(fā)生器整體水平橫式布置（如圖1 所示），主要結(jié)構(gòu)組成包含擴(kuò)壓器、進(jìn)氣錐、燃燒室機(jī)匣、火焰筒、旋流器、離心式噴嘴、點(diǎn)火裝置，主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1 所示［12］。

表1 燃?xì)獍l(fā)生器主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Main design parameters of gas generator

圖1 燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of gas generator

燃?xì)獍l(fā)生器基本工作原理如圖2 所示：來流高速空氣進(jìn)入擴(kuò)壓器后，在擴(kuò)壓器漸擴(kuò)通道的作用下，氣流速度逐漸降低至所需數(shù)值，經(jīng)進(jìn)氣錐、帽罩分成2 路，一路經(jīng)旋流器及火焰筒頭部冷卻孔進(jìn)入主燃區(qū)，其中軸向氣流通過一、二級(jí)旋流器通道后形成高速旋轉(zhuǎn)氣流，在燃燒區(qū)域形成有利于火焰穩(wěn)定的回流區(qū)，并與噴嘴一次霧化后的液霧共同作用形成二次霧化，在回流區(qū)形成一個(gè)易于被高能點(diǎn)火電嘴點(diǎn)燃的燃料與空氣混合微團(tuán)，該微團(tuán)點(diǎn)著后在主燃區(qū)內(nèi)快速混合燃燒生成高溫燃?xì)?；另一路空氣則進(jìn)入火焰筒與燃燒室機(jī)匣形成的內(nèi)外環(huán)二股通道，分別通過火焰筒壁面上的主燃孔、摻混孔及冷卻孔進(jìn)入火焰筒。其中，通過主燃孔進(jìn)入火焰筒的空氣射流一部分被卷入主燃區(qū)參與燃燒，另一部分流向火焰筒下游參與混合；經(jīng)摻混孔射流進(jìn)入火焰筒中心的空氣與高溫燃?xì)膺M(jìn)行摻混，以調(diào)節(jié)燃燒室出口溫度分布。此外，經(jīng)冷卻孔進(jìn)入火焰筒的氣流則在火焰筒壁面形成氣膜保護(hù)層，用于冷卻火焰筒壁面，以防出現(xiàn)高溫?zé)g［12-13］。

圖2 燃?xì)獍l(fā)生器工作原理圖Fig.2 Working principle diagram of gas generator

噴嘴性能的優(yōu)劣直接影響到燃?xì)獍l(fā)生器的點(diǎn)火性能與燃燒效率，為實(shí)現(xiàn)燃?xì)獍l(fā)生器可靠、高效、穩(wěn)定燃燒，本方案中采用雙路離心式噴嘴（如圖3 所示），結(jié)合兩級(jí)軸向旋流器共同工作，設(shè)計(jì)工況下對(duì)應(yīng)的噴霧錐角（雙層）分別為100°、70°，索太爾平均直徑（Sauter mean diameter，SMD）為45 μm；后期通過噴霧試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果為噴霧錐角（雙層）分別為103°、72.5°，索太爾平均直徑（SMD）為40 μm［12］。

旋流器是火焰筒的重要組成部分，主要作用在于使得火焰筒頭部進(jìn)入主燃區(qū)的軸向氣流通過剪切旋轉(zhuǎn)形成點(diǎn)火回流區(qū)，本文采用的是兩級(jí)直葉片軸向旋流器，且兩級(jí)旋流器氣流旋轉(zhuǎn)方向相反。此外，一級(jí)旋流器出口帶文氏管，二級(jí)旋流器出口帶套筒；旋流器通過曲面環(huán)形件帽罩包裹，其作用在于增加頭部進(jìn)氣壓差以及減少壓力損失［13］。

火焰筒壁面采用多斜孔氣膜冷卻技術(shù)，進(jìn)入火焰筒與燃燒室機(jī)匣形成的內(nèi)外環(huán)二股通道的空氣通過火焰筒壁面均勻分布的大量?jī)A斜小孔進(jìn)入火焰筒，在火焰筒內(nèi)壁面形成一層均勻的保護(hù)氣膜，將火焰筒內(nèi)高溫燃?xì)馀c金屬壁面隔開，有效降低高溫燃?xì)馀c金屬壁面的對(duì)流傳熱，可使火焰筒壁面溫度控制在金屬長(zhǎng)期許用工作溫度下。

