支板增強(qiáng)混合超聲速燃燒的大渦模擬研究

黃志偉，何國(guó)強(qiáng)，秦 飛，魏祥庚

(西北工業(yè)大學(xué) 燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場(chǎng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

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支板增強(qiáng)混合超聲速燃燒的大渦模擬研究

黃志偉，何國(guó)強(qiáng)，秦 飛，魏祥庚

(西北工業(yè)大學(xué) 燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場(chǎng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

基于開(kāi)放源代碼軟件OpenFOAM，建立了三維可壓縮反應(yīng)流動(dòng)大渦模擬求解器，采用了PaSR亞格子燃燒模型和27步的氫氣-空氣反應(yīng)動(dòng)力學(xué)機(jī)理，開(kāi)展了支板增強(qiáng)混合的超聲速燃燒大渦模擬研究，對(duì)比了滑移和粘性2種不同壁面邊界條件的影響。計(jì)算結(jié)果表明，不同截面上的平均軸向速度和溫度與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好，較好捕捉了超聲速擴(kuò)散燃燒的火焰空間發(fā)展過(guò)程。詳細(xì)討論了剪切層增長(zhǎng)、發(fā)展和破碎對(duì)燃燒過(guò)程的影響，揭示了支板后旋渦脫落與燃燒過(guò)程的耦合作用，區(qū)分了支板下游亞聲速區(qū)和超聲速區(qū)內(nèi)不同的摻混模式。利用化學(xué)爆炸模式分析方法，獲取了爆炸化學(xué)過(guò)程及其特征時(shí)間尺度，得到了詳細(xì)的火焰結(jié)構(gòu)及其穩(wěn)定機(jī)制。

超聲速燃燒；化學(xué)爆炸模式分析；大渦模擬；PaSR燃燒模型；OpenFOAM

0 引言

雙模態(tài)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)和組合循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)是天地往返輸運(yùn)系統(tǒng)和臨近空間飛行器的潛在高效動(dòng)力系統(tǒng)。這類吸氣式發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中涉及諸多基礎(chǔ)性科學(xué)問(wèn)題。例如，高超聲速和高溫氣體動(dòng)力學(xué)，超聲速條件下的點(diǎn)火與火焰穩(wěn)定，復(fù)合防熱材料與主動(dòng)熱防護(hù)，激波/附面層相互作用和吸熱型碳?xì)淙剂霞夹g(shù)等[1]。在這些前沿技術(shù)挑戰(zhàn)中，最基本的問(wèn)題之一是燃燒室內(nèi)超聲速流動(dòng)條件下的湍流混合與高效燃燒。隨著計(jì)算機(jī)和數(shù)值計(jì)算研究的發(fā)展，具有較高時(shí)/空分辨率的湍流燃燒大渦模擬分析，成為超聲速燃燒和吸氣式發(fā)動(dòng)機(jī)研究的有效手段[2]。

國(guó)內(nèi)，清華大學(xué)的周建興等采用RANS方法和單步反應(yīng)模型，通過(guò)隱式耦合求解可壓縮N-S方程，對(duì)氫氣的超聲速燃燒進(jìn)行了三維數(shù)值模擬[3]。國(guó)防科技大學(xué)的范周琴等利用Flamelet燃燒模型和混合LES/RANS方法對(duì)支板構(gòu)型超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行模擬，氫氣動(dòng)力學(xué)模型為9組分19方程，對(duì)比了三維與二維計(jì)算的區(qū)別[4]。中國(guó)科學(xué)院力學(xué)研究所的李曉鵬等分析了超聲速燃燒中的特征尺度及其影響因素，討論了Flamelet模型的適用性[5]。國(guó)外，Genin和Menon等使用LES-LEM和LES-EBU模型結(jié)合兩步氫氣動(dòng)力學(xué)機(jī)理，對(duì)比研究了德國(guó)宇航院模型超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室，驗(yàn)證了大渦模擬在超聲速流動(dòng)與燃燒方面的潛在適用性[6]。Fureby等利用OpenFOAM平臺(tái)開(kāi)展了超聲速燃燒大渦模擬方面的研究[7-9]，通過(guò)與大量試驗(yàn)對(duì)比，驗(yàn)證了該軟件在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)和超聲速燃燒機(jī)理研究方面的適用性。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)氫燃料超聲速燃燒的大渦模擬，大多采用Flamelet或EBU亞格子燃燒模型結(jié)合單步或簡(jiǎn)化的動(dòng)力學(xué)模型。本文基于近年來(lái)極具吸引力的開(kāi)放源代碼計(jì)算平臺(tái)OpenFOAM，采用PaSR亞格子燃燒模型結(jié)合氫氣-空氣的詳細(xì)動(dòng)力學(xué)機(jī)理，分析了湍流與詳細(xì)動(dòng)力學(xué)的耦合作用，討論了超聲速燃燒流場(chǎng)火焰結(jié)構(gòu)的演化，分析了壁面粘性對(duì)流場(chǎng)參數(shù)分布的影響。

