煤油簡(jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)機(jī)理在超燃數(shù)值模擬中的應(yīng)用

樊孝峰, 王江峰, 趙法明, 楊天鵬

(南京航空航天大學(xué) 航空宇航學(xué)院, 江蘇 南京 210016)

0 引 言

在高超聲速飛行狀態(tài)下，超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的單位推力超過了現(xiàn)有的其他推進(jìn)系統(tǒng)，是高超聲速飛行器的最佳吸氣式動(dòng)力裝置。超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)作為航空航天技術(shù)的結(jié)合點(diǎn)，涉及到多門學(xué)科，是多項(xiàng)前沿技術(shù)的高度綜合。航空煤油便于貯存和攜帶、安全性好、熱值高，對(duì)于減小高超聲速飛行器燃料箱體積、增加飛行器攜帶燃料的能量，具有很大的實(shí)際應(yīng)用價(jià)值,是目前廣泛使用的碳?xì)淙剂?。碳?xì)淙剂显诔紱_壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的混合、點(diǎn)火與燃燒過程，包含了劇烈的激波間斷、多組元快速化學(xué)反應(yīng)等一系列復(fù)雜流動(dòng)現(xiàn)象，且強(qiáng)烈受控于燃料的化學(xué)動(dòng)力學(xué)特性，因此有必要開展對(duì)燃燒室內(nèi)燃料燃燒過程的CFD數(shù)值模擬研究。

近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)航空煤油替代燃料進(jìn)行了大量研究，并提出了相應(yīng)的詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理。Violi等[1]采用六組分混合物(10%異辛烷、20%甲基環(huán)己烷、20%間二甲苯、30%正十二烷、5%四氫萘、20%正十四烷)作為航空煤油JP-8替代物，建立了一種包含221組分5032基元反應(yīng)的詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，并數(shù)值研究了該六組分替代燃料在無煙逆流擴(kuò)散火焰中的燃燒特性。Honnet等[2]采用80%正癸烷、20%1，2，4三甲基苯的混合物作為JP-8替代物，試驗(yàn)研究了非預(yù)混條件下燃料的熄火與自點(diǎn)火臨界條件。徐佳琪等[3]分析國(guó)產(chǎn)航空煤油RP-3成分，提出一種三組分混合物(73%正十二烷、1，3，5-三甲基環(huán)己烷，12.3%正丙基苯)作為替代模型，建立了由2237個(gè)組分、7959個(gè)基元反應(yīng)構(gòu)成的高溫燃燒詳細(xì)機(jī)理。但是，在目前的計(jì)算機(jī)技術(shù)發(fā)展水平下，上述詳細(xì)機(jī)理太過龐大，難以直接應(yīng)用于實(shí)際超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的流場(chǎng)數(shù)值模擬。因此，許多學(xué)者提出了碳?xì)淙剂虾?jiǎn)化化學(xué)反應(yīng)機(jī)理。Kundu等[4]采用C12H23作為航空煤油Jet-A的平均分子式，分別采用12組元13反應(yīng)和16組元23反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理模擬了燃料在貧燃預(yù)混火焰筒中的燃燒特性，極大縮短了計(jì)算時(shí)間。Wang[5]以C12H24作為RP-1的平均分子式，其簡(jiǎn)化機(jī)理包含了燃料的分解、碳煙的生成及氧化。肖保國(guó)等[6]以79%正癸烷、13%三甲基環(huán)己烷、8%乙基苯作為RP-3的替代燃料，簡(jiǎn)化機(jī)理包含22組元18步總包反應(yīng)，針對(duì)預(yù)混層流火焰進(jìn)行了數(shù)值模擬。雖然上述簡(jiǎn)化機(jī)理可以在一定程度上預(yù)測(cè)燃燒室內(nèi)各流動(dòng)參數(shù)的分布，但是無法對(duì)燃料燃燒過程中各重要中間產(chǎn)物的生成、消耗及其對(duì)燃料燃燒過程的影響效應(yīng)進(jìn)行準(zhǔn)確評(píng)估，因此選取合適的替代燃料并建立對(duì)應(yīng)的簡(jiǎn)化機(jī)理是非常必要的。

