康玉東，鄧遠灝，鐘世林，康松

(中國燃氣渦輪研究院，四川成都610500)

亞燃沖壓發(fā)動機氣動格柵整流效果研究

康玉東，鄧遠灝，鐘世林，康松

(中國燃氣渦輪研究院，四川成都610500)

為改善進氣道出口流場畸變對燃燒室性能的不良影響，開展了氣動格柵設計。采用數值模擬方法，對擴壓器、帶氣動格柵擴壓器、擴壓器-燃燒室和帶氣動格柵擴壓器-燃燒室的三維流場進行了數值模擬。結果表明，進氣道出口流場畸變，使擴壓器出口流場均勻性變差，存在大面積的低速區(qū)和分離區(qū)；燃燒發(fā)生在火焰穩(wěn)定器上游，燃燒室邊區(qū)也出現大面積燃燒，導致組件容易被燒毀和組織燃燒性能變差；氣動格柵能有效改善擴壓器出口流場的均勻性，改善燃燒室性能。

亞燃沖壓發(fā)動機；燃燒室；流場畸變；氣動格柵；數值模擬

1 引言

亞燃沖壓發(fā)動機工作過程中，由于激波與附面層的干擾等，造成進氣道出口氣流分離或不均，導致進氣道出口流場發(fā)生畸變。進氣道出口流場畸變會降低燃燒室總壓恢復系數，并使得燃燒室的油氣分布不均，燃燒效率降低。

氣動格柵能明顯改善進氣道出口流場品質。國外，NASA開展的利用氣動格柵減少進氣道擴壓器出口氣流畸變的研究表明，氣動格柵效果良好[1]。美國馬夸特公司將氣動格柵成功應用于RJ43-MA-3沖壓發(fā)動機上，安裝在燃燒室進口位置，結果顯示氣動格柵能減少燃燒室進口氣流畸變[2]。Johnson Hop?kins大學應用物理實驗室將氣動格柵技術應用于Triton沖壓發(fā)動機、遠程Typhon導彈沖壓發(fā)動機及其他先進推進項目中，也顯示出良好的整流效果[3]。國內，航天31所、南京航空航天大學，試驗研究了進氣道下游加裝氣動格柵對進氣道性能的影響，表明氣動格柵明顯降低了進氣道出口流場的畸變度[4，5]。以上試驗研究限于測試技術的不足，難以詳細了解進氣道出口氣流畸變及氣動格柵對燃燒室流場的影響。本文針對某馬赫數3.5的沖壓發(fā)動機進氣道出口流場圖譜特點，開展氣動格柵的設計和數值模擬工作，評估進氣道出口流場畸變及氣動格柵對燃燒室流場的影響，旨在設計出能使發(fā)動機在寬范圍內穩(wěn)定、高效工作的氣動格柵。

2 氣動格柵結構

氣動格柵按其截面形狀可分為方孔形、圓孔形、徑向和環(huán)形，其中圓孔形和環(huán)形得到了實際應用。本文研究的氣動格柵為一布滿收斂-擴張流線型文氏管的整體式圓盤，如圖1所示。由于文氏管具有一定的節(jié)流作用，不均勻氣流流過氣動格柵時會產生光順作用，氣流變得更均勻；另外，氣動格柵還能迫使格柵上游的不均勻氣流重新分布，有利于均勻流場，因此氣動格柵具有降低氣流畸變的功能。

圖1 氣動格柵結構形式Fig.1 Configuration of aerodynamic grids

氣動格柵文氏管包括收斂段、平直段和擴張段三部分。當文氏管收斂段和擴張段直接相連時，喉部氣流膨脹過快可能會出現分離，平直段起穩(wěn)定喉部高速氣流的作用。氣動格柵上的文氏管一般按同心圓排列，孔數可取1、6、12、18…依次遞增[6]，孔徑一致。但為獲得更好的總壓均衡效果，也可局部適當調整。

3 數值模型

3.1 計算模型及網格

沖壓燃燒室計算模型包括整流擴壓段和燃燒段，其中整流擴壓段含擴壓器和氣動格柵?？紤]到結構的對稱性及為減少計算時間，只對180°區(qū)域進行計算。首先利用UG建立流體域的實體模型，再用Gambit軟件生成四面體/六面體混合網格并定義邊界。圖2為整流擴壓段模型及網格，網格總數為5 082 866；圖3為燃燒段模型及網格，網格總數為7 342 470。

