部分裂解煤油的旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)值模擬

王 丹，周晨初，陳宏玉，嚴(yán) 宇，洪 流

(西安航天動(dòng)力研究所液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710100)

0 引言

旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)(rotating detonation engine，RDE)是一種利用爆震波在燃燒室內(nèi)連續(xù)旋轉(zhuǎn)傳播，并產(chǎn)生穩(wěn)定推力的發(fā)動(dòng)機(jī)[1-5]。圖 1為典型旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室結(jié)構(gòu)和爆震波三維傳播結(jié)構(gòu)。

圖1 旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)Fig.1 Combustion chamber structure of RDE

由于旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，在亞聲速和超聲速入流條件下均可工作，只需要一次起爆的優(yōu)勢(shì)，具備廣闊的應(yīng)用前景，美國、俄羅斯、法國、波蘭和日本等國家已經(jīng)開展了大量的研究工作[6-13]。在數(shù)值仿真方面，Zhdan等針對(duì)RDE結(jié)構(gòu)特點(diǎn)對(duì)其流場(chǎng)進(jìn)行了簡(jiǎn)化，采用兩步化學(xué)反應(yīng)模型進(jìn)行了二維數(shù)值模擬[14]。Hishida采用加密網(wǎng)格對(duì)RDE開展了二維數(shù)值模擬，精確捕捉到了爆震波面上的三波點(diǎn)結(jié)構(gòu)，數(shù)值胞格結(jié)果表明，受側(cè)向膨脹影響，靠近入口處的胞格尺寸較小，而靠斜激波處的胞格尺寸較大[15]。Davidenk等采用氫氧基元反應(yīng)模型對(duì)RDE流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了二維分析，并對(duì)比研究了燃燒室長(zhǎng)度對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響[16]。Eude等針對(duì)RDE開展了三維數(shù)值模擬，研究結(jié)果表明受曲率影響，爆震波面后燃燒室內(nèi)、外壁處壓力不等，此壓力梯度在流場(chǎng)內(nèi)引起了橫向擾動(dòng)[17]。

國內(nèi)方面，國防科技大學(xué)劉世杰等人采用二維數(shù)值模擬，驗(yàn)證了RDE的推力矢量調(diào)節(jié)能力，采用三維數(shù)值模擬，對(duì)比研究了燃燒室長(zhǎng)度、寬度、尾噴管等幾何參數(shù)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響[18]。北京大學(xué)王健平等使用兩步化學(xué)反應(yīng)模型對(duì)RDE進(jìn)行了二維數(shù)值模擬研究。數(shù)值計(jì)算獲得了同軸圓管腔中間層曲面上連續(xù)爆震的多個(gè)循環(huán)過程，分析了燃料入射、提前燃燒、爆震波結(jié)構(gòu)和波傳播速度等幾個(gè)關(guān)鍵問題[19]。南京理工大學(xué)馬虎等[20]采用 9 組分 19 步的基元反應(yīng)模型，對(duì)以氫氣、氧氣、氮?dú)鉃榉磻?yīng)混合物的RDE進(jìn)行了二維模擬，研究結(jié)果表明，采用分段填充方法可以有效地形成沿同一方向傳播的爆震波。

國內(nèi)外采用氫氣作為燃料的旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室研究取得了眾多進(jìn)展，但是氫氣存在貯存困難、價(jià)格昂貴、危險(xiǎn)性高等缺點(diǎn)，采用常溫且無毒的煤油作為燃料將極大地拓展旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)用領(lǐng)域，且能夠?qū)崿F(xiàn)低成本和長(zhǎng)時(shí)間貯存。然而，采用液態(tài)煤油作為燃料存在起爆困難的問題，本文以煤油—空氣作為推進(jìn)劑的旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，提出一種采用預(yù)先加熱模式使得液態(tài)煤油發(fā)生部分裂解，剩余被加熱的煤油及裂解產(chǎn)物再與空氣混合進(jìn)行點(diǎn)火起爆的方案。通過裂解產(chǎn)生氫氣、乙烯等高活性成分，降低煤油起爆的難度。采用數(shù)值模擬的手段開展部分裂解煤油旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)的仿真分析，分析流場(chǎng)內(nèi)燃料組分分布對(duì)爆震波傳播方向的影響，以及煤油裂解率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。

