氣氧/氣甲烷針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)燃燒過程數(shù)值仿真研究

周 康，李清廉，成 鵬，常一冰

(國防科技大學(xué),湖南 長沙 410073)

0 引言

相對(duì)傳統(tǒng)噴注器，針?biāo)▏娮⑵鹘Y(jié)構(gòu)簡單、可靠性高且燃燒較為穩(wěn)定，在應(yīng)用上具有獨(dú)特的優(yōu)勢。1961年，首個(gè)針?biāo)▏娮⑵鞒晒?yīng)用于MIRA 500火箭發(fā)動(dòng)機(jī)上，推力變化為111.2～ 2 224 N。此后，針?biāo)▏娮⑵饔窒群髴?yīng)用到阿波羅登月下降級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)、姿軌控發(fā)動(dòng)機(jī)TR 312以及Space X的梅林1 D發(fā)動(dòng)機(jī)[1-2]上，足見其應(yīng)用十分廣泛。

目前針?biāo)▏娮⑵黛F化研究大部分集中于對(duì)噴霧錐角的研究。對(duì)于徑向環(huán)縫式針?biāo)▏娮欤琒on等[3]發(fā)現(xiàn)噴霧錐角隨徑向/軸向動(dòng)量比的增大而增大，并總結(jié)出了與氣液動(dòng)量比TMR和We(韋伯?dāng)?shù))有關(guān)的氣液針?biāo)▏娮彀脲F角的指數(shù)關(guān)系式，數(shù)值仿真工作[4]也得到了同樣的規(guī)律。方昕昕等[5]發(fā)現(xiàn)氣液比的增加會(huì)減小噴霧錐角，徑向環(huán)縫夾角、無量綱跳躍距離、液氧環(huán)縫厚度的增加均會(huì)增加噴霧錐角。成鵬[6]也研究了液液針?biāo)▏娮斓膰婌F錐角隨工況的變化，并通過理論分析提出了一個(gè)與徑向/軸向動(dòng)量比TMR有關(guān)的半噴霧錐角的預(yù)測公式。數(shù)值模擬的結(jié)果還表明軸向液膜與徑向液膜相互撞擊在徑向環(huán)縫出口位置形成局部高壓區(qū)，該局部高壓區(qū)促進(jìn)了噴霧錐角增大。

但是國內(nèi)外在針?biāo)▏娮⑵鞯娜紵阅芘c燃燒過程基礎(chǔ)研究方面還比較有限。針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)還存在燃燒效率較低的問題。國外普渡大學(xué)針對(duì)667.5 N的針?biāo)ㄐ⊥屏Πl(fā)動(dòng)機(jī)，研究了總動(dòng)量比、孔徑比以及針?biāo)ㄩL度與針?biāo)ㄖ睆街葘?duì)燃燒性能的影響，但并沒有得出燃燒性能與這些參數(shù)之間明確的相互作用規(guī)律[7-8]。2016年日本東京大學(xué)的Sakaki等[9-10]以LOX/Ethanol為推進(jìn)劑，進(jìn)行了平面針?biāo)?開窗觀測)和軸對(duì)稱針?biāo)ǖ膶?duì)比試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)兩種情況下推力室燃燒效率均對(duì)TMR呈現(xiàn)反相關(guān)的關(guān)系，故而Sakaki認(rèn)為可以用便于使用光學(xué)觀測等手段的平面針?biāo)▉磉M(jìn)行觀察針?biāo)ㄈ紵^程的基礎(chǔ)研究。仿真方面，2017年國防科技大學(xué)方昕昕的進(jìn)一步研究表明：跳躍距離Ls與針?biāo)ㄖ睆街葹?時(shí)，特征速度效率最高(約0.96)。方昕昕[5]和韓國航天大學(xué)的Min Son等[11-12]研究表明了徑向環(huán)縫尺寸影響燃燒效率。方昕昕[5]的研究還表明燃燒室特征長度越長燃燒效率越高，這一點(diǎn)與常規(guī)噴注器發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)論是一致的。總的來說，對(duì)燃燒效率的基礎(chǔ)研究還不夠深入，需進(jìn)一步明確結(jié)構(gòu)工況參數(shù)對(duì)燃燒效率的影響規(guī)律。