本文對(duì)航空煤油數(shù)值模擬的替代燃料進(jìn)行了總結(jié)與分析，綜合比較后，選取徐佳琪等人提出的以73%正十二烷(C12H26)、1，3，5-三甲基環(huán)己烷(C9H18)，12.3%正丙基苯(C9H12)三組分混合物作為RP-3替代燃料[3]，從直鏈烴、環(huán)烷烴、芳香烴等碳?xì)浠衔锏姆磻?yīng)路徑出發(fā)，綜合采用敏感性分析方法對(duì)其建立的2237組元、7959基元反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理進(jìn)行討論與簡(jiǎn)化，得到26組元89反應(yīng)的簡(jiǎn)化化學(xué)動(dòng)力學(xué)機(jī)理。為研究超聲速條件下，新型煤油燃燒反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理的數(shù)值模擬特性以及各燃燒中間產(chǎn)物的生成與消耗對(duì)燃料燃燒過程的影響效應(yīng)，針對(duì)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室建立了相應(yīng)的數(shù)值模型，采用基于混合網(wǎng)格的有限體積法，控制方程為含化學(xué)反應(yīng)源項(xiàng)的多組元Navier-Stokes方程，空間離散采用中心格式，湍流模型采用S-A模型以滿足超聲速燃燒湍流流場(chǎng)計(jì)算的需求，具體方法詳見文獻(xiàn)[7-10]。基于課題組發(fā)展的復(fù)雜燃燒流場(chǎng)數(shù)值模擬技術(shù)，分別采用兩種不同的簡(jiǎn)化機(jī)理進(jìn)行了燃燒流場(chǎng)數(shù)值模擬，并與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。數(shù)值模擬結(jié)果表明，相比于總包簡(jiǎn)化反應(yīng)機(jī)理，新型簡(jiǎn)化機(jī)理可以預(yù)測(cè)燃燒過程中各重要中間產(chǎn)物的生成、消耗，以及反應(yīng)燃料裂解過程中生成的氫氣、乙烯等化學(xué)性質(zhì)活潑的小分子化合物對(duì)燃燒室內(nèi)燃燒過程的影響，能夠定量分析和評(píng)估燃料裂解所導(dǎo)致的燃料成分和性質(zhì)變化對(duì)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程的影響，且占用計(jì)算機(jī)資源少，可實(shí)際應(yīng)用于超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流復(fù)雜燃燒流場(chǎng)的數(shù)值模擬與分析。

1 航空煤油替代燃料化學(xué)反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理及其合理性驗(yàn)證

簡(jiǎn)化機(jī)理從徐佳琪[3]等人建立的2237組元、7959基元反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理出發(fā)，研究三組分RP-3替代燃料(質(zhì)量分?jǐn)?shù)為73%正十二烷、14.7%1，3，5-三甲基環(huán)己烷，12.3%正丙基苯)在閉式均相反應(yīng)器以及完全攪拌反應(yīng)器中的燃燒特性。實(shí)際超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室工作溫度范圍為1000～2500 K，壓力范圍為1～3 atm[11-12](1.01×105～3.03×105N/m2)，其中的燃燒機(jī)理非常復(fù)雜，影響因素很多，由于條件有限，簡(jiǎn)化過程中主要針對(duì)燃料穩(wěn)態(tài)燃燒溫度、主要物質(zhì)組分的摩爾分?jǐn)?shù)、點(diǎn)火延遲時(shí)間進(jìn)行研究，并以此作為機(jī)理簡(jiǎn)化的依據(jù)。針對(duì)燃料在當(dāng)量比φ為0.8、1.0、2.0，初始溫度為1100～1500 K，壓力為2、4 atm條件下的點(diǎn)火延遲時(shí)間進(jìn)行了數(shù)值模擬，對(duì)穩(wěn)態(tài)溫度進(jìn)行敏感性分析。敏感性分析方法常用于詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理的簡(jiǎn)化過程[13]。假設(shè)一個(gè)變量可以表示為：

(1)

其中Z=(T,Y1,Y2,…,Yi)T，T為反應(yīng)溫度，a為各反應(yīng)步中的指前因子，Yi為各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。當(dāng)某個(gè)反應(yīng)步的指前因子發(fā)生變化時(shí)，勢(shì)必會(huì)引起一系列的連鎖反應(yīng)。反應(yīng)穩(wěn)態(tài)溫度變化越大，說明其受此反應(yīng)步的影響就越大，其一階敏感性系數(shù)矩陣可由下式計(jì)算：

wl,i=?Zl/?ai

(2)

對(duì)其求導(dǎo)可得:

(3)