1 數(shù)值方法與計(jì)算實(shí)現(xiàn)

1.1 OpenFOAM計(jì)算平臺(tái)與數(shù)值方法

OpenFOAM是由倫敦帝國(guó)理工學(xué)院開(kāi)發(fā)的求解連續(xù)介質(zhì)力學(xué)問(wèn)題的開(kāi)放源代碼軟件平臺(tái)[10]。其本質(zhì)是基于面向?qū)ο蟪绦蛟O(shè)計(jì)的C++庫(kù)，具有優(yōu)異的可移植性，包含豐富的物理和數(shù)學(xué)模型，可根據(jù)需要進(jìn)行開(kāi)發(fā)擴(kuò)展，與其它軟件具有良好接口。近年來(lái)，已經(jīng)在基礎(chǔ)研究和工程領(lǐng)域得到了廣泛的校驗(yàn)和應(yīng)用[7-9]。

本文的數(shù)值模擬基于OpenFOAM平臺(tái)，建立了適用于任意非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的可壓縮反應(yīng)流動(dòng)大渦模擬求解器。對(duì)所有對(duì)流通量的重建采用了基于非線性vanLeer限制器的二階精度TVD格式，對(duì)粘性和亞格子通量的空間離散化采用了中心差分格式。計(jì)算的最大CFL數(shù)不超過(guò)0.3，對(duì)應(yīng)本文計(jì)算的物理時(shí)間步長(zhǎng)為10-8s量級(jí)。當(dāng)二階統(tǒng)計(jì)矩收斂時(shí)，認(rèn)為求解收斂。

1.2 大渦模擬反應(yīng)流的控制方程

1.3 亞格子流動(dòng)與燃燒模型

(1)

(2)

該燃燒模型同時(shí)考慮了Kolmogorov尺度與求解尺度的綜合效應(yīng)，避免了將湍流與火焰的解耦處理，較深刻地刻畫(huà)了湍流-化學(xué)相互作用過(guò)程，并得到了DNS和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的廣泛校驗(yàn)，顯示了對(duì)于高速流動(dòng)燃燒計(jì)算較優(yōu)的預(yù)測(cè)能力[7-9,13]。

1.4 化學(xué)爆炸模式分析方法

典型反應(yīng)流的微分方程可表達(dá)成如下離散形式[14]：

(3)

其中，D/Dt為隨流導(dǎo)數(shù)(物質(zhì)導(dǎo)數(shù));y為依賴變量矢量，如溫度、組分濃度等,對(duì)于空間離散化的流動(dòng)方程，不同網(wǎng)格點(diǎn)上的化學(xué)組分濃度對(duì)應(yīng)著不同的y入口值;ω表示化學(xué)源項(xiàng);s包含所有的非化學(xué)源項(xiàng)，如火焰中的擴(kuò)散、攪拌反應(yīng)器中的均質(zhì)混合等。當(dāng)?shù)鼗瘜W(xué)信息完全包含在化學(xué)源項(xiàng)ω的Jacobian矩陣Jω中，化學(xué)模式即定義為Jω的特征模式，即一個(gè)特征值及其相應(yīng)的左、右特征向量。如果化學(xué)模式特征值的實(shí)部λexp為正，則可進(jìn)一步定義其為化學(xué)爆炸模式(CEM)[15]。因此，當(dāng)非化學(xué)反應(yīng)源項(xiàng)s在方程(3)中可忽略時(shí)，CEM的存在表征了混合物的本質(zhì)是爆炸性的，即化學(xué)反應(yīng)速率沿著其特征向量的方向呈指數(shù)型增長(zhǎng)趨勢(shì)。

