共对两种喷嘴间距的喷注器进行仿真计算。每个双喷嘴喷注器的总流量为m^·=12 g/s,燃烧室压力取标准大气压p_c=1atm,压降Δp=5%p_c,混合比Mr=3,速度比Vr=3,氧喷嘴出口壁厚δ_O2=1mm。以气氧气甲烷入口温度T₀=300 K进行设计,得氧喷嘴出口内径D_O2=7.66 mm,甲烷喷嘴出口内径为D_CH4-inner=9.66 mm,甲烷喷嘴出口外径为D_CH4-outer=10.34 mm,燃烧室长度L=150 mm。将喷嘴间距定义为无量纲参数delt=l/D_CH4-outer,其中,l为两个氧气喷嘴中心轴线间的距离。具体参数如表 1所示。

表1 喷注器参数
Tab.1 Parameters of injectors

整个燃烧器剖面结构示意图见图 1。

图1 喷注器结构图
Fig.1 Structure profile of injector

在时间上气-气燃烧RANS数值方法应用有限体积法以离散气相控制方程,在空间上应用的格式为二阶迎风,并分别对组分方程、动量方程、连续方程以及能量方程进行耦合求解,随后在对湍流模型以及相关方程进行求解。其中对流项格式为二阶迎风,扩散项格式为中心差分,并选择LU隐式数值方法。

在化学反应机理的选择上,综合考虑的计算效率及相对准确性,采用13组份20步化学反应动力学模型^[19-20]。

燃烧室内流场温度的分布能够有效反映出发动机的燃烧情况,并能够帮助确定火焰前锋及剪切层的位置,进而为燃烧机理的深入研究提供更为详细的理论基础。此外,高温所在的区域应被视为后续热试工作的重要热防护考核区。因此,应对燃烧室内的温度分布进行仔细分析。

图4和图5分别为两种喷嘴间距情况下,燃烧室轴截面的温度分布云图。前者代表delt 1.3喷嘴间距,后者代表delt 1.6喷嘴间距。对比上述两图可知,delt 1.6工况下的燃烧室壁面温度较低,火焰沿轴向的整体趋势更为收敛,说明该工况更加有利于燃烧室壁面的热防护。由图4(a)和图5(a)可知,喷嘴距离小的工况下,轴线附近火焰高温区更靠近喷注面板,这是由于两个单喷嘴之间的干涉作用增强,加快了燃烧室轴向附近的燃料与氧化剂掺混,从而使得化学反应区更加靠前。雷诺数分布云图(图6)也间接证明了上述观点。delt 1.3工况的轴线附近雷诺数明显大于大喷嘴间距工况,说明该处具有更加强烈的湍流特性,各组分之间的流动扰动较强。

图4 delt 1.3工况温度分布
Fig.4 Temperature distribution of delt 1.3

图5 delt 1.6工况温度分布
Fig.5 Temperature distribution of delt 1.6

图6 雷诺数分布
Fig.6 Distributions of Reynolds number

将每种工况的两种不同湍流模型仿真结果进行对比,可以看出:k-ω SST模型对边界层区域的计算结果明显优于k-ε模型。而k-ω SST模型得到的结果中,火焰沿轴向比k-ε模型所得的结果更为收敛,这一现象有待于后续研究进一步验证。

为了更为准确地分析不同位置处的温度分布,沿燃烧室轴向取四个典型位置进行分析,分别是喷注面板、x/L=1/10处、x/L=1/2处和x/L=4/5处,其中x为下游某一位置距喷注面板的距离,L为燃烧室长度。即x=0 mm、x=15 mm、x=75 mm和x=120 mm四个位置。喷注面板是整个发动机热载最大的区域,需要进行全面的热防护考核; 而燃烧室前端区域位于气流的回流区,化学反应剧烈,湍流效应强,对燃烧室壁面的冲刷严重,也应予以关注; 燃烧室的中后段可以作为火焰发展及化学反应完全程度的观测点。因此,选取上述四个位置的径向温度分布作为分析参考。具体结果见图7-图 10。

