高壓甲烷射流沖擊預(yù)混火焰過(guò)程中渦量的變化

雷 艷，王 瑩，仇 滔，梁曉杰

(北京工業(yè)大學(xué) 環(huán)境與生命學(xué)部，北京 100124)

隨著日益嚴(yán)格的低碳化要求，清潔代用燃料的應(yīng)用成為發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)研究熱點(diǎn)，天然氣是十分有前景的內(nèi)燃機(jī)替代燃料[1].天然氣高壓直噴技術(shù)可以有效提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率并降低排放，天然氣高壓噴射進(jìn)入氣缸，并被預(yù)噴燃料形成的火焰引燃.天然氣射流與引燃火焰間的相互作用決定了燃燒過(guò)程.因此，研究氣體射流沖擊火焰有非常重要的實(shí)際意義[2].

在火災(zāi)消防領(lǐng)域橫掠風(fēng)對(duì)擴(kuò)散火焰是有影響的，針對(duì)環(huán)境變量風(fēng)速，蔣依[3]以甲醇汽油為試驗(yàn)燃料，了解有風(fēng)條件下甲醇汽油燃燒發(fā)展的全過(guò)程，得出風(fēng)速對(duì)火焰傾角、火焰高度和火焰尺寸的影響機(jī)制及規(guī)律.莊磊[4]以航空煤油為燃料，進(jìn)行了4種不同直徑油池的燃燒試驗(yàn)，試驗(yàn)表明：在有風(fēng)條件下，小直徑油池的燃燒速率隨風(fēng)速的增加呈非單調(diào)變化.李權(quán)威等[5]在低湍流風(fēng)洞試驗(yàn)條件下(0～3.95m/s的縱向通風(fēng)環(huán)境)對(duì)邊長(zhǎng)為4～9cm的正方形乙醇池火進(jìn)行燃燒試驗(yàn)，試驗(yàn)表明：油池接受熱反饋的量和通風(fēng)引起的對(duì)流蒸發(fā)是影響池火燃燒速率的原因.Kuang等[6]對(duì)交叉流中的池火燃燒速率進(jìn)行試驗(yàn)，當(dāng)橫流風(fēng)速較小時(shí)，燃燒速率隨橫流風(fēng)速單調(diào)增大.在航空發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域，超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的燃燒就涉及到射流與已燃火焰的相互作用，其中燃料混合、火焰的穩(wěn)定等問(wèn)題都是研究人員感興趣的領(lǐng)域[7].在鍋爐燃燒方面，馬啟磊等[8]在不同二次風(fēng)風(fēng)門(mén)開(kāi)度工況下對(duì)一臺(tái)600MW超臨界前后墻旋流對(duì)沖鍋爐進(jìn)行數(shù)值模擬，模擬表明：風(fēng)門(mén)開(kāi)度越小，爐膛出口NOx質(zhì)量分?jǐn)?shù)越大，鍋爐燃燒效率下降.宋景慧等[9]發(fā)現(xiàn)在總二次風(fēng)風(fēng)量不變情況下，隨著燃盡風(fēng)風(fēng)量占二次風(fēng)總風(fēng)量比例的增大，爐膛出口截面上NOx排放質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸降低.