1 數(shù)值方法及計(jì)算模型

采用部分裂解方式實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火起爆的煤油—空氣旋轉(zhuǎn)爆震發(fā)動(dòng)機(jī)基本原理為:將發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)為兩部分，第一部分為加熱裂解部分，第二部分為爆震燃燒部分。其中第一部分通過加熱的方式使得液態(tài)煤油發(fā)生汽化，其中小部分在高溫作用下產(chǎn)生裂解，裂解過程將使大分子長(zhǎng)碳鏈碳?xì)浠衔镒優(yōu)樾》肿佣替溙細(xì)浠衔?，從而提高了燃料的化學(xué)活性。對(duì)煤油的加熱方式有多種，其一可采用電加熱模式，即通過將電加熱絲盤繞于煤油管路之上，在傳輸過程中實(shí)現(xiàn)汽化和熱裂解。其二可采用預(yù)先燃燒的方式，取全部煤油和少量空氣進(jìn)行富燃燃燒，以此過程作為煤油加熱、裂解的途徑。然而，采用預(yù)先燃燒方式所獲得的裂解煤油組分與單純電加熱時(shí)組分不同，因此僅針對(duì)電加熱模式的產(chǎn)物進(jìn)行分析。

表1 化學(xué)反應(yīng)組分Tab.1 Chemical reaction group

第二部分的爆震燃燒由第一部分所產(chǎn)生的部分裂解混合物與主燃燒室的空氣摻混，通過起爆管點(diǎn)火起爆。由于有第一部分加熱裂解過程的存在，進(jìn)入第二部分的燃料活性明顯提升，大幅降低了點(diǎn)火起爆的難度。與此同時(shí)，發(fā)生部分裂解的混合物與液態(tài)煤油相比，組分更加復(fù)雜，化學(xué)反應(yīng)過程也更加復(fù)雜，需要通過數(shù)值模擬的方式著重對(duì)第二部分的爆震燃燒過程進(jìn)行深入分析。將部分裂解煤油作為燃料邊界條件，空氣為氧化劑，模擬燃燒室的起爆過程。利用Fluent求解器，基于理想氣體假設(shè)。采用隱式格式求解二維歐拉控制方程，忽略黏性、熱傳導(dǎo)和擴(kuò)散等輸運(yùn)效應(yīng)。用三階MUSCL格式對(duì)對(duì)流項(xiàng)進(jìn)行離散，時(shí)間項(xiàng)采用具有二階精度的四步龍格—庫塔法。計(jì)算采用壓力基、非穩(wěn)態(tài)計(jì)算，化學(xué)反應(yīng)模型為有限速率模型，反應(yīng)速率常數(shù)采用Arrhenius公式計(jì)算。

由于煤油成分中的長(zhǎng)鏈化合物在高溫下不穩(wěn)定，很容易裂解為碳鏈更短的烷烴、烯烴等，詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理十分復(fù)雜，產(chǎn)物有上百種，NASA Langley提出了17組分，30步反應(yīng)的簡(jiǎn)化機(jī)理[21]，在此機(jī)理的基礎(chǔ)上，選取主要裂解產(chǎn)物：H2、CH4、C2H4、C3H6，其余為不參與化學(xué)反應(yīng)的N2，忽略占比小于1%的其他產(chǎn)物。以上5種裂解產(chǎn)物加上被加熱汽化的C12H23，共6種成分的混合物作為燃料，空氣(21%O2+79%N2)作為氧化劑進(jìn)行燃燒，化學(xué)反應(yīng)采用多組分模型，各組分的化學(xué)反應(yīng)均采用總包模型，化學(xué)反應(yīng)模型來源于CHEMKIN軟件[22]，組分列于表1，表中PEF(pre-exponential factor)為指前因子，AE(activation energy)為活化能。

