高濕氫氧噴注器數(shù)值分析與正交設(shè)計(jì)

胡友瑞，劉 彥，汪 洋，劉建忠，周俊虎，胡 巍，李洪偉

（1.浙江大學(xué) 能源清潔利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江 杭州310027；2.浙江大學(xué) 工業(yè)技術(shù)研究院，浙江 杭州310027；3.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第七〇五研究所，陜西 西安710075）

蒸汽動(dòng)力是應(yīng)用廣泛的成熟動(dòng)力源，鍋爐是主要的蒸汽生產(chǎn)設(shè)備，存在設(shè)備復(fù)雜、啟動(dòng)時(shí)間較長(zhǎng)、蒸汽參數(shù)不易調(diào)節(jié)等缺點(diǎn)，限制了其在中小型動(dòng)力系統(tǒng)中的應(yīng)用.氫氧反應(yīng)是產(chǎn)物為水的快速?gòu)?qiáng)放熱反應(yīng)，將化學(xué)當(dāng)量比的氫氣、氧氣在燃燒室內(nèi)燃燒生產(chǎn)高溫過(guò)熱蒸汽，再通過(guò)噴水或低溫蒸汽調(diào)節(jié)出口工質(zhì)參數(shù)的氫氧蒸汽發(fā)生器技術(shù)［1-3］，是實(shí)現(xiàn)以氫氣為燃料的蒸汽循環(huán)［4-5］和燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)［6-9］的關(guān)鍵，具有功率密度大、啟動(dòng)迅速、結(jié)構(gòu)緊湊、調(diào)節(jié)方便等優(yōu)點(diǎn)，在國(guó)防和民用中小型動(dòng)力推進(jìn)領(lǐng)域有著良好的應(yīng)用前景.

與常規(guī)氣體燃料不同，氫氧燃燒具有火焰溫度高、火焰?zhèn)鞑ニ俣瓤臁Ⅻc(diǎn)火延遲時(shí)間短的特性［10］，為了改善氫氧燃燒性能，可采用稀釋燃燒的方式，將氫氣與從蒸汽發(fā)生器后部或后續(xù)透平內(nèi)抽取的水蒸氣混合，行成熱值較低的氫氣-蒸汽混合物，以此作為燃料代替純氫氣，這種含水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)90%以上的低熱值氫氣蒸汽混合物稱為高濕氫氣，以高濕氫氣和純氧為燃料和氧化劑的燃燒方式稱為高濕氫氧燃燒.

高濕氫氧燃燒的技術(shù)難點(diǎn)是燃燒組織.燃燒長(zhǎng)度過(guò)大會(huì)增大燃燒室長(zhǎng)度，而應(yīng)用設(shè)備往往對(duì)燃燒室尺寸有嚴(yán)格要求；燃燒長(zhǎng)度過(guò)短會(huì)增大燃燒室頭部熱負(fù)荷，不利于燃燒設(shè)備安全運(yùn)行.燃燒室內(nèi)工質(zhì)調(diào)節(jié)也需要了解高濕氫氧燃燒特性以選擇調(diào)節(jié)位置.對(duì)于燃料和氧化劑均為氣態(tài)的非預(yù)混燃燒，基于剪切式摻混的研究和應(yīng)用最為廣泛.同軸剪切噴嘴既是應(yīng)用廣泛的氣氣燃燒式噴嘴，也是多種氣氣燃燒噴嘴的改進(jìn)基礎(chǔ).對(duì)同軸剪切式噴注器進(jìn)行研究能夠加深對(duì)氫氧蒸汽發(fā)生器燃燒室內(nèi)燃燒過(guò)程的認(rèn)識(shí)，有著重要的理論研究和工程應(yīng)用價(jià)值.

以實(shí)驗(yàn)為主的設(shè)計(jì)方法成本高、周期長(zhǎng).近幾十年來(lái)，計(jì)算流體力學(xué)飛速發(fā)展，數(shù)值模擬越來(lái)越多用于噴嘴和燃燒器設(shè)計(jì)［11-13］，特別是在航空發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域，以常溫氫氣／氧氣、富氫／富氧為推進(jìn)劑的氣氣燃燒得到了大量數(shù)值模擬研究［14］.