而在內(nèi)燃機(jī)高壓直噴領(lǐng)域的不同之處在于氣流對(duì)火焰是邊射流、邊混合和邊燃燒的模式，學(xué)者們對(duì)高壓射流與火焰之間的關(guān)系做出了一系列研究.Li等[10]研究了不同噴射參數(shù)對(duì)先導(dǎo)點(diǎn)火直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)性能和燃燒特性的影響，發(fā)現(xiàn)可通過(guò)延緩和縮短噴射時(shí)間、縮短柴油噴射脈沖寬度和增加噴射壓力來(lái)提高最大放熱率.Lei等[11-12]開(kāi)展高壓甲烷射流對(duì)層流火焰作用的試驗(yàn)，得出了高壓甲烷射流一旦沖擊預(yù)混火焰，火焰環(huán)境的壓力和溫度會(huì)改變，并且甲烷噴射時(shí)刻與點(diǎn)火時(shí)刻的時(shí)間間隔不同則火焰的形成演變過(guò)程就不同，隨著時(shí)間間隔的增加，預(yù)混層流火焰等效半徑增大，這樣更能成功地引燃甲烷射流，后以湍流燃燒模式繼續(xù)發(fā)展.王濤[13]對(duì)直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)火焰面發(fā)展進(jìn)行數(shù)值模擬研究，得出燃料噴射定時(shí)通過(guò)影響點(diǎn)火時(shí)刻缸內(nèi)混合氣當(dāng)量比分布情況，來(lái)決定缸內(nèi)火焰?zhèn)鞑コ跗诘闹鲗?dǎo)燃燒形式和火焰?zhèn)鞑ニ俣龋M(jìn)而影響缸內(nèi)火焰面面積的增大速度，最終影響發(fā)動(dòng)機(jī)整體的燃燒性能.以上研究均表明，氣流對(duì)火焰的燃燒速率和效率、傳播速度及火焰形態(tài)均有明顯影響.內(nèi)燃機(jī)內(nèi)噴射條件不同，射流對(duì)預(yù)混火焰的影響不同，并且均從宏觀的角度來(lái)分析這一變化，微觀上渦量也可用來(lái)分析流場(chǎng)中的氣體流動(dòng).

以渦量作為觀測(cè)量來(lái)描述整個(gè)流場(chǎng)中的旋渦運(yùn)動(dòng)也在多個(gè)領(lǐng)域應(yīng)用[14].渦是湍流的一種基本結(jié)構(gòu)，理清渦的形成和研究如何采用可行的控制手段對(duì)渦旋起主導(dǎo)作用的流動(dòng)實(shí)施有效控制是重要的[15].蔣時(shí)澤等[16]發(fā)現(xiàn)半球陣列式渦流發(fā)生器與水平線的夾角越大，尾跡區(qū)域渦的大小和分布受到前緣區(qū)域渦的影響越大.雷越[17]發(fā)現(xiàn)飛機(jī)起飛時(shí)側(cè)風(fēng)條件下，來(lái)流速度低、離地間隙小的情況下易生成地面渦，其吸入進(jìn)氣道后會(huì)造成總壓損失.潘衛(wèi)軍等[18]研究表明，側(cè)風(fēng)速度對(duì)尾渦的耗散作用并不呈正比.王維軍等[15]通過(guò)渦動(dòng)力學(xué)診斷可以準(zhǔn)確捕捉到離心泵葉輪、蝸殼中渦結(jié)構(gòu)的變化，給離心泵渦控制、流動(dòng)減阻提供理論依據(jù).郭運(yùn)珍[19]研究得出，在螺旋進(jìn)氣道上方加裝1/4尺寸的擋板時(shí)，表現(xiàn)出了較好的綜合效果.因此，對(duì)于進(jìn)一步分析直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)氣體流動(dòng)，提高其燃燒效率來(lái)說(shuō)，研究渦量是有必要的，且在此方面的研究也較少.

直噴天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)缸內(nèi)燃燒過(guò)程存在一個(gè)基本問(wèn)題就是射流與預(yù)混火焰的相互作用.為了探索此問(wèn)題，前期試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)了當(dāng)高壓甲烷射流作用于甲烷預(yù)混火焰時(shí)，存在一種現(xiàn)象，即甲烷預(yù)混火焰在射流作用下繼續(xù)膨脹發(fā)展，并引燃甲烷射流產(chǎn)生噴射火焰.整個(gè)燃燒過(guò)程中，彈內(nèi)層流火焰和湍流火焰并存[11].并且前期也討論了彈內(nèi)湍流燃燒形成的原因，即高壓射流擾動(dòng)產(chǎn)生的渦量為湍流燃燒的形成提供適宜的環(huán)境，當(dāng)量比適宜燃燒(先傳質(zhì))；當(dāng)射流驅(qū)動(dòng)火焰表面到達(dá)這一區(qū)域時(shí)，再加上合適的溫度(再傳熱)形成湍流燃燒[20].渦量是度量旋渦運(yùn)動(dòng)的重要參數(shù)，前期均未更深一步討論彈內(nèi)其場(chǎng)的分布及其對(duì)火焰有何影響.由于試驗(yàn)無(wú)法直接獲得彈內(nèi)渦量場(chǎng)的變化，筆者從仿真的角度進(jìn)一步分析高壓甲烷射流沖擊預(yù)混火焰過(guò)程中動(dòng)量參數(shù)渦量的分布規(guī)律以及其對(duì)火焰的影響；實(shí)現(xiàn)對(duì)自由射流模式下彈內(nèi)氣體流動(dòng)以及預(yù)混火焰模式和射流燃燒模式下彈內(nèi)氣體燃燒過(guò)程的有效預(yù)測(cè)，并對(duì)控制內(nèi)燃機(jī)總體工作性能的優(yōu)化具有重要意義.

