航空煤油單組分替代燃料DDT過程數(shù)值模擬

黃希橋, 王丁丁, 肖治邑, 俞哲一

(西北工業(yè)大學 動力與能源學院, 陜西 西安 710129)

隨著飛行馬赫數(shù)和飛行高度的增加,傳統(tǒng)的推進裝置已經(jīng)無法滿足要求。Kailasanath[1]指出,由于爆震燃燒(熱循環(huán)效率為49%)比等壓燃燒具有更高的熱循環(huán)效率。因此從熱循環(huán)效率的角度來看,基于爆震燃燒模式的推進裝置——脈沖爆震發(fā)動機(pulse detonation engine,PDE)具有潛在的研究價值。但是要推進該類發(fā)動機的工程化進程,一個必須面對的問題就是脈沖爆震燃燒的高頻、短距、有效起爆,例如縮短點火延遲時間和爆燃向爆震轉(zhuǎn)變(DDT)距離,而這些問題則與燃料特性息息相關(guān)。

實際航空煤油的組成成分非常復雜,在對航空煤油的化學反應(yīng)動力學模型進行構(gòu)建時不可能將成百上千種的燃料成分都進行考慮和研究,因此研究者們提出了替代燃料模型[2],即采用實際燃料中一種或幾種最具代表性的成分來對其進行替代。Dagaut等[3]在噴射攪拌反應(yīng)器中對航空煤油的燃燒過程進行了實驗研究,并通過所發(fā)展的正癸烷詳細機理(包含90種組分、573步基元反應(yīng))在相同工況下了進行數(shù)值計算,得到的計算結(jié)果與實驗結(jié)果非常接近。Kundu等[4]對Jet-A煤油的燃燒過程進行了實驗研究,并采用正十二烷作為替代模型,發(fā)展了2種分別包含12組分、16步基元反應(yīng)和16組分、23步基元反應(yīng)的簡化機理。曾文等[5]以正癸烷作為RP-3航空煤油的替代燃料模型,并得到了一種包含50種組分、118步基元反應(yīng)的簡化機理,通過在激波管模型和預(yù)混燃燒模型中進行計算,證明了該簡化機理可以對航空煤油的著火和燃燒特性進行較準確描述。但是目前現(xiàn)有的單組分替代燃料簡化機理模型還沒有能夠?qū)Ρ鹑紵M行詳細描述。本文研究的單組分替代燃料簡化機理模型能夠在高溫高壓狀態(tài)下對航空煤油的著火燃燒特性有較準確描述。同時,該單組分替代燃料簡化機理更加簡單,能夠使DDT過程的數(shù)值模擬更加簡單省時,同時保證準確性。目前在實際工程中產(chǎn)生爆震波的主要方式是由弱點火先形成緩慢燃燒,然后再逐漸發(fā)展成爆震燃燒,即經(jīng)歷一個DDT過程。在實際工程中由間接起爆形成的爆震燃燒更為常見,因此DDT過程也成為爆震燃燒研究中的重點。早期的DDT研究大都是在光滑爆震燃燒室中進行,Urtiew等[6]在光滑圓管中得到的氫氣爆燃轉(zhuǎn)爆震過程的紋影照片,可以看出在封閉端進行點火后得到的層流火焰會在邊界的作用下進行加速并形成湍流火焰,湍流火焰促使燃燒進一步加快并產(chǎn)生一系列壓縮波,壓縮波耦合后形成激波?；鹧嬖诩げǖ淖饔孟鲁霈F(xiàn)局部爆炸并發(fā)展成為爆震波,同時會形成回傳爆震波。

Shchelkin等[7]首次提出在圓形爆震燃燒室內(nèi)放置螺旋形障礙物并進行了實驗研究,從研究中得出的火焰加速機理為:未燃混氣的湍流運動使得火焰表面積增加,燃燒速率增大,火焰加速。在此之后,這類螺旋形障礙物被稱為Shchelkin螺旋。Lee等[8]通過小能量點火實驗研究了障礙物對DDT過程的影響,結(jié)果表明,要想經(jīng)過DDT過程產(chǎn)生爆震,爆震燃燒室的管徑必須不小于所使用燃料的胞格尺寸,并且在爆震觸發(fā)前,火焰速度應(yīng)該達到已燃條件下的聲速量級。但目前在爆震燃燒的數(shù)值模擬中采用的燃料多為氫氣、甲烷等小分子氣體燃料,對于發(fā)動機中實際使用的碳氫燃料如航空煤油的研究相對較少。因此采用航空煤油的簡化機理對其爆震燃燒過程進行深入研究對于爆震燃燒模式在推進系統(tǒng)中的工程化應(yīng)用具有重要意義。