高濕氫氧燃燒是一種新型燃燒技術(shù).與航空發(fā)動(dòng)機(jī)單噴嘴模型燃燒室相比，高濕氫氧燃燒以高濕氫氣為燃料、純氧為氧化劑，燃料稀釋度高，射流受限程度較低.純氫氧燃燒、富氫／富氧燃燒的規(guī)律不能直接應(yīng)用于高濕氫氧燃燒，有必要開(kāi)展高濕氫氧噴注器的設(shè)計(jì)研究工作.影響高濕氫氧燃燒影響參數(shù)多、取值范圍廣，且對(duì)全參數(shù)全范圍的全面研究成本高、周期長(zhǎng)，而正交實(shí)驗(yàn)?zāi)軌蛟谳^少的實(shí)驗(yàn)次數(shù)下獲得良好的結(jié)果［15］，本文采用正交實(shí)驗(yàn)的方法對(duì)高濕氫氧燃燒組織方法進(jìn)行模擬研究.

1 數(shù)值模擬和分析方法

1.1 物理模型

氫氧蒸汽發(fā)生器工作原理示意圖如圖1所示.氫氣與蒸汽發(fā)生器末端抽取的較低溫度的水蒸氣混合成高濕氫氣，與純氧氣在燃燒室內(nèi)摻混燃燒產(chǎn)生高溫蒸汽，高溫蒸汽在混合室與噴水混合，在混合室末端輸出目標(biāo)參數(shù)的水蒸氣推動(dòng)后續(xù)透平機(jī)械做功.本文研究燃燒室內(nèi)摻混燃燒流動(dòng)情況.

圖1 氫氧蒸汽發(fā)生器原理示意圖Fig.1 Generalized schematic of oxy-hydrogen steam generator

氫氧蒸汽發(fā)生器頭部采用同軸剪切噴注形式，中心氧噴注速度v、氫氧速度比r 和氧噴嘴端面厚度d 對(duì)燃燒室內(nèi)流動(dòng)和燃燒穩(wěn)定性影響很大，是需要研究的重要設(shè)計(jì)參數(shù).當(dāng)研究單個(gè)參數(shù)變化對(duì)燃燒的影響規(guī)律時(shí)，通過(guò)改變噴注器結(jié)構(gòu)尺寸調(diào)整參數(shù)以保證其他設(shè)計(jì)參數(shù)不變.

1.2 數(shù)值模擬方法

本文使用數(shù)值模擬軟件Fluent 6.3，采用雷諾時(shí) 均 求 解N-S 方 程（Reynolds average Navier-Stokes，RANS）的方法對(duì)二維軸對(duì)稱氫氧蒸汽發(fā)生器燃燒室流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬.湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，燃燒模型采用渦耗散概念（Eddy-dissipation concept，EDC）模型，該模型能夠在模擬湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用的同時(shí)考慮詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，模擬精度可以達(dá)到工程要求［16-18］.用于模擬氫氧燃燒反應(yīng)的機(jī)理較多，本文選用一種應(yīng)用較多的氫氧反應(yīng) 機(jī)理［19，20］，該 機(jī) 理 包 括6 種 組 分 和9 步 基 元 反應(yīng)，如表1所示.

表1 氫氧反應(yīng)機(jī)理Tab.1 H2／O2reaction mechanism

由于沒(méi)有成型的氫氧蒸汽發(fā)生器可參考，本研究參考了火箭發(fā)動(dòng)機(jī)、燃?xì)獍l(fā)生器等設(shè)備.燃燒室長(zhǎng)200mm，直徑為34mm，燃燒室壓力為7MPa，燃燒器以高濕氫氣為燃料，以氧氣為氧化劑，進(jìn)入燃燒室的氫氧量為化學(xué)當(dāng)量比，以保證完全燃燒產(chǎn)物為純蒸汽.

燃燒室結(jié)構(gòu)和邊界條件如圖2所示.高濕氫氣和氧氣入口采用質(zhì)量入口邊界條件，溫度為1 000K，流量為48.00g／s，其中氫氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5.263%，其余為水蒸氣（即氫氣和水蒸氣的摩爾比為1∶2）.氧氣入口采用質(zhì)量入口邊界條件，氧氣溫度520K，流量20.21g／s.燃燒室出口設(shè)置為壓力出口邊界條件，出口壓力為7MPa，壁面采用無(wú)滑移絕熱壁面邊界條件.由于模擬對(duì)象是對(duì)稱結(jié)構(gòu)，采用二維模擬以減少計(jì)算量，網(wǎng)格數(shù)目通過(guò)網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證確定在40 000左右.

