郭金鑫，劉金林，朱衛(wèi)兵，劉建文，冮 強(qiáng)

(1.中國航天科工集團(tuán)公司三十一所高超聲速沖壓發(fā)動機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100074;2.哈爾濱工程大學(xué)航天與建筑工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

0 引言

超燃沖壓發(fā)動機(jī)作為未來高超聲速推進(jìn)較為理想的動力裝置，目前受到各航空航天大國的高度重視［1－3］。超聲速入口氣流流動速度快，燃料在燃燒室停留時(shí)間極短。因此，超燃燃燒室中燃料的有效摻混、點(diǎn)火及穩(wěn)定燃燒問題成為燃燒室研究的難點(diǎn)。凹腔作為超聲速燃燒中簡單有效的穩(wěn)焰結(jié)構(gòu)，已被越來越多的研究人員所重視。交錯尾部支板結(jié)構(gòu)能產(chǎn)生流向渦和展向渦，可有效增強(qiáng)燃料與空氣的混合［4－6］。

凹腔和支板在超燃燃燒室的流動中都有著舉足輕重的作用，對于同時(shí)存在支板和凹腔的超燃燃燒室流場中，涉及復(fù)雜的激波/膨脹波相互作用、激波點(diǎn)火作用、化學(xué)反應(yīng)剪切層、大尺度分離流和旋渦流動、超聲速氣流的壓力傳播和燃燒的火焰?zhèn)鞑ブg的相互作用等多種相互耦合的復(fù)雜現(xiàn)象，蘊(yùn)含其中的許多問題還未被人們所認(rèn)知。

目前，國外文獻(xiàn)中尚未見到對支板/凹腔結(jié)構(gòu)組合方式和位置的研究。國內(nèi)中科院力學(xué)所張新宇等［7］對采用交錯支板和壁面并聯(lián)凹腔的一體化結(jié)構(gòu)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，實(shí)現(xiàn)了氫氣、煤油及氫氣－煤油雙燃料的點(diǎn)火與穩(wěn)定燃燒。陳立紅等［8］采用支板/多凹腔組合模型進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，研究燃料在不同位置噴入時(shí)，燃燒室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)/氣動性能/燃料混合及燃燒特性的相互耦合，以及對發(fā)動機(jī)推力性能影響。結(jié)果表明，支板與凹腔一體化結(jié)構(gòu)在合理配置燃料分布情況下，可獲得較好的發(fā)動機(jī)性能。

液體碳?xì)淙剂鲜俏磥黼p模態(tài)超燃沖壓發(fā)動機(jī)較為實(shí)用的燃料，但由于液體碳?xì)淙剂?航空煤油)是由各類碳?xì)浠衔锝M成，其化學(xué)反應(yīng)機(jī)理十分復(fù)雜，簡化的基元反應(yīng)還處于研究之中。碳?xì)淙剂显诟邷叵聲攘呀鉃榈吞紨?shù)的碳?xì)浠衔铮淞呀猱a(chǎn)物的成分主要為乙烯，而乙烯的簡化基元反應(yīng)方程國外已有較多研究，雖然簡化過程不能精確分析點(diǎn)火或熄火狀態(tài)，但能評估大尺度燃燒效應(yīng)。因此，采用氣態(tài)乙烯作為燃料進(jìn)行研究，可為液體碳?xì)淙剂系难芯刻峁﹨⒖肌?/p>

由于進(jìn)行超燃燃燒試驗(yàn)研究需耗費(fèi)大量成本，且測量手段十分有限。因此，有必要通過數(shù)值模擬來彌補(bǔ)實(shí)驗(yàn)觀測手段的不足。本文首先通過大量算例驗(yàn)證所采用的數(shù)值模擬方法，在此基礎(chǔ)上對乙烯超燃燃燒室支板/凹腔多種組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，目的是為超燃沖壓發(fā)動機(jī)燃燒室設(shè)計(jì)提供參考。

1 計(jì)算方法及網(wǎng)格劃分

1.1 計(jì)算方法

采用有限體積法計(jì)算?？刂品匠探M如下:

式中 i，j=1，2，3;Rs為組分的化學(xué)反應(yīng)生成率;Qs為反應(yīng)熱。

1.2 算例驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文計(jì)算方法的可靠性，對美國Wight－Patterson空軍基地空軍研究實(shí)驗(yàn)室的凹腔模型和DLR支板超燃燃燒室模型進(jìn)行了算例驗(yàn)證，這兩個(gè)模型結(jié)構(gòu)簡單、試驗(yàn)結(jié)果可靠，被眾多學(xué)者作為驗(yàn)證算例［9－10］。圖1給出了凹腔計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)［9］結(jié)果對比。圖2給出了DLR支板燃燒室計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比。由圖1和圖2可知，計(jì)算結(jié)果分別與文獻(xiàn)和實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，說明本文的計(jì)算方法能進(jìn)行后續(xù)的超燃燃燒室流場計(jì)算。