本文在借鑒和吸收前人研究成果的基礎(chǔ)上,以RP-3航空煤油的成分類型、燃燒特性作為基礎(chǔ),提出正癸烷單組分替代燃料機理模型并進行簡化驗證,確定其可行性,隨后在商業(yè)軟件FLUENT中采用該簡化機理對航空煤油在障礙物管道內(nèi)的DDT過程進行研究,并分析了障礙物阻塞比和排列方式對DDT過程的影響規(guī)律。

1 正癸烷詳細機理簡化及驗證

對航空煤油的高溫燃燒過程進行研究,為了使最終得到的簡化機理盡可能包含更少的組分和基元反應(yīng),在Bikas等[9]提出正癸烷詳細機理(67種組分,366步基元反應(yīng))的基礎(chǔ)上,綜合參考各種文獻中所構(gòu)建的正癸烷詳細機理,剔除正癸烷在低溫下的反應(yīng)機理和苯的反應(yīng)機理,得到高溫燃燒條件下的正癸烷詳細機理(包含62種組分、333步反應(yīng))。

1.1 正癸烷詳細機理溫度敏感性分析

本節(jié)的溫度敏感性分析是在閉式均相模型中,在壓力為1 MPa,當量比為1.0的初始條件下,對初始溫度分別為1 000,1 100,1 200,1 300 K時的敏感性系數(shù)進行計算和分析,保留敏感性系數(shù)大于1.0的反應(yīng),并對各初始溫度下敏感性系數(shù)最大的前10個反應(yīng)進行分析,圖1為列舉溫度為1 300 K工況時的基元反應(yīng)敏感性系數(shù)。

圖1 T0=1 300 K時部分基元反應(yīng)的敏感性系數(shù)

由分析結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),在不同的初始溫度下,同一反應(yīng)的溫度敏感性系數(shù)也是有差異的,但敏感性系數(shù)最大的前10個反應(yīng)基本上是一致的。此外,隨著初始溫度的增加,一些反應(yīng)的溫度敏感性也在變大,為了保證簡化后的機理能較好預(yù)測正癸烷的著火延遲時間,這種反應(yīng)在簡化過程中要進行保留。

1.2 正癸烷詳細機理的反應(yīng)流分析

通過敏感性分析構(gòu)建出正癸烷簡化機理的骨架后,還要通過反應(yīng)流分析篩選出詳細機理中對重要組分影響較大的基元反應(yīng),從而得到完整的簡化機理模型。本節(jié)的反應(yīng)流分析是在層流預(yù)混火焰模型中,設(shè)定初始壓力為0.1 MPa,當量比為1.0,預(yù)混氣初始溫度為400 K,保留凈反應(yīng)速率大于0.000 1的反應(yīng),并選取對重要組分反應(yīng)速率影響作用最大的前5步反應(yīng),圖2列舉反應(yīng)物的主要消耗步數(shù)及其反應(yīng)速率。

圖2 正癸烷(NXC10H22)的主要消耗步及其反應(yīng)速率

通過分析,得到對于反應(yīng)物以及生成物有重要作用的主要反應(yīng)并進行保留篩選,確保簡化機理能夠正確描述正癸烷高溫燃燒情況下的反應(yīng)流,保證簡化機理的準確性。

1.3 正癸烷的簡化機理以及驗證

通過對詳細機理進行詳細的敏感性分析和反應(yīng)流分析,充分考慮了各基元反應(yīng)對溫度和濃度的敏感性及其對重要組分反應(yīng)速率的影響作用,去除對燃燒反應(yīng)過程影響較小的組分和反應(yīng),最終得到一種包含26種組分、67步反應(yīng)的正癸烷簡化機理。

為了驗證得到的正癸烷簡化機理能否較好預(yù)測正癸烷的著火特性和燃燒特性,分別采用詳細機理和簡化機理對不同工況下的正癸烷著火延遲時間進行計算,并與相同工況下的實驗數(shù)據(jù)進行對比,結(jié)果如圖3～4所示,實線為詳細機理數(shù)值計算結(jié)果,虛線為簡化機理數(shù)值計算結(jié)果,符號代表相同工況下的實驗數(shù)據(jù)[11]。

圖3 正癸烷簡化機理著火延遲時間計算值與實驗值對比

圖4 p=0.1 MPa,T=360 K,500 K條件下正癸烷簡化機理層流預(yù)混火焰速度計算值與實驗值對比

由圖4可以發(fā)現(xiàn)所建立的67步正癸烷簡化機理能在較寬的工況范圍內(nèi)對正癸烷的著火特性和燃燒情況進行良好預(yù)測,描述其化學反應(yīng)動力學特性。

