吸氣式旋轉爆轟發動機冷流摻混數值模擬研究

曹 琦,鄭 權,肖 強,馮文康,翁春生,續 晗

(南京理工大學 瞬態物理國家重點實驗室,江蘇 南京 210016)

基于爆轟燃燒的旋轉爆轟發動機(Rotating detonation engine,RDE),是一種利用爆轟波在環形燃燒室周向傳播而爆轟燃燒產物從尾部排出產生推力的發動機。與傳統的發動機相比,RDE熵增小,熱循環效率高,比沖高,結構簡單,具有巨大的工程應用潛力,是一種備受青睞的新型發動機[1-2]。

旋轉爆轟發動機的燃料與氧化劑一般在環形燃燒室內混合,經點火起爆發展為爆轟波后在燃燒室內穩定旋轉。按照發動機是否攜帶氧化劑,可以將發動機分為火箭式旋轉爆轟發動機和吸氣式旋轉爆轟發動機[3]。火箭式旋轉爆轟發動機的燃料和氧化劑均由自身攜帶,經過小孔或環縫進入燃燒室。吸氣式旋轉爆轟發動機只需要攜帶燃料,空氣被發動機進氣道捕獲后經過軸向的隔離段進入環形燃燒室。

針對吸氣式旋轉爆轟發動機的研究,BYKOVSKII等[4-5]使用常溫空氣驗證了旋轉爆轟發動機在吸氣式工作模態下的可行性。王超等[6-7]成功開展高總溫空氣來流的旋轉爆轟驗證實驗,并發現旋轉爆轟波的反壓對高溫空氣來流有3種不同的作用方式。WANG等[8]在試驗中發現爆轟和爆燃兩種燃燒狀態,并且認為外壁面凹腔回流區內燃料與氧化劑的適當摻混是實現旋轉爆轟的關鍵。PENG等[9-11]和LIU等[12]在環形燃燒室的內壁面增加凹腔,結果表明:增加凹腔有助于傳播模態的改變,適當增加凹腔深度有助于維持燃燒并提高爆轟波的穩定性。MENG等[13]通過在燃燒室內壁面增加凹腔結構實現了煤油/高溫空氣的吸氣式旋轉爆轟發動機點火試驗,在當量比為1.1時獲得最大傳播速度。鄭榆山等[14]開展氫燃料旋轉爆轟沖壓發動機自由射流試驗研究,實現了爆轟波的穩定自持傳播,發現隨當量比提高,爆轟波傳播穩定性有所下降。學者們對吸氣式旋轉爆轟發動機的實驗研究證明了凹腔結構能夠促進旋轉爆轟發動機的點火起爆和維持爆轟波的穩定性,但對凹腔內部的具體流場發展卻未有詳細說明。

目前,國內外學者針對旋轉爆轟發動機燃料與氧化劑的冷態流場摻混效果展開了大量的數值研究。GAILLARD等[15]采用LES對噴注結構的位置和排列方式進行數值研究,并引入混合效率對摻混的效果進行定量分析,對燃料與氧化劑的噴注結構設計具有一定參考意義。DRISCOLL等[16-17]通過改變噴注參數對燃料與氧化劑的摻混效果影響進行數值研究,發現燃燒室內旋轉渦對摻混有促進作用。徐雪陽等[18-19]數值分析了噴注結構對冷態流場摻混效果的影響,研究結果表明:噴注位置向擴張段前部移動,摻混效果隨之提高;改變燃料噴注角度會明顯影響摻混效果;雙側孔噴注的摻混效果高于單側孔噴注。馬虎等[20]研究了燃料分布對旋轉爆轟波傳播模態的影響。研究發現,隨著摻混均勻度的提高,旋轉爆震波的傳播速度增加,傳播穩定性明顯提高,穩定工作的當量比下限從1.08拓寬至0.57。SUN等[21]對不同進氣喉部寬度進行數值研究,發現隨著質量流量的提升,爆轟波傳播模態發生改變。ZHAO等[22]對燃燒室內冷流摻混進行數值研究,發現空氣來流形成的激波對燃料摻混有重要作用,并且發現在確定的來流條件下,存在一個最優噴孔數量。上述學者們主要是以火箭式發動機模型為基礎從噴注結構、噴注角度等方向開展冷態流場研究,但并未發現超聲速來流的吸氣式旋轉爆轟發動機的燃燒室結構對冷態流場影響的相關研究。