在針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒過程基礎(chǔ)性研究上，仿真方面國內(nèi)學(xué)者以及韓國學(xué)者一般采用Lagrange隨機(jī)軌道模型來模擬推進(jìn)劑液滴的運(yùn)動(dòng)軌跡[13-16]，并以此作為霧化、蒸發(fā)乃至最終燃燒計(jì)算的初始條件。西北工業(yè)大學(xué)的李進(jìn)賢[15]及北京航空航天大學(xué)的張連博等[14]對(duì)NTO/MMH針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室流場結(jié)構(gòu)和推力室性能的影響因素進(jìn)行了2D仿真研究，結(jié)果表明針?biāo)ㄉ钊肴紵业拈L度對(duì)內(nèi)流場結(jié)構(gòu)有一定影響。2017年國防科技大學(xué)方昕昕的研究表明：跳躍距離過小時(shí)，徑向噴出的液氧射流將在甲烷氣流的撞擊下加速破碎，并與燃燒室壁面發(fā)生碰撞并反彈，然后向燃燒室中心移動(dòng)，造成回彈位置附近和燃燒室中心富氧而燃燒不充分，出現(xiàn)相對(duì)低溫區(qū)。徑向射流環(huán)縫大小控制著液氧流速大小，開口愈大，則液氧流速愈小，對(duì)維持燃燒穩(wěn)定性起著非常重要的針?biāo)獠肯路降幕亓鲄^(qū)愈小，使得其對(duì)推進(jìn)劑霧化混合的促進(jìn)作用減弱。Min Son等[11-12]的研究也給出了類似結(jié)論，研究還表明相同結(jié)構(gòu)下，噴注質(zhì)量流率減小，火焰張角隨之減小，針?biāo)獠肯路交亓鲄^(qū)變小。總而言之，現(xiàn)有資料缺乏燃燒流場深入的研究，應(yīng)從基本流場分布和火焰結(jié)構(gòu)方面來解釋結(jié)構(gòu)工況參數(shù)對(duì)燃燒過程的作用規(guī)律。

縱觀國內(nèi)外關(guān)于針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒性能和燃燒過程基礎(chǔ)研究還是比較有限的。跳躍距離和動(dòng)量比等對(duì)燃燒過程包括流場結(jié)構(gòu)、溫度分布和火焰結(jié)構(gòu)等的影響機(jī)理缺乏更深層次的研究，因此還需要繼續(xù)開展仿真研究來明確燃燒性能和燃燒過程與針?biāo)▏娮⑵麝P(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)之間的規(guī)律。

1 物理模型與計(jì)算方法

1.1 物理模型與研究問題

本次研究的對(duì)象如圖1所示的二維發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)，發(fā)動(dòng)機(jī)總流量為152 g/s，其中甲烷流量為36.2 g/s。發(fā)動(dòng)機(jī)喉部半徑為9.55 mm，圓筒段半徑為22.5 mm，圓筒段長度為48.6 mm。In1(甲烷噴注口)噴進(jìn)燃燒室的是甲烷，In2(氧氣噴注口)噴進(jìn)燃燒室的是氧氣，箭頭方向表示燃料和氧化劑的流動(dòng)方向。工作過程中，兩股氣流在燃燒室內(nèi)混合燃燒，發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，產(chǎn)生高溫高壓氣體，再經(jīng)過噴管加速之后，以高速氣流排出，在這次仿真中暫時(shí)不考慮推力室壁面?zhèn)鳠釋?duì)內(nèi)流場和溫度場的影響。