總結(jié)分析各工況下的溫度敏感性系數(shù)，將1作為敏感性系數(shù)的閾值，忽略不重要的基元反應(yīng)。

此外，分析了反應(yīng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)各個(gè)組元的摩爾分?jǐn)?shù)，忽略摩爾分?jǐn)?shù)小于0.01%的組分。為進(jìn)一步簡(jiǎn)化反應(yīng)機(jī)理，采用反應(yīng)路徑分析方法對(duì)直鏈烴、環(huán)烷烴以及芳香烴的燃燒反應(yīng)路徑進(jìn)行分析，保留主要反應(yīng)路徑。最終得到的RP-3航空煤油簡(jiǎn)化機(jī)理，由26組元89反應(yīng)構(gòu)成，其中包含21個(gè)不可逆反應(yīng)與68個(gè)可逆反應(yīng)，部分總包反應(yīng)如表1所示。該機(jī)理的詳細(xì)簡(jiǎn)化過程及其理論論證已在之前的工作中完成，受篇幅所限這里不再贅述。

表1 RP-3航空煤油簡(jiǎn)化機(jī)理部分總包反應(yīng)Table 1 Partial reactions for RP-3 aviation kerosene reduced mechanism

1.1 點(diǎn)火特性驗(yàn)證

為驗(yàn)證該簡(jiǎn)化機(jī)理在點(diǎn)火延遲時(shí)間描述上的準(zhǔn)確性，在溫度范圍1100～1500 K，壓強(qiáng)為2～4 atm、化學(xué)當(dāng)量比為1.0、2.0的條件下，數(shù)值模擬了RP-3航空煤油燃燒的點(diǎn)火延遲時(shí)間。圖1給出了不同壓強(qiáng)與當(dāng)量比下分別采用7959基元反應(yīng)的詳細(xì)機(jī)理與89反應(yīng)的簡(jiǎn)化機(jī)理模擬得到的替代燃料點(diǎn)火延遲時(shí)間τign，并與相應(yīng)工況下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)[14]進(jìn)行了對(duì)比。圖1(a)給出了壓力2 atm、當(dāng)量比1.0時(shí)點(diǎn)火延遲時(shí)間隨溫度的變化，由圖中可知，點(diǎn)火延遲時(shí)間隨溫度的增加而減小。由圖1(b)可知，在同一壓力下隨著當(dāng)量比的增加，點(diǎn)火延遲時(shí)間增大，這是由于在當(dāng)量比為2.0的富油狀態(tài)下，部分燃料無法完全燃燒，熱量釋放速度減緩，說明簡(jiǎn)化機(jī)理準(zhǔn)確模擬了燃料在相對(duì)缺氧的條件下發(fā)生裂解生成烯、炔等不飽和基團(tuán)這一過程。對(duì)比圖1(a)和圖1(c)可知，在當(dāng)量比為1.0的條件下，隨著壓力的增加，點(diǎn)火延遲時(shí)間減小。

(a) p=2 atm, Φ=1.0

(b) p=2 atm, Φ=2.0

(c) p=4 atm, Φ=1.0

與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比結(jié)果表明，在各個(gè)工況下采用簡(jiǎn)化機(jī)理計(jì)算得到的替代燃料點(diǎn)火延遲時(shí)間與試驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差基本小于10%，認(rèn)為在當(dāng)量比1.0～2.0、壓力2～4 atm的范圍內(nèi)，26組元89反應(yīng)機(jī)理可以很好地模擬RP-3航空煤油的點(diǎn)火延遲時(shí)間。

1.2 燃燒特性驗(yàn)證

為驗(yàn)證該簡(jiǎn)化機(jī)理的燃燒特性，在溫度390 K、壓強(qiáng)范圍為0.1～0.5 MPa、當(dāng)量比為0.8～1.5的條件下，模擬了RP-3航空煤油的層流火焰速度，并與相應(yīng)工況下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比分析[15]。與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比結(jié)果表明，在各個(gè)工況下簡(jiǎn)化機(jī)理計(jì)算所得層流火焰速度與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比誤差均小于10%，認(rèn)為在當(dāng)量比0.8～1.5、壓力0.1～0.5 MPa范圍內(nèi)，26組元89反應(yīng)機(jī)理可以準(zhǔn)確模擬RP-3航空煤油的層流火焰速度。由圖2可知層流火焰速度隨壓強(qiáng)的增加而降低。此外，同一壓強(qiáng)下，隨當(dāng)量比增加，層流火焰速度有先增大后減小的趨勢(shì)，其速度最大值出現(xiàn)在當(dāng)量比1.1～1.3之間。層流火焰速度的大小主要依賴于燃料燃燒過程中所釋放的熱量，其釋熱量越大，火焰推進(jìn)的速度越快[13]。圖3給出了0.1 MPa條件下，燃料燃燒的凈釋熱量隨當(dāng)量比變化趨勢(shì)。對(duì)比圖2與圖3可以發(fā)現(xiàn)，層流火焰速度和凈釋熱量隨當(dāng)量比變化的趨勢(shì)基本一致，其峰值均位于富油一側(cè)。