1.5 化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型

在湍流燃燒的大渦模擬中，選擇恰當(dāng)?shù)幕瘜W(xué)反應(yīng)機(jī)理是關(guān)鍵的問(wèn)題之一。為了更深入地研究反應(yīng)機(jī)理與湍流的耦合作用，本文使用了根據(jù)文獻(xiàn)[16]中的氫氣詳細(xì)動(dòng)力學(xué)機(jī)理得到的9組分、27步反應(yīng)的氫氣-空氣化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型，在不過(guò)多增加計(jì)算量的同時(shí)，較好地反映氫氣燃燒的主要?jiǎng)恿W(xué)過(guò)程，為獲得湍流火焰穩(wěn)定機(jī)制提供了保證。表1給出了該動(dòng)力學(xué)模型每個(gè)反應(yīng)速率常數(shù)表達(dá)式中的參數(shù)。

表1 氫氣9組分、27步反應(yīng)機(jī)理的速率常數(shù)Table1 Rate constants for 9 species 27-step chemical kinetics of hydrogen (cm3 ·mol·s·cal·K)

2 計(jì)算構(gòu)型與邊界條件

圖1給出了本文所模擬的三維模型超聲速燃燒室尺寸示意圖[7]。計(jì)算網(wǎng)格包含590萬(wàn)結(jié)構(gòu)化的六面體單元，沿燃燒室上下壁面、支板壁面、支板前緣和尾跡區(qū)及剪切層區(qū)域進(jìn)行了局部加密，以保證大渦模擬在這些區(qū)域內(nèi)具有較好的網(wǎng)格分辨率。支板底端開(kāi)有15個(gè)直徑為1 mm的小孔，每個(gè)小孔間隔2.4 mm。由于在寬度方向具有對(duì)稱性，同時(shí)為了節(jié)約計(jì)算成本，本文的計(jì)算區(qū)域只包含3個(gè)燃料噴孔。氫氣-空氣的等值比為0.034。

本文采用不同類型的壁面邊界條件，計(jì)算了2種工況。在空氣和燃料入口，由于流動(dòng)是超聲速或聲速的，根據(jù)特征理論，所有的變量應(yīng)用Dirichlet邊界條件；在燃燒室出口，采用Neumann邊界；在寬度方向使用周期性邊界條件。

圖1 模型超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室示意圖Fig.1 Schematic of the model scramjet combustor