研究采用商業(yè)軟件FLUENT進(jìn)行數(shù)值仿真，研究的問題在于氣氧氣甲烷針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒特性，考察推進(jìn)劑發(fā)生化學(xué)反應(yīng)后燃燒室的內(nèi)流場結(jié)構(gòu)和溫度場分布，研究參數(shù)主要有不同針?biāo)▏娍字睆健⑽恢靡约碍h(huán)縫寬度，研究的孔的位置有兩個(gè)，分別為位置A和B，如圖1所示。對(duì)應(yīng)仿真算例如表1所示，對(duì)比算例1和2，可分析跳躍距離對(duì)內(nèi)流場結(jié)構(gòu)和溫度場分布的影響，對(duì)比算例1，3，4和5可分析動(dòng)量比對(duì)內(nèi)流場結(jié)構(gòu)和溫度場分布的影響。

圖1 仿真模型的結(jié)構(gòu)Fig. 1 Configuration of simulation model

算例序號(hào)孔的位置孔徑/mm環(huán)縫寬度/mm跳躍距離/mm徑向與軸向動(dòng)量比備注Case 1B位置0.51.311.40.66Case 2A位置0.51.370.66動(dòng)量比不變Case 3B位置1.11.311.40.47變徑向動(dòng)量Case 4B位置0.51.511.40.81Case 5B位置0.5211.41.15變軸向動(dòng)量

1.2 控制方程

處理含有化學(xué)反應(yīng)的傳熱和流動(dòng)問題需要求解質(zhì)量、動(dòng)量、能量守恒和化學(xué)組分輸運(yùn)的聯(lián)立方程組，為更清楚地表達(dá)研究所涉及的控制方程及其物理意義，這里采用計(jì)算機(jī)程序計(jì)算時(shí)所采用的通用方程[17]：

(1)

式中：ρ為密度；v為速度向量;φ為待求變量;г為變量φ的擴(kuò)散系數(shù);S為源項(xiàng)。由該式可看出通用微分方程一般包含4項(xiàng)，即非穩(wěn)態(tài)項(xiàng)、對(duì)流項(xiàng)、擴(kuò)散項(xiàng)和源項(xiàng)，本問題研究燃燒室內(nèi)定常流場，所以非穩(wěn)態(tài)項(xiàng)直接忽略。

動(dòng)量方程包括x和y兩個(gè)方向的方程，源項(xiàng)中的兩項(xiàng)分別代表單位質(zhì)量流體的壓力差和體積力。

對(duì)于化學(xué)反應(yīng)，這里采用最簡單的一步總包反應(yīng)：

CH4+2O2→CO2+2H2O

(2)

反應(yīng)共有4種組分，由于質(zhì)量分?jǐn)?shù)之和為1，故只需求解3個(gè)組分輸運(yùn)方程，能量方程是以溫度T為變量來表達(dá)。

另由于流動(dòng)是可壓縮流動(dòng)，故需要補(bǔ)充狀態(tài)方程，假定流體滿足理想氣體狀態(tài)方程：

p=ρRT

(3)

式中：T為溫度；R為氣體常數(shù)。

1.3 計(jì)算模型

這里主要說明湍流模型、化學(xué)反應(yīng)模型以及湍流和化學(xué)反應(yīng)相互作用的模型。

湍流模型采用Standardk-εmodel，其可適用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)和火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的流動(dòng)計(jì)算[18]。

化學(xué)反應(yīng)模型選擇組分輸運(yùn)模型(Species Transport)。本問題研究的是氣氣燃燒，所以選擇了組分輸運(yùn)模型，該模型應(yīng)用廣泛，能夠滿足本問題的仿真要求[19]，且計(jì)算成本也較小。

對(duì)于湍流和化學(xué)反應(yīng)的相互作用模型，選用渦耗散模型(Eddy-Dissipation Model)，只要湍流出現(xiàn)(k/ε>0)，燃燒即可進(jìn)行，不需要點(diǎn)火源來啟動(dòng)燃燒。這通常對(duì)于非預(yù)混燃燒是可行的。在渦耗散模型中，每個(gè)反應(yīng)都有同樣的湍流速率，因而模型能用于單步或是雙步整體反應(yīng)，并適用于高雷諾數(shù)燃燒過程[20]。該研究中采用一步總包反應(yīng)，且經(jīng)計(jì)算本問題的雷諾數(shù)達(dá)105量級(jí)，所以綜合來看選擇渦耗散模型是較為合適的。