圖2 不同工況下RP-3航空煤油替代燃料的層流火焰速度Fig.2 Laminar flame speed of surrogate fuel for RP-3 at different conditions

圖3 不同當(dāng)量比條件下RP-3航空煤油替代燃料燃燒的凈釋熱量Fig.3 Net heat production of surrogate fuel for RP-3 at different equivalence ratios

由上述數(shù)值模擬結(jié)果與綜合分析可以看出，在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的工作范圍內(nèi)，采用新型簡(jiǎn)化機(jī)理模擬得到的點(diǎn)火延遲與層流火焰速度與詳細(xì)機(jī)理與試驗(yàn)結(jié)果幾乎重合，表明該新型簡(jiǎn)化機(jī)理能在一定程度上代替詳細(xì)機(jī)理反映RP-3航空煤油點(diǎn)火與燃燒特性。

2 超聲速燃燒流場(chǎng)特性與分析

2.1 定常燃燒流場(chǎng)

針對(duì)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室建立了相應(yīng)的數(shù)值模型，分別采用兩種不同的化學(xué)反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理對(duì)RP-3航空煤油定常燃燒流場(chǎng)開展了數(shù)值模擬：一種是Wang[5]提出的廣泛使用的航空煤油總包反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理，采用C12H24作為航空煤油的平均分子式，用總包反應(yīng)C12H24+O2→CO+H2概括煤油的高溫分解過程，用16個(gè)基元反應(yīng)描述CO與H2的氧化燃燒過程，為簡(jiǎn)化描述，稱為模型1；另一種是新型28組元89反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理，包含直鏈烴、環(huán)烷烴、芳香烴相關(guān)高溫裂解反應(yīng)，稱為模型2。燃燒室尺寸、構(gòu)型取自文獻(xiàn)[16]，計(jì)算區(qū)域包含整個(gè)試驗(yàn)段，其構(gòu)型、凹腔分布位置、噴嘴規(guī)格均與試驗(yàn)條件保持一致，如圖4所示。三維塊結(jié)構(gòu)計(jì)算網(wǎng)格包含712 938個(gè)單元，并在凹腔前緣、凹腔后緣、噴嘴以及壁面附近進(jìn)行了加密。數(shù)值計(jì)算中采用引導(dǎo)氫氣進(jìn)行點(diǎn)火以保證燃料穩(wěn)定點(diǎn)火燃燒，氣態(tài)煤油與引導(dǎo)氫氣分別通過凹腔上游的噴嘴以聲速注入燃燒室，安裝位置分別距凹腔前緣8 mm和19 mm，每排3個(gè)噴嘴，直徑2mm、間距18 mm。凹腔深度、長(zhǎng)度和后緣傾角分別為15 mm、110mm和45°。來流混合空氣(質(zhì)量分?jǐn)?shù)為23.3%O2、5.9%H2O、9.6%CO2、61.2%N2)保持總溫1430 K、總壓3.6 MPa、馬赫數(shù)3.46，氣態(tài)煤油保持靜溫780 K、當(dāng)量比Φ=1.06，引導(dǎo)氫氣保持靜溫800 K、當(dāng)量比Φ=0.28。

圖4 燃燒室構(gòu)型(單位：mm)Fig.4 Combustor model configuration(unit: mm)

圖5給出了數(shù)值模擬預(yù)測(cè)得到的燃燒室側(cè)壁面靜壓分布與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比?？梢园l(fā)現(xiàn)，燃燒室壁面靜壓在x=0.47m位置開始顯著上升，這是由于噴流主流干擾與燃燒反應(yīng)釋放熱量引起的壁面壓力升高通過邊界層的亞聲速部分向上游傳播，在來流方向形成了一個(gè)分離區(qū)域，分離區(qū)內(nèi)溫度升高、流動(dòng)速度降低，形成亞聲速區(qū)，導(dǎo)致了這部分的壓力升高。在0.9 m≤x≤1.1 m區(qū)域內(nèi)，壁面靜壓存在劇烈的波動(dòng)，這是由于燃料噴嘴距離凹腔較近，在燃料劇烈燃燒與噴流干擾的耦合作用下，產(chǎn)生了復(fù)雜的流動(dòng)結(jié)構(gòu)，峰值分別對(duì)應(yīng)于燃料噴流和凹腔后緣附近。隨后在x>1.1 m區(qū)域內(nèi)，燃燒趨于穩(wěn)定，壁面靜壓隨流道面積的擴(kuò)張緩慢降低。