上述研究發現,燃料與氧化劑的摻混效果對旋轉爆轟發動機的穩定工作影響極大,對于吸氣式旋轉爆轟發動機,超聲速空氣來流在燃燒室內與燃料混合時間極短,因此實現燃料/空氣的快速高效混合成為發動機發展的關鍵技術之一。鑒于此,本文基于馬赫數為2、溫度為860 K的空氣來流,通過改變燃燒室擴張段結構、增加燃燒室凹腔和阻塞比等方式,研究了燃燒室結構對吸氣式旋轉爆轟發動機冷態流場的影響,分析了不同結構燃燒室的摻混效果。本文研究對吸氣式旋轉爆轟發動機的燃燒室結構設計具有一定的參考借鑒意義。

1 計算模型與方法

1.1 物理模型與邊界條件

旋轉爆轟發動機的推進劑噴注一般采用小孔或環縫結構,本文采用小孔進行燃料噴注,其三維模型如圖1所示。超聲速高溫空氣經過隔離段進入擴張段,在擴張段內外壁面分別均勻分布32個小孔噴注乙烯,來流空氣與乙烯在擴張段內開始摻混,并在燃燒室內進一步混合后進行爆轟燃燒。

圖1 燃燒室結構示意圖Fig.1 Detonation combustor structure

為了探究燃燒室結構對燃料與氧化劑摻混效果的影響,本文分別對常規環形燃燒室、凹腔燃燒室和增加阻塞比的燃燒室的冷態流場開展三維數值研究。圖2為3種不同擴張段的燃燒室任一小孔中心的截面圖,其中,隔離段長度L1=25 mm,隔離段寬度D1=3 mm,擴張段長度L2=12 mm,燃燒室長度L3=55 mm,噴管長度L4=25 mm,凹腔長度L5=20 mm,凹腔深度D2=5 mm,燃燒室內外徑長度分別為R1=20 mm、R2=30 mm。

圖2 不同燃燒室結構截面尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of RDE with different expansion structures

吸氣式旋轉爆轟發動機幾何結構符合周期性對稱,雙側噴注內外各32個噴注孔,為了節省計算資源,數值計算選取整個圓周的1/32進行計算,如圖1局部放大圖所示。乙烯和空氣均采用壓力入口邊界條件,入口總壓和總溫分別為Pc2h4,Tc2h4,Pair,Tair。燃燒室出口為壓力出口邊界Pout,具體邊界條件參數如表1所示。其中,忽略流場部分區域隨機性擾動導致的流動差異,圓周兩截面為對稱邊界條件,其余壁面均為無滑移壁面邊界條件。在計算初始化中,隔離段、擴張段、燃燒室計算區域內均填充300 K、0.1 MPa的空氣。

表1 冷流摻混邊界條件Table 1 Boundary condition

1.2 數值方法

本文采用商業軟件ANSYS FLUENT,基于理想氣體假設對吸氣式旋轉爆轟發動機冷態流場進行求解計算。關于旋轉爆轟發動機冷態流場數值仿真,已有大量研究采用剪切應力輸運(Shear Stress Transfer)k-ω模型開展數值模擬[20-22]。鑒于這些學者得出的結論,采用剪切應力輸運SSTk-ω模型,足以求解流場中的激波、膨脹波等流場結構。NS方程對流項采用二階迎風格式離散,物理通量采用AUSM方法進行分解。

1.3 網格無關性及計算收斂驗證

計算流場內均為六面體結構性網格,為了適應湍流模型與捕獲激波的需求,對網格的邊界層和噴注口位置網格進行局部加密。考慮計算精度和計算成本因素,對網格尺寸無關性和計算收斂性進行驗證,結果如圖3所示。

圖3 網格無關性及迭代步數驗證Fig.3 Verification of grid independence and discrimination of computational convergence

圖3(a)是雙側擴張模型在計算收斂后燃燒室中線位置的馬赫數分布,從圖中可以看出,當網格總數達到45萬時,可滿足本文計算精度要求。本文計算中只涉及流體運動,無化學反應,故根據燃燒室內監測點壓力波動進行計算收斂性判別。由圖3(b)可知,在迭代步數為5萬步時,監測點的壓力趨于穩定,可認為計算結果已收斂。

