樊孝峰, 王江峰, 趙法明, 楊天鵬

(南京航空航天大學 航空宇航學院, 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)動機的單位推力超過了現(xiàn)有的其他推進系統(tǒng)，是高超聲速飛行器的最佳吸氣式動力裝置。超燃沖壓發(fā)動機技術(shù)作為航空航天技術(shù)的結(jié)合點，涉及到多門學科，是多項前沿技術(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，具有很大的實際應(yīng)用價值,是目前廣泛使用的碳氫燃料。碳氫燃料在超燃沖壓發(fā)動機燃燒室內(nèi)的混合、點火與燃燒過程，包含了劇烈的激波間斷、多組元快速化學反應(yīng)等一系列復(fù)雜流動現(xiàn)象，且強烈受控于燃料的化學動力學特性，因此有必要開展對燃燒室內(nèi)燃料燃燒過程的CFD數(shù)值模擬研究。

近年來，國內(nèi)外學者針對航空煤油替代燃料進行了大量研究，并提出了相應(yīng)的詳細化學反應(yīng)機理。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)的詳細化學反應(yīng)機理，并數(shù)值研究了該六組分替代燃料在無煙逆流擴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，試驗研究了非預(yù)混條件下燃料的熄火與自點火臨界條件。徐佳琪等[3]分析國產(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個組分、7959個基元反應(yīng)構(gòu)成的高溫燃燒詳細機理。但是，在目前的計算機技術(shù)發(fā)展水平下，上述詳細機理太過龐大，難以直接應(yīng)用于實際超燃沖壓發(fā)動機燃燒室內(nèi)的流場數(shù)值模擬。因此，許多學者提出了碳氫燃料簡化化學反應(yīng)機理。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)簡化機理模擬了燃料在貧燃預(yù)混火焰筒中的燃燒特性，極大縮短了計算時間。Wang[5]以C12H24作為RP-1的平均分子式，其簡化機理包含了燃料的分解、碳煙的生成及氧化。肖保國等[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，簡化機理包含22組元18步總包反應(yīng)，針對預(yù)混層流火焰進行了數(shù)值模擬。雖然上述簡化機理可以在一定程度上預(yù)測燃燒室內(nèi)各流動參數(shù)的分布，但是無法對燃料燃燒過程中各重要中間產(chǎn)物的生成、消耗及其對燃料燃燒過程的影響效應(yīng)進行準確評估，因此選取合適的替代燃料并建立對應(yīng)的簡化機理是非常必要的。

本文對航空煤油數(shù)值模擬的替代燃料進行了總結(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、芳香烴等碳氫化合物的反應(yīng)路徑出發(fā)，綜合采用敏感性分析方法對其建立的2237組元、7959基元反應(yīng)的詳細機理進行討論與簡化，得到26組元89反應(yīng)的簡化化學動力學機理。為研究超聲速條件下，新型煤油燃燒反應(yīng)簡化機理的數(shù)值模擬特性以及各燃燒中間產(chǎn)物的生成與消耗對燃料燃燒過程的影響效應(yīng)，針對超燃沖壓發(fā)動機燃燒室建立了相應(yīng)的數(shù)值模型，采用基于混合網(wǎng)格的有限體積法，控制方程為含化學反應(yīng)源項的多組元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計算的需求，具體方法詳見文獻[7-10]?；谡n題組發(fā)展的復(fù)雜燃燒流場數(shù)值模擬技術(shù)，分別采用兩種不同的簡化機理進行了燃燒流場數(shù)值模擬，并與試驗數(shù)據(jù)進行對比。數(shù)值模擬結(jié)果表明，相比于總包簡化反應(yīng)機理，新型簡化機理可以預(yù)測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、乙烯等化學性質(zhì)活潑的小分子化合物對燃燒室內(nèi)燃燒過程的影響，能夠定量分析和評估燃料裂解所導(dǎo)致的燃料成分和性質(zhì)變化對超燃沖壓發(fā)動機燃燒過程的影響，且占用計算機資源少，可實際應(yīng)用于超燃沖壓發(fā)動機內(nèi)流復(fù)雜燃燒流場的數(shù)值模擬與分析。

