王應(yīng)洋,李旭昌,王宏宇,吳振亞

(空軍工程大學(xué)防空反導(dǎo)學(xué)院,西安　710051)

乙烯超燃燃燒室支板/多凹腔一體化組合數(shù)值分析*

王應(yīng)洋,李旭昌,王宏宇,吳振亞

(空軍工程大學(xué)防空反導(dǎo)學(xué)院,西安710051)

摘要:為探索多凹腔與交錯(cuò)尾部支板組合時(shí)對(duì)燃燒室性能的影響,運(yùn)用有限體積法對(duì)乙烯噴注當(dāng)量比0.6的燃燒室進(jìn)行了數(shù)值模擬。通過對(duì)比不同長(zhǎng)深比的凹腔串、并聯(lián)對(duì)混合效率、燃燒效率、總壓損失的影響,發(fā)現(xiàn)并聯(lián)凹腔能通過更早的實(shí)現(xiàn)燃料與主流充分摻混從而提供更大的燃燒區(qū);長(zhǎng)深比為3.5的凹腔串、并聯(lián)對(duì)提高燃燒效率效果不明顯,長(zhǎng)深比為8的凹腔串、并聯(lián)能顯著提高混合效率和燃燒效率,其中長(zhǎng)深比為8的凹腔并聯(lián)燃燒室性能較好。

關(guān)鍵詞:超音速燃燒;支板;多凹腔;結(jié)構(gòu)組合;數(shù)值模擬

0引言

由于超聲速氣流在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)停留時(shí)間短,因此簡(jiǎn)單的燃料噴射方法不能保證燃料有效的摻混,必須采取強(qiáng)化摻混措施[1-2]。支板與凹腔分別作為超燃燃燒室中增強(qiáng)摻混與穩(wěn)焰的裝置已得到廣泛的研究。Viacheslav A.Vinggradovd[3]等試驗(yàn)對(duì)比研究了臺(tái)階后噴射、斜坡后噴射、壁面噴射和支板噴射4種噴射方式,支板噴射能更好的提高燃料與空氣摻混效率與燃燒效率;蘇義[4]對(duì)支板不同噴射方式進(jìn)行了試驗(yàn)研究,支板側(cè)面橫向噴射與支板尾部順流噴射相比,側(cè)面橫向噴射能使燃料與主流更好摻混;Kodera[5]等試驗(yàn)對(duì)比研究了普通支板與帶交錯(cuò)尾部結(jié)構(gòu)的支板對(duì)燃燒室性能的影響,帶交錯(cuò)尾部結(jié)構(gòu)的支板能通過產(chǎn)生較好的渦流結(jié)構(gòu)提高燃料與空氣的摻混效率;范周琴[6]等數(shù)值模擬了串、并聯(lián)凹腔對(duì)增強(qiáng)混合、燃燒的影響,燃燒室串聯(lián)構(gòu)型壓強(qiáng)損失小,但并聯(lián)構(gòu)型放熱快,有利于縮短燃燒室長(zhǎng)度;郭金鑫[7]對(duì)支板/凹腔結(jié)構(gòu)組合進(jìn)行了數(shù)值研究,得出橫向組合燃燒室性能優(yōu)于縱向組合的結(jié)論。

目前,關(guān)于支板的文獻(xiàn)僅對(duì)只有支板或支板/單凹腔的燃燒室進(jìn)行研究,關(guān)于多凹腔的文獻(xiàn)都是在壁面噴射燃料的條件下進(jìn)行研究。壁面噴射燃料組分靠近壁面,壁面凹腔能有效發(fā)揮增強(qiáng)摻混與穩(wěn)焰的作用。支板噴射燃料組分大多分布在主流,壁面凹腔增強(qiáng)摻混與穩(wěn)焰的能力尚待研究。由于燃燒室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)、氣動(dòng)性能、燃料混合及燃燒特性的相互耦合,為了探索多凹腔與支板組合時(shí)對(duì)燃燒室性能的影響,文中在文獻(xiàn)[7]的基礎(chǔ)上對(duì)交錯(cuò)支板/多凹腔一體化組合進(jìn)行了數(shù)值分析。