在燃燒室的上下壁面及支板壁面上，第一個(gè)工況應(yīng)用了無(wú)粘、絕熱邊界條件，第二個(gè)工況則應(yīng)用了粘性壁面。

表2給出了空氣和燃料入口的狀態(tài)參數(shù)，來(lái)流空氣的湍流強(qiáng)度為0.5%，氫氣為5%。

表2 空氣來(lái)流與氫氣射流的入口條件Table2 Inflow conditions for air stream and hydrogen jet

3 結(jié)果與討論

3.1 LES結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的校驗(yàn)

圖2給出了不同截面上軸向速度的分布曲線。

(a)x=0.120 m

(b)x=0.249 m

圖2(a)的位置非?？拷О宓锥?，由于燃燒釋熱，使得回流區(qū)內(nèi)壓力升高，同時(shí)溫度升高，導(dǎo)致氣體粘性增大。因此，氫氣自支板噴出后受到十分明顯的減速作用。但由于氫氣出口速度很高，導(dǎo)致射流核心區(qū)相比于外圍氣體仍具有略高的速度，因而形成雙峰狀的速度分布。大渦模擬的結(jié)果在回流區(qū)內(nèi)總體偏差較大，Menon和Fureby等指出，由于該位置恰好處于高度湍流的尾跡區(qū)，實(shí)驗(yàn)中很難對(duì)速度進(jìn)行精確地測(cè)量[6-7]，是造成偏差較大的原因之一。圖2(b)在距離支板很遠(yuǎn)的下游位置，大尺度旋渦結(jié)構(gòu)逐步轉(zhuǎn)化為小尺度漩渦，在燃燒釋熱膨脹和外層空氣流剪切力的雙重作用下，核心流逐步加速至接近主流的速度，同一截面上速度分布較為平緩。

圖3給出了不同位置上時(shí)間平均的溫度與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比曲線。圖3(a)中，反應(yīng)較為劇烈，燃燒比較充分，釋放出大量的熱，形成高溫燃燒區(qū)，射流中心溫度達(dá)到局部最大值。圖3(b)中，由于氫氣和中間活性物質(zhì)逐漸消耗完畢，反應(yīng)強(qiáng)度減弱，流場(chǎng)中心溫度也有所降低。同時(shí)，由于分子的湍流輸運(yùn)和輻射傳熱等作用，流場(chǎng)高溫區(qū)向上下壁面擴(kuò)展，表現(xiàn)為曲線在高度方向上拓寬而峰值降低。無(wú)粘壁面的結(jié)果在第二個(gè)位置氣流核心區(qū)內(nèi)偏差較大，可能由于假設(shè)了支板壁面無(wú)粘而導(dǎo)致燃料與空氣混合更充分，因而在燃燒室后段仍具有較強(qiáng)的熱釋放。

(a)x=0.167 m

(b)x=0.275 m

通過(guò)對(duì)比顯示，本文的大渦模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)測(cè)量結(jié)果吻合較好，有效地捕捉到了超聲速/亞聲速混合燃燒流場(chǎng)的演化過(guò)程。粘性壁面得到的速度和溫度分布準(zhǔn)確性高于無(wú)粘壁面假設(shè)的結(jié)果。

3.2 無(wú)粘壁面與粘性壁面的結(jié)果對(duì)比

為了研究不同壁面邊界條件對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)發(fā)展、兩股氣流摻混及燃燒過(guò)程的影響，定義了標(biāo)量場(chǎng)λ，它表征了流場(chǎng)不同的流動(dòng)類型[17]：

(4)

其中

(5)

當(dāng)λ=-1時(shí)，表示有旋流動(dòng)；λ=0表示簡(jiǎn)單剪切流動(dòng)；λ=1表示平面拉伸流動(dòng)。圖4(a)和(b)分別給出了粘性和無(wú)粘壁面條件下，燃燒室中心截面上λ的分布?？紤]壁面粘性時(shí)，附面層內(nèi)仍保持為簡(jiǎn)單剪切流動(dòng)，而附面層外迅速轉(zhuǎn)變成平面拉伸流動(dòng)。同時(shí)，由于流體往下游發(fā)展，并不存在完全意義上的“純旋轉(zhuǎn)流動(dòng)”，流體發(fā)生旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的同時(shí)，總伴隨著往下游的平動(dòng)，因而并不存在λ=-1的情況。支板后的簡(jiǎn)單剪切流動(dòng)區(qū)域加寬，往下游發(fā)展時(shí)，表現(xiàn)出明顯向外擴(kuò)展的趨勢(shì)。圖4(a)與圖4(b)的對(duì)比，清楚地表明了壁面粘性效應(yīng)的影響范圍十分有限，當(dāng)主要關(guān)心核心流的發(fā)展時(shí)，假設(shè)壁面無(wú)粘具有一定的合理性。

圖4 粘性與無(wú)粘壁面下λ分布的對(duì)比Fig.4 Distribution of λ for comparison of viscous and non-viscous wall