1 航空煤油替代燃料化學反應(yīng)簡化機理及其合理性驗證

簡化機理從徐佳琪[3]等人建立的2237組元、7959基元反應(yīng)的詳細機理出發(fā)，研究三組分RP-3替代燃料(質(zhì)量分數(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。實際超燃沖壓發(fā)動機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)，其中的燃燒機理非常復(fù)雜，影響因素很多，由于條件有限，簡化過程中主要針對燃料穩(wěn)態(tài)燃燒溫度、主要物質(zhì)組分的摩爾分數(shù)、點火延遲時間進行研究，并以此作為機理簡化的依據(jù)。針對燃料在當量比φ為0.8、1.0、2.0，初始溫度為1100～1500 K，壓力為2、4 atm條件下的點火延遲時間進行了數(shù)值模擬，對穩(wěn)態(tài)溫度進行敏感性分析。敏感性分析方法常用于詳細化學反應(yīng)機理的簡化過程[13]。假設(shè)一個變量可以表示為：

(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)量分數(shù)。當某個反應(yīng)步的指前因子發(fā)生變化時，勢必會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)矩陣可由下式計算：

wl,i=?Zl/?ai

(2)

對其求導(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)達到穩(wěn)態(tài)時各個組元的摩爾分數(shù)，忽略摩爾分數(shù)小于0.01%的組分。為進一步簡化反應(yīng)機理，采用反應(yīng)路徑分析方法對直鏈烴、環(huán)烷烴以及芳香烴的燃燒反應(yīng)路徑進行分析，保留主要反應(yīng)路徑。最終得到的RP-3航空煤油簡化機理，由26組元89反應(yīng)構(gòu)成，其中包含21個不可逆反應(yīng)與68個可逆反應(yīng)，部分總包反應(yīng)如表1所示。該機理的詳細簡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航空煤油簡化機理部分總包反應(yīng)Table 1 Partial reactions for RP-3 aviation kerosene reduced mechanism

1.1 點火特性驗證

為驗證該簡化機理在點火延遲時間描述上的準確性，在溫度范圍1100～1500 K，壓強為2～4 atm、化學當量比為1.0、2.0的條件下，數(shù)值模擬了RP-3航空煤油燃燒的點火延遲時間。圖1給出了不同壓強與當量比下分別采用7959基元反應(yīng)的詳細機理與89反應(yīng)的簡化機理模擬得到的替代燃料點火延遲時間τign，并與相應(yīng)工況下的試驗數(shù)據(jù)[14]進行了對比。圖1(a)給出了壓力2 atm、當量比1.0時點火延遲時間隨溫度的變化，由圖中可知，點火延遲時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量比的增加，點火延遲時間增大，這是由于在當量比為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，說明簡化機理準確模擬了燃料在相對缺氧的條件下發(fā)生裂解生成烯、炔等不飽和基團這一過程。對比圖1(a)和圖1(c)可知，在當量比為1.0的條件下，隨著壓力的增加，點火延遲時間減小。

(a) p=2 atm, Φ=1.0

(b) p=2 atm, Φ=2.0

(c) p=4 atm, Φ=1.0

與試驗數(shù)據(jù)的對比結(jié)果表明，在各個工況下采用簡化機理計算得到的替代燃料點火延遲時間與試驗數(shù)據(jù)誤差基本小于10%，認為在當量比1.0～2.0、壓力2～4 atm的范圍內(nèi)，26組元89反應(yīng)機理可以很好地模擬RP-3航空煤油的點火延遲時間。