對(duì)比圖5中不同化學(xué)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)的靜壓分布可以看出，模型1預(yù)測(cè)了相對(duì)較低的靜壓分布，說明模型2燃燒反應(yīng)釋放的熱量更多。差異產(chǎn)生的原因包含在以下兩個(gè)方面：1) 模型2采用由直鏈烴、環(huán)烷烴、芳香烴三類碳?xì)浠衔飿?gòu)成的替代燃料，與模型1相比更準(zhǔn)確地反應(yīng)了航空煤油的物理化學(xué)特性；2) 模型1僅采用總包反應(yīng)C12H24+O2→CO+H2概括煤油的高溫分解過程，噴嘴附近大量存在的H2會(huì)在一定程度上抑制C12H24的分解，使得整體燃燒釋熱偏少，相應(yīng)的壁面靜壓偏低；模型2詳細(xì)考慮了煤油燃燒過程中可能存在的脫氫反應(yīng)RH+(H,O,OH)=R·+(H2,OH,H2O)與β-分解反應(yīng)RH+(H,O,OH)=R′·+C2H4，在引導(dǎo)氫燃燒產(chǎn)生的自由基作用下促進(jìn)這些反應(yīng)的進(jìn)行，能量釋放過程更為完整，使得燃料的裂解程度更高，相應(yīng)的壁面靜壓偏高。整體來說，模型2計(jì)算得到的壁面靜壓，尤其在燃燒反應(yīng)劇烈的凹腔附近，更接近試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖5 沿燃燒室側(cè)壁面中心線靜壓分布Fig.5 Static pressure distributions along the side wall centerline

2.2 非定常燃燒流場(chǎng)

煤油燃料燃燒的過程十分復(fù)雜，伴隨著大量活性基團(tuán)、烯烴、炔烴等高溫裂解產(chǎn)物的生成，會(huì)導(dǎo)致混合燃?xì)獬煞趾托再|(zhì)發(fā)生變化，進(jìn)一步影響燃料燃燒過程。受試驗(yàn)設(shè)備和裝置所限，測(cè)量煤油超聲速燃燒中間產(chǎn)物的空間分布規(guī)律成本較高，相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)較少。為深入研究燃料燃燒過程，比較不同化學(xué)反應(yīng)機(jī)理對(duì)中間產(chǎn)物的生成、消耗及其對(duì)燃料燃燒過程的影響效應(yīng)，分別采用兩種不同的化學(xué)反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理對(duì)RP-3航空煤油非定常燃燒流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。由于非定常燃燒流場(chǎng)的數(shù)值模擬對(duì)計(jì)算機(jī)硬件要求極高且耗時(shí)巨大，這里取圖4構(gòu)型的二維對(duì)稱面流動(dòng)來進(jìn)行分析。計(jì)算網(wǎng)格為包含56 325網(wǎng)格單元的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，非定常計(jì)算時(shí)的時(shí)間步長(zhǎng)取為1×10-5s，來流條件、構(gòu)型等參數(shù)均與試驗(yàn)保持一致。