為保證燃?xì)獍l(fā)生器在低溫進(jìn)氣條件下可靠點(diǎn)火，擬采用2 支高儲(chǔ)能及高頻率的高能電火花塞作為點(diǎn)火裝置?；鸹ㄈ麛M安裝于旋流器下游，并布置在燃?xì)獍l(fā)生器殼體軸向同一截面，軸向夾角呈60°，火花塞具體軸向位置需通過數(shù)值仿真結(jié)合理論計(jì)算綜合選取。

2 數(shù)值計(jì)算

為驗(yàn)證燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)的合理性，包括空氣流量的配比、主燃孔與摻混孔的射流深度、點(diǎn)火區(qū)域的設(shè)置等，通過仿真軟件計(jì)算研究了燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)部的速度場(chǎng)、壓力場(chǎng)及溫度場(chǎng)等。

2.1 數(shù)值方法

在計(jì)算燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)燃燒反應(yīng)物的燃燒時(shí)，采用基于組分輸運(yùn)的酒精空氣總包有限速率化學(xué)反應(yīng)模型，即假定燃料完全燃燒轉(zhuǎn)換為H2O 和CO2，對(duì)應(yīng)的化學(xué)反應(yīng)方程為

化學(xué)反應(yīng)過程的定義取決于化學(xué)計(jì)量數(shù)、形成焓及反應(yīng)率等相應(yīng)參數(shù)，而反應(yīng)率則通過假定湍流混合為有限比率的交互過程以及用渦耗散模型模擬湍流化學(xué)作用來確定。

本文采用Fluent 12.1 流體仿真計(jì)算軟件，求解器選用基于密度（density-based）的穩(wěn)態(tài)三維求解器，湍流則采用realizablek-ε模型，計(jì)算過程中燃燒反應(yīng)物的物性參數(shù)隨溫度變化而變化［14］。

2.2 網(wǎng)格及邊界條件

考慮到計(jì)算資源的限制，計(jì)算模型作一定的簡(jiǎn)化，包括計(jì)算區(qū)域選取整模型的1/8 扇形區(qū)域，并在網(wǎng)格制作過程中，將對(duì)稱面做周期性網(wǎng)格邊界處理，此外，未對(duì)火焰筒壁面多斜孔進(jìn)行實(shí)際建模，相應(yīng)地修正了該部分空氣流量配比；采用專業(yè)網(wǎng)格生成軟件ICEM 12.1 對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，由于計(jì)算區(qū)域結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在此采用了非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，在旋流器、噴嘴、主燃孔、摻混孔及冷卻孔等附近進(jìn)行了加密，通過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證以后，最終采用的網(wǎng)格量約600 萬，計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格如圖4 所示。

圖4 計(jì)算模型及網(wǎng)格Fig.4 Computing model and grid

邊界條件設(shè)置如表2 所示，酒精以液態(tài)形式垂直噴射進(jìn)入燃燒室，采用的噴霧模型簡(jiǎn)化處理，省略了基本的霧化過程，酒精液滴的尺寸大小與分布直接根據(jù)噴嘴霧化實(shí)驗(yàn)給定，計(jì)算輸入流量為表中流量的1/8［12，15-16］。

表2 計(jì)算邊界條件Table 2 Calculation boundary conditions

3 結(jié)果及討論

3.1 燃?xì)獍l(fā)生器冷態(tài)流場(chǎng)

圖5 給出了冷態(tài)條件下燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)的壓力分布，可知，燃?xì)獍l(fā)生器入口平均總壓為3.5 MPa，出口平均總壓約為3.38 MPa，總壓恢復(fù)系數(shù)為96.7%，優(yōu)于設(shè)計(jì)技術(shù)指標(biāo)。

圖5 燃?xì)獍l(fā)生器冷態(tài)壓力場(chǎng)Fig.5 Cold pressure field of gas generator

圖6，7 分別給出了冷態(tài)條件下燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)的速度場(chǎng)及速度矢量場(chǎng)?？梢钥闯觯諝膺M(jìn)入燃?xì)獍l(fā)生器通過突擴(kuò)擴(kuò)壓器后減速，擴(kuò)壓器與燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)外環(huán)二股通道交界面無明顯氣流分離現(xiàn)象，此外，盡管帽罩內(nèi)部氣流存在一定的回流，但進(jìn)入帽罩內(nèi)的氣流基本不存在溢出。進(jìn)入帽罩內(nèi)的氣流經(jīng)過兩級(jí)旋流器后在火焰筒頭部主燃區(qū)內(nèi)形成了2 個(gè)對(duì)稱的回流區(qū)（圖中紅色圓圈標(biāo)識(shí)處），回流區(qū)內(nèi)空氣與酒精混合氣的氣流速度較低，適宜在此處布置高能點(diǎn)火裝置；通過回流區(qū)的氣流低速穩(wěn)定，結(jié)合高能點(diǎn)火裝置產(chǎn)生的高溫，可瞬間點(diǎn)燃回流區(qū)內(nèi)空氣與酒精形成的混合微團(tuán)，因此，火焰筒頭部主燃區(qū)內(nèi)的回流區(qū)對(duì)于燃?xì)獍l(fā)生器的點(diǎn)火可靠性、點(diǎn)火速度及增強(qiáng)燃?xì)獍l(fā)生器的燃燒穩(wěn)定性均具有非常重要的作用。