1燃燒室模型與數(shù)值模擬方法

如圖1所示,超燃燃燒室[7]是矩形截面自由通道,進(jìn)口截面為20 mm×25.4 mm,總長(zhǎng)510 mm。支板前沿距入口30 mm,支板上下各設(shè)置兩個(gè)噴孔,噴孔直徑1.5 mm,噴孔距離支板后緣40 mm,支板尾部為交錯(cuò)結(jié)構(gòu),尾部鍥角36°。凹腔前壁面距支板尾部60 mm,文中采用D10L35A30、D10L80A30兩種凹腔。來流與噴孔條件見表1。

圖1　燃燒室結(jié)構(gòu)圖(單位:mm)

FreeStreamInletFuelInjectionPortpt/kPa431.7776.1Tt/K1800360p/kPa80.347410αO20.230αH2O0.170αC2H401

采用Catia軟件進(jìn)行建模,并用ICEM進(jìn)行網(wǎng)格劃分,為提高計(jì)算精度,所有計(jì)算域均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分,在支板、噴孔與凹腔附近進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)距離壁面1×10-4m,各模型網(wǎng)格數(shù)100萬左右。圖2為單凹腔算例的網(wǎng)格圖。

圖2　模型網(wǎng)格圖

用Fluent軟件進(jìn)行求解,該軟件基于有限體積法,采用三維多組分化學(xué)非平衡N-S守恒方程組[2]。考慮近壁區(qū)繞流與旋流的作用,采用可壓縮修正的SSTκ-ω湍流模型[7]。該模型不僅占據(jù)了k-ω方程求解壁面邊界層流動(dòng)的優(yōu)勢(shì),提高了在各種壓強(qiáng)梯度條件下解的精確性和粘性底層的數(shù)值穩(wěn)定性,而且一定程度上又保留了k-ε公式求解自由剪切流的精確性。

為驗(yàn)證文中計(jì)算方法的可靠性,對(duì)美國(guó)NASA的SCHOLAR超聲速燃燒室構(gòu)型[8]進(jìn)行了算例驗(yàn)證,該算例只驗(yàn)證湍流模型的有效性,不考慮燃料流動(dòng)帶來的組分輸運(yùn)的影響。圖3與圖4分別為燃燒室冷流條件下的靜壓云圖與分別用realiziblek-ε和SSTk-ε兩種湍流模型計(jì)算得到的燃燒室下壁面靜壓分布曲線。結(jié)合兩圖共同分析,燃燒室下壁面靜壓曲線顯示了超聲速氣流經(jīng)過膨脹波或斜激波時(shí)兩次參數(shù)的突變,靜壓云圖與曲線反映的結(jié)果是一致的。計(jì)算所使用的兩種湍流模型所得壓強(qiáng)曲線與試驗(yàn)值吻合都很好,并且使用SSTk-ε湍流模型所得結(jié)果稍微靠近實(shí)驗(yàn)值,該差別是可以忽略的。另外,計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)所得曲線吻合度很高,說明湍流模型選取的合理性。

為深入研究多凹腔不同組合方式的流場(chǎng)特性,文中設(shè)置了14個(gè)算例,并選取D10L80A30單凹腔、凹腔串聯(lián)、凹腔并聯(lián)為基礎(chǔ)模型,用以驗(yàn)證多凹腔與交錯(cuò)支板組合燃燒室性能的差別(見表2)。