圖6給出了不同化學(xué)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)的燃燒室溫度場(chǎng)隨時(shí)間的變化，同時(shí)也指出了聲速線在流場(chǎng)中的分布。數(shù)值模擬假設(shè)氣態(tài)煤油與引導(dǎo)氫氣在t=0 ms同時(shí)注入流場(chǎng)。t=1.5 ms時(shí)，在噴/主流干擾與燃料燃燒釋熱的共同作用下，邊界層發(fā)生分離，形成一道斜激波，經(jīng)下壁面反射后與分離區(qū)相交，圖中可以清晰地看出激波邊界層分離以及相互干擾形成的復(fù)雜流場(chǎng)結(jié)構(gòu)。隨著燃燒持續(xù)釋放熱量，燃料噴嘴附近壓強(qiáng)逐漸升高，誘發(fā)了更為強(qiáng)烈的流動(dòng)分離，使得分離區(qū)域向來流方向擴(kuò)張，分離激波位置不斷前移，最終在隔離段附近達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)(t=9.0 ms)。此外，整個(gè)燃燒過程中，凹腔上游以及凹腔內(nèi)部存在明顯的不斷向外擴(kuò)張的亞聲速區(qū)域，但由于當(dāng)前當(dāng)量比條件下的燃料無法釋放足夠的熱量使得流道發(fā)生壅塞，因此燃燒室內(nèi)主流持續(xù)保持超聲速流動(dòng)。但是兩種化學(xué)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)得到的流場(chǎng)推進(jìn)過程有明顯不同。模型1預(yù)測(cè)結(jié)果顯示，燃料首先在噴嘴上游的亞聲速區(qū)域內(nèi)發(fā)生劇烈反應(yīng)，并隨之向來流方向擴(kuò)散，直至t=4.5 ms時(shí)，整個(gè)亞聲速區(qū)域內(nèi)均存在劇烈的燃燒反應(yīng)。隨時(shí)間繼續(xù)推進(jìn)，燃料無法維持火焰在整個(gè)亞聲速區(qū)域內(nèi)的穩(wěn)定燃燒，火焰逐漸向物面靠近，火焰前鋒最終穩(wěn)定在x=0.76 m附近。與模型1預(yù)測(cè)結(jié)果不同，模型2預(yù)測(cè)結(jié)果顯示，火焰首先出現(xiàn)在引導(dǎo)氫氣噴流與主流干擾形成的交界面上，并迅速點(diǎn)燃引導(dǎo)氫氣與氣態(tài)煤油混合物向燃燒室下游擴(kuò)散，形成較為明顯的火焰面。隨著時(shí)間的推進(jìn)，火焰前鋒的位置變化無明顯變化，最終穩(wěn)定在燃料噴嘴附近(x=0.92 m)，且火焰的空間分布更加分散，在燃燒室下游仍有明顯的火焰，與試驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果[16]保持一致，說明模型2預(yù)測(cè)的燃料燃燒釋熱過程更符合實(shí)際。

(a) Model 1

(b) Model 2

圖7分別給出了t=1.5～9.0 ms時(shí)刻兩種化學(xué)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)得到的壓強(qiáng)沿燃燒室上壁面分布。結(jié)果顯示t=1.5 ms時(shí)，從x=0.79 m開始，壁面靜壓顯著上升，并在引導(dǎo)氫氣噴嘴與氣態(tài)煤油噴嘴附近達(dá)到峰值，而凹腔內(nèi)部壓強(qiáng)則保持在較低水平。在x≥1.1 m區(qū)域內(nèi)，可以觀察到明顯的壓力波動(dòng)，說明初始形成的激波和膨脹波經(jīng)多次反射、相交與疊加后，在凹腔下游形成了一系列復(fù)雜的波系結(jié)構(gòu)。t=9.0 ms時(shí)，隨燃燒釋熱使得激波向隔離段入口移動(dòng)，整體壁面靜壓水平相比于燃燒初始時(shí)刻有較大提升，凹腔內(nèi)部的燃燒反應(yīng)更加劇烈。對(duì)比圖7中兩種化學(xué)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)得到的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，燃燒初始時(shí)刻(t=1.5 ms)，模型2得到的壁面靜壓在燃燒室各處均遠(yuǎn)高于模型1得到的壁面靜壓；隨著燃燒的進(jìn)行，模型1預(yù)測(cè)的壓強(qiáng)分布與模型2相比，有明顯的滯后；當(dāng)燃燒達(dá)到穩(wěn)定時(shí)(t=9.0 ms)，兩者靜壓分布較為相似，且模型2預(yù)測(cè)結(jié)果略高。上述結(jié)果表明在當(dāng)前工況條件下，模型2燃料在燃燒初始階段化學(xué)反應(yīng)速率更快，整體燃燒釋熱較多。

圖8和圖9分別給出了t=1.5 ms和t=9.0 ms兩個(gè)時(shí)刻兩種化學(xué)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)得到的燃料空間分布。對(duì)比圖8(a)和圖8(b)可以發(fā)現(xiàn)，燃燒初始階段，模型1預(yù)測(cè)結(jié)果顯示凹腔內(nèi)部燃料濃度更高，說明其初始階段化學(xué)反應(yīng)速率偏低，相應(yīng)的燃燒室上游壓強(qiáng)較低，而模型2中燃料的主要起始反應(yīng)脫氫反應(yīng)與氫氣燃燒過程中主要的鏈分支反應(yīng)H+O2=O+OH相互影響，與模型1相比加劇了氫氣的燃燒和燃料的裂解，使得燃燒室內(nèi)部具有較高壓力水平。此外，在燃燒初始階段，雖然燃燒室下游模型1的壓力低于模型2，但是從圖7(a)中壓力分布曲線對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，模型2上下游的壓力差整體上是小于模型1的，因而在燃燒初始階段，如圖8(a)所示，模型1預(yù)測(cè)有更多的燃料向燃燒室上游流動(dòng)。對(duì)比圖9(a)和圖9(b)，模型1預(yù)測(cè)結(jié)果顯示，燃燒達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)其反應(yīng)主要發(fā)生在燃燒室上游，同時(shí)部分燃料隨流動(dòng)進(jìn)入燃燒室下游，整體燃燒效率偏低。與模型1不同，模型2預(yù)測(cè)結(jié)果顯示大量燃料在出口至凹腔附近發(fā)生燃燒，生成的活性基團(tuán)隨流動(dòng)向下游流動(dòng)，進(jìn)一步促進(jìn)燃料的裂解，因此燃燒室下游燃料的質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低，具有較高的燃燒效率。