1.3 計(jì)算模型及網(wǎng)格化分

為研究組合方式對超燃燃燒室性能的影響，本文首先構(gòu)建了4種計(jì)算模型，如圖3所示。坐標(biāo)原點(diǎn)取在XZ平面內(nèi)的支板頂點(diǎn)。為了便于說明，取Y軸為縱向(燃燒室高度方向)，Z軸為橫向(燃燒室寬度方向)，X軸為流向(燃燒室長度方向)。燃燒室入口高25.4 mm，寬30 mm，交錯尾部支板前緣角度 11.4°，尾部交錯角 36°，總長 100 mm;凹腔深 H=10 mm，長35 mm，長深比3.5，后緣角30°。乙烯噴孔中心位于距離支板尾部40 mm的側(cè)壁處，噴孔直徑1.5 mm。在距凹腔前壁面19H位置設(shè)置3°擴(kuò)張角，擴(kuò)張段長13H。

計(jì)算工況中縱向30表示凹腔在正Y方向的組合，凹腔前壁面與支板尾部距離30 mm;縱向60表示凹腔在正Y方向的組合，凹腔前壁面與支板尾部距離60 mm;橫向30表示凹腔在正Z方向的組合，凹腔前壁面與支板尾部距離30 mm;橫向60表示凹腔在正Z方向的組合，凹腔前壁面與支板尾部距離60 mm。

采用ANSYS ICEM－CFD網(wǎng)格生成軟件對計(jì)算模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格經(jīng)過無關(guān)性驗(yàn)證，取第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)距離壁面1×10－4m，計(jì)算模型的網(wǎng)格總數(shù)在46萬左右。縱向30計(jì)算模型的網(wǎng)格如圖4所示，其余計(jì)算模型的網(wǎng)格形式與此類似，不再重復(fù)給出。

1.4 邊界條件及計(jì)算方法

燃燒室入口邊界條件:總壓 431.7 kPa，總溫1 800 K，馬赫數(shù)1.756，O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.23，H2O 質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.17。乙烯噴注當(dāng)量比0.6，靜溫300 K，噴注Ma=1。燃燒室出口采用外推邊界。燃燒室壁面采用絕熱無滑移壁面［11］。

采用ANSYS Fluent軟件進(jìn)行計(jì)算，基于密度隱式求解器求解，所有方程離散格式均采用二階迎風(fēng)格式。湍流模型采用可壓縮的SST k-ε湍流模型。計(jì)算采用多重網(wǎng)格技術(shù)加速收斂。燃燒模型采用一步有限速率/渦耗散化學(xué)反應(yīng)模型。各組分定壓比熱容cp由溫度的分段多項(xiàng)式擬合來確定。組分粘性系數(shù)、熱傳導(dǎo)系數(shù)通過分子動力學(xué)理論確定。化學(xué)反應(yīng)的方程式和反應(yīng)的指前因子、活化能、溫度指數(shù)如表1所示。

表1 化學(xué)反應(yīng)參數(shù)Table 1 The parameter of chemical reaction rate

2 計(jì)算結(jié)果分析

圖5給出了無化學(xué)反應(yīng)流場各計(jì)算工況Y=12.7 mm(噴孔中心)截面的壓力分布。

由圖5可見，4種計(jì)算工況在支板尾部前的波系結(jié)構(gòu)無明顯差別，主要為支板前緣壓縮激波和壁面擴(kuò)張引起的膨脹波相互作用形成的。但支板尾部后的波系結(jié)構(gòu)受到凹腔的影響而變得差距很大，凹腔前緣和尾緣產(chǎn)生的激波會明顯地削弱支板產(chǎn)生的激波串結(jié)構(gòu)，使得激波在凹腔后的燃燒室壁面反射明顯減弱，其中激波減弱最為明顯的是橫向60工況。

