基于混合燃料的旋轉爆震發動機燃燒室冷態流場研究①

岳松辰，王 強，胡晟榮，馬 瀟

(北京理工大學 機電學院，北京 100081)

0 引言

爆震發動機是一種基于爆震燃燒而設計的推進裝置，可分為脈沖爆震發動機和旋轉爆震發動機兩種[1]。一般情況下，脈沖爆震發動機呈環形圓筒結構，爆炸波沿其軸線傳播，從封閉一頭直接傳向出口，從而形成一次推力。但旋轉爆震發動機與之不同，它呈環形雙層桶結構，在內外兩層之間的環形空間內產生爆震波，傳播方向沿圓周方向，爆震波向其側面擴展，形成了連續推力[2]。因此，旋轉爆震發動機除了具有傳統脈沖爆震發動機的優點外，還克服了脈沖爆震發動機的一些缺點，如工作頻率低、對點火系統要求高等。旋轉爆震發動機一般采用環形燃燒室，工作過程如圖1所示。燃料從 燃燒室的頭部噴入，通過高能火花塞或預爆震管來對燃料進行點火，形成的爆震波在燃燒室燃料入口處沿軸向連續傳播，燃燒后的混合氣體從燃燒室另一端膨脹排出，從而產生推力[3]。

圖1 環形燃燒室工作過程

為防止回火現象，旋轉爆震實驗基本都是采用燃料和氧化劑分開噴注進行實驗[4]。噴注與摻混是組織燃燒的重要步驟，燃料與氧化劑摻混的好壞和摻混的速度決定了爆震波的形成過程與維持機制，是連續旋轉爆震燃燒研究的難題[5]。早期由于技術原因，多采用預混完成的燃料與氧化劑氣體進行三維仿真運算，與真實情況有較大差別。近年來，針對旋轉爆震的三維非預混數值模擬計算逐漸展開，FROLOV等[6]首次實現了燃料與氧化劑分開噴注的三維旋轉爆震數值模擬；PETER等[7]針對實驗構型開展了非預混流場的高精度數值模擬，并對比了來流流量對爆震結構的影響；馬虎等[8]對非預混噴注情況下燃料/氧化劑的混合過程及三維旋轉爆震波的發展過程進行了分析；徐雪陽等[9]分析了非預混條件下的流場結構，探討了不同燃料噴注方式對發動機性能的影響。

目前，各國對旋轉爆震發動機的數值模擬工作雖然很多，但均以液氫為燃料。碳氫燃料是一種新型的推進劑。與液氫相比，碳氫燃料具有明顯的成本低廉、儲運方便、安全系數高、體積熱值高等優點[10]，同時可通過化學熱沉吸收熱量，即在發動機冷卻通道中，通過化學裂解反應吸收大量的熱量，降低了燃燒室壁面高溫，同時裂解成為乙烯、乙炔以及氫等小分子易燃物質，進入燃燒室里燃燒[11]。

為研究碳氫燃料裂解后產生的小分子燃料在燃燒室內與空氣摻混的冷態流場特性，本文圍繞常見的小分子燃料，開展以混合氣為燃料的旋轉爆震發動機的研究。首先，構建了不同噴注結構(噴注位置、空氣噴注環縫寬度)的燃燒室物理模型，并采用ANSYS ICEM CFD預處理軟件處理網格；然后，采用FLUENT軟件對不同模型及工況進行三維數值運算；最后，根據所得到的三維流場，就不同噴注結構及不同的質量流率等因素對三維冷流流場及摻混效果的影響進行對比分析，并利用摻混不均勻度定量評價了氣氣摻混的程度。旋轉爆震發動機的推力、比沖及平均傳播速度與燃料與氧化劑的冷流摻混度成正比[12]。因此，冷態流場的流場特性能夠體現發動機的工作性能。本文的研究成果可為旋轉爆震發動機的研究提供進一步的參考。

1 方法

1.1 幾何模型及網格

本文基于當前的研究內容，建立了如圖2(a)所示簡化的燃燒室計算模型。文中均采用三維直角坐標系。在此模型內，空氣采用收縮-擴展構型的環縫進行噴注，燃料氣體采用120個均勻分布的小孔噴注。