2 計算結果與分析

2.1 常規環形燃燒室摻混效果分析

圖4為3種不同擴張結構常規環形燃燒室的馬赫數圖和速度流線圖。從圖中可以看出,超聲速高溫空氣從隔離段進入擴張段時產生膨脹波,空氣速度提高并向擴張方向發生偏轉,在流經乙烯橫向射流時,受到激波的作用空氣流動方向再一次發生偏轉,進入燃燒室時由于轉向在壁面產生新的激波,并沿流向不斷反射,形成復雜的波系結構。對比圖4的流場結構可以看出,擴張結構對燃燒室內回流區的形狀及大小存在一定的影響。

圖4 不同擴張結構常規環形燃燒室的馬赫數分布和速度流線Fig.4 Mach number diagrams and velocity flow diagrams with different expansion structures

對比3種擴張結構的馬赫數圖和速度流線圖,工況1和工況3在擴張側的壁面附近形成一個聲速流動區域,但是未形成回流渦。進入燃燒室后,工況1首先在內壁面X=40 mm處形成包含多個漩渦的低速回流區域R1,外壁面由于反射激波導致邊界層在X=60 mm處分離形成回流渦R4。工況2在X=55 mm位置于外壁面形成一個延伸至燃燒室出口的回流區域R2,內壁面未產生大回流區域的原因可能是由于環形燃燒室的外壁面表面面積大于內壁面表面積,流動摩擦損失更大,此結構導致外壁面處的邊界層更容易分離。工況3在X=60 mm位置于內壁面形成了一個延伸至燃燒室出口的回流區R3,在外壁面形成了兩個小回流區R6、R7。

對比3種工況的空氣主流,工況1中的空氣主流在X=45 mm處受到斜激波作用,速度開始明顯下降,并且空氣主流形成的激波串在燃燒室X=85 mm處消失,燃燒室尾部的流速變為亞音速流動;工況2和工況3的空氣主流在X=65 mm位置馬赫數降至2以下,空氣主流形成的激波串一直延伸至燃燒室出口,壁面之間反射的激波導致壁面邊界層分離,形成R5、R6、R7等微小回流區域。

圖5為擴張結構對燃燒室內乙烯質量分數CC2H4的影響。圖5左側部分為燃燒室軸向乙烯質量分數的切片圖,起點為擴張段出口X=37 mm處,切片間距為5 mm。從圖中可以看出,在前兩個切片,即軸向距離小于42 mm內,3種工況的摻混效果均較差,但是工況1外壁面和工況3內壁面的乙烯在燃燒室周向方向存在明顯的擴散現象,這是受到乙烯噴注口背風側形成的低速流動區的影響。工況1內壁面在X=42 mm處乙烯開始擴散,外壁面的乙烯在X=47 mm處摻混效果明顯提升;工況2在X=52 mm之前區域乙烯與空氣分界明顯,乙烯主流未與燃燒室壁面產生大面積碰撞,乙烯主流主要通過周向擴散與空氣進行摻混,在X=52 mm之后內外壁面噴注的乙烯在燃燒室中線附近發生接觸,空氣和乙烯摻混效果提升;在工況3中,外壁面噴注的乙烯主流向內壁面流動,并與四周環繞的空氣進行摻混,內側噴注的乙烯在X=47 mm附近與內壁面碰撞后產生偏向外壁面的速度分量,開始逐漸向外壁面擴散。

圖5 不同擴張結構常規環形燃燒室內乙烯質量分數Fig.5 Ethylene mass fraction of combustor with different structure

圖5右側為乙烯噴注小孔中心的質量分數截面圖,從圖中可知工況1中乙烯的擴散效果最好,在X=45 mm位置內外壁面噴注的乙烯主流已充分與高溫空氣進行摻混。工況2和工況3在X=55 mm位置乙烯主流質量分數才降低至0.18,但兩種結構燃燒室徑向方向上乙烯質量分數依然不均勻,尤其是工況3在燃燒室軸向中部存在明顯分界線。

結合圖4分析發現,乙烯主流擴散的位置與燃燒室壁面產生斜激波的位置重合,斜激波使經過的流體速度降低,促進乙烯/空氣的摻混。同時壁面邊界層分離形成的回流區域會卷吸流經的乙烯/空氣,所以斜激波產生位置和回流區域的大小對燃燒室內燃料/氧化劑的摻混效果存在極大的影響。