(a) t=1.5 ms

(b) t=3.0 ms

(c) t=4.5 ms

(d) t=6.0 ms

(e) t=7.5 ms

(f) t=9.0 ms

(a) Model 1

(b) Model 2

(a) Model 1

(b) Model 2

燃燒效率作為衡量燃燒室整體性能的重要參數(shù)，常用于反應(yīng)噴入燃料的燃燒程度，其定義如下[17]：

圖10給出了不同時(shí)刻兩種化學(xué)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)得到的燃燒效率在x軸方向的變化趨勢(shì)，同時(shí)也給出了相應(yīng)時(shí)刻羥基在流場(chǎng)中的空間分布。羥基作為碳?xì)浠衔镦準(zhǔn)竭^程中的重要鏈載體，主要分布在燃燒反應(yīng)劇烈的區(qū)域。對(duì)比圖10(a)和圖10(b)可以發(fā)現(xiàn)，兩種反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)得到的燃燒效率以及組元空間分布上存在顯著區(qū)別。模型1預(yù)測(cè)結(jié)果顯示，燃燒初始階段，燃料在x=0.8～0.93 m區(qū)間內(nèi)燃燒效率增長(zhǎng)較快，在凹腔以及凹腔下游區(qū)域燃燒效率較低，流場(chǎng)中羥基主要分布在凹腔上游的分離區(qū)內(nèi)，燃燒達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，燃燒火焰在氣流的運(yùn)動(dòng)以及燃燒釋熱的共同作用下向凹腔和隔離段擴(kuò)散，使得凹腔內(nèi)部燃燒強(qiáng)度顯著增強(qiáng)，但凹腔下游不存在明顯的火焰結(jié)構(gòu)。與模型1預(yù)測(cè)所得結(jié)果不同，模型2預(yù)測(cè)結(jié)果顯示，燃燒初始階段，燃料在x=0.85 m直至燃燒室出口處燃燒效率均保持持續(xù)增長(zhǎng)，流場(chǎng)中羥基分布在燃料噴流與主流的交界面上，燃燒反應(yīng)發(fā)生在凹腔以及凹腔下游，燃燒達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，燃燒效率較初始時(shí)刻有所增強(qiáng)，火焰的空間分布更為分散。造成這種差異的原因在于模型1采用總包反應(yīng)C12H24+O2→CO+H2概括煤油的高溫分解過程，引導(dǎo)氫氣燃燒產(chǎn)生的活性基團(tuán)(O、H、OH等)對(duì)該總包反應(yīng)并不能產(chǎn)生促進(jìn)作用，因此在引導(dǎo)氫氣噴嘴附近羥基消耗較少，濃度較高。而模型2采用多個(gè)反應(yīng)描述煤油的高溫裂解過程，表1中主要裂解反應(yīng)顯示，引導(dǎo)氫氣燃燒產(chǎn)生的活性基團(tuán)能夠有效促進(jìn)煤油的分解，在消耗羥基的同時(shí)生成更多性質(zhì)活潑的自由基(CH、CH3等)，促使反應(yīng)進(jìn)程加快，進(jìn)一步釋放燃料中儲(chǔ)存的化學(xué)能，維持火焰穩(wěn)定并擴(kuò)散至凹腔下游，因此羥基整體濃度相較于模型1預(yù)測(cè)結(jié)果偏低，且主要分布在燃燒反應(yīng)劇烈的凹腔下游。

(a) Model 1

(b) Model 2

圖11和圖12比較了當(dāng)燃燒達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)，不同化學(xué)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)的沿燃燒室上壁面燃料以及主要中間產(chǎn)物CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布。

圖11 沿燃燒室上壁面燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.11 Distributions of kerosene mass fraction along the upper wall

圖12 沿燃燒室上壁面CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.12 Distributions of CO mass fraction along the upper wall