計(jì)算針對(duì)的燃燒室為環(huán)形燃燒室，由于其厚度相對(duì)于其周長(zhǎng)較小，計(jì)算中忽略其厚度的影響(見圖1)，將其沿其母線拉直后得到如圖 2所示的二維計(jì)算區(qū)域。計(jì)算域?yàn)槌叽鐬?00 mm×260 mm 的矩形，對(duì)應(yīng)圖 1將圓柱沿x方向剪開，沿y方向拉直(圓柱圓形截面周長(zhǎng)為260 mm，圓柱x方向長(zhǎng)度L為100 mm)。

計(jì)算域的上下邊界為周期性邊界，模擬爆震波在周向不間斷的旋轉(zhuǎn)過程。計(jì)算域的左邊界為入口邊界(入口1和入口2)，為部分裂解煤油，劃分為兩個(gè)入口是為了分析初始爆震波的傳播過程，實(shí)際上兩入口的物理意義相同，都代表環(huán)腔頭部環(huán)縫向燃燒室不間斷供應(yīng)的燃料(對(duì)應(yīng)圖 1左側(cè)的環(huán)縫)，初始過程中，在入口區(qū)域初始化一個(gè)高溫高壓區(qū)域作為點(diǎn)火起爆源，該區(qū)域?yàn)?≤x≤10,40≤y≤50。計(jì)算域右邊界為壓力出口邊界。

圖2 計(jì)算模型Fig.2 Simulation model

2 網(wǎng)格劃分及模型校驗(yàn)

采用ICEM軟件繪制二維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，為了保證對(duì)爆震波的準(zhǔn)確捕捉，估算爆震波波速在2 000 m/s附近，計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)10-7s，每個(gè)時(shí)間步爆震波通過的距離為0.2 mm，因此將網(wǎng)格尺寸選擇為0.1 mm，保證對(duì)爆震波的可靠捕捉，網(wǎng)格數(shù)量為260萬。

為了驗(yàn)證計(jì)算模型的可靠性，進(jìn)行典型爆震管起爆過程計(jì)算。爆震管初始結(jié)構(gòu)為直徑30 mm，長(zhǎng)度600 mm，采用二維軸對(duì)稱模型，取一半進(jìn)行計(jì)算。初始計(jì)算時(shí)，在爆震管區(qū)域填充常溫的、壓力為0.1 MPa的煤油—空氣當(dāng)量混合比預(yù)混燃?xì)猓饨鐓^(qū)域填充常溫常壓的空氣。在爆震管入口側(cè)設(shè)計(jì)一個(gè)矩形的點(diǎn)火起爆源，位置在x：0～5 mm，y:0～15 mm，點(diǎn)火能量為1 000 J，保證充足的點(diǎn)火能量使得發(fā)生爆震。起爆源在0時(shí)刻開始工作，持續(xù)時(shí)間10-5s。計(jì)算結(jié)果列于圖3。仿真模型能夠準(zhǔn)確模擬點(diǎn)火起爆過程，模擬獲得的爆震波波速與理論C—J速度計(jì)算值誤差不超過15%，計(jì)算模型可靠。

表2 邊界條件Tab.2 Boundary condition

圖3 爆震管仿真Fig.3 Detonation tube simulation

3 起爆過程計(jì)算及分析

隨著裂解率的升高，混合物中小分子烯烴的比例不斷提升，化學(xué)活性增強(qiáng)，更加容易起爆?？紤]到盤管電熱絲加熱能力以及煤油在管路中的停留時(shí)間，無法使得煤油發(fā)生充分的裂解，因此從工程設(shè)計(jì)角度考慮，著重針對(duì)裂解率20%以下的工況進(jìn)行計(jì)算，研究爆震波的形成和發(fā)展規(guī)律，獲得可靠的煤油爆震發(fā)動(dòng)機(jī)起爆條件。裂解組分含量由CEA(chemical equilibrum with applications)軟件計(jì)算獲得。