圖2(b)為任一小孔中心的截面圖。圖中尺寸均按喉部直徑L2=D進行無量綱化，D=0.8 mm。其中，L1為發動機模型總長度，L2為空氣的喉部尺寸，D1為燃料噴孔直徑，Din為燃燒室內徑，Dout為燃燒室外徑，A為燃料小孔噴注的角度，h為燃料噴注深度。

(a) Chamber calculation model

為驗證燃燒室噴注尺寸對冷態流場的影響，本文共設計5種幾何模型，具體尺寸如表1所示。

表1 發動機模型參數

對計算域使用ANSYS ICEM軟件進行網格劃分，對燃料和空氣的混合區域網格最密，燃燒室內網格逐漸稀疏。此網格分辨率能夠滿足本文計算精度的要求。網格分布如圖3所示。文中網格量約50 000。

圖3 網格分布情況

網格行列和角度質量如圖4所示，可看到二者最小值均大于0，無負體積網格與零角度網格，能夠滿足仿真計算要求。

(a) Grid column quality

1.2 計算方法及邊界條件

本文基于理想氣體假設，控制方程為三維歐拉控制方程，采用三階 MUSCL重構格式和AUSMPW+迎風格式對對流項進行離散，時間項采用Transient瞬態分析[13-14]。假設爆震波的傳播為2000 m/s，且以單波模態傳播，根據本文燃燒室結構，每次循環燃料和氧化劑的摻混時間少于0.24 ms。本文時間步長取10-9s，時間步數為2.4×105。

由于幾何模型符合周期性對稱的要求，為節省計算資源，本文所有工況均選取整個圓周的1/120(即1個噴注孔對應的計算域)進行周期性計算。所取計算域及邊界條件如圖5所示。燃料噴注入口和空氣入口采用Mass-flow-inlet邊界條件；混合氣體出口采用Pressure-outlet邊界條件；燃燒室兩側的壁面采用Symmetry邊界條件；其余的壁面采用Wall邊界條件。所有氣體均默認為理想氣體。

圖5 計算域和邊界條件

為確保噴注結構間不會相互影響，對整個圓周的1/60(即2個噴注孔對應的計算域)進行周期性計算，并截取燃燒室入口平面進行當量比分布分析，燃燒室入口處位置及其當量比分布分別如圖6和圖7所示。

圖6 燃燒室入口截面位置示意圖

圖7 燃燒室入口處當量比分布云圖

從圖7中可看到，所得云圖基本呈對稱分布，即兩個噴注孔之間不會相互影響。云圖中略有不對稱，這是由于燃燒室為環形結構，而云圖所在面為平面結構。

1.3 計算參數

本文使用混合燃料與空氣混合的模型。混合燃料成分為液態燃料裂解氣的主要成分，各成分比為H2∶C2H4∶C2H2=4∶2∶1，由于不同條件下裂解氣的成分差距較大，本文所取比例僅為參考。空氣的質量流率由燃料的質量流率決定，為了不造成燃料浪費或效率降低，在反應中取當量比φ=1，即燃料與空氣的質量流率之比為0.062。

為研究不同的燃料質量流率對燃燒室冷態流場特性的影響，本文共選取兩組工況，如表2所示。

表2 計算參數

2 結果與討論

影響旋轉爆震發動機燃燒室摻混特性的因素較多，本文主要研究空氣環縫尺寸、燃料噴注深度及空氣和燃料的質量流率對燃燒室流場與摻混特性的影響。

為了描述燃料與空氣的摻混程度，利用近些年諸多學者的研究報告中常用的一種表征摻混質量好壞的參數，即摻混不均勻度度[15]。用s表示摻混不均勻度，可將s定義為下式：

(1)

s越小，代表摻混越均勻。

2.1 網格無關性

網格無關性驗證的目的在于分析網格疏密對數值計算的結果影響，只有當網格數的增加對計算結果影響不大時，數值模擬計算結果才具有意義。本文對Mode 3模型進行5組不同數量的網格劃分，在Case 1工況下分別進行運算，所得燃燒室入口截面處當量比均值與摻混不均勻度如表3所示。可看出，計算結果與網格數沒有直接關系。

