高 峰,夏雪峰,張 涵

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

0 引言

超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)為解決超聲速條件下燃燒室內(nèi)燃料的瞬時(shí)摻混問(wèn)題[1],一般是通過(guò)物理斜坡、氣動(dòng)斜坡、支板和凹腔等一系列被動(dòng)式摻混增強(qiáng)裝置[2]產(chǎn)生流向渦來(lái)促進(jìn)燃料混合。其中斜坡噴注器通過(guò)在進(jìn)氣道設(shè)置帶噴孔斜坡,能夠同時(shí)起到燃料噴注器和擾流器的雙重作用,受到國(guó)內(nèi)外研究人員廣泛關(guān)注。

J.P.Sislian等[3-5]基于傳統(tǒng)斜坡噴注和小角度壁面噴注技術(shù)最早提出了懸臂斜坡噴注器方案,Parent等[6-7]和Aander等[8-9]研究了其流向渦混合增強(qiáng)機(jī)理及其性能影響因素。國(guó)內(nèi)黃偉等[10]首次將懸臂斜坡噴注器運(yùn)用于超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室,畢東恒等[11-13]分析了其流場(chǎng)結(jié)構(gòu)及其混合特性。總體而言當(dāng)前研究主要集中在對(duì)帶懸臂斜坡噴注器燃燒室流場(chǎng)特性和摻混效果探索,而對(duì)噴注器的單獨(dú)構(gòu)型缺乏具體的優(yōu)化研究。文中詳細(xì)研究了超聲速燃燒室中懸臂斜坡噴注器斜坡壓縮角、后掠角、懸臂寬度對(duì)燃料摻混效率和穿透深度的影響,為對(duì)其進(jìn)行三維尺寸優(yōu)化打下理論基礎(chǔ)。

1 計(jì)算模型及數(shù)值方法

1.1 計(jì)算模型與算例設(shè)置

研究所用超燃燃燒室與懸臂后掠噴注器構(gòu)型結(jié)構(gòu)如圖1所示,保持噴射角度、噴射高度不變,設(shè)置帶不同斜坡壓縮角、不同斜坡后掠角以及斜坡懸臂寬度的7個(gè)算例如表1所示。斜坡壓縮角為α,斜坡后掠角為β,懸臂寬度為L(zhǎng)。超聲速流道為總長(zhǎng)160 mm的矩形截面自由通道,進(jìn)口截面為20 mm×32 mm,噴孔距燃燒室入口35 mm,噴孔為邊長(zhǎng)a=2.4 mm的方形孔。入口來(lái)流Ma=2,來(lái)流總壓為pt=850 kPa,總溫為T(mén)t=300 K,懸臂斜坡噴孔處乙烯的總壓為pt=2 MPa,噴射乙烯靜壓為p=1.4 MPa,總溫為T(mén)t=300 K。

表1 不同懸臂斜坡噴注器尺寸參數(shù)表

1.2 數(shù)值方法

采用ICEM-CFD軟件對(duì)整個(gè)模型劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,在壁面以及懸臂斜坡附近進(jìn)行網(wǎng)格加密,得到各算例網(wǎng)格數(shù)為200萬(wàn)左右。局部網(wǎng)格如圖2所示。

通過(guò)有限體積法解析化學(xué)反應(yīng)的RANS方程組,湍流模型采用對(duì)圓柱繞流、尾流以及放射狀噴射有很好模擬性的可壓縮修正SSTk-ω模型,采用可壓縮的N-S方程求解超燃燃燒室內(nèi)化學(xué)反應(yīng)以及湍流流動(dòng),對(duì)流、湍流以及擴(kuò)散項(xiàng)計(jì)算均為二階迎風(fēng)格式。設(shè)置帶有化學(xué)反應(yīng)的湍流流動(dòng)控制方程,考慮計(jì)算域內(nèi)流體的熱傳導(dǎo)、組分運(yùn)輸、可壓縮性以及粘性。

1.3 算例驗(yàn)證

對(duì)Donohu[14]的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬計(jì)算以驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性,燃燒室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)如圖3(a)所示,來(lái)流Ma=2,總壓P0=262 kPa,靜壓為P1=33.5 kPa,總溫為T(mén)0=300 K,噴孔處氫氣噴射總壓P0jet=248 kPa,噴射靜壓為P1jet=50.24 kPa,噴射總溫為T(mén)0jet=300 K。圖3(b)為實(shí)驗(yàn)以及數(shù)值模擬的溫度等值線對(duì)比圖,二者溫度梯度基本一致,表明文中采用的湍流模型能夠有效模擬帶斜坡噴注器超燃燃燒室中的流動(dòng)情況。

1.4 性能參數(shù)

各算例流動(dòng)情況和燃料摻混效果主要性能參數(shù)定義如下:

1)可燃混合區(qū)面積[15]

(1)