圖4　燃燒室壁面靜壓比較圖

圖3燃燒室壓強(qiáng)云圖

表2　不同算例設(shè)置表

2結(jié)果和分析

2.1　冷流場(chǎng)分析

文獻(xiàn)[9]指出,Rogers提出的與燃燒反應(yīng)相聯(lián)系的混合效率不能客觀評(píng)估燃料混合程度,并提出了流場(chǎng)混合區(qū)、可燃混合區(qū)、適燃區(qū)比例的概念。因此文中將采用該方法對(duì)燃料混合效率作出評(píng)估。首先定義當(dāng)量比Φ為[10]:

(1)

當(dāng)Φ=1時(shí)燃料將能完全燃燒,Φ<1為貧油區(qū),Φ>1為富油區(qū)。(F/A)stoich為燃料與空氣完全反應(yīng)所需要的油氣比,也稱恰當(dāng)比。碳?xì)淙剂系那‘?dāng)比定義如下:

其中molair=a+b/4。

(2)

對(duì)于乙烯a=2,b=4,因此乙烯(F/A)stoich=0.067 8。定義流場(chǎng)混合區(qū)Ap為當(dāng)量比Φ≥0.2的區(qū)域,可燃混合區(qū)Af為當(dāng)量比0.4≤Φ≤5.5的區(qū)域。

圖5是基礎(chǔ)模型乙烯當(dāng)量比Φ≥0.2時(shí)的切面上所顯示的溫度云圖,切面右下角為該切面在X軸上的位置(D為凹腔深度),括號(hào)中的數(shù)值為切面面積(Ai為噴孔面積),可見流場(chǎng)混合區(qū)Ap在交錯(cuò)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的擾動(dòng)作用下由“S”形逐漸向壁面擴(kuò)展,Ap占流道截面的比例延程增大,最終占據(jù)整個(gè)流道。對(duì)比分析3個(gè)算例可見,支板/單凹腔Ap的面積最大能達(dá)到461Ai,支板/串聯(lián)凹腔Ap的面積最大能達(dá)到575Ai,支板/并凹腔Ap的面積最大能達(dá)到611Ai,并且均在凹腔處取得最大值,說明凹腔能有效增強(qiáng)摻混,并聯(lián)凹腔增強(qiáng)摻混的能力大于串聯(lián)凹腔。

在凹腔底部均形成了高溫區(qū),高溫區(qū)有利于點(diǎn)火與穩(wěn)焰。由圖5(b)可見串聯(lián)凹腔的后凹腔能增大前凹腔所產(chǎn)生的高溫區(qū),這和文獻(xiàn)[6]所分析的后凹腔能補(bǔ)燃的結(jié)論一致。由圖5(c)可見,并聯(lián)凹腔的上下凹腔能相互影響使流場(chǎng)混合區(qū)與高溫區(qū)的面積都增大,這對(duì)高效穩(wěn)定燃燒非常重要。

圖5　乙烯當(dāng)量比Φ≥0.2切面上的溫度云圖

圖6是基礎(chǔ)算例的流線圖與壓強(qiáng)云圖。從流線圖可以看出,交錯(cuò)結(jié)構(gòu)尾部產(chǎn)生較多的小的流向渦,這些漩渦相互作用,最終發(fā)展為占據(jù)整個(gè)流道的大的流向渦。漩渦由小到大的發(fā)展過程也是乙烯組分在整個(gè)流道中的擴(kuò)散過程。其中,并聯(lián)凹腔具有最復(fù)雜的流向渦系,上下凹腔流向渦的相互影響,使得并聯(lián)結(jié)構(gòu)能在更短的時(shí)間內(nèi)使燃料與來流充分摻混,這對(duì)高速流場(chǎng)而言是極為有意義的。由壓強(qiáng)云圖可以看出各算例的高壓區(qū)分布位置并不相同,單凹腔高壓區(qū)分布在凹腔尾部,串聯(lián)凹腔分布在下游凹腔,并聯(lián)凹腔分布于凹腔中部,高壓區(qū)分布位置不同使得三種組合方式的流場(chǎng)特性差異較大,這也是三種組合方式流場(chǎng)中乙烯組分分布差異較大的原因。