1 理論分析及數(shù)值方法

1.1 渦量的定義及計(jì)算

渦和渦量是流體力學(xué)中兩個(gè)最基本的概念，渦指的是具有渦旋運(yùn)動(dòng)的流體區(qū)域，而渦量是描述漩渦運(yùn)動(dòng)的重要物理量[14]，其量化了流體在特定區(qū)域的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，數(shù)學(xué)上，速度矢量的旋度產(chǎn)生渦量，渦量的計(jì)算見(jiàn)公式(1).

式中：?代表哈密頓算子；i、j和k表示x、y和z三個(gè)基向量；xi、xj和xk表示x、y和z軸分量；v為流體速度矢量；υi、υj和υk分別表示速度的x、y和z軸分量；收斂計(jì)算渦量的大小為，見(jiàn)公式(2).

1.2 模型建立及驗(yàn)證

筆者基于前期完成的高壓甲烷射流沖擊預(yù)燃火焰試驗(yàn)的結(jié)果[11-12]建立數(shù)值模型，試驗(yàn)系統(tǒng)主要由定容燃燒彈裝置、進(jìn)/排氣系統(tǒng)、高速紋影系統(tǒng)和同步控制系統(tǒng)組成，如圖1所示.在射流沖擊火焰試驗(yàn)過(guò)程中，點(diǎn)火針先點(diǎn)燃預(yù)噴甲烷，經(jīng)過(guò)噴射延時(shí)1ms后，甲烷開(kāi)始噴射.

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)原理示意Fig.1 Schematic diagram of the test system

定容燃燒彈內(nèi)部容積為圓柱體，點(diǎn)火針、噴嘴均位于其軸線上，且噴嘴出口距點(diǎn)火針上方40mm.為觀察氣體流動(dòng)及整個(gè)燃燒過(guò)程(3ms內(nèi))，且保證彈壁對(duì)內(nèi)部場(chǎng)無(wú)影響，仿真計(jì)算區(qū)域是一個(gè)直徑d1＝100mm、高度l1＝100mm的圓柱體(與定容燃燒彈同軸)，噴嘴出口位于其上表面，如圖1中紅色虛框線所示；建立的三維模型見(jiàn)圖2a，噴孔直徑d0＝1mm，高度l0＝10mm.

圖2 模型示意Fig.2 Schematic of the model

對(duì)比分析自由射流模式、預(yù)混燃燒模式和射流燃燒模式3種模式，研究射流沖擊火焰過(guò)程中渦量的變化特性.射流方向?yàn)閆軸正方向，坐標(biāo)原點(diǎn)(0，0)設(shè)置在噴嘴出口處，如圖2b所示.表1為3種模式的參數(shù)設(shè)置.設(shè)置點(diǎn)火時(shí)刻(預(yù)混燃燒模式和射流燃燒模式)為時(shí)間原點(diǎn)，甲烷噴射延時(shí)為1ms(射流燃燒模式、自由射流模式中甲烷噴射時(shí)刻均為1ms).根據(jù)射流燃燒過(guò)程中甲烷射流發(fā)展過(guò)程定義不同時(shí)刻為t1、tin、tc、tout和t2；而在自由射流模式和預(yù)混燃燒模式中其僅代指對(duì)應(yīng)時(shí)刻，無(wú)其他含義.

