0 引　言

氢氧能源以其能量密度大，燃烧效率高，无污染等特点，在动力推进领域有着广泛的应用。由于氢氧燃烧的显著优点及其广泛应用，各国学者对氢氧燃烧进行了很多研究，包括氢氧燃烧进气组织方式、燃烧稳定性及燃烧过程影响因素等。Victor P. Zhukov等研究了剪切同轴喷嘴射流中的混合和燃烧过程，建立了同轴喷嘴射流过程的数学模型，并通过试验对模型进行了验证^[1]。孙纪国^[2]通过试验研究获得了氢氧直流同轴式喷嘴的结构参数和工作参数对燃烧性能的影响规律,掌握了喷嘴缩进深度、速度比和动量比与燃烧效率的关系。

目前可见的燃烧组织研究中氢氧入口均为纯气相工质，不含水蒸气，在某水下动力系统中，发动机燃烧室入口氢气中含有一定量的水蒸汽，加湿的氢气和氧气进入燃烧室内燃烧。燃烧室内容积热负荷、火焰长度等燃烧特性参数主要由头部进气结构来决定，合理的进气组织是燃烧室的高效、安全、稳定运行的基础。本文基于气相燃烧中扩散、预混及部分预混的燃烧组织原理，设计了3种燃烧室头部结构^[3]，针对不同进气结构的燃烧特性进行了仿真及试验研究。

1 加湿氢氧进气组织结构

通常气态燃烧的组织形式有扩散、预混及部分预混形式，扩散燃烧是将氧化剂和燃料分别引入燃烧室，在燃烧室内混合燃烧；预混燃烧则是将燃料和氧化剂在进入燃烧室前混合充分，进入燃烧室后完全混合的可燃气进行燃烧；部分预混燃烧时配置部分氧化剂和燃料在进入燃烧室前进行混合，其余氧化剂单独进入燃烧室，在燃烧室头部区域预混的可燃气和氧化剂进一步混合燃烧。

基于3种燃烧组织理论分别设计了如图1所示的3种头部结构形式，分别为同轴套管式头部、同轴挡板式头部、同轴斜孔式头部。

图1（a）为同轴套管式结构，含湿氢气自外管流道进入燃烧室，氧气自中心流道进入燃烧室，在燃烧室头部区域进行扩散混合，继而点火燃烧；图1（b）为同轴挡板式结构，在进气段内部设计挡板，并在中心管设计多组垂直孔，外部含湿氢气在穿过挡板后和中心垂孔出口的氧气进行混合，混合后的气体进入燃烧室头部区域燃烧；图1（c）为同轴斜孔式结构，在燃烧室中心管出口上游开多组斜孔，并在中心管出口处开锥形孔，部分氧气自斜孔进入外管流道与外管含湿氢气混合，部分氧气自中心轴线的锥孔出口直接进入燃烧室内腔，与含湿氢氧的混合气在头部区域混合燃烧。

2 仿真及试验研究 2.1 仿真计算

1）数学物理模型

加湿氢氧燃烧是一种涉及湍流、燃烧、传热传质等的复杂过程，燃烧室工作过程模型为气相模型，通常仿真计算时将气相各守恒方程进行时均化处理，得到各平均参量的守恒方程，包含组分浓度方程（质量守恒），能量守恒方程，动量守恒方程^[4]。时均化处理后建立各守恒方程如下：

动量守恒方程

$ \begin{split}\frac{\partial }{{\partial t}}(\rho {u_i}) + \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}(\rho {u_i}{u_j}) = & - \frac{{\partial p}}{{\partial {x_i}}} +\frac{\partial }{{\partial {x_j}}} \left(\mu \left(\frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_j}}} + \frac{{\partial {u_j}}}{{\partial {x_i}}}\right) -\right.\\ & \rho \overline {{{u'}_i}{{u'}_j}} \Bigg) - \frac{2}{3}\frac{\partial }{{\partial {x_i}}}\left(\mu \frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_j}}} \right) + S，\\[-18pt] \end{split} $