表2列出了計(jì)算的邊界條件，二維計(jì)算忽略燃料與氧化劑的摻混過程，進(jìn)入燃燒室的工作介質(zhì)是部分裂解煤油與空氣完全摻混的混合氣，入口1及入口2為速度入口，需要給定組分、溫度及初始?jí)毫?。根?jù)煤油發(fā)生裂解的起始溫度，選擇850 K作為燃料混合物溫度。速度邊界通過自定義udf給定。計(jì)算方法為：當(dāng)邊界處壓力p大于預(yù)混燃料噴射總壓p0=0.35 MPa時(shí)，流動(dòng)被阻塞，速度為0，臨界噴射壓力

當(dāng)p0>p>pcr時(shí)，速度通過等熵膨脹計(jì)算，即

(2)對(duì)動(dòng)漫行業(yè)典型人物進(jìn)行訪談。典型人物訪談側(cè)重對(duì)其個(gè)人成長(zhǎng)與奮斗經(jīng)歷的了解與認(rèn)識(shí)，并與自己的職業(yè)生涯規(guī)劃相聯(lián)系，撰寫2000字左右的訪談報(bào)告。

當(dāng)p

式中：R為預(yù)混燃料氣體常數(shù)；T0為總溫；γ為比熱比。

上下邊界采用周期性邊界，模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的旋轉(zhuǎn)過程。點(diǎn)火源初始化為溫度為3 000 K，壓力2 MPa。出口為空氣，0.1 MPa壓力邊界，溫度300 K。在旋轉(zhuǎn)爆震試驗(yàn)過程中，為了保證爆震波單向傳播，往往采用切向入射的方式。而在二維數(shù)值仿真計(jì)算中，難以模擬切向入射的過程，高溫高壓的點(diǎn)火區(qū)域?qū)?huì)向外產(chǎn)生球形爆震波，向上下兩個(gè)方向傳播，當(dāng)兩道爆震波相遇時(shí)，局部壓力高于噴射壓力，入口噴射速度為0，預(yù)混燃?xì)鉄o法進(jìn)入燃燒室，此時(shí)缺乏維持爆震的預(yù)混燃料，可能導(dǎo)致火焰熄滅，因此要求在點(diǎn)火處產(chǎn)生的爆震波最好僅沿一個(gè)方向傳播。因此在計(jì)算中通過分區(qū)初始化來模擬該過程，初始時(shí)刻在0≤x≤10，50≤y≤260區(qū)域填充850 K的預(yù)混燃料，其余部分則填充常溫空氣(模擬部分裂解煤油從頭部環(huán)縫進(jìn)入一段時(shí)間后充填于燃燒室頭部區(qū)域的狀態(tài))，在0≤x≤10，0≤y≤40區(qū)域填充空氣而不填充燃料，是為了人為控制爆震波向上傳播(下方無燃料，僅能傳播壓力波而難以形成爆震波)，選擇850 K是對(duì)裂解煤油的一個(gè)溫度預(yù)估，為了對(duì)比裂解率的影響而將溫度保持恒定，方便對(duì)比分析。圖 4為計(jì)算初始化示意圖。