2 航空煤油DDT過程的數(shù)值模擬

在物理模型的總體設(shè)計上參考張彭崗[11]的試驗裝置,考慮到當爆震管的管徑大于燃料的胞格尺寸時爆震更易產(chǎn)生,以及障礙物間距足夠大以形成馬赫波時可以縮短DDT時間這2個因素,對管徑和障礙物間距進行了選取,并且由于實際工程中需要在爆震管的頭部安裝點火裝置,因此適當加長了第一組障礙物與封閉端的距離。計算物理模型如圖5所示。

圖5 有障礙物的爆震管物理模型

為了驗證網(wǎng)格無關(guān)性,選用無障礙物爆震管模型,采用單組分簡化反應(yīng)機理對航空煤油的單次直接起爆過程進行數(shù)值計算,爆震管中充滿當量比的氣態(tài)煤油/空氣混合物,采用2 MPa、2 000 K的高溫高壓點火以形成穩(wěn)定傳播的爆震波。湍流模型選用RealizableK-ε模型。在計算域中劃分均勻網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸分別選取為0.1,0.5和0.8 mm。當網(wǎng)格尺寸為0.1 mm時,計算所得的爆震波壓力峰值略高于網(wǎng)格尺寸為0.5和0.8 mm時的計算結(jié)果,說明網(wǎng)格尺寸越小,在爆震燃燒的計算中越能更好地捕捉到馮·諾依曼峰值。在3種不同網(wǎng)格尺寸下爆震波峰值出現(xiàn)的時間基本相同,說明網(wǎng)格尺寸的大小對爆震波的傳播過程沒有影響。所以在保證計算精度的前提下為了節(jié)約計算時間和計算資源,后續(xù)將采用0.5 mm尺寸的網(wǎng)格進行數(shù)值計算。

圖6 爆震波發(fā)展過程

為了確保計算結(jié)果的有效性,將計算結(jié)果和實驗數(shù)據(jù)進行對比。李牧[12]采用航空煤油在障礙物管道內(nèi)通過實驗得到爆震波發(fā)展的紋影圖,圖6b)為本文數(shù)值計算所得的爆震波在障礙物管道內(nèi)傳播的數(shù)值紋影圖。通過對比可以看出,通過數(shù)值模擬得到的爆震波傳播過程和在經(jīng)過障礙物后的波形變化與實驗結(jié)果高度吻合,進一步證明了本文數(shù)值計算結(jié)果的有效性和準確性。

2.1 障礙物管道內(nèi)火焰加速機制

障礙物管道內(nèi)的火焰發(fā)展過程會受到障礙物和湍流的作用影響,火焰在不斷的加速過程中完成緩燃向爆震的轉(zhuǎn)變。本節(jié)將在圖7所示的障礙物爆震管模型中,采用高溫常壓的點火方式對障礙物阻塞比為0.43的爆震管內(nèi)的DDT過程進行研究,對航空煤油DDT過程中的火焰加速機制進行分析。

圖7 火焰-漩渦發(fā)展階段的發(fā)展過程

2.1.1 火焰-漩渦發(fā)展階段

從圖7a)中可以看出,在t=2.30 ms時刻,火焰表面開始出現(xiàn)褶皺,隨后火焰?zhèn)让尜N著管壁向前發(fā)展,火焰前鋒變得平滑。從t=0到t=10.38 ms的時間段內(nèi)火焰的傳播速度只有幾十米每秒,在這個時期內(nèi)火焰發(fā)展緩慢,燃燒形成的壓縮波能夠略微提升未燃氣的溫度和壓力,促進火焰的發(fā)展。在這一階段,火焰還沒有穿過障礙物,火焰的發(fā)展幾乎不受到漩渦的影響,可以看到火焰面呈現(xiàn)出中間突出,兩邊凹陷的常見緩燃形狀?；鹧嫒紵挂讶細怏w不斷膨脹并推動未燃氣體流動,并在障礙物后形成相應(yīng)的旋渦,可以看到在t=6.30 ms時刻,在第一組障礙物后方形成了1對對稱的小漩渦,隨著火焰的發(fā)展,漩渦的尺寸不斷變大且位置向著下游進行移動。從圖7b)中可以看出,隨著火焰的發(fā)展,未燃氣流動產(chǎn)生的湍動能也在逐漸增大,這一階段所形成的湍動能都集中在障礙物間后方存在漩渦的地方,且湍動能強度較小,說明火焰在通過障礙物前的傳播過程中幾乎沒有受到漩渦和湍流的影響,發(fā)展較為緩慢。