圖2 燃燒室模擬區(qū)域和邊界條件Fig.2 Simulation domain and boundary conditions of combustion chamber

1.3 評(píng)價(jià)指標(biāo)

從燃燒性能和壁面熱負(fù)荷兩方面評(píng)價(jià)高濕氫氧的燃燒性能.

對(duì)于氫氧燃燒蒸汽發(fā)生器，采用燃燒室截面氫氣和氧氣組分流量與進(jìn)入燃燒室的氫氣、氧氣總流量的比值表示該截面氫氧剩余比例.該比例反映了到該截面處氫氧燃燒完成程度，沿軸向分布揭示了燃燒室燃燒性能.本文選擇氧氣作為燃燒性能評(píng)價(jià)組分，在軸向距離x 處的截面的氧氣剩余比例η（x）可表示為

式中：w（O2）為氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)，ρ（x）為x 處氧氣密度，v（x）為x 處速度矢量，dA 為單元面積矢量，Qm為氧氣入口質(zhì)量流量.本文使用燃燒長(zhǎng)度LC評(píng)價(jià)燃燒性能，燃燒長(zhǎng)度定義為氧氣剩余質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%時(shí)截面距氧噴嘴出口端面的距離.較高的熱負(fù)荷不利于燃燒室熱防護(hù)，會(huì)縮短燃燒室壽命.本文使用燃燒室壁面平均溫度Tb評(píng)價(jià)燃燒室壁面熱負(fù)荷.

燃燒室設(shè)計(jì)要求盡量提高燃燒性能，降低燃燒室壁面熱負(fù)荷.

2 正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

研究氧氣噴注速度v、高濕氫氧速度比r、氧噴嘴端面厚度d 及其之間的交互作用對(duì)高濕氫氧燃燒的影響規(guī)律，設(shè)計(jì)參數(shù)取值水平如表2所示.

表2 噴注器設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.2 Injector design parameters

考慮到設(shè)計(jì)參數(shù)的交互作用可能對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)產(chǎn)生影響，本文采用L27（313）正交表對(duì)噴嘴設(shè)計(jì)參數(shù)及其交互作用進(jìn)行正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì).通過(guò)數(shù)值模擬結(jié)果，分析單因素和各因素的交互作用對(duì)燃燒室評(píng)價(jià)指標(biāo)的影響.正交實(shí)驗(yàn)表頭設(shè)計(jì)如表3所示，因素水平安排和數(shù)值模擬結(jié)果如表4所示.

表3 正交實(shí)驗(yàn)表頭設(shè)計(jì)Tab.3 Form design of orthogonal optimization

表4 正交實(shí)驗(yàn)數(shù)值模擬結(jié)果Tab.4 Numerical simulation results of orthogonal optimization

根據(jù)正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行數(shù)值模擬，從模擬結(jié)果中提取相應(yīng)的指標(biāo)參數(shù)，獲得各個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)評(píng)價(jià)指標(biāo)參數(shù)的極差和方差.通過(guò)方差的F 值檢驗(yàn)噴注器設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)各評(píng)價(jià)指標(biāo)的影響顯著程度.

3 結(jié)果分析

3.1 流場(chǎng)分析

如圖3所示所燃燒室內(nèi)溫度分布圖和氫氣、氧氣、水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖，對(duì)應(yīng)表4中的工況1數(shù)值模擬結(jié)果，圖中L 為軸向長(zhǎng)度.從圖3（a）可以看出，燃燒室流場(chǎng)存在一個(gè)明顯的大回流區(qū).回流區(qū)前側(cè)和外側(cè)分別與噴注面板和燃燒室壁面接觸.回流區(qū)內(nèi)側(cè)前部與高濕氫氣射流接觸，卷吸溫度較低的高濕氫氣進(jìn)入回流區(qū)，使回流區(qū)為富氫區(qū)域.回流區(qū)內(nèi)側(cè)中后部與高溫燃燒區(qū)接觸，卷吸高溫燃?xì)?卷吸的高溫燃?xì)庖来瘟鬟^(guò)燃燒室壁面和噴注面板，并逐漸與回流區(qū)前部卷吸的高濕氫氣混合，在流動(dòng)和混合過(guò)程中回流的燃?xì)鉁囟戎饾u降低，但仍遠(yuǎn)高于高濕氫氣的入口溫度，從而在回流區(qū)內(nèi)側(cè)前部與高濕氫氣流接觸時(shí)，起到加熱高濕氫氣的作用，對(duì)高濕氫氣預(yù)熱快速點(diǎn)火有重要作用.回流區(qū)分析結(jié)果表明：噴注面板的熱負(fù)荷來(lái)自燃燒室壁面附近的回流燃?xì)猓虼藝娮⒚姘宓臒嶝?fù)荷規(guī)律與燃燒室壁面熱負(fù)荷規(guī)律相同.因此，本文沒(méi)有將其單獨(dú)列為燃燒室熱負(fù)荷評(píng)價(jià)參數(shù).