3.3 支板摻混增強(qiáng)與火焰穩(wěn)定的機(jī)理分析

圖5給出了標(biāo)量耗散率(Scalar Dissipation Rate)的等值面圖和中間活性物質(zhì)OH質(zhì)量分?jǐn)?shù)的切面，以區(qū)分支板下游亞聲速和超聲速不同區(qū)域內(nèi)的混合與燃燒模式。標(biāo)量耗散率χ表征了燃料與氧化劑的混合速率，而OH基團(tuán)可表征火焰面位置[18]。在近支板底端區(qū)域及初始反應(yīng)混合層外邊界，由于兩股氣流之間存在較大參數(shù)梯度，混合主要通過(guò)擴(kuò)散實(shí)現(xiàn)；而在更遠(yuǎn)的下游，大尺度旋渦結(jié)構(gòu)的卷吸與拉伸對(duì)摻混過(guò)程起決定性作用。在燃燒室末端，燃料與氧化劑已經(jīng)達(dá)到了充分的混合，并實(shí)現(xiàn)了火焰的保持。從圖5可看到，該部分存在著大量的OH自由基。燃燒首先發(fā)生在支板尾跡區(qū)較薄的剪切層內(nèi)，該區(qū)域聚集了大量的富燃燃?xì)夂突钚宰杂苫?，并?duì)空氣和燃料進(jìn)行預(yù)加熱，從而有利于反應(yīng)剪切層內(nèi)的燃燒與火焰穩(wěn)定。

圖5 標(biāo)量耗散率等值面與OH質(zhì)量分?jǐn)?shù)切面圖Fig.5 An iso-surface of scalar dissipation rate and contours of OH

來(lái)流空氣與氫氣射流作用形成反應(yīng)剪切層，發(fā)生劇烈的湍流燃燒，并實(shí)現(xiàn)質(zhì)量、動(dòng)量和能量的交換。圖6給出了表征旋渦強(qiáng)度的速度梯度張量第二不變量 (Second Invariant of Velocity Gradient Tensor)等值面圖[19]?？煽吹?，剪切層內(nèi)含有豐富的旋渦結(jié)構(gòu)。支板底部射流-尾跡區(qū)內(nèi)大的旋渦結(jié)構(gòu)往下游發(fā)展時(shí)，破碎成很多小旋渦。一方面，促進(jìn)了反應(yīng)物之間的摻混及隨后的燃燒；另一方面，又給熱釋放帶來(lái)較大的擾動(dòng)，使火焰在三維空間內(nèi)產(chǎn)生褶皺，并發(fā)生扭曲。支板前緣形成的兩道壓縮波以及支板末端形成的兩道膨脹波與燃燒室的上下壁面相互作用，形成復(fù)雜的反射波結(jié)構(gòu)。由于超聲速反應(yīng)剪切層較為穩(wěn)定，且厚度較大，反射波無(wú)法直接穿透中心射流，從而在壁面與剪切層之間形成新的反射波系。燃燒釋熱還增加了回流區(qū)內(nèi)的壓力，使得剪切層開(kāi)始向外擴(kuò)展，回流區(qū)擴(kuò)大，有利于火焰的保持和穩(wěn)定。

圖6 速度梯度張量第二不變量等值面與溫度切面圖Fig.6 An iso-surface of second invariant of velocity gradient tensor and contours of temperature