(1)

组分浓度方程

$ \frac{\partial }{{\partial t}}(\rho {Y_i}) + \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}(\rho {u_i}{Y_j}) = \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left({D_i}\frac{{\partial (\rho Y)}}{{\partial {x_j}}} - \rho \overline {{{u'}_i}{{Y'}_j}} \right) + \overline {{w_i}} + {S_i} ，$

(2)

能量守恒方程

$ \begin{split} \frac{\partial }{{\partial t}}(\rho {C_p}T) + \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}(\rho {C_p}{u_i}T) = & \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left(\frac{{{\mu _{}}}}{{\Pr }}\frac{{\partial (\rho {C_p}T)}}{{\partial {x_j}}} - \rho \overline {{{u'}_i}T'}\right) +\\& \overline {{w_i}} {Q_s} + S 。\\[-10pt]\end{split}$

(3)

各方程右边出现了雷诺应力项 $ \rho \overline {{{u'}_i}{{u'}_j}} $ ，雷诺扩散项 $ \rho \overline {{{u'}_i}{{Y'}_j}} $ ，雷诺导热项 $ \rho \overline {{{u'}_i}T'} $ 及时均反应速率 $ \overline {{w_i}} $ 。

雷诺应力：

$ - \rho \overline {{{u'}_i}{{u'}_j}} = {\mu _t}\left(\frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_j}}} + \frac{{\partial {u_j}}}{{\partial {x_i}}}\right) - \frac{2}{3}\left(\rho k + {\mu _t}\frac{{\partial {u_i}}}{{\partial {x_i}}}\right){\delta _{ij}}，$

(4)

雷诺扩撒项：

$ - \rho \overline {{{u'}_i}{{Y'}_j}} = \frac{{{\mu _t}}}{{Sc}}\left(\frac{{\partial \overline {{Y_j}} }}{{\partial {x_j}}}\right) ，$

(5)

雷诺导热项：

$ - \rho {C_p}\overline {{{u'}_i}T'} = \frac{{{\mu _t}}}{{Pr }}\left(\frac{{\partial {C_p}\overline T }}{{\partial {x_j}}}\right) 。$

(6)

通过时均化处理并引入上述假设，处理平均量守恒方程组问题转化为求解湍流粘性系数 $ {\mu _t} $ 和湍流燃烧速率 $ \overline {{w_i}} $ 的问题。通过选用湍流模型和湍流燃烧模型计算湍流粘性系数和湍流燃烧速率 ^[5]。

加湿氢氧进气燃烧过程的流场特征为：头部进气区域各股气流的强烈混合（同轴挡板、同轴斜孔）、气流进入燃烧室后的高速射流、燃烧火焰高速射流对周围气流的卷吸形成涡旋，3个过程中均存在强烈的流线弯曲、漩涡和旋转特征，针对上述流场特征，宜采用Realizable-k-ε双方程模型，该模型比其他模型在强流线弯曲、漩涡和旋转有更好的表现。该模型适合的流动类型比较广泛，包括有旋均匀剪切流，自由流（射流和混合层），腔道流动和边界层流动。对以上流动过程模拟结果都比标准k-ε模型的结果好，特别是Realizable-k-ε模型对圆口射流和平板射流模拟中，能给出较好的射流扩张 ^[6]。

为了确定湍流燃烧速率 $ \overline {{w_i}} $ 采用湍流燃烧模型，针对加湿氢氧燃烧的过程特点，选用有限速率模型中的涡耗散概念（EDC）模型计算湍流燃烧速率，并在模型中结合了氢氧19步化学反应机理，该仿真方法考虑了燃烧过程中自由基的生成、湮灭等过程，通过仿真验证可获得更加符合实际物理过程的计算结果。