1.2 燃燒特性驗證

為驗證該簡化機理的燃燒特性，在溫度390 K、壓強范圍為0.1～0.5 MPa、當量比為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)工況下的試驗數(shù)據(jù)進行了對比分析[15]。與試驗數(shù)據(jù)的對比結(jié)果表明，在各個工況下簡化機理計算所得層流火焰速度與試驗數(shù)據(jù)相比誤差均小于10%，認為在當量比0.8～1.5、壓力0.1～0.5 MPa范圍內(nèi)，26組元89反應(yīng)機理可以準確模擬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的增加而降低。此外，同一壓強下，隨當量比增加，層流火焰速度有先增大后減小的趨勢，其速度最大值出現(xiàn)在當量比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量比變化趨勢。對比圖2與圖3可以發(fā)現(xiàn)，層流火焰速度和凈釋熱量隨當量比變化的趨勢基本一致，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)動機的工作范圍內(nèi)，采用新型簡化機理模擬得到的點火延遲與層流火焰速度與詳細機理與試驗結(jié)果幾乎重合，表明該新型簡化機理能在一定程度上代替詳細機理反映RP-3航空煤油點火與燃燒特性。

2 超聲速燃燒流場特性與分析

2.1 定常燃燒流場

針對超燃沖壓發(fā)動機燃燒室建立了相應(yīng)的數(shù)值模型，分別采用兩種不同的化學反應(yīng)簡化機理對RP-3航空煤油定常燃燒流場開展了數(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)簡化機理，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個基元反應(yīng)描述CO與H2的氧化燃燒過程，為簡化描述，稱為模型1；另一種是新型28組元89反應(yīng)簡化機理，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[16]，計算區(qū)域包含整個試驗段，其構(gòu)型、凹腔分布位置、噴嘴規(guī)格均與試驗條件保持一致，如圖4所示。三維塊結(jié)構(gòu)計算網(wǎng)格包含712 938個單元，并在凹腔前緣、凹腔后緣、噴嘴以及壁面附近進行了加密。數(shù)值計算中采用引導(dǎo)氫氣進行點火以保證燃料穩(wěn)定點火燃燒，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個噴嘴，直徑2mm、間距18 mm。凹腔深度、長度和后緣傾角分別為15 mm、110mm和45°。來流混合空氣(質(zhì)量分數(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、當量比Φ=1.06，引導(dǎo)氫氣保持靜溫800 K、當量比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)測得到的燃燒室側(cè)壁面靜壓分布與試驗數(shù)據(jù)的對比?？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分離區(qū)域，分離區(qū)內(nèi)溫度升高、流動速度降低，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，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)雜的流動結(jié)構(gòu)，峰值分別對應(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張緩慢降低。

對比圖5中不同化學反應(yīng)機理預(yù)測的靜壓分布可以看出，模型1預(yù)測了相對較低的靜壓分布，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方面：1) 模型2采用由直鏈烴、環(huán)烷烴、芳香烴三類碳氫化合物構(gòu)成的替代燃料，與模型1相比更準確地反應(yīng)了航空煤油的物理化學特性；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這些反應(yīng)的進行，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

煤油燃料燃燒的過程十分復(fù)雜，伴隨著大量活性基團、烯烴、炔烴等高溫裂解產(chǎn)物的生成，會導(dǎo)致混合燃氣成分和性質(zhì)發(fā)生變化，進一步影響燃料燃燒過程。受試驗設(shè)備和裝置所限，測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)試驗數(shù)據(jù)較少。為深入研究燃料燃燒過程，比較不同化學反應(yīng)機理對中間產(chǎn)物的生成、消耗及其對燃料燃燒過程的影響效應(yīng)，分別采用兩種不同的化學反應(yīng)簡化機理對RP-3航空煤油非定常燃燒流場進行了數(shù)值模擬。由于非定常燃燒流場的數(shù)值模擬對計算機硬件要求極高且耗時巨大，這里取圖4構(gòu)型的二維對稱面流動來進行分析。計算網(wǎng)格為包含56 325網(wǎng)格單元的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，非定常計算時的時間步長取為1×10-5s，來流條件、構(gòu)型等參數(shù)均與試驗保持一致。