圖2 整流擴壓段模型及網格Fig.2 Computational model and grid of diffuser part

圖3 燃燒段模型及網格Fig.3 Computational model and grid of combustor

3.2 控制方程

燃燒室中存在燃油的噴射、霧化和氣相燃燒過程，計算采用的控制方程為適用任意控制體的微分方程：

式中：ρ為密度，V為速度向量，Φ為待求標量，Γ為Φ的廣義擴散系數，?Φ為Φ的梯度，S為Φ的單位體積的廣義源項。當Φ和S取不同值時，可用于求解連續(xù)、動量、能量、組分方程。

3.3 化學反應模型

采用簡化總包反應模擬油氣混合物燃燒過程，其機理為：

采用有限速率/渦耗散反應模型，模擬化學反應與流動的相互作用。該模型中，Arrhenius反應速率和渦耗散反應速率都需計算，凈反應速率取兩速率中的較小值。

3.4 邊界條件

擴壓器入口給定速度入口邊界條件，三個方向上的速度矢量由進氣道出口流譜得到。燃燒室出口采用壓力出口邊界條件，壁面為無滑移、絕熱邊界條件。液滴的初始條件給定燃油噴射位置、半噴霧角、SMD、噴射速度及燃油流量等參數。

3.5 計算方法

進行整流擴壓段-燃燒段一體化流場計算時，整流擴壓段流場只需求解單一氣體N-S方程，而燃燒室流場必須求解多組分N-S方程，并考慮兩相流動及化學反應等因素。若對整流擴壓段和燃燒段都采用多組分N-S方程求解，會極大浪費計算資源。因此本文采用松耦合方法求解整流擴壓段-燃燒段一體化流場，通過流量、靜壓等參數合理建立連接面上參數的傳遞方式，保證連接面上參數連續(xù)，實現整流擴壓段-燃燒段一體化流場快速耦合計算。

氣-液相互作用采用顆粒軌道模型求解。在La?grange坐標系下，考察各組顆粒群沿各自軌道運動、質量損失及能量變化過程，選取Wave模型模擬燃油液滴的二次霧化及破碎。在Euler坐標系下處理氣相場，由顆粒群在受熱、蒸發(fā)、揮發(fā)或燃燒過程中，沿軌道產生顆粒群的速度、溫度和尺寸變化，作為質量、動量及能量源加入到氣相場中，實現氣相與顆粒相之間的相互耦合。

采用標準k-ε湍流模型模擬湍流流動，應用壁面函數法處理壁面物理量與近壁區(qū)物理量的相互聯系，采用二階迎風格式離散耦合方程組的對流項和粘性項。

4 計算結果及分析

4.1 氣動格柵對擴壓器流場的影響

進行有/無氣動格柵擴壓器流場計算，圖4為計算的速度云圖，入口截面為進氣道出口流譜?？梢姡寒敂U壓器內無氣動格柵時，進氣道出口不均勻流場在擴壓器內進一步惡化，局部高速流動破壞流場的均勻性，弱化擴壓段作用，入口外圈低流速區(qū)在擴壓段出口附近產生大面積低速區(qū)，擴壓器出口流場均勻性更差；當擴壓器內有氣動格柵時，氣流在氣動格柵喉道截面加速至基本相同的流速，因此擴壓器出口截面沒有分離，擴壓器出口流場速度分布均勻性變好。圖5中的總壓分布云圖也顯示，經氣動格柵整流后，擴壓器出口流場總壓分布更均勻。

圖4 擴壓器沿程截面速度分布Fig.4 The velocity distribution along diffuser

圖5 擴壓器沿程截面總壓分布Fig.5 The total-pressure distribution along diffuser

表1為擴壓段流場參數?？梢姡簲U壓段有氣動格柵時，總壓損失加大，這是由于氣動格柵的堵塞比較大，對氣流流動產生了阻礙；但由于氣動格柵文氏管設計為流線型光滑曲面，擴壓段總壓損失不大。

4.2 氣動格柵對燃燒室流場的影響

進行有/無氣動格柵燃燒室冷態(tài)流場計算，圖6為計算的速度云圖，入口截面為擴壓器出口流譜。可見：當擴壓器內無氣動格柵時，擴壓器出口流場分離在燃燒室內繼續(xù)發(fā)展，整個燃燒室內都存在流動分離；穩(wěn)定器上游外圈存在大面積低速區(qū)，且該低速區(qū)在燃燒室流道內都存在，因此燃燒可能出現在穩(wěn)定器上游，且邊區(qū)存在大面積燃燒的可能。當擴壓器內有氣動格柵時，燃燒室內不出現流動分離，穩(wěn)定器上游不出現低速區(qū)，外圈的流速也較高，燃燒不會出現在穩(wěn)定器上游和邊區(qū)。

表1 擴壓段流場參數Table 1 The flow field parameters of diffuser

圖6 冷態(tài)燃燒室沿程截面速度分布Fig.6 The velocity distribution along combustor(cold flow)