表1 3種模式參數(shù)設(shè)置Tab.1 Parameter setting of three modes

仿真模型網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密.一是根據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行局部固定加密，由于噴嘴內(nèi)部和噴嘴出口10mm處氣體流速大，與周?chē)鷼怏w流速存在較大速度梯度，因而將其進(jìn)行6級(jí)圓臺(tái)固定加密；采用source/sink模型以0.02J能量點(diǎn)火的方式進(jìn)行點(diǎn)火，火焰前鋒處存在較大溫度梯度，將其進(jìn)行5級(jí)球形固定加密；二是自適應(yīng)加密，高壓射流與預(yù)混火焰的相互作用過(guò)程中彈內(nèi)的溫度場(chǎng)、速度場(chǎng)和壓力場(chǎng)有較大變化，因此，以溫度、速度和壓力為指標(biāo)對(duì)彈內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行5級(jí)自適應(yīng)加密.兩種加密方法的使用在節(jié)約計(jì)算資源的同時(shí)提高了計(jì)算精度.

求解計(jì)算時(shí)，對(duì)物理模型的燃燒模型進(jìn)行簡(jiǎn)化假設(shè)，采用CONVERGE中SAGE燃燒模型，湍流模型采用雷諾平均納維斯托克斯(RANS)與重整化群(RNG k-ξ)相結(jié)合的方式；定容燃燒彈內(nèi)的氣體均假設(shè)為理想氣體；定容燃燒彈彈壁假設(shè)為絕熱；整個(gè)過(guò)程不考慮熱輻射.

反應(yīng)機(jī)理采用GRI3.0版本機(jī)理[21]，其包含53個(gè)組分、325個(gè)基元反應(yīng)，能夠較吻合地模擬出不同燃燒模式下的甲烷燃燒.

圖3顯示網(wǎng)格無(wú)關(guān)性結(jié)果，分別選取2、4和8mm的基本網(wǎng)格尺寸，并將3種基本網(wǎng)格尺寸下層流火焰半徑計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)做比較；考慮到計(jì)算準(zhǔn)確性和時(shí)間的低成本，其基本尺寸選為4mm.

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Verification of grid independence

前期對(duì)富燃工況下高壓射流沖擊預(yù)燃火焰進(jìn)行了數(shù)值模擬，其中建立的仿真模型得到較好的驗(yàn)證，將仿真得到的層流火焰半徑和貫穿距分別與試驗(yàn)數(shù)據(jù)相比，相對(duì)誤差保持在5%左右，量級(jí)基本一致，并且以甲烷密度為標(biāo)準(zhǔn)對(duì)仿真流場(chǎng)形態(tài)變化與試驗(yàn)做了對(duì)比，兩者得到的流場(chǎng)形態(tài)相似，具有較高計(jì)算精度，本次仿真繼續(xù)使用之前研究模型[20].

2 結(jié)果與討論

射流燃燒模式下，高壓射流對(duì)預(yù)混火焰具有較強(qiáng)影響，分別分析自由射流模式和預(yù)混燃燒模式的動(dòng)量參數(shù)變化，并詳細(xì)分析射流燃燒模式下，高壓射流沖擊預(yù)混火焰過(guò)程中渦量變化特征.

2.1 自由射流模式與預(yù)混燃燒模式

自由射流模式是只向充有甲烷空氣混合氣(當(dāng)量比為1)的定容燃燒彈內(nèi)噴射高壓甲烷且無(wú)點(diǎn)火；預(yù)混燃燒模式是充有甲烷空氣混合氣(當(dāng)量比為1)的定容燃燒彈內(nèi)只點(diǎn)火點(diǎn)燃預(yù)混氣體，并且無(wú)氣體噴射.圖4為自由射流模式、預(yù)混燃燒模式下的速度.自由射流模式下高壓甲烷射流速度沿Z軸方向不斷下降，這是因?yàn)樯淞魇艿奖尘皻怏w的阻力，使得甲烷自噴嘴噴出后貫穿速度快速下降后逐漸趨于平穩(wěn)；預(yù)混火焰速度基本保持不變，約為5.4m/s.