圖6給出了不同化學反應(yīng)機理預(yù)測的燃燒室溫度場隨時間的變化，同時也指出了聲速線在流場中的分布。數(shù)值模擬假設(shè)氣態(tài)煤油與引導(dǎo)氫氣在t=0 ms同時注入流場。t=1.5 ms時，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)雜流場結(jié)構(gòu)。隨著燃燒持續(xù)釋放熱量，燃料噴嘴附近壓強逐漸升高，誘發(fā)了更為強烈的流動分離，使得分離區(qū)域向來流方向擴張，分離激波位置不斷前移，最終在隔離段附近達到穩(wěn)定狀態(tài)(t=9.0 ms)。此外，整個燃燒過程中，凹腔上游以及凹腔內(nèi)部存在明顯的不斷向外擴張的亞聲速區(qū)域，但由于當前當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。但是兩種化學反應(yīng)機理預(yù)測得到的流場推進過程有明顯不同。模型1預(yù)測結(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散，直至t=4.5 ms時，整個亞聲速區(qū)域內(nèi)均存在劇烈的燃燒反應(yīng)。隨時間繼續(xù)推進，燃料無法維持火焰在整個亞聲速區(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)測結(jié)果不同，模型2預(yù)測結(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，并迅速點燃引導(dǎo)氫氣與氣態(tài)煤油混合物向燃燒室下游擴散，形成較為明顯的火焰面。隨著時間的推進，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，與試驗觀測結(jié)果[16]保持一致，說明模型2預(yù)測的燃料燃燒釋熱過程更符合實際。

(a) Model 1

(b) Model 2

圖7分別給出了t=1.5～9.0 ms時刻兩種化學反應(yīng)機理預(yù)測得到的壓強沿燃燒室上壁面分布。結(jié)果顯示t=1.5 ms時，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)煤油噴嘴附近達到峰值，而凹腔內(nèi)部壓強則保持在較低水平。在x≥1.1 m區(qū)域內(nèi)，可以觀察到明顯的壓力波動，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，隨燃燒釋熱使得激波向隔離段入口移動，整體壁面靜壓水平相比于燃燒初始時刻有較大提升，凹腔內(nèi)部的燃燒反應(yīng)更加劇烈。對比圖7中兩種化學反應(yīng)機理預(yù)測得到的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，燃燒初始時刻(t=1.5 ms)，模型2得到的壁面靜壓在燃燒室各處均遠高于模型1得到的壁面靜壓；隨著燃燒的進行，模型1預(yù)測的壓強分布與模型2相比，有明顯的滯后；當燃燒達到穩(wěn)定時(t=9.0 ms)，兩者靜壓分布較為相似，且模型2預(yù)測結(jié)果略高。上述結(jié)果表明在當前工況條件下，模型2燃料在燃燒初始階段化學反應(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兩個時刻兩種化學反應(yīng)機理預(yù)測得到的燃料空間分布。對比圖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反應(yīng)速率偏低，相應(yīng)的燃燒室上游壓強較低，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)測有更多的燃料向燃燒室上游流動。對比圖9(a)和圖9(b)，模型1預(yù)測結(jié)果顯示，燃燒達到穩(wěn)態(tài)時其反應(yīng)主要發(fā)生在燃燒室上游，同時部分燃料隨流動進入燃燒室下游，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，生成的活性基團隨流動向下游流動，進一步促進燃料的裂解，因此燃燒室下游燃料的質(zhì)量分數(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給出了不同時刻兩種化學反應(yīng)機理預(yù)測得到的燃燒效率在x軸方向的變化趨勢，同時也給出了相應(yīng)時刻羥基在流場中的空間分布。羥基作為碳氫化合物鏈式過程中的重要鏈載體，主要分布在燃燒反應(yīng)劇烈的區(qū)域。對比圖10(a)和圖10(b)可以發(fā)現(xiàn)，兩種反應(yīng)機理預(yù)測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)燃燒效率增長較快，在凹腔以及凹腔下游區(qū)域燃燒效率較低，流場中羥基主要分布在凹腔上游的分離區(qū)內(nèi)，燃燒達到穩(wěn)定狀態(tài)時，燃燒火焰在氣流的運動以及燃燒釋熱的共同作用下向凹腔和隔離段擴散，使得凹腔內(nèi)部燃燒強度顯著增強，但凹腔下游不存在明顯的火焰結(jié)構(gòu)。與模型1預(yù)測所得結(jié)果不同，模型2預(yù)測結(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，流場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，燃燒達到穩(wěn)定狀態(tài)時，燃燒效率較初始時刻有所增強，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(O、H、OH等)對該總包反應(yīng)并不能產(chǎn)生促進作用，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)生的活性基團能夠有效促進煤油的分解，在消耗羥基的同時生成更多性質(zhì)活潑的自由基(CH、CH3等)，促使反應(yīng)進程加快，進一步釋放燃料中儲存的化學能，維持火焰穩(wěn)定并擴散至凹腔下游，因此羥基整體濃度相較于模型1預(yù)測結(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比較了當燃燒達到穩(wěn)態(tài)時，不同化學反應(yīng)機理預(yù)測的沿燃燒室上壁面燃料以及主要中間產(chǎn)物CO的質(zhì)量分數(shù)分布。