圖3 工況1模擬結(jié)果的溫度和組分分布圖Fig.3 Temperature and component profiles of simulation of working condition 1

高濕氫氣流進(jìn)入燃燒室后向燃燒室壁面擴(kuò)展.受到回流區(qū)的限制，高濕氫氣流與內(nèi)側(cè)低速氧氣流剪切摻混.隨著剪切過(guò)程動(dòng)量交換，高濕氫氣射流和氧氣射流速度逐漸趨于一致并最終匯聚在一起，擴(kuò)展到整個(gè)燃燒室，如圖3（a）所示.高濕氫氣流和氧氣流剪切層之間形成一層高溫火焰，結(jié)合圖3各組分分布圖可以看出，剪切層火焰面將氫氣和氧氣分隔開(kāi)來(lái)；氧氣被限制在軸線附近區(qū)域，沿軸線逐漸降低；氫氣則分布在剪切層火焰外側(cè)，沿高濕氫氣射流、回流區(qū)向下游逐漸降低.隨著摻混燃燒和流動(dòng)的發(fā)展，氫氧射流區(qū)域內(nèi)水蒸氣含量不斷增大，成分和速度趨于一致，氫氧射流匯聚聯(lián)合在一起并充滿燃燒室后部，形成以高溫水蒸氣為主的燃盡區(qū).如圖3（d）所示，由于模擬采用絕熱邊界條件，溫度升高僅取決于燃燒的熱量釋放和流動(dòng)摻混.隨著燃燒接近完全，火焰下游燃燒產(chǎn)物溫度趨于平穩(wěn).

3.2 燃燒長(zhǎng)度影響因素分析

本文分析氧噴注速度v、速度比r、噴嘴出口端面厚度d 及其之間交互作用的影響，將更高階的交互作用視為誤差處理.通過(guò)方差分析，對(duì)各個(gè)考察因素進(jìn)行F 值檢驗(yàn)，將表3 的空白列作為誤差源，則誤差e的自由度為8.對(duì)自由度為2的因素，若F 值大于F0.01（2，8），則視該因素為顯著影響因素，否則為不顯著因素；對(duì)自由度為4 的因素，若F 值大于F0.01（4，8）則視為顯著影響因素，否則為不顯著因素.F 值越大表明影響越顯著.

如表5 所示為設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)燃燒長(zhǎng)度的方差分析，其中S表示方差，f表示自由度.從表中可以看出，對(duì)燃燒長(zhǎng)度影響的大小依次是：速度比＞氧噴注速度＞速度比和氧噴注速度的交互作用.

表5 燃燒長(zhǎng)度的方差分析Tab.5 Variance analysis of combustion length

如圖4所示是設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)燃燒長(zhǎng)度影響的趨勢(shì)圖.可以看出，增大氧噴注速度和速度比都有利于縮短燃燒長(zhǎng)度，而氧噴嘴端面厚度對(duì)燃燒長(zhǎng)度的影響很小.同軸剪切噴嘴通過(guò)高濕氫氣流和氧氣流的剪切進(jìn)行摻混，速度比越大剪切作用越強(qiáng).大速度比有利于高濕氫氣和氧氣的摻混燃燒，從而縮短燃燒長(zhǎng)度.在保持流量不變的情況下，通過(guò)改變噴注器結(jié)構(gòu)尺寸達(dá)到改變氧噴注速度、速度比和氧噴嘴厚度的目的.氧噴注速度增大意味著氧噴嘴直徑變小，軸心處氧氣擴(kuò)散到燃燒面的距離減小.同時(shí)，高速下湍流強(qiáng)度增大，增大氧噴注速度有利于摻混燃燒.

如圖5所示為氧噴注速度和速度比的交互作用對(duì)燃燒長(zhǎng)度的影響.可以看出，氧噴注速度和速度比存在著明顯的交互作用，在高速度比的情況下，增大氧噴注速度對(duì)燃燒長(zhǎng)度的影響程度小于低速度比時(shí)的影響.從縮短燃燒長(zhǎng)度角度考慮，應(yīng)選擇較高的氧氣噴注速度和高速度比，而氧噴嘴端面厚度對(duì)燃燒長(zhǎng)度影響很小，可根據(jù)需要選擇.在本研究的參數(shù)范圍內(nèi)，使燃燒長(zhǎng)度最小的參數(shù)組合是r＝7、v＝40m／s.