2.1.2 火焰-漩渦作用階段

在這一階段,經(jīng)過前期未燃氣的流動,在障礙物后方形成了較大的漩渦和回流區(qū),火焰在通過障礙物時的流通面積變小,火焰面受到漩渦和湍流的作用會發(fā)生嚴重的卷曲和變形,促使火焰發(fā)展為強湍流運動。這一階段中障礙物和漩渦的作用使得火焰不斷產(chǎn)生大量不同方向的壓縮波,壓縮波相互疊加使得管道內(nèi)的壓力增大,但從云圖中并不能觀察到明顯的前導激波,說明漩渦和湍流在這一階段的火焰加速中起主導作用,所以將這一階段定義為漩渦-火焰作用階段。

圖8 火焰-漩渦作用階段部分時刻溫度云圖和湍動能云圖

2.1.3 火焰-激波作用階段

從圖9中可以看出,在t=12.89 ms時刻,在火焰面前方形成了明顯的激波,其壓力約為0.5 MPa,激波在掃過未燃混氣時會對其進行預(yù)熱并可以促進

圖9 激波-火焰作用階段部分時刻溫度云圖和壓力云圖

火焰的加速。隨著火焰的進一步發(fā)展,火焰的傳播速度越來越快,與前導激波間的距離逐漸縮短。在t=13.11 ms時刻,火焰鋒面與前導激波之間的距離已經(jīng)很小,此時火焰的傳播速度約為950 m/s,馬赫數(shù)為1.3左右,隨后將在合適的條件下觸發(fā)爆震。

2.1.4 爆震階段

圖10顯示了爆震波觸發(fā)及傳播的詳細過程?？梢钥吹皆趖=13.12 ms時刻,圓弧狀火焰面與前導激波耦合并在爆震管上壁面處形成了高溫高壓的“熱點”,此時火焰處的溫度達到3 000 K且壓力達到了1 MPa,可以認為觸發(fā)了過驅(qū)爆震。在t=13.13 ms時刻,火焰面迅速擴張到整個管道,并在壁面處形成馬赫反射。在t=13.14 ms時刻,爆震波在通過下一組障礙時會在障礙物處發(fā)生反射,形成一道向管道上游傳播的反傳爆震波。當反傳爆震波回傳到上游區(qū)域時,會促使上游區(qū)域的未燃氣快速燃燒,隨后由于沒有足夠的能量支撐反傳爆震波繼續(xù)運動,這道反傳爆震波將逐漸衰減為聲學激波。在t=13.16 ms時刻可以明顯地看到由反射激波(橫波)和爆震波、馬赫桿組成的“三波點”結(jié)構(gòu),此時的壓力穩(wěn)定在2.2 MPa左右,與C-J爆震壓力基本一致,在隨后的傳播中爆震波鋒面近似于一道平面。

圖10 爆震階段部分時刻溫度云圖和壓力云圖

2.2 障礙物阻塞比對DDT過程影響

本節(jié)將在其他初始條件不變的情況下,對不同阻塞比障礙物管道中的DDT過程進行研究,選取阻塞比為分別為0(無障礙物)，0.2,0.3,0.5和0.6時的工況進行數(shù)值模擬,分析障礙物阻塞比對DDT過程的影響作用。

2.2.1 不同阻塞比下DDT過程的數(shù)值模擬

圖11 無障礙時的溫度云圖

圖12 不同障礙物阻塞比下火焰加速過程的溫度云圖和流線圖

從圖11～12中可以看出，障礙物阻塞比對管內(nèi)流場的分布有很大影響，阻塞比越大，火焰在通過障礙物時受到的擠壓和拉伸作用越明顯，火焰面的變形和曲折越嚴重，火焰的傳播速度也越快。隨著障礙物阻塞比的增大，氣流在障礙物后產(chǎn)生的漩渦越大，漩渦對火焰造成的湍流和擾動越劇烈，促使燃燒反應(yīng)加速進行。

當障礙物的阻塞比不同時，障礙物對火焰的擾動和對壓縮波的反射疊加作用會有差異，導致爆震波觸發(fā)時的狀態(tài)也會不同。

2.2.2 阻塞比對DDT參數(shù)的影響

火焰在不同阻塞比障礙物中的加速過程都是不同的，因此也會導致爆震觸發(fā)時的DDT參數(shù)有差別。本節(jié)中所定義的DDT時間為從點火到爆震觸發(fā)這段過程的時間，DDT距離為從爆震管封閉端到爆震觸發(fā)位置的距離。阻塞比對DDT時間和DDT距離的影響如圖13所示。