圖11 沿燃燒室上壁面燃料質(zhì)量分數(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)量分數(shù)分布Fig.12 Distributions of CO mass fraction along the upper wall

結(jié)果顯示，兩種反應(yīng)機理所預(yù)測的組元濃度分布有顯著不同的特點。模型1針對煤油的分解僅依靠總包反應(yīng)C12H24+O2→CO+H2，當局部氫氣濃度較高時，會在一定程度上抑制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)生的活性基團的促進作用下，燃燒強度明顯提高，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給出了燃燒達到穩(wěn)態(tài)時，模型2預(yù)測的沿燃燒室上壁面主要中間產(chǎn)物(乙烯、乙炔、苯甲基)質(zhì)量分數(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，存在一個噴流與主流作用下形成的分離區(qū)，為富氧環(huán)境，此時的烯烴類中間產(chǎn)物濃度較低；在x≥0.95 m區(qū)間內(nèi)，由于沒有考慮流場的三維效應(yīng)，使得僅有少量氧化劑隨氣流進入到凹腔內(nèi)部，燃料燃燒不完全，化學反應(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)量分數(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)簡化機理對RP-3航空煤油在不同工況下的點火特性、定常/非定常燃燒特性等方面開展了數(shù)值研究。

在點火延遲和層流火焰速度特性方面，得到了與試驗數(shù)據(jù)相吻合的結(jié)果，表明該新型簡化機理能夠在一定程度上代替詳細機理準確描述超燃沖壓發(fā)動機燃燒室內(nèi)煤油的燃燒特性。

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

研究結(jié)果表明：

1) 定常燃燒流場數(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)簡化機理，采用新型簡化機理預(yù)測得到的穩(wěn)態(tài)流場參數(shù)更接近試驗數(shù)據(jù)。

2) 新型簡化機理中包含直鏈烴、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能釋放過程方面更加細化，因而預(yù)測得到的燃料燃燒效率明顯高于總包反應(yīng)簡化機理的預(yù)測結(jié)果，同時引起溫度、壓強、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)的小分子化合物對燃料燃燒的促進作用。

3) 新型簡化機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，表明該簡化機理在少量增加計算資源消耗的同時，可以更準確地描述燃料在超聲速流場中的燃燒過程，能夠在超燃沖壓發(fā)動機燃燒室設(shè)計方面提供更為精確的分析參數(shù)。