圖4 設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)燃燒長(zhǎng)度的影響Fig.4 Influence of design parameters on combustion length

圖5 氧噴注速度與速度比交互作用對(duì)燃燒長(zhǎng)度的影響Fig.5 Influence of interaction of oxygen velocity and velocity ratio on combustion length

3.3 燃燒室壁面熱負(fù)荷影響因素分析

以燃燒室壁面平均溫度作為燃燒室壁面熱負(fù)荷的評(píng)價(jià)參數(shù).如表6所示為設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)燃燒室壁面平均溫度的方差分析.從表中可以看出，對(duì)燃燒室壁面平均溫度的影響大小依次是：速度比＞氧噴注速度＞速度比與氧噴注速度的交互作用，其他因素的影響則不顯著.

表6 燃燒室壁面平均溫度的方差分析Tab.6 Variance analysis of average temperature on combustion chamber wall

如圖6所示為設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)燃燒室壁面平均溫度影響的趨勢(shì)圖.從圖中可以看出，氧噴注速度和速度比增大都導(dǎo)致燃燒室壁面溫度升高，而氧噴嘴端面厚度對(duì)燃燒室壁面溫度的影響很小.如前文所述，增大氧噴注速度和速度比會(huì)強(qiáng)化摻混燃燒，使火焰位置提前，熱負(fù)荷更加集中.這使回流區(qū)內(nèi)側(cè)提前接觸高溫火焰區(qū)域，從而卷吸更多高溫氣體，使得回流區(qū)附近的燃燒室壁面溫度增大，從而燃燒室壁面平均溫度增大.

圖6 設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)燃燒室壁面平均溫度的影響Fig.6 Influence of design parameters on average temperature of combustion chamber

圖7 氧噴注速度與高濕氫氧速度比交互作用對(duì)燃燒室壁面平均溫度的影響Fig.7 Influence of interaction of oxygen velocity and velocity radio on average temperature of combustion chamber

如圖7所示為氧噴注速度和速度比的交互作用對(duì)燃燒室壁面溫度的影響.從圖中可以看出，氧噴注速度和速度比存在著明顯的交互作用，在高速度比下，燃燒室壁面平均溫度隨氧噴注速度的變化而變化的幅度更大.燃燒室壁面平均溫度高意味著燃燒室壁面熱負(fù)荷大.從熱防護(hù)角度看，較低的燃燒室壁面溫度有利于延長(zhǎng)燃燒設(shè)備壽命，提高其安全性能；減小速度比和氧噴注速度有利于熱防護(hù).在本研究參數(shù)范圍內(nèi)，使壁面熱負(fù)荷最小的參數(shù)組合是r＝3、v＝20m／s.

4 結(jié) 語(yǔ)

燃燒室頭部附近存在較高溫度的回流區(qū)，起到預(yù)熱高濕氫氣流促進(jìn)點(diǎn)火燃燒的作用，并影響燃燒室壁面熱負(fù)荷.高濕氫氣流與氧氣流間存在剪切燃燒層將氫氧分隔開(kāi)來(lái)，增大速度比和湍流強(qiáng)度有助于強(qiáng)化燃燒并縮短燃燒長(zhǎng)度.

高濕氫氧速度比和氧噴注速度對(duì)同軸剪切式高濕氫氧燃燒器的燃燒性能、燃燒室壁面熱負(fù)荷的影響顯著，而氧噴嘴端面厚度產(chǎn)生的影響不明顯.增大速度比和氧噴注速度會(huì)減小燃燒長(zhǎng)度，提高燃燒性能，但同時(shí)會(huì)提高燃燒室壁面平均溫度，增大燃燒室壁面熱負(fù)荷.高濕氫氧速度比和氧噴注速度對(duì)燃燒室燃燒性能和熱負(fù)荷的影響表現(xiàn)出明顯的交互作用.隨著氧噴注速度的增大，增大速度比帶來(lái)的燃燒長(zhǎng)度減小幅度和壁面熱負(fù)荷增大幅度均降低.其他交互作用的影響都不明顯.