為了定量地描述乙烯空氣的摻混程度,研究人員提出了摻混不均勻度S來表征摻混效果[18]。摻混不均勻度定義為所考察的摻混體系內各個點的濃度值的相對標準偏差,即各個取樣點處的值與所取樣點處的平均值之間的差異程度。相對標準偏差值代表摻混不均勻度,此值越小,說明摻混不均勻度越小,也就代表摻混越均勻。S可表示為

(1)

圖6為燃燒室軸向上不同截面處乙烯/空氣摻混不均勻度圖,截面尺寸在X=37～80 mm之間,其中X=37 mm為擴張段出口截面。

圖6 不同擴張結構常規環形燃燒室摻混不均勻度Fig.6 Comparative diagram of cold flow mixing of conventional combustor

從圖6中可以看出:在擴張段出口的位置,工況1的摻混效果最好,工況2的摻混效果最差;3種結構的摻混不均勻度沿燃燒室軸向距離增大而減小,在X=60 mm處工況2的摻混不均勻度與工況3的趨于一致,但與工況1的摻混效果仍有明顯差距。由此可知,3種擴張結構中工況1的摻混效果最好,不同的擴張結構可影響燃燒室內斜激波和回流區的位置,進而影響燃料/氧化劑的摻混均勻度。

2.2 凹腔燃燒室摻混效果分析

大量關于超聲速燃燒室中燃料噴注、點火特性的研究使得凹腔火焰穩定器成為超燃沖壓發動機中首選的火焰穩定裝置[23-24]。本節主要分析凹腔燃燒室對燃料氧化劑的摻混效果的影響。STALLINGS等[26]按照凹腔剪切層的發展狀況將超聲速凹腔流動分為開式凹腔、閉式凹腔和過渡凹腔3種類型,本文采用的凹腔長深比為5,屬于開式凹腔。

圖7給出了3種不同燃燒室增加凹腔后的馬赫數圖和速度流線圖。由于工況4的擴張段為外側擴張,超聲速空氣主流整體產生向上的速度分量,凹腔內回流渦V2旋轉方向順應主流的流動,剪切層高度接近燃燒室中線,凹腔內前部的小回流渦V1也可以與主流直接發生質量交換,凹腔內前后形成兩個回流渦V1、V2,其符合開式凹腔的回流渦結構。在X=45 mm處燃燒室壁面產生反射激波,空氣主流速度向下偏轉,在X=70 mm處到達內壁面,限制了回流渦V2向后延伸,同時在X=60～90 mm區間燃燒室外壁面邊界層分離形成回流渦V3。

圖7 不同擴張結構凹腔環形燃燒室的馬赫數分布和速度流線Fig.7 Streamline and Mach number of combustor based on cavity

如圖7(b)所示,在工況5中,超聲速空氣經過擴張段后在燃燒室內側產生向下的速度分量,凹腔內回流渦V5的發展受到限制,凹腔內前部的小回流渦V4被壓縮到凹腔內部。在X=37～45 mm區間內回流渦的剪切層與燃燒室內壁面平齊,在X=45 mm之后區域回流渦影響范圍增大,向上擴展到燃燒室內部,并且回流渦V6卷吸區域一直延伸到燃燒室出口。工況6中,由于超聲速空氣經過擴張段后整體產生向下的速度分量,對凹腔內部的沖擊作用較大,影響到凹腔內部的流場,使得凹腔內無法形成規則的回流渦。但是,凹腔內形成的混亂低速流動區依然會卷吸凹腔上部流經的氣流,促進乙烯與空氣的摻混,由于空氣主流速度整體向下偏轉,在燃燒室外壁面X=45～70 mm區間形成回流渦V7,促進外壁面噴注乙烯的摻混。

由于擴張結構的不同,3種工況流體進入燃燒室時的流動狀態存在差異,凹腔對整體流動的影響也不同。在工況4中,受到凹腔前緣斜激波的作用,在X=47 mm處凹腔剪切層達到最高位置,同時也是空氣主流激波串的首個激波位置;工況5的剪切層從凹腔前緣位置開始,逐漸向燃燒室上側發展,影響區域擴展至燃燒室后部;在工況6中,凹腔受空氣主流的沖擊較大,無法沿軸向形成漩渦狀的回流區,凹腔形成的剪切層在凹腔后緣截止。空氣進入擴張段后發生速度偏轉,過大的擴張角度導致空氣在燃燒室徑向方向產生較強的速度分量,在工況5和工況6中,由于擴張段的角度不同,空氣主流對凹腔內形成的沖擊力強度不同,凹腔內部的回流渦結構存在明顯差異。