圖5 算例1起爆過程Fig.5 Initiation process of test 1

圖4 初始條件Fig.4 Initial condition

首先針對(duì)算例1(煤油裂解率5%)進(jìn)行分析。圖 5為裂解率5%工況下壓力及C12H23質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化情況，其中C12H23的質(zhì)量分?jǐn)?shù)代表了主要燃料的占比。點(diǎn)火時(shí)間為0時(shí)刻，25 μs時(shí)，形成了正向的爆震波(y軸正方向?yàn)檎?，反方向僅有壓力波。50 μs時(shí)，由于入口燃料的加入，反向也形成了一道爆震波，隨后兩個(gè)爆震波相遇對(duì)撞，對(duì)撞后的透射激波沿原方向繼續(xù)傳播。同時(shí)計(jì)算區(qū)域下方還產(chǎn)生了一個(gè)較弱的向上傳播的壓力波，150 μs時(shí)向上傳播的壓力波與向下傳播的透射激波對(duì)撞，而此刻計(jì)算區(qū)域上半部分填入的燃料較多，二次對(duì)撞后透射的正向壓力波得到了燃料的補(bǔ)充，迅速發(fā)展，形成了穩(wěn)定的爆震波，而其余壓力波由于未得到充分的燃料補(bǔ)充，逐漸耗散，最終在流場(chǎng)內(nèi)只剩下了正向傳播的一道爆震波，240 μs后該爆震波一直保持穩(wěn)定自持傳播，460 μs時(shí)經(jīng)過調(diào)整過程和3個(gè)完整的旋轉(zhuǎn)爆震周期，爆震波狀態(tài)未發(fā)生明顯改變。

為了監(jiān)測(cè)爆震波的形成和發(fā)展規(guī)律，在計(jì)算域中取了7個(gè)點(diǎn)來分析該點(diǎn)溫度、壓力等參數(shù)的變化情況，各點(diǎn)的坐標(biāo)如表3所示，圖 2中示意畫出了監(jiān)控點(diǎn)P1～P7的位置。

對(duì)于爆震發(fā)動(dòng)機(jī)的性能評(píng)估，最重要的參數(shù)就是發(fā)動(dòng)機(jī)比沖和爆震頻率，由于二維計(jì)算與實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)的情況略有差異，采用P1點(diǎn)壓力的變化曲線來反映爆震頻率，因?yàn)楸鸩性谌肟趥?cè)傳播，當(dāng)調(diào)整階段結(jié)束后可認(rèn)為每次在P1點(diǎn)形成一個(gè)高壓就意味著爆震波經(jīng)過一次，即為一個(gè)周期。

表3 監(jiān)控點(diǎn)坐標(biāo)分布Tab.3 Coordinate distribution of monitoring points 單位:mm

圖6和圖7分別列出了入口附近沿y方向間隔50 mm均布的P1、P2、P3三點(diǎn)的壓力及y方向速度的變化情況。從圖中可以看出，不考慮200 μs前爆震波的形成和調(diào)整過程，僅分析之后較穩(wěn)定的3個(gè)周期?？梢钥闯?，沿y軸方向，不同點(diǎn)的壓力峰值有所差異，最低2 MPa，最高3 MPa以上，且P1壓力小于P2，P2壓力小于P3，具有一定的規(guī)律性。各點(diǎn)y方向的氣流速度峰值基本保持一致，基本在1 000 m/s附近?？梢姡鸩ㄔ诃h(huán)形燃燒室中傳播過程中，流場(chǎng)內(nèi)氣流的傳播速度基本保持不變，壓力則呈現(xiàn)規(guī)律性變化，存在一個(gè)由弱變強(qiáng)再由強(qiáng)變?nèi)醯倪^程，可見爆震波在傳播過程中受到入射預(yù)混氣速度及壓力的影響、波后燃燒產(chǎn)物分布的影響，壓力并非時(shí)刻保持穩(wěn)定，存在起伏現(xiàn)象。用P1、P2、P3三點(diǎn)出現(xiàn)壓力峰的時(shí)間間隔來估算爆震波傳播的平均速度。例如，P1和P2點(diǎn)y方向距離為50 mm，相繼出現(xiàn)壓力峰的時(shí)間間隔為25.5 μs，因此爆震波從P1點(diǎn)傳播到P2點(diǎn)過程中的平均速度為距離與時(shí)間的比值，即1 940 m/s。經(jīng)計(jì)算，不同周期不同監(jiān)測(cè)位置爆震波平均傳播速度基本相同。