圖6 燃?xì)獍l(fā)生器冷態(tài)速度場(chǎng)Fig.6 Cold velocity field of gas generator

再者，通過燃?xì)獍l(fā)生器冷態(tài)速度場(chǎng)及速度矢量場(chǎng)可知，通過主燃孔與摻混孔的空氣射流均已進(jìn)入火焰筒核心區(qū)域，可實(shí)現(xiàn)參與燃燒、摻混及調(diào)節(jié)燃?xì)獍l(fā)生器出口溫度分布等作用，表明主燃孔與摻混孔的穿透深度滿足設(shè)計(jì)需求，同時(shí)驗(yàn)證了空氣流量分配方案的合理可行。

3.2 燃?xì)獍l(fā)生器熱態(tài)流場(chǎng)

圖8，9 給出了燃?xì)獍l(fā)生器燃燒速度場(chǎng)及速度矢量場(chǎng)，可以看出，相比冷態(tài)條件下，熱態(tài)條件下下游的背壓增大，造成火焰筒主燃區(qū)內(nèi)的回流區(qū)有所向上游遷移，但偏移量很小；回流區(qū)尺寸略微減小，但回流區(qū)仍比較明顯，利于燃?xì)獍l(fā)生器的點(diǎn)火與燃燒組織。

圖8 燃?xì)獍l(fā)生器燃燒速度場(chǎng)Fig.8 Combustion velocity field of gas generator

圖9 燃?xì)獍l(fā)生器燃燒速度矢量場(chǎng)Fig.9 Combustion velocity vector field of gas generator

圖10 給出了燃?xì)獍l(fā)生器燃燒的溫度場(chǎng)分布。可知，燃燒主要集中在火焰筒主燃區(qū)，未燃燒完成的燃料則在主燃孔與第1 排摻混孔之間的過渡段內(nèi)參與燃燒，直至第1 排摻混孔后燃燒基本完成；火焰筒主燃區(qū)溫度較高，最高達(dá)到2 300 K，在主燃孔與摻混孔的空氣射流摻混作用下，燃?xì)獍l(fā)生器出口截面的平均溫度大約為1 092 K，與設(shè)計(jì)值基本保持一致。

圖10 燃?xì)獍l(fā)生器燃燒溫度場(chǎng)Fig.10 Combustion temperature field of gas generator

為了驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的可靠性，首先采用了理論計(jì)算方法對(duì)燃?xì)獍l(fā)生器出口截面的平均溫度進(jìn)行了估算，并將理論估算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，理論計(jì)算過程如下［17-18］：

（1） 與燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)參數(shù)保持一致，理論計(jì)算對(duì)應(yīng)的酒精/空氣余氣系數(shù)為3.0，根據(jù)反應(yīng)系統(tǒng)的熱力學(xué)第一定律對(duì)燃料燃燒產(chǎn)物的平均溫度進(jìn)行粗略估計(jì)。1 mol 酒精燃燒釋放的熱量可表示為

式中：Δhf，CO2，Δhf，H2O，hf，C2H5OH分別表示二氧化碳、水及酒精組分的標(biāo)準(zhǔn)生成焓。

（2） 假定燃燒產(chǎn)物的溫度為TR，燃燒產(chǎn)物的焓值變化可表示為

式 中：Cp，i為 各 組 分 比 熱（Cp，CO2，Cp，H2O，Cp，N2及Cp，air分別表示二氧化碳、水、氮?dú)饧翱諝饨M分的比熱）；ni為各組分的摩爾數(shù)；α為余氣系數(shù)；T0為初始溫度。計(jì)算所用物性參數(shù)如表3 所示。

表3 物性參數(shù)Table3 Physical parameters

式（3）中右邊前3 項(xiàng)表示反應(yīng)產(chǎn)物的焓值變化，第4 項(xiàng)表示多余空氣的焓值變化。聯(lián)合式（2），（3），可得燃燒產(chǎn)物溫度為：TR=1 105 K。