圖4 自由射流模式和預(yù)混燃燒模式下的速度Fig.4Velocity under conditions of free jet and premixed combustion mode

圖5為自由射流模式下t1、tin、tc、tout和t2時(shí)刻定容燃燒彈內(nèi)的渦量及速度矢量.氣體射流形成的主渦區(qū)具有對(duì)稱(chēng)性，射流前鋒外圍存在尺度不一的小渦區(qū)，不同時(shí)刻其分布的位置也不盡相同.高壓射流噴入后其前端在擠壓背景氣體的同時(shí)，噴嘴入口處由于初始流束速度較大，壓力較小，此處與噴嘴遠(yuǎn)端區(qū)域存在壓差，進(jìn)而產(chǎn)生卷吸作用，擠壓和卷吸的共同作用使氣體以Z軸為軸心向四周擴(kuò)散，形成渦量為正的旋渦(橢圓標(biāo)記處)，并且兩者的共同作用也會(huì)在射流前鋒與Z軸的交點(diǎn)處形成分叉，分叉會(huì)隨著時(shí)間而增大.由此可得出彈內(nèi)渦量場(chǎng)的變化與速度場(chǎng)具有一定的關(guān)系.

圖5 自由射流模式渦量及速度矢量Fig.5Vorticity cloud diagram and velocity vector diagram of free jet model

圖6為自由射流模式軸線距離上截面的平均渦量.t1＝1.2ms時(shí)，射入時(shí)間較短，受射流影響渦量在噴嘴出口10mm處具有較高水平，且此時(shí)的射流對(duì)噴嘴遠(yuǎn)端氣體沒(méi)有影響.因此，30～100mm渦量幾乎為0；隨著時(shí)間的增加，高壓射流對(duì)彈內(nèi)氣體的影響范圍變大，表現(xiàn)在tin＝1.4ms時(shí)30mm之前的區(qū)域渦量較大；tc＝1.6ms、tout＝1.8ms和t2＝3.0ms時(shí)分別在40、50和70mm之前的區(qū)域渦量逐漸變大，并且存在峰值，此峰值會(huì)隨著時(shí)間的增加而變得更大.發(fā)展一段時(shí)間后，渦量出現(xiàn)峰值的原因是氣體逆流(Z軸負(fù)方向)產(chǎn)生旋渦.

圖6 自由射流模式軸線距離上截面的平均渦量Fig.6 Mean vorticity of the free jet mode at the distance from the axis to the cross section

圖7為自由射流模式軸線距離上截面的平均壓力.射流噴入時(shí)，高速氣體會(huì)擠壓彈內(nèi)背景氣體，以貫穿距處為界限，其后的壓力會(huì)有所增加；由于壓差的存在使部分射流氣體在此處的流動(dòng)方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)，即向Z軸負(fù)方向流動(dòng)，再加上卷吸作用.因此，氣體會(huì)在貫穿距這一分界線的前端形成旋渦，進(jìn)而渦量在貫穿距前端會(huì)增加，出現(xiàn)峰值.

圖7 自由射流模式軸線距離上截面的平均壓力Fig.7 Average pressure of free jet mode at the distance from the axis to the section

圖8為預(yù)混燃燒火焰不同時(shí)刻渦量及速度矢量.初始時(shí)刻，預(yù)混火焰呈球形向四周發(fā)展，表面較光滑，火焰前鋒面外部的未燃區(qū)和內(nèi)部的已燃區(qū)渦量均較小，約為50s-1；而只有火焰前鋒面這一化學(xué)反應(yīng)區(qū)渦量較大，約為300s-1，其值是彈內(nèi)其他區(qū)域的6倍；隨著預(yù)混燃燒時(shí)間的增加，光滑球形火焰面上會(huì)產(chǎn)生裂紋和胞狀結(jié)構(gòu)，表面上褶皺的形成使此處渦區(qū)擴(kuò)大，渦量有所增加，這一規(guī)律可從圖8上直觀地看出.