圖6 算例1監(jiān)控點(diǎn)P1、P2、P3的壓力變化Fig.6 Pressure history in monitor point P1,P2 and P3 of test 1

圖8列出了沿x軸方向間隔20 mm均布的P4、P5、P6三點(diǎn)壓力變化情況。從圖2中可以看出，雖然P4、P5、P6與P1在同一條直線上，但是其壓力峰值明顯偏低，這是由于穩(wěn)定后的旋轉(zhuǎn)爆震波是由爆震波和斜激波組合而成的，具有側(cè)向膨脹的性質(zhì)，爆震波峰面寬度僅有20 mm左右。從穩(wěn)定后的壓力分布可以看出，P4壓力大于P5，P5壓力大于P6，可見隨著向出口的發(fā)展，斜激波逐漸膨脹，壓力降低。

圖7 算例1監(jiān)控點(diǎn)P1、P2 、P3的y方向速度變化Fig.7 Velocity history of y direction in monitor point P1,P2 and P3 of test 1

圖8 算例1監(jiān)控點(diǎn)P4、P5、P6的壓力變化Fig.8 Pressure history in monitor point P4,P5 and P6 of test 1

4 裂解率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

以上分析均針對(duì)算例1(裂解率5%)，由于裂解率不同將影響發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料組分，為了分析組分對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，增加算例2(裂解率10%)和算例3(裂解率20%)2種工況開展計(jì)算。3種工況僅燃料組分不同，其余計(jì)算條件相同。

算例2在50 μs時(shí)，兩道面對(duì)面?zhèn)鞑サ膲毫Σㄖ虚g區(qū)域發(fā)生緩燃，圖 9為此時(shí)刻的壓力和組分云圖，與圖 5不同，裂解率升高后預(yù)混燃料活性更高，發(fā)生了期望外的緩燃，將消耗掉一定量的預(yù)混燃料，不利于穩(wěn)定爆震波的快速形成。壓力波對(duì)撞后形成了一些峰值較小的分散的壓力波，在120 μs時(shí)甚至看不出存在明顯的壓力波，然而在170 μs時(shí)其中一個(gè)壓力波得到了燃料的支持并不斷增強(qiáng)，最終形成了正向傳播的爆震波。

圖9 算例2初始過程Fig.9 Initial process of test2

算例3在50 μs時(shí)，兩道面對(duì)面?zhèn)鞑サ膲毫Σㄖ虚g區(qū)域同樣發(fā)生緩燃，對(duì)撞后90 μs形成了一個(gè)比較明顯向下傳播的壓力波，但是由于預(yù)混燃料并未填充進(jìn)去，壓力又衰減了。在120 μs到240 μs的時(shí)間段內(nèi)流場(chǎng)里并沒有明顯的壓力波，280 μs時(shí)產(chǎn)生了一個(gè)向下傳播的壓力波，隨著燃料的不斷填充，最終形成了穩(wěn)定的反向傳播的爆震波。圖10為該工況穩(wěn)定工作時(shí)的壓力及組分云圖。