為進(jìn)一步研究燃燒室內(nèi)的湍流-化學(xué)相互作用過(guò)程，圖7給出了燃燒產(chǎn)物H2O作為混合物分?jǐn)?shù)函數(shù)的散點(diǎn)圖分布，揭示燃燒室不同位置上摻混好壞與反應(yīng)進(jìn)行程度之間的關(guān)系。可看到，H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)與混合分?jǐn)?shù)隨著位置的后移表現(xiàn)出愈加明顯的線性關(guān)系，且分布更趨于集中化。在x=0.167 m位置處，相對(duì)較為分散的分布表明，該位置主要的反應(yīng)活性強(qiáng)烈地受到湍流的影響，空氣與燃料通過(guò)大的湍流脈動(dòng)強(qiáng)制進(jìn)入到混合區(qū)的反應(yīng)混合層內(nèi)。摻混越充分，相應(yīng)的燃燒反應(yīng)越劇烈，產(chǎn)物H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)也越大，但由于湍流脈動(dòng)自身的隨機(jī)性，導(dǎo)致水的質(zhì)量分?jǐn)?shù)與混合物分?jǐn)?shù)之間并不是嚴(yán)格的線性函數(shù)。而在更遠(yuǎn)的下游位置，如x=0.199 m和x=0.275 m，隨著大尺度旋渦結(jié)構(gòu)的破碎及湍動(dòng)能的耗散，湍流的作用相對(duì)減弱，隨著位置的后移趨勢(shì)更加明顯。對(duì)于H2-O2燃燒系統(tǒng)，當(dāng)量比混合物分?jǐn)?shù)為Zst=0.028 5，在燃燒室后段，混合物分?jǐn)?shù)已經(jīng)低于該值，說(shuō)明主燃燒反應(yīng)區(qū)結(jié)束，在支板下游，實(shí)現(xiàn)了高效燃燒。

(a)x=0.167 m

(b)x=0.199 m

(c)x=0.275 m

圖8給出了放熱率作為混合物分?jǐn)?shù)函數(shù)的散點(diǎn)圖分布。在x=0.167 m處，隨著混合物分?jǐn)?shù)增加，放熱率首先緩慢上升，超過(guò)某一臨界值后迅速下降。更高的混合物分?jǐn)?shù)意味著更充分的摻混，進(jìn)而預(yù)示著更有效的燃燒。恰當(dāng)?shù)幕旌蠈?duì)于高效燃燒是必要的，但過(guò)大的混合速率會(huì)導(dǎo)致局部熱量和活性基團(tuán)流失，化學(xué)反應(yīng)反而受到抑制，甚至導(dǎo)致火焰不能自持穩(wěn)定。在x=0.180 m處，放熱率隨混合物分?jǐn)?shù)增加只保持緩慢增加，且分布極為分散，表明該位置放熱已趨于飽和，摻混對(duì)放熱率不起決定性作用。放熱率表現(xiàn)出強(qiáng)烈的脈動(dòng)表明該位置的燃燒反應(yīng)主要受湍流脈動(dòng)影響。在x=0.199 m處，放熱率普遍較低，主放熱區(qū)結(jié)束。較低的混合物分?jǐn)?shù)表明，H2已基本消耗完畢，中間活性物質(zhì)對(duì)該位置的化學(xué)反應(yīng)進(jìn)程起主導(dǎo)作用。

(a)x=0.167 m

(b)x=0.180 m

(c)x=0.199 m

3.4 化學(xué)爆炸模式分析

利用化學(xué)爆炸模式分析方法，對(duì)每個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了處理，圖9給出了化學(xué)源項(xiàng)的特征值，即爆炸模式時(shí)間尺度倒數(shù)的分布(對(duì)數(shù)坐標(biāo))。由于主流的流通時(shí)間不超過(guò)1 ms量級(jí)，故對(duì)時(shí)間尺度大于1 s的模式進(jìn)行了截?cái)?該時(shí)間尺度相比于流通時(shí)間幾乎為“靜止的”，認(rèn)為是非爆炸性的)。從圖9中可看到，整個(gè)燃燒室可劃分成兩個(gè)不同類型的區(qū)域：即藍(lán)色背景的非爆炸區(qū)域和彩色標(biāo)識(shí)的核心流爆炸區(qū)域。其中，非爆炸區(qū)域又包含3個(gè)子區(qū)域：氫氣核心射流外圍的“貧燃”來(lái)流空氣流動(dòng)區(qū)，氫氣核心射流緊鄰出口下游的低溫“富燃”湍流區(qū)，以及富含平衡燃燒產(chǎn)物的上、下混合層區(qū)域內(nèi)。在前兩個(gè)子區(qū)域內(nèi)主要是因?yàn)榛旌衔锍^(guò)了其貧/富可燃極限。