1.4 邊界條件與物性參數(shù)

仿真模型邊界條件設(shè)置如表2所示。

表2 邊界條件

1.5 算法使用

綜合考慮各種選項(xiàng)的精度、計(jì)算開銷、數(shù)值穩(wěn)定性等，本文采用SIMPLE算法，空間離散上除湍動(dòng)能和湍流耗散率采用一階迎風(fēng)各式外，其余各變量均采用二階迎風(fēng)各式，壓力采用二階格式，梯度采用最小二乘法計(jì)算。在本次研究中，氧氣與甲烷的混合比為3.2，在該混合比下，根據(jù)蔡震宇[21]研究的不同室壓下氣氧/氣甲烷理論燃燒溫度，最高反應(yīng)溫度不超過3 470 K，超出的溫度無研究意義，因此考慮算法中加入限制器，并且研究關(guān)注的是溫度分布規(guī)律，而不是最高溫度，這是合理化的處理。

2 網(wǎng)格無關(guān)性及計(jì)算方法驗(yàn)證

基準(zhǔn)算例的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證采用3套網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量級(jí)分別為6萬、10萬和20萬。仿真主要關(guān)注燃燒室內(nèi)的溫度場和內(nèi)流場，因而網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證的參數(shù)選擇溫度和壓力。壓力和溫度的計(jì)算都是基于Area-weighted Average算法求值，原理為將所有網(wǎng)格面上的物理量φi與對(duì)應(yīng)網(wǎng)格面的面積Ai乘積之和除以總面積A，即可求的對(duì)應(yīng)物理量的平均值，公式如式(4)所示：

(4)

在軸向上選取某點(diǎn)處(該次選取x=63 mm)徑向直線，導(dǎo)出數(shù)據(jù)進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，結(jié)果如圖2所示。對(duì)于不同數(shù)量網(wǎng)格計(jì)算的最大壓力誤差為1.04%，在溫度方面，粗網(wǎng)格與密網(wǎng)格誤差為3.01%，中度密網(wǎng)格與密網(wǎng)格基本符合，最大誤差僅為0.85%，因此綜合考慮精確度與計(jì)算成本使用10萬數(shù)量級(jí)的中度密網(wǎng)格。

圖2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果Fig. 2 Result of grid independent verification

對(duì)于計(jì)算方法的驗(yàn)證，采用高玉閃[22]的同軸剪切式氣氧/氣甲烷單噴嘴物理模型，計(jì)算模型和本研究的保持一致，邊界條件設(shè)置和試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置一致。由于研究關(guān)注的燃燒特性與溫度和壓力相關(guān)，而試驗(yàn)結(jié)果給出的是壓力結(jié)果，所以此次模型驗(yàn)證指標(biāo)為室壓。通過仿真得出的室壓結(jié)果為2.75 MPa，試驗(yàn)結(jié)果為2.56 MPa，誤差為7.4%。論文關(guān)注溫度分布規(guī)律的差別，在誤差允許范圍內(nèi)(小于10%)，用此計(jì)算方法來研究氣氧/氣甲烷針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒特性可行的。

3 結(jié)果討論與分析

3.1 基準(zhǔn)算例結(jié)果與分析

以甲烷噴孔位于B位置，噴孔直徑d=0.5 mm為基準(zhǔn)算例，對(duì)其仿真結(jié)果進(jìn)行分析，分析壓力和組分分布云圖。

此前，定義初始燃燒反應(yīng)帶狀區(qū)域氧氣濃度梯度為0.001(即氧氣濃度幾乎處于不變，如公式(5)所示)時(shí)的界面線與軸線方向形成的銳角為火焰錐角。燃燒效率使用特征速度效率表征。

(5)

燃燒仿真得出的基準(zhǔn)算例燃燒室壓力分布如圖3所示，其平均室壓為0.922 MPa。甲烷和氧氣的組分分布云圖如圖4所示，甲烷和氧氣的混合主要在于兩組分的分界面之間，形成了一個(gè)混合層，化學(xué)反應(yīng)也主要發(fā)生在這個(gè)混和層內(nèi)。