表3 網格無關性驗算結果

2.2 不同空氣環縫尺寸燃燒室的流場特點與摻混特性

為了分析不同環縫尺寸對燃燒室內流場的影響，圖8給出了Mode 1和Mode 2在Case 1工況下中心平面上的速度云圖分布，圖中黑色曲線表示流場流線。

(a) Mode 1

從圖8中可看出，燃料氣體在從側向噴入燃燒室時，受到空氣射流的撞擊，在燃料噴注通道的上側形成了一個較小的回流區；混合氣體在進入燃燒室內部時，受慣性作用會沿燃燒室上部一直向燃燒室出口方向流動，在燃燒室內部形成一個氣壓較低的區域，由于壓力梯度的影響而形成了一個較大的回流區。在混合氣體向下游運動的過程中，回流逐漸向周邊的區域擴散直至消失，流場逐漸趨于穩定。燃料入口處速度最高，沿著燃燒室軸向方向速度逐漸降低。對比圖8中的Mode 1與Mode 2可知，空氣噴注環縫寬度增大后，空氣射流速度下降，空氣射流與混合氣燃料射流的碰撞效果下降，導致混合氣體的主要流動位置下移，環形燃燒室內側(即圖示計算域下方)流動速度增大，進而導致燃燒室內部回流區位置也出現下移。

圖9和圖10分別給出了Mode 1和Mode 2在Case 1工況下中心平面上和燃燒室入口處平面的當量比云圖分布。對比Mode 1與Mode 2可直觀地看到，Mode 1模型由于空氣噴注環縫寬度小，空氣噴注速度較大，燃料與空氣的碰撞效果較大，劇烈地撞擊導致燃料主要沿燃燒室上部運動，燃燒室上部當量比較高，底部當量比較低，在燃燒室內燃料與空氣的摻混效果較差。同時，空氣環縫寬度的減小，導致在燃燒室入口處摻混區域減小，也導致了摻混效果下降。

(a) Mode 1

(a) Case 1 (b) Case 2

為了定量分析不同截面位置摻混不均勻度的不同，計算兩種模型沿燃燒室軸向不同截面處的平均當量比和摻混不均勻度，得出平均當量比和摻混不均勻度沿燃燒室軸向變化規律曲線如圖11和圖12所示。由于爆震波的產生及傳播主要發生在燃燒室前段[15]，只取x=0～14D處各截面進行研究。

從圖11中可看到，在0.24 ms內，當量比平均值在燃燒室頭部較高，沿燃燒室軸向降低，即燃料主要集中在燃燒室頭部，越靠近尾部，燃料越稀薄。通過對比兩種幾何結構可知，Mode 2模型在燃燒室入口處當量比平均值高于Mode 1，隨著燃燒室軸向迅速降低，后低于Mode 1。即隨著空氣環縫寬度的增大，燃料在燃燒室中流動速度下降，更集中在燃燒室頭部。從圖12中可看到，距離燃燒室頭部越近，燃料與空氣摻混的越均勻。這是由于摻混時間較短，燃料和氧化劑氣體均集中在燃燒室頭部，而在燃燒室中后段燃料與氧化劑均較稀薄，無法得到有效的摻混。通過對比Mode 1和Mode 2可知，Mode 2模型摻混不均勻度明顯低于Mode 1，即隨著空氣環縫寬度的增大，燃料與空氣的摻混效果有所提升。由于摻混時間較短，燃料與氧化劑均未完全進入燃燒室內。這導致圖中所取各截面處的當量比平均值均小于1。

圖11 兩種模型不同截面處平均當量比沿燃燒室軸向變化規律曲線

圖12 兩種模型不同截面處摻混不均勻度沿燃燒室軸向變化規律曲線

2.3 不同燃料噴注深度燃燒室的流場特點與摻混特性

為了分析不同燃料噴注深度對燃燒室內流場的影響，圖13給出了Mode 3、Mode 4和Mode 5在Case 1工況下中心平面上的速度云圖分布，圖中黑色曲線表示流場流線。

(a) Mode 3

對比圖13中的Mode 3、Mode 4與Mode 5可知，燃料噴注口的深度增大后，燃料射流與空氣射流的撞擊區域減小，撞擊效果減弱，燃料氣體進入燃燒室時的流動向燃燒室內側轉移，燃燒室內回流區面積減小。

圖14和圖15分別給出了Mode 3、Mode 4和Mode 5在Case 1工況下中心平面上和燃燒室入口平面的當量比云圖分布。從圖14中可直觀地看到，隨著燃料噴注深度的增大，由于燃料射流與空氣射流的碰撞效果減弱，燃料的分布向燃燒室底部移動。從圖15中可看到，在燃燒室入口處，與Mode 4和Mode 5相比，Mode 3在燃燒室頂部摻混均勻性較差，但在燃燒室中部均勻性較好。這是由于Mode 3中燃料射流與空氣射流碰撞效果較大，從而導致燃料沿燃燒室頂部流動，但強烈地碰撞的同時，也使得燃料與空氣的摻混效果加強。