圖8給出3種凹腔燃燒室的乙烯質量分數圖。從圖中可以看出工況4的摻混效果最佳,在X=47 mm位置乙烯已近乎擴散至整個燃燒室,在X=42 mm切片下部乙烯質量分數過高是因為此位置屬于兩個回流渦的交接處在卷吸過程中存在部分乙烯駐留。工況5的摻混效果次之,整個凹腔內乙烯的質量分布較為均勻,沿著軸向位置回流渦的影響區域逐漸上移,乙烯的擴散區域也同步上移;工況6凹腔內部混亂區域依然可以很好地促進乙烯的擴散摻混,但空氣主流向下的速度導致凹腔的混亂區域與空氣主流分離,乙烯向上擴散受到阻礙,外壁面的回流渦卷吸流經的乙烯,促進外側乙烯的摻混。

圖8 不同擴張結構凹腔環形燃燒室內乙烯質量分數Fig.8 Ethylene mass fraction of combustor based on cavity with different structure

與圖5對比分析,工況4中凹腔內的兩個回流渦均可直接與主流進行質量交換,內外壁面噴注的乙烯在X=40 mm處已充分摻混。在工況5中,凹腔前部的回流渦受到壓縮,無法直接與主流進行質量交換,乙烯/空氣的摻混主要受凹腔后部回流渦V5控制,乙烯在X=50 mm后的位置充分摻混。在工況6中,外側噴注的乙烯僅受外壁面回流渦V7的卷吸,內壁面噴注的乙烯受到凹腔影響在凹腔內充分摻混,但凹腔內部未形成漩渦狀的回流渦,對凹腔上部空氣主流的影響作用有限。可以發現,乙烯/空氣的摻混效果極大地受到凹腔內回流渦卷吸范圍的影響,在燃燒室內增加凹腔結構后,3種工況的摻混均勻性都有明顯的提高。

圖9是3種凹腔燃燒室的摻混不均勻度分布圖,在初始X=37 mm處工況4的摻混效果最佳,工況6次之,工況5較差;3種擴張結構的摻混不均勻度均沿著燃燒室軸向位置不斷降低,工況6在X=40 mm位置摻混不均勻度下降至與工況4相近,在X=55 mm處3種結構的摻混不均勻度近乎一致,工況6在X=60 mm位置摻混不均勻度升高是因為燃燒室截面積縮小。與無凹腔燃燒室相比較,工況5和工況6在燃燒室前段的摻混均勻度都有極大的提高,對于工況4是否增加凹腔對摻混不均勻影響不大。綜上所述:凹腔對燃燒室內燃料與氧化劑的摻混存在促進作用,在燃燒室前部增加凹腔可以提高燃燒室頭部的摻混均勻度,更有利于發動機的起爆。

圖9 不同擴張結構凹腔環形燃燒室摻混不均勻度Fig.9 Comparative diagram of cold flow mixing of combustor based on cavity with different expansion structure

2.3 增加阻塞比的燃燒室摻混效果分析

圖10給出了3種不同結構燃燒室增加阻塞比后的速度流線圖和馬赫數圖。對于工況7,與沒有阻塞比的燃燒室相對比,空氣的主流主要沿著外壁面向燃燒室后部流動,在外壁面未形成大的回流渦區,但是在凹腔處形成了大的回流渦區T2一直延伸至阻塞比前端。在擴張段出口的外壁面處,增加阻塞比的燃燒室形成了一個較大的回流區域T3,由于此區域的存在,外壁面噴注的乙烯在更短的噴注距離即X=47 mm處就開始有效摻混。

圖10 不同擴張結構增加阻塞比環形燃燒室的馬赫數分布Fig.10 Streamline and Mach number of combustor with blockage ratio

與圖7(b)對比,在圖10(b)中,受阻塞比的影響,工況8回流渦T5在內壁面卷吸區域長度變小,但是凹腔內形成的回流渦卷吸區域均延伸至燃燒室后段。在圖10(c)中,工況9增加阻塞比后在凹腔內部形成了漩渦狀的回流區域,凹腔內部低速回流區卷吸來流的乙烯空氣促進燃料與氧化劑的摻混,但是在外壁面的回流區影響區域變小,降低了外壁面的摻混效果。