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）：

［1］MALYSHENKO S P，GRYAZNOV A N，F(xiàn)ILATOV I N，et al.High-pressure H2／O2-steam generators and their possible applications［J］.International Journal of Hydrogen Energy，2004，29（6）：589-596

［2］MALYSHENKO S P，PRIGOZHIN V I，SAVICH A R，et al.Effectiveness of steam generation in oxyhydro-gen steam generators of the megawatt power class［J］.High Temperature，2012，50（6）：765-773.

［3］ALABBADI S A，Hydrogen oxygen steam generator integrating with renewable energy resource for electricity generation［J］.Energy Procedia，2012，29（7）：12-20.

［4］GAMBINI M，GUIZZI G L，VELLINI M.H2／O2cycles：Thermodynamic potentialities and limits［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2005，127（3）：553-563.

［5］GAMBINI M，VELLINI M.Comparative analysis of H2／O2cycle power plants based on different hydrogen production systems from fossil fuels［J］.International Journal of Hydrogen Energy，2005，30（6）：593-604.

［6］CHIESA P，LOZZA G，AND MAZZOCCHI L.Using hydrogen as gas turbine fuel［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2005，127（1）：73-75.

［7］GAZZANI M，CHIESA P，MARTELLI E，et al.Using hydrogen as gas turbine fuel：premixed versus diffusive flame combustors［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2014，136（5）：501-504.

［8］ITO S.Conceptual design and cooling blade development of 1700Cclass high-temperature gas turbine［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2005，127（2）：358-368.

［9］IWASAKI W.A consideration of the economic efficiency of hydrogen production from biomass［J］.International Journal of Hydrogen Energy，2003，28（9）：939-944.

［10］RAVI S，PETERSEN E L.Laminar flame speed correlations for pure-hydrogen and high-hydrogen content syngas blends with various diluents［J］.International Journal of Hydrogen Energy，2012，37（24）：19177-19189.

［11］MASQUELET M，MENON S.Large eddy simulation of flame-turbulence interactions in a GH2-GO2shear coaxial injector［C］∥AIAA Joint Propulsion Conference and Exhibit.Cincinnati：AIAA.2008：143-153.

［12］TKATCHENKO I，KORNEV N，JAHNKE S，et al.Performances of LES and RANS models for simulation of complex flows in a coaxial jet mixer flow ［J］.FLOW Turbulence Combustion，2006，78（2）：111-127.

［13］THAKUR S，WRIGHT J，IHME M，et al.Simulation of a shear coaxial GO2／GH2rocket injector with DES and LES using flamelet models［C］∥AIAA Joint Propulsion Conference and Exhibit.Atlanta：AIAA，2012：744-756.

［14］ALEXANDER S S，DRISCOLL J F.Mixing properties of coaxial jets with large velocity ratios and large inverse density ratios ［J］.Physics of Fluids，2012，24（5）：55101.

［15］劉文卿.實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)［M］.北京：清華大學(xué)出版社，2005：64-100.

［16］LIN J，WEST J，WILLIAMS R，et al.CFD code validation of wall heat fluxes for a GO2／GH2single element combustor［C］∥AIAA Joint Propulsion Conference and Exhibit，Tucson：AIAA，2005：812-822.

［17］TUCKER P，MENON S，MERKLE C，et al.Validation of high-fidelity CFD simulations for rocket injector design［C］∥AIAA Joint Propulsion Conference and Exhibit，Atlanta：AIAA，2008：564-573.

［18］JI C W，LIUX L，WANG S F，et al.Development and validation of a laminar flame speed correlation for the CFD simulation of hydrogen-enriched gasoline engines［J］.International Journal of Hydrogen Energy，2013，38（4）：1997-2006.

［19］李茂，杜正剛，金平，等.富氫／富氧燃?xì)馔S氣-氣噴嘴燃燒性能仿真與分析［J］.航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2010，25（4）：469-473.LI Mao，DU Zheng-gang，JIN Ping，et al.Simulation and analysis on combustion performance of hydrogenrich／oxygen-rich gas-gas coaxial injectors［J］.Journal of Aerospace Power，2010，25（4）：469-473.

［20］李茂，金平，蔡國(guó)飆.富氫／富氧燃?xì)馔S剪切氣-氣噴嘴性能仿真分析［J］.航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2010，25（12）：2827-2833.LI Mao，JIN Ping，CAI Guo-biao.Performance simulation analysis for hydrogen-rich／oxygen-rich shear coaxial gas-gas injector［J］.Journal of Aerospace Power，2010，25（12）：2827-28.