在近支板底端區(qū)域，由于主要通過(guò)擴(kuò)散來(lái)實(shí)現(xiàn)摻混，因此在非爆炸和爆炸混合物之間存在較為顯著的界限，CEM特征時(shí)間尺度表現(xiàn)出較大的梯度。與圖6中相對(duì)低溫的高溫混合物相對(duì)應(yīng)的兩個(gè)混合層外邊界將爆炸混合物與非爆炸混合物分開(kāi)，即在該層內(nèi)形成了所謂的預(yù)混燃燒模式。在燃燒室的下游位置，主要通過(guò)大尺度旋渦的卷曲拉伸來(lái)實(shí)現(xiàn)混合。相對(duì)而言，爆炸/非爆炸混合物的混合更為均勻，二者間形成較厚的中間過(guò)渡剪切層。

圖9 當(dāng)?shù)鼗瘜W(xué)爆炸模式時(shí)間尺度lgλexp的空間分布Fig.9 Spatial distribution of the time scale of local chemical explosive mode

4 結(jié)論

(1)跨越支板回流區(qū)后大尺度旋渦的破碎對(duì)燃燒過(guò)程具有雙重作用：一方面，由于形成大量的小旋渦結(jié)構(gòu)，有效促進(jìn)了燃料-氧化劑的摻混，進(jìn)而促進(jìn)了化學(xué)反應(yīng)進(jìn)程；另一方面，也給熱釋放率帶來(lái)很大擾動(dòng)。PaSR亞格子燃燒模型能捕獲超聲速燃燒流場(chǎng)的復(fù)雜物理化學(xué)過(guò)程。

(2)在近支板底端區(qū)域內(nèi)的摻混主要通過(guò)擴(kuò)散來(lái)實(shí)現(xiàn)；而在較遠(yuǎn)的下游位置，湍流混合主要是由大尺度旋渦結(jié)構(gòu)的卷吸與拉伸作用來(lái)完成。通過(guò)化學(xué)爆炸模式分析，獲得了燃燒室火焰結(jié)構(gòu)及其穩(wěn)定機(jī)理。

(3)在支板下游不同位置處，放熱速率存在不同的影響因素：隨著離開(kāi)支板軸向距離的增加，首先是燃料與氧化劑的摻混，然后是湍流脈動(dòng)，再者是中間活性物質(zhì)，分別對(duì)放熱率起主導(dǎo)作用。

(4)粘性壁面相比于無(wú)粘壁面最主要的影響在壁面附面層很窄的區(qū)域內(nèi)，對(duì)核心流場(chǎng)的發(fā)展影響很小。在主要關(guān)心核心流的參數(shù)變化時(shí)，假定壁面無(wú)粘具有一定的合理性。

(5)大渦模擬的平均軸向速度和溫度均與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，表明OpenFOAM求解器有較高的數(shù)值計(jì)算精度。其開(kāi)放源代碼的特性為后續(xù)開(kāi)展燃燒流場(chǎng)計(jì)算與發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)、多學(xué)科優(yōu)化和不確定性分析方法的耦合提供了充分的拓展空間。

[1] 蔡國(guó)飚, 徐大軍. 高超聲速飛行器技術(shù)[M]. 北京:科學(xué)出版社, 2012.

[2] Clark Ryan J, Shrestha SO Bade. A review of numerical simulation and modeling of combustion in scramjets[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part G: Journal of Aerospace Engineering, 2014:1-23.

[3] 周建興, 樸英, 豈興明, 等. 超聲速燃燒室內(nèi)氫氣燃燒的三維數(shù)值研究[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2007, 22(12):1984-1988.

[4] 范周琴, 孫明波, 劉衛(wèi)東. 支板噴射超聲速燃燒流場(chǎng)三維大渦模擬[J]. 國(guó)防科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 33(1):1-6.

[5] 李曉鵬, 張?zhí)┎? 齊力, 等. 超聲速燃燒中的特征尺度及影響因素[J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2013, 28(7):1458-1466.

[6] Genin Franklin, Menon Suresh. Simulation of turbulent mixing behind a strut injector in supersonic flow[J]. AIAA Journal, 2009, 48(3):526-539

[7] Fureby C, Fedina E, Teger J. A computational study of supersonic combustion behind a wedge-shaped flameholder[J]. Shock Waves, 2014, 24(1):41-50.