在圖10(b)中受阻塞比的影響,工況8回流渦T5在內壁面卷吸區域長度相比圖7(b)中V5變小,但是凹腔內形成的回流渦卷吸區域均延伸至燃燒室后段。在圖10(c)中,工況9增加阻塞比后在凹腔內部形成了漩渦狀的回流區域,凹腔內部低速回流區卷吸來流的乙烯空氣促進燃料與氧化劑的摻混,但是在外壁面的回流區影響區域變小,降低了外壁面的摻混效果。

與無阻塞比的3種工況相比,增加阻塞比后的3種工況凹腔內部均形成低速反向旋轉渦對,由于阻塞比的影響,凹腔內較大的回流渦影響范圍增大,在燃燒室內壁面形成較大的低速區域;3種工況凹腔內的回流渦T2、T5、T7的卷吸范圍增大,空氣主流的流動速度在進入燃燒室快速降低,并且流動區域也被限制在燃燒室外壁面一側。

圖11給出了增加阻塞比的不同燃燒室結構乙烯質量分數圖。從圖中可以看出,在工況7中,空氣主流整體速度向上偏轉,凹腔只能卷吸部分流經的乙烯;對于工況8、工況9,擴張段內的空氣主流速度向內壁面偏轉正面沖擊凹腔形成的回流區域,同時帶動內側噴注的乙烯受到回流渦的卷吸,較好地促進了乙烯/空氣的摻混。

圖11 不同擴張結構增加阻塞比環形燃燒室內乙烯質量分數Fig.11 Ethylene mass fraction of combustor with blockage ratio

與只有凹腔的燃燒室相比,阻塞比減少燃燒室出口面積,對燃燒室內部流體的流動軌跡造成影響,3種結構中凹腔內部形成的回流區面積均有所增大,低速的回流區卷吸更多流經的乙烯空氣進行摻混;凹腔內形成的回流區限制空氣主流的流動軌跡,乙烯初始摻混的位置進一步前移,乙烯/空氣的摻混均勻度進一步提高。

圖12為增加阻塞比的3種結構燃燒室摻混效果對比圖。從圖中可以明顯看出在X=45～55 mm軸向距離內工況8的摻混效果最佳,工況7和工況9的摻混效果相近;在X=55～65 mm區間工況7和工況8結構的摻混不均勻度略微上升,是由于外壁面處的回流渦消失導致摻混效果降低。

與3.2節圖8對比分析可知,在X=45～55 mm區間內,增加阻塞比后工況8和工況9的摻混均勻度明顯提升,工況7的摻混均勻度無明顯變化。結合圖10(b)和(c)對比分析,雙側擴張和內側擴張燃燒室,增加阻塞比后在X=40～70 mm空氣主流的速度明顯降低,同時凹腔區域內部形成的回流區域面積增大,低速回流區域可以更充分地促進乙烯與空氣的摻混。從上述分析可以發現:阻塞比對于乙烯/空氣的摻混均勻度有明顯的促進作用,雙側擴張結構中燃料和氧化劑摻混均勻度最佳。

3 結論

本文基于馬赫數為2,溫度為860 K的空氣來流通過改變吸氣式旋轉爆轟發動機燃燒室擴張段結構、增加凹腔和阻塞比結構,對空氣與乙烯的摻混均勻度開展數值研究,主要結論如下:

①在常規環形燃燒室中,不同的擴張段結構會影響超聲速高溫空氣進入燃燒室后形成的反射激波結構,進而影響回流渦的形成。回流渦的卷吸作用會極大影響燃料/氧化劑的摻混效果,對發動機點火起爆造成影響,研究發現3種擴張結構中,外側擴張結構的燃燒室中燃料與氧化劑的摻混效果最好。

②在環形燃燒室內壁面增加凹腔結構后,燃燒室頭部凹腔內形成低速回流渦對來流氣體卷吸摻混,3種擴張結構燃燒室的摻混均勻度都有明顯提高,有利于發動機點火起爆。內側擴張結構由于較大的擴張角度,空氣主流產生的速度偏轉影響凹腔內回流渦的形成。

③在凹腔的基礎上,燃燒室尾部增加阻塞比,燃燒室入口來流氣體速度降低,燃燒室內部形成的回流渦區域增大,促進燃燒室內乙烯與空氣的摻混,尤其是雙側擴張結構燃燒室,在燃燒室X=45～55 mm區間摻混均勻度進一步提高。