圖7 熱態(tài)燃燒室沿程截面速度分布Fig.7 The velocity distribution along combustor

圖8 燃燒室沿程截面溫度分布Fig.8 The temperature distribution along combustor

圖7～圖9分別為有/無氣動格柵時，燃燒室沿程截面熱態(tài)速度、溫度、H2O組分分布。由圖7可知，擴壓器內無氣動格柵時，隨著非均勻流向下游發(fā)展，其不均勻程度有所減弱；但在穩(wěn)定器上游外圈存在大面積低速區(qū)，造成穩(wěn)定器上游局部當量比大，燃燒發(fā)生在穩(wěn)定器上游，如圖8、圖9所示，這會使噴油桿和火焰穩(wěn)定器出現掛火現象，組件可能局部燒毀。同時，由于外圈邊區(qū)流速低而出現大面積燃燒，給防振屏和隔熱屏的熱防護帶來極大困難；而中心區(qū)域由于流速高，火焰穩(wěn)定器的阻塞作用減弱，相應的燃燒性能變差。顯然，擴壓器內無氣動格柵時，由于進氣道出口流場畸變，燃燒室進口氣流速度不均勻，使燃燒室內部的油氣分布偏離了預定的油氣比，這對燃燒室組織燃燒極為不利。擴壓器內有氣動格柵時，燃燒室入口氣流均勻性變好，入口氣流不出現分離，穩(wěn)定器上游不出現低速區(qū)，燃燒內不存在大面積的外圈低速區(qū)，因此燃燒出現在穩(wěn)定器后方，發(fā)生在設計區(qū)域內，沒有出現邊區(qū)燃燒，如圖8、圖9所示。

表2為流場參數。可見：擴壓器內有氣動格柵時，由于燃燒段入口氣流速度降低且均勻性變好，燃燒段內的溫度比無氣動格柵時高30 K，總壓恢復系數高0.016；擴壓段-燃燒段一體化計算中，擴壓段內有氣動格柵時，其總壓恢復系數比無氣動格柵時低0.019，但燃燒發(fā)生在設計區(qū)域內，穩(wěn)定器上游和邊區(qū)沒有出現大面積燃燒現象。

圖9 燃燒室沿程截面H2O組分分布Fig.9 The H2O mass fraction distribution along combustor

表2 流場參數Table 2 Flow filed parameters

5 結論

(1)進氣道出口流場畸變使擴壓器出口流場均勻性變差，存在大面積低速區(qū)，流場出現分離。氣動格柵能有效提高擴壓器出口流場均勻性，并有效抑制擴壓器出口流場分離。

(2)擴壓器出口流場畸變使火焰穩(wěn)定器上游發(fā)生燃燒，容易燒毀火焰穩(wěn)定器和噴油桿，且燃燒室邊區(qū)出現大面積燃燒，使燃燒室壁面邊區(qū)熱防護困難。氣動格柵使燃燒發(fā)生在設計區(qū)域內，穩(wěn)定器上游和邊區(qū)沒有出現大面積燃燒現象。

(3)綜合考慮擴壓段及燃燒段時，雖然擴壓段內有氣動格柵的總壓恢復系數比無氣動格柵時低0.019，但卻極大地改善了燃燒室性能，氣動格柵的使用十分必要。

[1]Piercy T G，Klann J L.Diffuser-Exit Total-Pressure Pro?files for a Side-Inlet Model at Mach 3.05[R].NASA RM E55F24，1955.

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[5]梁思，張傳民，張龍.氣動格柵改善進氣道流場的實驗研究[J].推進技術，1992，2(1)：8—13.

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Flow Smoothing Effect of Aerodynamic Grid for Ramjet Combustor

KANG Yu-dong，DENG Yuan-hao，ZHONG Shi-lin，KANG Song
(China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China)

In order to alleviate the negative effect of the air intake outflow distortion on ramjet combustor performance,aerodynamic grids were designed.The flow field of diffuser and diffuser-combustor with/with?out aerodynamic gird was simulated with a 3D numerical study.The results show that,for the distortion of intake outflow,the uniformity of diffuser flow field deteriorates,and a large proportion of low speed area and separation zone appear;the combustion appears at the upstream of the flame-holders and the boundary zones of combustor,which will cause the burning of the flame-holders and fuel injection poles and the com?bustion-arrange performance deteriorates;the aerodynamic grid can improve the uniform profile of the dif?fuser outflow,so the combustor performance become better.

ramjet；combustor；flow field distortion；aerodynamic grid；numerical simulation

V231.2；V235.21

：A

：1672-2620(2014)04-0022-05

2013-12-26；

：2014-08-11

康玉東（1985-），男，博士，工程師，研究領域為沖壓發(fā)動機燃燒室設計。