圖7是基礎(chǔ)算例的馬赫數(shù)云圖,串聯(lián)凹腔中,上游凹腔流場(chǎng)情況與單凹腔相同,自由剪切層偏向主流并在凹腔前沿形成壓縮波,下游凹腔自由剪切層偏向凹腔內(nèi)部,剪切層撞擊在凹腔后壁,形成高壓區(qū)。并聯(lián)凹腔中,上下凹腔自由剪切層均偏向凹腔內(nèi)部在凹腔前沿形成膨脹波,上下凹腔前沿波系相交,形成了圖6(c)中的復(fù)雜流向渦系的同時(shí)也形成大面積的高壓區(qū)。從圖7所分析出的高壓區(qū)位置與圖6所顯示的一致。對(duì)比三種組合方式可以看出,亞聲速區(qū)的大小為:并聯(lián)凹腔>串聯(lián)凹腔>單凹腔,亞聲速區(qū)越大燃料在主流中停留時(shí)間越長(zhǎng)越有利于充分摻混。

不同噴射方式的總壓損失可以由總壓損失系數(shù)來衡量,定義總壓損失系數(shù)[10]:

(3)

(4)

圖8是D10L35A30、D10L80A30兩種凹腔不同組合方式的延程總壓損失曲線。由圖可以看出增加凹腔結(jié)構(gòu)后,總壓損失都會(huì)增大,其中大長(zhǎng)深比凹腔增大得更為明顯。對(duì)于不同組合方式總壓損失:并聯(lián)凹腔>串聯(lián)凹腔>單凹腔,但也可以看出對(duì)于大長(zhǎng)深比凹腔而言,在出口區(qū)域三種組合方式的總壓損失差別并不大。

圖6　壓強(qiáng)云圖與流線圖

圖7　Z=12.7 mm截面處的馬赫數(shù)云圖

圖8　總壓損失系數(shù)

圖9　不同算例混合效率

圖9是D10L35A30、D10L80A30兩種凹腔不同組合方式由可燃混合區(qū)Af的面積所表征的混合效率,Af/Ai值越大該截面處乙烯與主流的摻混效果越好[10]。對(duì)于長(zhǎng)深比為3.5的凹腔在X=30D之前不同組合方式與無凹腔之間的差別并不明顯。對(duì)于長(zhǎng)深比為8的凹腔串聯(lián)組合方式與并聯(lián)組合方式分別在X=33D、X=21D取得Af的最大值。對(duì)于超燃燃燒室而言盡可能早的實(shí)現(xiàn)燃料與主流的充分摻混更有利于提高燃燒室性能,在這一方面長(zhǎng)深比為8的凹腔并聯(lián)組合方式體現(xiàn)出優(yōu)越性。

2.2　熱流場(chǎng)分析

首先定義CO2在流場(chǎng)中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為ηCO2。圖10為有化學(xué)反應(yīng)時(shí)基礎(chǔ)模型燃燒室ηCO2≥0.1切面上的溫度云圖?？梢姼鹘M合方式均在有凹腔位置處取得切面面積最大值,說明凹腔能有效增強(qiáng)燃燒。從溫度云圖可以看出,不同組合方式的凹腔內(nèi)均產(chǎn)生了高溫區(qū),說明凹腔能穩(wěn)定火焰。

熱流場(chǎng)壁面壓強(qiáng)分布主要由激波與燃燒釋熱引起[6],激波導(dǎo)致壓損,燃燒釋熱導(dǎo)致壓升。圖11給出了基礎(chǔ)算例冷流場(chǎng)與燃燒流場(chǎng)壁面壓強(qiáng)曲線。從30