圖10 算例3穩(wěn)定傳播結(jié)果Fig.10 Stable propagation result of test 3

對(duì)比了不同組分的爆震情況可以看出，燃料組分對(duì)爆震波的形成和發(fā)展過程有非常重要的影響，3種工況除了燃料組分外其余條件完全相同，但是其傳播方向有所差異，形成穩(wěn)定爆震波的時(shí)間也不同。圖 11列出了P1點(diǎn)壓力變化情況。從圖11中可以看出，算例1和算例2第一個(gè)穩(wěn)定的爆震波形成于200 μs，而算例3的第一個(gè)穩(wěn)定的爆震波則形成于400 μs，中間有很長(zhǎng)一段時(shí)間并未形成爆震波(相當(dāng)于穩(wěn)定工作爆震周期的1.5倍)。這是由于裂解率提升后預(yù)混燃料活性提升，容易在燃燒室產(chǎn)生緩燃，消耗預(yù)混燃料，不利于穩(wěn)定爆震波的形成，流場(chǎng)內(nèi)的微小波系需要較長(zhǎng)的調(diào)整時(shí)間，等待足夠的預(yù)混燃料填入，方能形成穩(wěn)定的爆震波，導(dǎo)致調(diào)整階段時(shí)間延長(zhǎng)。調(diào)整階段過后3種工況的爆震波頻率基本相同，壓力峰值基本不變。

圖11 不同裂解率工況P1的壓力變化Fig.11 Pressure history in P1 under different crack rate

挑選一個(gè)周期來對(duì)比燃料組分對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)比沖的影響，為了方便比較，將3種裂解率放在同一橫坐標(biāo)起點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比。圖12列出了3種裂解率工況在穩(wěn)定工作后某1個(gè)周期P1點(diǎn)的壓力變化情況，從圖中可以看出，3種裂解率情況下，1個(gè)周期的時(shí)間均為134 μs，旋轉(zhuǎn)爆震波頻率為7 500 Hz左右，且P1點(diǎn)的壓力峰值均為2.3 MPa左右。

為了比較裂解率對(duì)性能的影響，通過作用在出口平面的流體性質(zhì)來計(jì)算比沖。比沖由出口區(qū)域上產(chǎn)生的推力與流過的流量之比來確定，具體由下式計(jì)算

圖12 一個(gè)周期內(nèi)P1點(diǎn)壓力變化情況(x軸平移為同一零時(shí)刻)Fig.12 Pressure history in P1 during one period (translate x axis to the same zero time)

計(jì)算中分子分母均在1個(gè)周期內(nèi)對(duì)時(shí)間進(jìn)行積分，可以獲得3種工況在1個(gè)周期內(nèi)的平均比沖(基于燃料、氧化劑及稀釋氣體混合物的比沖)。同時(shí)為了排除計(jì)算誤差及爆震波傳播穩(wěn)定性的影響，計(jì)算了3個(gè)周期內(nèi)的平均比沖，計(jì)算結(jié)果列于表4。

表4 比沖計(jì)算結(jié)果Tab.4 Impulse simulation result

可以看出，1個(gè)周期內(nèi)，裂解率5%和10%時(shí)，比沖非常接近，然而裂解率20%時(shí)，比沖略有提升；3個(gè)周期內(nèi)，不同裂解率下比沖基本相同?？梢?，裂解率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工況的平均比沖無明顯影響。

5 結(jié)論

1)在爆震波形成的初始階段，具有一定的不確定性，該不確定性與流場(chǎng)的初始狀態(tài)有緊密的聯(lián)系，最終穩(wěn)定爆震波的傳播方向取決于調(diào)整階段燃燒場(chǎng)的波系變化及組分分布。

2)燃料組分對(duì)爆震波的形成和發(fā)展過程有非常重要的影響，裂解率提升導(dǎo)致預(yù)混燃料活性提升，容易在燃燒室產(chǎn)生緩燃從而消耗預(yù)混燃料，流場(chǎng)內(nèi)的微小波系需要較長(zhǎng)的調(diào)整時(shí)間等待足夠的預(yù)混燃料填入，方能形成穩(wěn)定的爆震波，導(dǎo)致形成穩(wěn)定爆震波的時(shí)間延后。

3)調(diào)整階段過后在不同裂解率預(yù)混燃料的工況下爆震波頻率基本相同，壓力及速度峰值也基本不變。

4)煤油裂解率20%以下時(shí)，改變裂解率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作后的性能無明顯影響。