圖9為預(yù)混燃燒模式軸線距離上截面平均渦量，可定量表達(dá)出渦量隨時(shí)間及軸線位置的變化規(guī)律，圖中d1、din、dc、dout和d2分別表示對(duì)應(yīng)時(shí)刻預(yù)混火焰直徑.反應(yīng)時(shí)間越短，球形火焰半徑越小，火焰體積和表面積也均處于較小狀態(tài)，截面上火焰前鋒處反應(yīng)區(qū)較小，因而平均渦量值越小，且火焰前鋒處渦量值與其他截面處相差不大.火焰前鋒隨著時(shí)間的增加而增大，使截面上的平均渦量值增大，t2時(shí)，火焰前鋒處與其他截面相差較明顯，約為15s-1，且渦量值以點(diǎn)火處(Z＝40mm)為中心，呈對(duì)稱(chēng)分布.

圖9 預(yù)混燃燒模式軸線距離上截面的平均渦量Fig.9Average vorticity of premixed combustion mode from axis to cross section

2.2 射流燃燒模式

圖10顯示射流燃燒的發(fā)展過(guò)程中OH基質(zhì)量分?jǐn)?shù)的變化.預(yù)混火焰先形成，1.0ms后甲烷開(kāi)始噴射，射流前鋒面向前發(fā)展，沖擊預(yù)混火焰迎風(fēng)面，從火焰背風(fēng)面沖出離開(kāi)火焰，期間火焰不斷發(fā)展擴(kuò)大.整個(gè)射流作用預(yù)混火焰的過(guò)程分為射流前鋒面未接觸火焰階段(0～1.3ms)、射流前鋒面進(jìn)入火焰階段(1.4～1.8ms)以及射流前峰面離開(kāi)火焰階段(1.9～3.0ms).

圖10 甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0～0.25的三維火焰面X＝0截面上OH基質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.10 Mass fraction of the OH cloud map on the X＝0 section of the three-dimensional flame surface in the methane mass fraction of 0—0.25

圖11為射流燃燒模式下定容燃燒彈內(nèi)的渦量等值線及速度矢量.射流噴入后，定容燃燒彈內(nèi)的氣體流動(dòng)與自由射流模式一致，均在射流貫穿距的前端形成渦.在射流前鋒面進(jìn)入火焰階段，射流作用于火焰，渦量增加.

圖11 射流燃燒模式X＝0截面上選取時(shí)刻渦量等值線及速度矢量Fig.11 Vorticity contour line and velocity vector diagram at selected time on the section of jet combustion mode X＝0

不同階段的射流貫穿距l(xiāng)jf定義如表2所示，可以根據(jù)ljf求出不同階段的速度.圖12為射流燃燒、自由射流和預(yù)混燃燒3個(gè)模式的速度對(duì)比，在射流前鋒面未接觸火焰階段和射流前鋒面離開(kāi)火焰階段，射流燃燒和自由射流模式的平均貫穿速度幾乎相等；但射流前鋒面進(jìn)入火焰階段射流燃燒的平均貫穿速度約是預(yù)混燃燒火焰面發(fā)展速度的10倍，而自由射流平均貫穿速度約是預(yù)混燃燒火焰面發(fā)展速度的8倍，射流燃燒的平均貫穿速度比自由射流的大11.4m/s，且大于自由射流平均貫穿速度與預(yù)混燃燒火焰面速度之和.這說(shuō)明射流前鋒面進(jìn)入火焰階段速度的增加受動(dòng)量參數(shù)渦量變化的影響.