圖3 壓力分布云圖Fig. 3 Contour of pressure distribution

圖4 組分分布云圖Fig. 4 Contour of species distribution

圖5的流線分布圖展示了針?biāo)▏娮⑵鞔嬖趦山M明顯的回流區(qū)，并且角回流區(qū)和針?biāo)^部的回流區(qū)會(huì)影響其燃燒特性[8]。

聯(lián)創(chuàng)汽車電子有限公司（DIAS）由上海汽車集團(tuán)股份有限公司和中聯(lián)汽車電子有限公司聯(lián)合投資，主要從事汽車電子產(chǎn)品的研發(fā)、制造、銷售和技術(shù)服務(wù)，致力于成為國內(nèi)領(lǐng)先、國際一流的汽車電子系統(tǒng)制造商；DIAS發(fā)展迅速，已成為國內(nèi)主要汽車制造公司（如上汽、上海通用和奇瑞）的供應(yīng)商。

圖5 流線分布云圖Fig. 5 Contour of streamline distribution

定量分析溫度場(如圖6所示)的變化，在軸向方向上，截取x=50 mm和x=100 mm兩條徑向直線上溫度變化(如圖7所示)，溫度隨Y向距離增加呈現(xiàn)出先增加后減少的趨勢。這是因?yàn)榉磻?yīng)主要集中在甲烷與氧氣混合的帶狀區(qū)，因此反應(yīng)釋熱的高溫區(qū)在氧化劑和燃料之間混合的帶狀區(qū)。基準(zhǔn)算例的火焰錐角為54°，如圖6所示，燃燒效率的結(jié)果為87.8%，平均排氣速度為2 122 m/s。

圖6 溫度分布云圖Fig. 6 Contour of temperature distribution

圖7 不同位置溫度隨徑向距離分布Fig. 7 Distribution of temperature with different radial distances

3.2 針?biāo)▏娍孜恢脤?duì)溫度場分布的影響

對(duì)針?biāo)▏娍滋幱诓煌恢盟憷M(jìn)行燃燒仿真，得到圖8中結(jié)果。定義溫度處于3 400 K與3 500 K之間的帶狀區(qū)域?yàn)楦邷貐^(qū)，對(duì)應(yīng)的溫度變化帶狀區(qū)域的寬度為帶寬。對(duì)溫度仿真結(jié)果進(jìn)行定量分析，在Case 1和Case 2的溫度云圖中，取x= 50 mm如和x=100 mm徑向直線上的溫度進(jìn)行分析，其結(jié)果見圖9所示。A位置(Case 2)燃燒室?guī)罡邷貐^(qū)域要比B位置(Case 1)的寬，但火焰錐角沒有隨著噴孔位置改變而改變，通過計(jì)算Case 1燃燒室內(nèi)平均溫度為2 179.5 K，Case 2為2 398.5 K。

圖8 不同孔位置的溫度云圖Fig. 8 Contour of temperature with different positions of pintle orifice

圖9 不同孔位置的溫度隨徑向距離分布Fig. 9 Distribution of temperature with different positions of pintle orifice

對(duì)于以上結(jié)果，分析原因在于不同的噴注位置(Case 1和Case 2)，實(shí)質(zhì)上改變了跳躍距離，Case 1的跳躍距離為11.4 mm，Case 2的跳躍距離為7 mm。跳躍距離減小，導(dǎo)致Case 2中氧氣與甲烷混合界面帶擴(kuò)大，燃燒反應(yīng)釋熱帶相對(duì)Case 1寬，穩(wěn)態(tài)狀態(tài)下，靠近壁面的溫度和對(duì)稱軸的溫度比Case 1溫度高。同時(shí)跳躍距離減小，使得氧氣甲烷在燃燒室內(nèi)滯留時(shí)間比Case 1長，等效增加了特征長度，混合燃燒更加充分，導(dǎo)致Case 2 的平均溫度要高于Case 1，室壓同樣如此，Case 2平均室壓為0.97 MPa，Case 1為0.922 MPa，這表明Case 2的燃燒效率高于Case 1，即跳躍距離減小，燃燒效率增大，為92.3%，平均排氣速度為2 235 m/s。但是跳躍距離沒有改變火焰錐角。對(duì)兩個(gè)算例燃燒結(jié)果總結(jié)如表3所示。