[8] Fureby C, Chapuis M, Fedina E, et al. CFD analysis of the HyShot II scramjet combustor[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2011, 33(2):2399-2405.

[9] Berglund M, Fedina E, Fureby C, et al. Finite rate chemistry large-eddy simulation of self-ignition in a supersonic combustion ramjet[J]. AIAA Journal, 2010, 48(3):540-550.

[10] www.openfoam.com[DB/OL].

[11] Poinsot T J, Veynante D. Theoretical and Numerical Combustion, Third Edition[M]. US: R. T. Edwards, 2012.

[12] Bensow R E, Fureby C. On the justification and extension of mixed models in LES[J]. Journal of Turbulence, 2008, 54(8):1-17.

[13] Sabelnikov V, Fureby C. Extended LES-PaSR model for simulation of turbulent combustion[J]. Progress in Propulsion Physics, 2013, 4(1):539-568.

[14] Luo Z Y, Yoo C S, Richardson E S, et al. Chemical explosive mode analysis for a turbulent lifted ethylene jet flame in highly-heated coflow[J]. Combustion and Flame, 2012, 159(1):265-274.

[15] Lu T F, Yoo C S, Chen J H, et al. Three-dimensional direct numerical simulation of a turbulent lifted hydrogen jet flame in heated coflow: a chemical explosive mode analysis[J]. Journal of Fluid Mechanics, 2010, 652(1):45-64.

[16] Marinov N M, Westbrook C K, Pitz W J. Detailed and global chemical kinetics model for hydrogen[C]//8th International Symposium on Transport Processes, 1995.

[17] http://openfoamwiki.net/index.php/FlowType[DB/OL].

[18] Hawkes, Evatt R, Sankaran Ramanan, et al. Direct numerical simulation of turbulent combustion: fundamental insights towards predictive models[J]. Journal of Physics: Conference Series, 2005, 16(1):65-79.

[19] Khashehchi M, Elsinga G E, Bornstein H, et al. Studying the invariants of the velocity-gradient tensor of a round turbulent jet using Tomo-PIV[C]//8th International Symposium on Particle Image Velocimetry, 2009.

(編輯：崔賢彬)

Large eddy simulation of strut enhanced mixing for supersonic combustion

HUANG Zhi-wei, HE Guo-qiang, QIN Fei, WEI Xiang-geng

(Science and Technology on Combustion, Internal Flow and Thermal-Structure Laboratory, Northwestern Polytechnical University, Xi'an 710072, China)

Large Eddy Simulation (LES)of supersonic combustion in a model scramjet combustor based on an Open Source Field Operation and Manipulation (OpenOAM)computing platform was established, with two different wall boundary conditions, i.e. slip and viscous walls applied. The three-dimensional LES solver, which adopts a Partially Stirred Reactor (PaSR)sub-grid combustion model along with a skeleton 27 steps hydrogen chemical kinetics, was used to study strut-enhanced mixing and combustion. LES results show that mean axial velocity and temperature at different cross sections match well with experimental data, and spatial evolution of the supersonic diffusion flame is well captured. Effects of shear layers growth, development and breaking down on combustion processes were discussed in detail, and the coupling effects with vortex shedding at the strut base were revealed. Different mixing modes were recognized after the strut where subsonic and supersonic flows co-exist. Explosive chemical processes and their characteristic time scales were acquired by the Chemical Explosive Mode Analysis (CEMA)method, and the detailed structure and stabilization mechanism of the flame was identified.

supersonic combustion；chemical explosive mode；large eddy simulation；PaSR combustion model；OpenFOAM

2014-10-17；

：2015-03-26。

黃志偉(1989—)，男，博士生，研究方向?yàn)楹娇沼詈酵七M(jìn)理論與工程。E-mail:huangzhiwei504@mail.nwpu. edu.cn

V435

A

1006-2793(2015)05-0664-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2015.05.012