圖10　二氧化碳ηCO2≥0.1切面上的溫度云圖

圖11　燃燒室壁面壓強(qiáng)曲線

圖12(a)、圖12(b)分別是D10L35A30、D10L80 A30兩種凹腔不同組合方式的總壓損失曲線,從圖12(a)中可以看出:長(zhǎng)深比為3.5的凹腔無論單凹腔還是雙凹腔總壓損失都比無凹腔的時(shí)候略大,但與圖8(a)相比,加入凹腔后能使總壓損失減小,這是因?yàn)榘记荒芡ㄟ^增強(qiáng)摻混與穩(wěn)焰來提高放熱量;同時(shí)也可以看出,并聯(lián)凹腔總壓損失的下降幅度最大,說明并聯(lián)凹腔放熱量多。從圖12(b)中可以看出:在X=36D之后,長(zhǎng)深比為8的凹腔無論單凹腔還是雙凹腔總壓損失曲線都在無凹腔算例總壓損失曲線之下,說明加入凹腔后產(chǎn)生多余放熱量對(duì)提升總壓的貢獻(xiàn)能抵消掉由于構(gòu)型復(fù)雜所帶來的總壓損失。對(duì)比圖12(a)、圖12(b)可以看出:對(duì)于有化學(xué)反應(yīng)的流場(chǎng)而言,大長(zhǎng)深比的凹腔在降低總壓損失方面更有優(yōu)勢(shì)。

圖12　總壓損失系數(shù)

圖13(a)、圖13(b)分別是D10L35A30、D10L80 A30兩種凹腔不同組合方式的燃燒效率曲線,長(zhǎng)深比為3.5的凹腔不同組合方式的燃燒效率與無凹腔的情況相當(dāng)。長(zhǎng)深比為8的凹腔不同組合方式均能有效提高燃燒效率,其中串聯(lián)凹腔與單凹腔相當(dāng),并聯(lián)凹腔的燃燒效率最大。這和上述定性分析、機(jī)理分析所得的結(jié)論一致,但這和文獻(xiàn)[6]所得的結(jié)論有所差別,這是因?yàn)槲墨I(xiàn)[6]采用的是單側(cè)壁面燃料噴射,燃料并不能有效地進(jìn)入到對(duì)側(cè)凹腔,并且燃料進(jìn)入凹腔前并沒有與主流充分摻混,因此并聯(lián)凹腔相互增強(qiáng)的優(yōu)勢(shì)并未完全體現(xiàn),相反由于壁面燃料噴射燃料組分靠近壁面,串聯(lián)凹腔能更明顯的體現(xiàn)增強(qiáng)摻混與補(bǔ)燃的作用。長(zhǎng)深比為8的并聯(lián)凹腔出口的燒效率能達(dá)到0.98,這與文獻(xiàn)[7]通過增加燃燒室的長(zhǎng)度使凹腔與支板尾部距離150 mm時(shí)所達(dá)到的效果相近。說明通過大長(zhǎng)深比并聯(lián)凹腔與支板的組合能有效縮短燃燒室的長(zhǎng)度,并且能通過提供更多放熱量來降低總壓損失。

圖13　燃燒效率

3結(jié)論

文中對(duì)支板/多凹腔進(jìn)行了數(shù)值研究,分析了不同組合方式、不同凹腔長(zhǎng)深比對(duì)燃料摻混、總壓損失、燃燒效率的影響,得出了以下結(jié)論:

1)多凹腔能增強(qiáng)燃料與主流的混合效率,并聯(lián)凹腔能更早的實(shí)現(xiàn)燃料與主流的充分摻混,并且提供更大的亞聲速混合區(qū);

2)長(zhǎng)深比為8的凹腔在增強(qiáng)摻混方面比長(zhǎng)深比為3.5的凹腔效果好,但同時(shí)也帶來更大的冷流總壓損失,長(zhǎng)深比為8的單凹腔、多凹腔在出口處的總壓損失差別不大;