2）仿真结果及分析

采用上述模型以Fluent软件平台开展计算，仿真计算中的几何模型由不同的头部结构结合相同的燃烧室腔体构成。仿真计算的边界条件为质量流量入口和压力出口，给定加湿氢气的流量（包括其中水蒸气含量）、氧气流量、各入口工质的温度及燃烧室出口的压力。

通过仿真计算获得3种头部结构的燃烧室内的温度分布（中心截面）如图2所示。

由图可知，同轴套管式头部结构，燃烧室头部区域温度较低，可保证燃烧室头部的安全运行，但火焰很长，为保证氢氧的完全燃烧，所需燃烧室长度将较长；第2种同轴挡板式结构，由于氢氧在进入燃烧室前就进行了良好的预混，挡板后氢氧接触区的混合燃气即满足燃烧条件，因此氢氧燃烧焰将深入头部区域，使得进气头部区域的温度过高，不能安全工作；第3种同轴斜孔式头部结构，通过配置合理的预混比例使得进气部位的温度控制在安全限以内，保证了头部区域的安全可靠运行，同时与同轴套管火焰场相比燃烧火焰长度明显缩短，可在更短的距离内完成氢氧的燃烧反应，所需的燃烧室长度也较短。

统计仿真结果中沿轴向截面平均温度的变化过程如图3所示。可知，采用同轴套管式组织结构，燃烧场截面平均温度达到恒定所需的轴向长度更长，即火焰长度更长，约为2/3L（L为燃烧室总长）；采用同轴挡板式组织结构时，燃烧室进气头部区域即产生快速的升温，在头部进气结构的内部温度达到1 000 K以上，说明高温火焰伸入至燃烧室头部结构内部，该部位结构会过热而不能安全工作；采用同轴斜孔式头部结构时，火焰长度明显比同轴套管式短，约为1/3L，并且高温火焰未伸入头部区域，不会造成头部结构过热。采用该结构时明显缩短燃烧室长度，在更短的燃烧室空间内实现安全、高效的燃烧。

2.2 试验研究

设计加工带上述3种头部结构的燃烧室样机，开展燃烧试验，在不同轴向位置布置温度传感器测量温度，获得同轴套管式头部结构燃烧室内燃烧室温度分布如图4所示。氢氧进入燃烧室点火后燃烧，燃气温度迅速上升，直至燃气燃烧完全后达到温度峰值，随后由于燃烧室壳体外部水冷，导致内腔高温燃气温度略有降低。由上述曲线可知，最高温度点的轴向坐标值为约为 $ \dfrac{{2.1}}{3}L $ 。

采用同轴挡板式头部结构进行燃烧试验时，燃烧室头部进气结构被烧毁，燃烧室进气结构不能安全工作。

采用同轴斜孔式头部结构进行燃烧试验，获得燃烧室内各测点温度分布如图5所示。燃气温度最高点的轴向坐标值约为 $ \dfrac{{1.1}}{3}L $ ，头部进气结构燃烧试验后保持完好。

试验结果说明了各型进气结构的燃烧特性，也与仿真计算结果基本一致，验证了仿真计算方法的正确性。

3 结　语

本文针对加湿氢氧燃烧的特定应用环境，设计了3种进气组织结构，并对各自的燃烧特性开展了仿真及试验研究，获得如下结论：

1）采用同轴套管式头部结构时，燃烧室头部进气部位的温度较低，可保证燃烧室进气结构的安全运行；基于纯扩散混合的同轴套管式结构燃烧火焰很长，为保证氢氧燃烧完全，所需的燃烧室长度将较长；

2）采用同轴挡板式头部结构时，挡板后氢氧接触区的混合燃气即满足燃烧条件，燃烧室内的高温火焰会传播至该区域，进而使得挡板附近的结构过热而不能安全工作；

3）采用同轴斜孔式头部结构时，通过控制合理的预混比，可使头部进气区域在较低的温度下运行，进而保证进气结构的安全。另外同轴斜孔式头部的火焰长度明显比同轴套管式短，因此所需燃烧室长度较短，可在更短的燃烧室空间内实现安全、高效的燃烧。