圖13 阻塞比對DDT參數(shù)的影響

DDT時間和距離會隨著阻塞比的增大而減小。高阻塞比障礙物可以形成更大尺寸的漩渦以提升對火焰的擾流作用，并對壓縮波的反射和疊加作用更強，有利于前導激波的形成，從而促進火焰的加速過程和爆震波的形成。雖然阻塞比越大越容易形成爆震，但是如果阻塞比太大則容易產(chǎn)生較大的壓力損失，所以阻塞比不能無限增大。

2.3 障礙物排列方式對DDT過程的影響

在DDT過程中，障礙物對火焰的加速過程和爆震的觸發(fā)具有重要作用。在此過程中，不僅障礙物的阻塞比對其影響很大，障礙物的排列方式也會對DDT過程產(chǎn)生影響。本節(jié)將分別對阻塞比為0.43情況下障礙物單側(cè)排列和交錯排列方式對DDT過程的影響進行分析，與前文中障礙物對稱排列時的DDT過程進行對比。

2.3.1 障礙物單側(cè)排列對DDT過程的影響

通過對比可以發(fā)現(xiàn)，在相同的阻塞比下，當障礙物單側(cè)排列時爆震形成的DDT時間和距離均比障礙物對稱排列時大。這是由于在單側(cè)障礙物后只能形成一個漩渦，漩渦對火焰的拉伸和卷曲作用不如對稱障礙后的2個對稱漩渦。此外，單側(cè)障礙物對壓縮波的反射和疊加作用弱于對稱障礙物，形成前導激波所需的時間更長，從而會誘發(fā)更長的DDT時間和DDT距離。

圖14 障礙物單側(cè)排列時火焰加速過程的溫度云圖和流線圖

2.3.2 障礙物交錯排列對DDT過程的影響

圖15 障礙物交錯排列時火焰加速過程的溫度云圖和流線圖

圖16 排列方式對DDT參數(shù)的影響

在相同阻塞比下，障礙物交錯排列時的DDT時間和距離最小。障礙物交錯排列時爆震管內(nèi)的流線隨障礙物的位置呈交錯分布，管內(nèi)流場的擾動更加劇烈，火焰面的卷曲程度比障礙物單側(cè)和對稱排列時更加劇烈?；鹧婧图げㄔ诠鼙诤驼系K物之間的頻繁碰撞有利于“熱點”的形成，從而加快爆震觸發(fā)。

3 結(jié) 論

本文對航空煤油單組分替代燃料的熱射流起爆過程進行了數(shù)值模擬計算，得到以下結(jié)論：

1) 構(gòu)建了正癸烷作為RP-3航空煤油的單組分替代燃料的詳細機理模型，通過對詳細機理進行優(yōu)化和進一步的簡化工作，得到一種包含26種組分、67步反應(yīng)的正癸烷簡化機理模型，并對簡化機理在描述著火和燃燒特性方面的準確性進行了驗證。結(jié)果證明所建立的67步正癸烷簡化機理能在較寬的工況范圍內(nèi)對正癸烷的著火特性和燃燒情況進行良好預(yù)測，描述其化學反應(yīng)動力學特性。

2) 在航空煤油DDT過程的數(shù)值模擬中可以發(fā)現(xiàn)，障礙物管道內(nèi)火焰的加速過程可分為4個階段：火焰-漩渦發(fā)展階段、漩渦-火焰作用階段、激波-火焰作用階段和爆震階段。在火焰加速前期，由障礙物形成的漩渦和湍流對火焰加速起著主導作用；在火焰加速后期，激波對未燃氣進行預(yù)熱使其熱力學狀態(tài)得到大幅提升，在火焰、激波和障礙物的共同作用下會觸發(fā)爆震。

3) DDT時間和距離會隨著阻塞比的增大而減小。高阻塞比障礙物可以形成更大尺寸的漩渦以提升對火焰的擾流作用，并對壓縮波的反射和疊加作用更強，有利于前導激波的形成，從而促進火焰的加速過程和爆震波的形成。

4) 在相同阻塞比下，障礙物交錯排列時的DDT時間和距離最小。障礙物交錯排列時爆震管內(nèi)的流線隨障礙物的位置呈交錯分布，管內(nèi)流場的擾動更加劇烈，火焰面的卷曲程度比障礙物單側(cè)和對稱排列時更加劇烈?；鹧婧图げㄔ诠鼙诤驼系K物之間的頻繁碰撞有利于“熱點”的形成，從而加快爆震觸發(fā)。