3)有化學(xué)反應(yīng)時(shí),長(zhǎng)深比為3.5的凹腔串、并聯(lián)對(duì)提高燃燒效率效果不明顯;長(zhǎng)深比為8的凹腔串、并聯(lián)能顯著提高混合效率和燃燒效率,雖然冷流場(chǎng)總壓損失增大,但熱流場(chǎng)總壓損失比長(zhǎng)深比為3.5的凹腔串、并聯(lián)小,其中長(zhǎng)深比為8的凹腔并聯(lián)燃燒室性能較好,能有效縮短燃燒室長(zhǎng)度。

參考文獻(xiàn):

[1]Segal C. The scramjet engine processes and characteristics [M]. Cambridge University, 2009: 85-86.

[2]陳方, 陳立紅. 超聲速燃燒室凹腔火焰穩(wěn)定器的數(shù)值模擬 [J]. 推進(jìn)技術(shù), 2007, 28(2): 135-140.

[3]Viacheslav A Vinggradovd, Yurii M Shikhman, Ruslan V Albegov. About possibility of effective methane combustion in high speed subsonic airflow, AIAA 2002-5206 [R]. 2002.

[4]蘇義. 支板超聲速混合增強(qiáng)技術(shù)及其阻力特性研究 [D]. 長(zhǎng)沙: 國(guó)防科學(xué)技術(shù)大學(xué), 2006: 30-49.

[5]Masatoshi Kodera, Tetsuji Sunami. Numerical study on the supersonic mixing enhancement using streamwise vortices, AIAA. 2002-51176 [R]. 2002.

[6]范周琴, 劉衛(wèi)東, 孫明波. 超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)多凹腔燃燒室混合與燃燒性能的定量分析 [J]. 推進(jìn)技術(shù), 2012, 33(2): 185-192.

[7]郭金鑫, 劉金林, 朱衛(wèi)兵. 乙烯超燃燃燒室支板/凹腔結(jié)構(gòu)組合的數(shù)值研究 [J]. 固體火箭技術(shù), 2012, 33(2): 602-607.

[8]Chandraprakash Touranni. Computational simulation of scramjet combustors-a comparison between quasi-one dimensional and 2-d numerical simulations [D]. University of Kansas school of engineering, 2011.

[9]張彎洲. 超燃發(fā)動(dòng)機(jī)混合效率評(píng)估方法探討 [J]. 航空動(dòng)力學(xué)報(bào), 2012, 27(9): 1958-1965.

[10]Mitchell R Pohlman, Dr Robert B Greendyke. Critical design parameters for pylon-aided gaseous fuel injection, AIAA 2009-1422 [R]. 2009.

[11]Junhong LI, Qing SHen, Xiaoli CHENG, et al. Investigation of equivalence ratio effect on kerosene-fueled low internal drag scramjet combustor performance, AIAA 2011-2246 [R]. 2011.

收稿日期:2014-06-13

作者簡(jiǎn)介:王應(yīng)洋(1990-),男,四川隆昌人,碩士研究生,研究方向:超聲速燃燒。

中圖分類號(hào):V231.3

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

Numerical Study on Supersonic Combustor Using Ethene with
Strut and Multi-cavity Combination

WANG Yingyang,LI Xuchang,WANG Hongyu,WU Zhenya

(Air and Missile Defense College, Air Force Engineering University, Xi’an 710051, China)

Abstract:The numerical study based on the method of finite volume and equivalence ratio 0.6 has been carried out to investigate the influence of patterns of staggered rear strut and multi-cavity. Mixing efficiency, combustion efficiency, and total pressure loss were compared. The analysis shows that the mixing and combustion are improved for cavities mounted in both tandem and parallel. Parallel cavity can enhance the combustion efficiency by a more appropriate fuel distribution. L/D=3.5 doesn’t have good efficiency and can’t shorten chamber length. L/D=8 has the higher combustion efficiency. Moreover, parallel cavity with L/D=8 releases heat fast.

Keywords:supersonic combustion; strut; multi-cavity; structure combination; numerical simulation