表3 Case 1與Case 2結(jié)果總結(jié)

3.3 針?biāo)▏娍字睆綄?duì)溫度場分布的影響

不同針?biāo)▏娍字睆降臏囟群突旌媳确抡娼Y(jié)果如圖10和圖11所示，從溫度云圖可看出，火焰錐角隨噴孔直徑增加而減小。對(duì)溫度進(jìn)行分析，得到如圖12所示變化曲線，從曲線中可知，Case 1燃燒室?guī)罡邷貐^(qū)與Case 3的帶狀高溫區(qū)寬度接近，接近壁面處Case 3溫度高于Case 1，而靠近對(duì)稱軸附近剛好相反。并通過計(jì)算得出Case 3平均溫度為2 236 K，此時(shí)Case 3平均室壓為0.925 MPa，與Case 1相近。

對(duì)此進(jìn)行分析，噴孔直徑增大，徑向動(dòng)量變小，使得動(dòng)量比減小，Case 1的動(dòng)量比為0.66，Case 3為0.47。動(dòng)量比減小，火焰錐角減小，如圖 10所示，所以實(shí)質(zhì)上火焰錐角隨動(dòng)量比減小而變小。仿真混合比為3.2，動(dòng)量比減小，徑向氣流穿透軸向氣流能力減弱，相對(duì)的軸向氣流增強(qiáng)，擴(kuò)散到壁面處氧氣增加，從圖11可知，3和4 之間的局部混合比區(qū)域面積Case 3大于Case 1，即動(dòng)量比減小導(dǎo)致靠近壁面處氧氣與甲烷混合反應(yīng)更加充分，而總體性能燃燒效率與Case 1接近，結(jié)果為88.1%，平均排氣速度為2 152 m/s。兩者燃燒性能總結(jié)如表4所示。

圖10 不同孔直徑的溫度云圖Fig. 10 Contour of temperature with different pintle orifice diameters

此外，從圖11可看出在帶狀高溫區(qū)域下方的混合情況很差，這是因?yàn)樵诙S情況下，氧氣穿透甲烷氣膜進(jìn)入到帶狀高溫區(qū)域下方的量很少，導(dǎo)致混合變差。改善的方法在于減小徑向氣膜噴射速度，減小徑向動(dòng)量，增加軸向氣膜的穿透能力，使得進(jìn)入到帶狀高溫區(qū)域下方氧氣的量增加，提高氧氣與甲烷的摻混，從而改善其燃燒性能，Case 1和Case 3的仿真結(jié)果驗(yàn)證了該方法的可行性。

圖11 不同孔直徑的混合比Fig. 11 Contour of mixture ratio with different pintle orifice diameters

算例燃燒效率/%排氣速度/(m·s-1)火焰錐角/(°)Case 187.82 12254Case 388.12 15235

圖12 不同位置不同孔徑溫度隨徑向距離分布Fig. 12 Distribution of temperature with different positions of pintle orifice diameter

3.4 針?biāo)ōh(huán)縫寬度對(duì)溫度場分布的影響

圖13 不同環(huán)縫寬度的溫度分布Fig. 13 Contour of temperature with different annular gaps

圖14 不同位置不同環(huán)縫寬度溫度隨徑向距離分布Fig. 14 Distribution of temperature with different annular gaps