(a) Mode 3

(a) Mode 3 (b) Mode 4 (c) Mode 5

計算三種模型沿燃燒室軸向不同截面處的當量比平均值和摻混不均勻度，得出當量比平均值和摻混不均勻度沿燃燒室軸向變化規律曲線分別如圖16和圖17所示。

圖16 三種模型軸向不同截面處當量比平均值沿燃燒室軸向變化規律曲線

圖17 三種模型軸向不同截面處摻混不均勻度沿燃燒室軸向變化規律曲線

從圖16中可看出，燃料噴注深度的改變對燃燒室內各截面當量比平均值影響很小，即燃料噴注深度不影響燃料向燃燒室內噴注的速度。從圖17中可看出，在燃燒室頭部，隨著燃料噴注深度的增大，摻混不均勻度上升，摻混效果變差。在燃燒室中段，隨著燃料噴注深度的增大，摻混不均勻度下降，摻混效果得到提升。考慮到爆震波產生在燃燒室頭部，因此可認為噴注深度越小，摻混效果越好。

2.4 不同氣體質量流率工況的流場特點與摻混特性

為了分析不同空氣質量流率對燃燒室內流場的影響，選擇Mode 3作為物理模型，分別對Case 1和Case 2工況進行流場分析。得到的中心平面上的速度云圖分布如圖18所示。圖中不同的顏色表示不同的速度大小，黑色曲線表示流場流線。

從圖18中可看到，空氣與混合燃料氣體的質量流率增大后，燃料氣體與空氣的碰撞效果增大，導致燃料噴注口上部的回流區面積增大。混合氣體在燃燒室中的流動速度增大，燃料進入燃燒室后流向燃燒室出口的慣性增大，燃燒室側面低壓區面積增大，導致燃燒室入口處的回流區面積增大。

(a) Case 1

圖19和圖20分別給出了Mode 3在Case 1和Case 2工況下中心平面上和燃燒室入口平面的當量比云圖分布。從圖中可看到，在燃燒室入口平面處，質量流率增大后，當量比平均值增大，均勻性降低。

(a) Case 1

(a) Case 1 (b) Case 2

為了定量分析不同截面位置摻混不均勻度的不同，計算兩種工況下沿燃燒室軸向不同截面處的當量比平均值和摻混不均勻度，得出當量比平均值和摻混不均勻度沿燃燒室軸向變化規律曲線如圖21和圖22所示。從圖21中可看出，在Case 1和Case 2工況下，燃料均在燃燒室入口處濃度最高，沿燃燒室軸向逐漸降低。通過對比圖22中的Case 1和Case 2可看出，在燃燒室入口處，隨著氣體質量流率的增大，摻混效果有所下降，在燃燒室中段，隨著氣體質量流率的增大，摻混效果得到提升。

圖21 兩種工況不同截面處當量比平均值沿 圖22 兩種工況不同截面處摻混不均勻度沿燃燒室軸向變化規律曲線 燃燒室軸向變化規律曲線

3 結論

(1)混合燃料與空氣在流動的過程中，沿發動機燃燒室軸向分布逐漸均勻，即越靠近燃燒室出口，混合燃料與空氣摻混效果越好。混合燃料在燃料入口上方會形成一個相對較小的回流區，燃料與空氣混合后的混合氣體在燃燒室內會形成一個較大的回流區。混合氣體在流動中主要貼燃燒室上壁面流動。

(2)空氣環縫寬度增大后，混合氣體的主要流動位置下移，燃燒室內回流區位置下移，摻混效果得到提升。

(3)混合燃料的噴注深度增加后，燃料氣體進入燃燒室時的流動向燃燒室內側轉移，燃燒室內回流區面積減小，在燃燒室頭部摻混效果變差。

(4)在本文所取范圍內，空氣和混合燃料氣體的質量流率增大后，在燃燒室頭部摻混效果略有下降，在中部摻混效果得到提升。

(5)本文只對冷態流場進行了研究，所得結論對熱態條件下只有參考作用。