由图7和图8可知,每条温度曲线均呈四峰状,对应每个单喷嘴的两个剪切层。在喷注面板和燃烧室前端区域,两种湍流模型所得的结果中,剪切层附近的高温区曲线基本重合,仅在燃烧室轴线附近和壁面处存在较大差异。虽然delt 1.3工况的燃烧室轴线处雷诺数较大,但其仅代表该工况下轴线附近化学反应区靠前,而大喷嘴间距的工况会由于两个单喷嘴间有足够的区域容纳回流区,能够卷吸进更多的高温燃气,使得喷注器面中心区域的温度高于小喷嘴间距工况约200 K。

图7 喷注器面温度分布
Fig.7 Temperature distribution of injector plane

图8 喷注器面下游15 mm处横截面温度分布
Fig.8 Temperature distribution of cross section at 15 mm of injector plane downstream

对比图7和图8可知,k-ω SST模型所得的结果中,燃烧室前端壁面及轴线附近的温度均要低于k-ε模型的结果,其准确性有待于试验结果进一步验证。

图9所示为燃烧室下游中点位置处的径向温度分布曲线。与图7和图8不同的是,该图中各曲线峰值所在的径向位置已基本重合,说明火焰向下游发展为放射状。而壁面与轴线附近,依然是k-ω SST模型所得的温度低于k-ε模型的结果。

至燃烧室尾部,如图 10所示,delt 1.3工况的火焰放射状更加明显,其温度峰值所在位置距离燃烧室轴线更远,因而也导致了燃烧室壁面温度高于delt1.6工况约300 K。

图9 喷注器面下游75 mm处横截面温度分布
Fig.9 Temperature distribution of cross section at 75 mm of injector plane downstream

图 10 喷注器面下游120 mm处横截面温度分布
Fig.10 Temperature distribution of cross section at 120 mm of injector plane downstream

综上,燃烧室前端区域,由于更强烈的回流区作用,使得delt 1.6工况的喷注面板中心区域温度高于delt 1.3工况,说明喷嘴间距增大会增加喷注面板的热载; 喷嘴间距小的双喷嘴喷注器,能够促进轴线附近的化学反应; delt 1.3的喷注器,其火焰形状沿轴线向下游呈放射状较为明显,对于燃烧室壁面的热防护不利; k-ω SST模型所得的结果中,能够有效反映出回流区的位置,说明其模拟边界层问题具有一定优势,但其结果中的燃烧室壁面和轴线附近温度低于k-ε模型的结果,仍有待进一步研究。

水是气氧与气甲烷反应的主要产物,其在燃烧室内部的质量分数分布可以有效揭示化学反应的完全程度,进而体现出发动机的燃烧效率。

图 11所示为发动机轴线方向的水组份分布曲线。由于产物主要存在于化学反应最剧烈的剪切层内,而高温区通常可以代表剪切层的位置,因此可以将图 11与图4和图5结合分析。对于两种工况下的k-ε模型结果,靠近轴向的两个剪切层较早融合,高温区更加靠近喷注面板,所以其水组份的峰值相比于k-ω SST模型也更加靠近上游。在喷注面板下游前20 mm区域内,delt 1.6工况的产物浓度更高,说明其燃烧室前端回流区作用更强,促进了反应的进行。值得注意的是,k-ω SST模型对应的两次数值计算均未得到轴线上的水组份浓度峰值,且k-ε模型得到的水组份浓度峰值也出现在较为靠近发动机出口的位置,说明这一发动机燃烧室长度不足,反应物反应不完全。这是由于甲烷的化学反应复杂,涉及多步基元反应,因而反应时间较长,所以在后续设计时应当适当增大燃烧室的特征长度。

图 11 发动机轴线位置水组份浓度分布
Fig.11 Concentration distribution of H2O component in the axis of engine