圖6給出了燃燒流場的靜溫分布圖。由圖6可見，橫向30和橫向60的凹腔內(nèi)為高溫區(qū)，結(jié)合圖7中凹腔中截面的CO2分布圖可知，橫向組合的凹腔內(nèi)有較大量的產(chǎn)物存在，說明部分乙烯進(jìn)入凹腔內(nèi)燃燒，并產(chǎn)生了較強(qiáng)的駐留火焰，而縱向30和縱向60的凹腔內(nèi)溫度偏低，CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)較少，說明縱向組合的凹腔穩(wěn)焰效果不如橫向組合。另外，縱向60和橫向60的高溫區(qū)域范圍相對縱向30和橫向30更大，說明凹腔遠(yuǎn)離支板會使燃燒火焰范圍擴(kuò)大，從而有利于乙烯的充分燃燒。

圖8給出了凹腔中間截面的流線，對比圖8(a)、(b)和圖8(c)、(d)發(fā)現(xiàn)，橫向組合的凹腔內(nèi)回流區(qū)明顯大于縱向組合，說明橫向組合的凹腔對火焰穩(wěn)定更加有利。對比圖8(c)和圖8(d)的后緣位置發(fā)現(xiàn)，橫向60的凹腔回流對主流的卷吸作用更強(qiáng)，證明了凹腔遠(yuǎn)離支板對燃燒流場的影響更大，且可卷吸更多的乙烯進(jìn)入凹腔，形成較強(qiáng)的駐留火焰，從而穩(wěn)定燃燒。

表2為燃燒室的總壓恢復(fù)系數(shù)統(tǒng)計(jì)。由表2可見，縱向組合的dx增大時(shí)，引起的總壓恢復(fù)系數(shù)增大幅度較小，而橫向組合dx增大時(shí)，總壓恢復(fù)系數(shù)增大較為明顯，且橫向60的總壓損失為計(jì)算工況中最小的，與圖5的激波系結(jié)構(gòu)分析結(jié)果一致。

圖9為支板后的燃燒室空間內(nèi)燃燒效率，其計(jì)算采用Eklund等［12］的燃燒效率計(jì)算方法，即

由4條曲線對比可見，橫向60的燃燒效率最高，這也印證了橫向60的燃燒室構(gòu)型為計(jì)算工況中性能最好的。通過以上研究發(fā)現(xiàn)，凹腔距支板較遠(yuǎn)的橫向組合方式性能較好。

由于凹腔與支板之間的距離dx對燃燒室性能有較大影響，以下針對橫向組合討論了dx對燃燒室的性能影響，計(jì)算中改變dx時(shí)，凹腔以后的結(jié)構(gòu)不變。圖10給出了總壓恢復(fù)系數(shù)y(%)隨dx的變化規(guī)律，根據(jù)計(jì)算結(jié)果擬合得出的多項(xiàng)式為式(7)，式(7)與計(jì)算值的誤差不大于2.5%。

表2 總壓恢復(fù)系數(shù)統(tǒng)計(jì)Table 2 Statistical table of the total pressure recovery

由圖10可見，總壓恢復(fù)系數(shù)隨dx的變化呈現(xiàn)拋物線的變化趨勢，說明存在最佳的dx使燃燒室的總壓損失最小，該值約為dx=0.15 m。

圖11給出了燃燒效率η(%)(燃燒室出口)隨dx的變化規(guī)律，根據(jù)計(jì)算結(jié)果擬合得出的多項(xiàng)式為式(8)，式(8)與計(jì)算值的誤差不大于3%。

由圖11可見，初始時(shí)燃燒效率隨著dx的增加而迅速升高，當(dāng)dx達(dá)到某值時(shí)，升高趨于平緩。理論上，燃燒室長度越長，氣流滯留時(shí)間越長，燃燒越充分，但實(shí)際設(shè)計(jì)中燃燒室長度受到限制。因此，需在盡可能高的燃燒效率下選擇燃燒室的長度。

綜合圖10和圖11可知，增加凹腔與支板尾部距離，對于提高燃燒室性能是有利的，但增加dx無疑會使燃燒室整體加長。當(dāng)dx=0.15 m時(shí)，總壓恢復(fù)系數(shù)達(dá)到最大，同時(shí)燃燒效率也較高。

3 結(jié)論

(1)橫向組合的凹腔內(nèi)回流卷吸作用強(qiáng)于縱向組合。

(2)凹腔遠(yuǎn)離交錯尾部支板，可卷吸更多的乙烯進(jìn)入凹腔，形成較強(qiáng)的駐留火焰，從而穩(wěn)定燃燒，使得燃燒火焰擴(kuò)散效果更好，燃料燃燒效率更高。

(3)凹腔與支板橫向組合，凹腔距支板尾緣距離為0.15 m時(shí)，總壓恢復(fù)系數(shù)達(dá)到最大，燃燒效率也較高。

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