表2 貫穿距數(shù)據(jù)定義Tab.2 Definition of penetration distance

圖12 3個(gè)模式速度對(duì)比Fig.12 Comparison of velocity in three modes

圖13a為不同Z軸位置(20、40、60和80mm)處各工況截面平均渦量值隨時(shí)間的變化，圖13b為40mm處平均渦量值隨時(shí)間的變化，圖13c為t＝3.0ms時(shí)渦量在軸線位置上的變化.在射流未接觸預(yù)混火焰時(shí)(t＜1.3ms)，自由射流貫穿距與射流燃燒貫穿距重合.因此，兩種工況的平均渦量相等，圖13a中表現(xiàn)為射流前鋒面未接觸火焰階段上兩種模式的渦量曲線重合.

圖13 不同截面位置的平均渦量值Fig.13 Average vorticity values at different cross-sectional locations

由圖13a可以看出，射流燃燒模式截面平均渦量大于自由射流模式下的值.在射流前鋒面進(jìn)入火焰階段，射流燃燒模式4個(gè)截面處的平均渦量值分別在1.3、1.3、1.6和1.7ms開(kāi)始大于自由射流模式，軸線距離越遠(yuǎn)的區(qū)域，甲烷射流對(duì)其擾動(dòng)開(kāi)始的時(shí)間越晚.并且在20、60和80mm處兩模式平均渦量值相差較40mm處的小.在40mm處、1.6ms時(shí)，射流燃燒模式平均渦量值與自由射流模式差值最大，約為260s-1，是此時(shí)此截面預(yù)混燃燒平均渦量值6s-1的43倍，如圖13b所示.射流燃燒模式，射流前鋒面進(jìn)入火焰階段渦量的大幅增加導(dǎo)致其平均貫穿速度的增加，射流燃燒不是自由射流與預(yù)混燃燒物理動(dòng)量上的簡(jiǎn)單耦合.

在射流前鋒面離開(kāi)火焰階段，隨著時(shí)間的增加，射流流束貫穿速度減小，射流燃燒模式火焰前峰面向四周擴(kuò)大，加大其周?chē)鷼怏w的擾動(dòng)，因而各截面上平均渦量值均呈增加趨勢(shì)；但自由射流模式下、同一時(shí)刻，渦量隨著軸線距離先增加達(dá)到峰值，隨后驟然降低.當(dāng)t＝3ms時(shí)，射流燃燒和自由射流模式的平均渦量最大值均出現(xiàn)在60mm處；從圖13c可以看出，60mm截面處射流燃燒平均渦量值約為自由射流模式平均渦量值的2倍.同樣佐證了射流燃燒不是自由射流與預(yù)混燃燒物理動(dòng)量上的簡(jiǎn)單耦合這一規(guī)律.

3 結(jié) 論

射流沖擊火焰的全過(guò)程被分為3個(gè)階段，通過(guò)詳細(xì)分析自由射流模式、預(yù)混燃燒模式和射流燃燒模式3個(gè)階段的渦量，得出以下結(jié)論：

(1) 自由射流模式下，同一時(shí)刻，渦量隨著軸線距離先增加達(dá)到峰值，隨后驟然降低；其出現(xiàn)峰值的原因是射流主體擠壓遠(yuǎn)端背景氣體使兩者之間產(chǎn)生壓差，射流氣體回流產(chǎn)生旋渦.

(2) 預(yù)混燃燒模式下，只有球形火焰前鋒處的渦量處于較高水平，其值約為300s-1，是彈內(nèi)其他區(qū)域的6倍.

(3) 射流燃燒模式射流前鋒面進(jìn)入火焰階段的貫穿速度約是預(yù)混燃燒火焰面發(fā)展速度的10倍，而自由射流平均貫穿速度約是預(yù)混燃燒火焰面發(fā)展速度的8倍；在40mm處、1.6ms時(shí)，射流燃燒模式平均渦量值與自由射流模式差值最大，約為260s-1，是此時(shí)此截面預(yù)混燃燒模式平均渦量值6s-1的43倍，此階段速度的增加受動(dòng)量參數(shù)渦量的影響；在射流前鋒面進(jìn)入火焰階段和射流前鋒面離開(kāi)火焰兩個(gè)階段，射流燃燒不是自由射流與預(yù)混燃燒物理動(dòng)量上的簡(jiǎn)單耦合.