通過將理論估算結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果對(duì)比可以看出，理論估算得到的燃燒產(chǎn)物溫度值與數(shù)值計(jì)算結(jié)果基本一致。由此表明，在不考慮酒精霧化蒸發(fā)的情況下，可以通過采用較為簡(jiǎn)單的燃燒模型，結(jié)合數(shù)值計(jì)算方法，對(duì)燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)以及燃燒產(chǎn)物溫度進(jìn)行估算，從而為燃?xì)獍l(fā)生器的性能評(píng)估、工程化設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供重要參考。

為進(jìn)一步驗(yàn)證數(shù)值仿真方法的合理可行性，將數(shù)值仿真計(jì)算得到的燃?xì)獍l(fā)生器出口溫度、監(jiān)控點(diǎn)（監(jiān)控點(diǎn)位置與實(shí)際測(cè)壓點(diǎn)位置對(duì)應(yīng)，如圖11 所示紅色圓點(diǎn)）壓力值，與設(shè)計(jì)工況下的試驗(yàn)測(cè)量值進(jìn)行了對(duì)比，其中燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)工況下的試驗(yàn)測(cè)量溫度曲線如圖12 所示。由圖可知，設(shè)計(jì)工況下試驗(yàn)所測(cè)的燃?xì)獍l(fā)生器出口平均溫度約1 123 K，與數(shù)值仿真值1 092 K（850 ℃）相比，誤差約3%。圖13 給出了數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)量得到的壓力對(duì)比，可知，兩者的壓力偏差不到2%，且與設(shè)計(jì)值的最大偏差不超過4%（含數(shù)值計(jì)算誤差及壓力傳感器測(cè)量誤差）。由此可見，上述對(duì)比基本驗(yàn)證了數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果有效可信。

圖11 壓力監(jiān)控點(diǎn)示意圖Fig.11 Schematic diagram of pressure monitoring points

圖12 燃?xì)獍l(fā)生器出口排架溫度曲線分布［12］Fig.12 Temperature curve distribution of gas generator outlet［12］

圖13 數(shù)值仿真及試驗(yàn)壓力對(duì)比Fig.13 Pressure Comparison of numerical simulation and test

為評(píng)估燃?xì)獍l(fā)生器燃燒效率，通過采用常用的溫升法計(jì)算求解，計(jì)算公式如下［18］：

式中：Tin為燃?xì)獍l(fā)生器入口平均溫度；Tout為數(shù)值仿真計(jì)算獲取的燃?xì)獍l(fā)生器出口平均溫度；Toutth為前文中通過理論計(jì)算（完全燃燒時(shí)）得到的燃燒室產(chǎn)物溫度。

通過式（4）計(jì)算得到燃?xì)獍l(fā)生器的燃燒效率為98.4%，優(yōu)于設(shè)計(jì)指標(biāo)，實(shí)現(xiàn)了高效燃燒。

4 結(jié)論

本文將航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室原理引用至壓力恢復(fù)系統(tǒng)高效引射氣源設(shè)計(jì)中，以設(shè)計(jì)的基于航空發(fā)動(dòng)機(jī)環(huán)形燃燒室結(jié)構(gòu)的空氣/酒精燃?xì)獍l(fā)生器為研究對(duì)象，開展了冷態(tài)及燃燒條件下的內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值仿真，得到以下結(jié)論：

（1） 燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理，總壓恢復(fù)系數(shù)達(dá)到96.7%，擴(kuò)壓器及二股腔道轉(zhuǎn)接處無明顯氣流分離，帽罩處氣流未發(fā)生溢出現(xiàn)象。

（2） 火焰筒頭部主燃區(qū)產(chǎn)生低速穩(wěn)定且尺度適中的回流區(qū)，有利于點(diǎn)火及火焰穩(wěn)定；此外，回流區(qū)的形成位置及大小有效指導(dǎo)了高能點(diǎn)火裝置的位置布局。

（3） 燃?xì)獍l(fā)生器空氣流量配比有效可行，通過主燃孔及摻混孔的空氣射流已進(jìn)入火焰筒核心區(qū)域，滿足燃燒及摻混要求。

（4） 燃?xì)獍l(fā)生器燃燒效率達(dá)到98.4%，實(shí)現(xiàn)高效燃燒；通過數(shù)值仿真獲取的燃?xì)獍l(fā)生器出口平均溫度與相同工況下的理論計(jì)算值及試驗(yàn)值三者基本保持一致，誤差不超過3%；數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)量得到的壓力對(duì)比差別不到2%，綜合驗(yàn)證了數(shù)值仿真方法的合理可行性。