圖15 不同環(huán)縫寬度流線圖Fig. 15 Streamline with different annular gaps

分析以上結(jié)果，環(huán)縫寬度變大，使得軸向動(dòng)量減小，動(dòng)量比增加，混合帶狀區(qū)域向燃燒室頭部傾斜，導(dǎo)致燃燒時(shí)Case 4和Case 5火焰錐角變大。動(dòng)量比增加，徑向氣流撞擊壁面，使得擴(kuò)散到靠近壁面處氧氣減少，氧氣與甲烷混合變差，反應(yīng)釋熱減少，溫度降低，如圖14曲線分布，并且動(dòng)量比增加，靠近針?biāo)^部的回流區(qū)軸向尺寸減小，如圖15所示，對(duì)靠近喉部氣體卷吸作用減弱，氣體與高溫區(qū)交換熱量減小，軸向溫度降低。環(huán)縫寬度增加，導(dǎo)致動(dòng)量比增加，氧氣與甲烷混合燃燒變差，使得燃燒室內(nèi)平均溫度降低，平均室壓降低，燃燒效率降低，Case 4和Case 5的燃燒效率分別為86.3%和86.1%，平均排氣速度分別為2 055 m/s和2 036 m/s。以上燃燒結(jié)果可總結(jié)如表5所示。

表5 Case 1，Case 4 和Case 5結(jié)果總結(jié)

3.5 火焰錐角對(duì)燃燒效率的影響

在這次仿真中發(fā)現(xiàn)噴孔直徑、位置以及環(huán)縫寬度均會(huì)對(duì)燃燒效率產(chǎn)生影響，而其中火焰錐角也會(huì)發(fā)生相應(yīng)變化，因此燃燒效率與火焰錐角其中規(guī)律可以通過曲線圖來說明，如圖16所示。燃燒效率隨著火焰錐角增加而減小。

圖16 不同火焰錐角下的燃燒效率Fig. 16 Combustion efficiency with different flame angles

對(duì)此現(xiàn)象可以從混合角度解釋，本文理論混合比為3.2，因此局部混合比處于3到4之間可認(rèn)為是理想混合范圍，因而可從3.3節(jié)中圖11可以簡化建立一個(gè)理想混合區(qū)模型，如圖17所示。理想混合主要有兩個(gè)，一個(gè)靠近燃燒室頭部，另一個(gè)靠近燃燒室壁。在前面分析中可知，火焰錐角的變化是由動(dòng)量比變化引起的，動(dòng)量比增加，火焰錐角增加，而此時(shí)徑向射流由于動(dòng)量相對(duì)軸向增加，使得射流撞擊壁面，而使得靠近壁面氧氣減小，而甲烷濃度沒有變化，因而混合變差，靠近壁面的理想混合區(qū)域被壓縮變小，燃燒不充分，燃燒效率也會(huì)相應(yīng)降低。因而提高燃燒效率可以通過減小火焰錐角實(shí)現(xiàn)，但火焰錐角不能無限減小，推測存在一個(gè)變化范圍，這需要通過進(jìn)一步研究來確定。

圖17 理想混合區(qū)模型Fig. 17 Model of ideal mixing zone

4 結(jié)論

仿真主要模擬了二維氣氧/氣甲烷針?biāo)òl(fā)動(dòng)機(jī)的內(nèi)流場結(jié)構(gòu)和溫度場分布，研究了噴孔位置、直徑和環(huán)縫寬度對(duì)流場結(jié)構(gòu)和溫度分布的影響，主要結(jié)論有；

1)穩(wěn)態(tài)下的二維氣氧氣甲烷燃燒仿真，溫度場在燃燒室中心一定區(qū)域內(nèi)呈帶狀分布。

2)噴孔位置位于A位置，跳躍距離減小，反應(yīng)釋熱區(qū)域變寬，燃燒室內(nèi)平均溫度增加，室壓增加至0.97 MPa，燃燒效率提高至92.3%，而火焰錐角不變。

3)環(huán)縫寬度增加，動(dòng)量比增加，火焰錐角增加，燃燒室內(nèi)平均溫度減小，室壓從0.922 MPa降低到0.905 MPa，燃燒效率從87.8%降低至86.1%。

4)噴孔直徑增加，動(dòng)量比減小，火焰錐角減小，燃燒效率變化很小，從87.8%增加到88.1%。

5)在35°到68°的錐角范圍之內(nèi)，燃燒效率隨著火焰錐角增加而減小。