結(jié)果顯示，兩種反應(yīng)機(jī)理所預(yù)測(cè)的組元濃度分布有顯著不同的特點(diǎn)。模型1針對(duì)煤油的分解僅依靠總包反應(yīng)C12H24+O2→CO+H2，當(dāng)局部氫氣濃度較高時(shí)，會(huì)在一定程度上抑制C12H24煤油的分解，因此在引導(dǎo)氫氣噴嘴附近，結(jié)果顯示燃料濃度較高而中間產(chǎn)物CO濃度偏低。模型2中包含多條反應(yīng)路徑反應(yīng)煤油的高溫裂解過程，在氫氣燃燒產(chǎn)生的活性基團(tuán)的促進(jìn)作用下，燃燒強(qiáng)度明顯提高，因此燃料整體濃度偏低而中間產(chǎn)物CO整體濃度偏高。

圖13給出了燃燒達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)，模型2預(yù)測(cè)的沿燃燒室上壁面主要中間產(chǎn)物(乙烯、乙炔、苯甲基)質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布。由圖可見，在x≤0.95 m區(qū)間，位于引導(dǎo)氫氣噴嘴上游，存在一個(gè)噴流與主流作用下形成的分離區(qū)，為富氧環(huán)境，此時(shí)的烯烴類中間產(chǎn)物濃度較低；在x≥0.95 m區(qū)間內(nèi)，由于沒有考慮流場(chǎng)的三維效應(yīng)，使得僅有少量氧化劑隨氣流進(jìn)入到凹腔內(nèi)部，燃料燃燒不完全，化學(xué)反應(yīng)以貧氧燃燒為主，因而在凹腔內(nèi)產(chǎn)生了大量烯、炔類中間產(chǎn)物。

圖13 沿燃燒室上壁面主要中間產(chǎn)物質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.13 Important intermediate products distributions along the upper wall

3 結(jié) 論

采用新型26組元89反應(yīng)煤油燃燒反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理對(duì)RP-3航空煤油在不同工況下的點(diǎn)火特性、定常/非定常燃燒特性等方面開展了數(shù)值研究。

在點(diǎn)火延遲和層流火焰速度特性方面，得到了與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相吻合的結(jié)果，表明該新型簡(jiǎn)化機(jī)理能夠在一定程度上代替詳細(xì)機(jī)理準(zhǔn)確描述超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)煤油的燃燒特性。

此外，采用新型簡(jiǎn)化機(jī)理和總包反應(yīng)兩種化學(xué)反應(yīng)模型對(duì)氣態(tài)煤油在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的定常/非定常燃燒過程進(jìn)行了數(shù)值分析，通過對(duì)比不同化學(xué)反應(yīng)機(jī)理預(yù)測(cè)得到的靜溫、靜壓、組元分布、燃燒效率等參數(shù)，研究了兩種化學(xué)反應(yīng)機(jī)理對(duì)氣態(tài)煤油超聲速燃燒特性預(yù)測(cè)結(jié)果的影響。

研究結(jié)果表明：

1) 定常燃燒流場(chǎng)數(shù)值模擬結(jié)果顯示，超聲速來流條件下，相比于總包反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理，采用新型簡(jiǎn)化機(jī)理預(yù)測(cè)得到的穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)參數(shù)更接近試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

2) 新型簡(jiǎn)化機(jī)理中包含直鏈烴、環(huán)烷烴、芳香烴相關(guān)高溫裂解反應(yīng)，在煤油燃燒過程中化學(xué)能釋放過程方面更加細(xì)化，因而預(yù)測(cè)得到的燃料燃燒效率明顯高于總包反應(yīng)簡(jiǎn)化機(jī)理的預(yù)測(cè)結(jié)果，同時(shí)引起溫度、壓強(qiáng)、組元濃度等參數(shù)的數(shù)值模擬結(jié)果隨之發(fā)生相應(yīng)變化，反映出燃料裂解過程中生成的包括氫氣、乙烯在內(nèi)的小分子化合物對(duì)燃料燃燒的促進(jìn)作用。

3) 新型簡(jiǎn)化機(jī)理可以清晰地給出燃燒過程中主要中間產(chǎn)物(烯烴、炔烴等)和活性自由基(OH、O、CH等)的空間分布規(guī)律，表明該簡(jiǎn)化機(jī)理在少量增加計(jì)算資源消耗的同時(shí)，可以更準(zhǔn)確地描述燃料在超聲速流場(chǎng)中的燃燒過程，能夠在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室設(shè)計(jì)方面提供更為精確的分析參數(shù)。