式中：F/A表示為燃料和空氣質(zhì)量流率比,(F/A)stoich定義為恰當(dāng)比,指燃料與空氣完全反應(yīng)所需的油氣比,乙烯的恰當(dāng)比為0.0678?？扇蓟旌蠀^(qū)面積Af表示當(dāng)量比0.4≤Φ≤5.5的區(qū)域。

2)混合效率[16]

(2)

(3)

(4)

式中:α代表燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù);αreact為化學(xué)反應(yīng)剛好能發(fā)生時(shí)的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù);αstoich指當(dāng)量比為1時(shí)燃料質(zhì)量分?jǐn)?shù),乙烯為0.063 5。

3)最大濃度衰減曲線[17]

為構(gòu)型截面中最大濃度值αmax隨著流向距離發(fā)生變化的曲線,能夠客觀反映出燃料的摻混快慢和該截面燃料αmax的下降速度。

4)羽流質(zhì)量中心高度[17]

用來(lái)衡量射流的穿透深度:

(5)

式中：ρ,u,α,z分別表示為網(wǎng)格單元內(nèi)流體的密度,速度,乙烯質(zhì)量濃度及網(wǎng)格單元中心z坐標(biāo)。

5)總壓損失系數(shù)[18]

總壓損失系數(shù)可有效表現(xiàn)出構(gòu)型在該位置的總壓損失大小,定義為:

(6)

(7)

6)燃燒效率[19]

(8)

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 斜坡壓縮角對(duì)流場(chǎng)特性的影響

圖4為case 1、case 2、case 3構(gòu)型在噴孔附近X=10 mm、Z=0截面、燃燒室下壁面壓力云圖與流線圖。觀察X=10 mm截面,所有構(gòu)型均在主流形成了較大的一對(duì)流向渦,比較流向渦核心區(qū)高度可表示為case 3> case 2> case 1,說(shuō)明斜坡壓縮角度的增加會(huì)使主流內(nèi)的流向渦得到抬升,從而增加了射流的穿透深度。從Z=0截面可以看出,隨著斜坡壓縮角度的增大,斜坡前沿形成的激波強(qiáng)度也隨之變大,從而使總壓損失變大,且在case 3構(gòu)型斜坡底部,由于斜坡壓縮角度的增大出現(xiàn)了展向渦,將噴孔射流部分燃料卷入貼近壁面的部位,從而影響靠近噴孔位置射流的穿透深度。

圖5為摻混效果曲線對(duì)比圖,可知3種構(gòu)型的摻混效果并無(wú)特別大的差別,僅case 1在X=50～80 mm處可燃混合區(qū)面積略微大于其他兩種構(gòu)型,而在X=80～120 mm處卻明顯小于其他兩種構(gòu)型。在X=5～60 mm處因?yàn)榭拷鼑娍滋幍牧飨驕u差異導(dǎo)致羽流質(zhì)量中心高度表現(xiàn)為case 3> case 2> case 1,但由于case 3斜坡底部出現(xiàn)的展向渦使其穿透深度下降,導(dǎo)致case 3在X=5～30 mm處相對(duì)于case 2羽流質(zhì)量中心高度接近相同。觀察總壓損失曲線,可知隨著斜坡壓縮角度的增大,總壓損失明顯增大。綜上,斜坡壓縮角的增大對(duì)流場(chǎng)的摻混效果影響不大,但會(huì)在有效增加噴孔附近的射流穿透深度的同時(shí)帶來(lái)更大的總壓損失。

2.2 斜坡后掠角對(duì)流場(chǎng)特性的影響

圖6為case 1、case 4、case 5構(gòu)型在噴孔附近X=10 mm、Z=0截面、燃燒室下壁面壓力云圖與流線圖。觀察Z=0截面,發(fā)現(xiàn)隨著后掠角度的增大,后掠斜坡對(duì)兩側(cè)壁面部位來(lái)流的擠壓作用造成總壓損失也會(huì)越來(lái)越大,因此斜坡前沿激波強(qiáng)度為case 5> case 4> case 1。對(duì)比X=10 mm截面的流向渦發(fā)展情況,3種構(gòu)型均形成了靠近射流的主流向渦和靠近壁面的小流向渦,且case 4的主流向渦核心高度明顯高于其他兩種構(gòu)型,說(shuō)明case 4在靠近噴孔附近的流場(chǎng)流向渦抬升作用強(qiáng)于其他兩種構(gòu)型,從而增強(qiáng)其穿透深度。

圖7為各構(gòu)型摻混效果曲線對(duì)比圖。由于后掠角度的增加使對(duì)兩側(cè)壁面的擠壓作用增大,從而增加了總壓損失,使總壓損失大小關(guān)系為case 5>case 1>case 4。case 4在靠近噴孔附近流場(chǎng)主流向渦核心高度更高,從而在X=5～65 mm處羽流質(zhì)量中心高度明顯高于其他兩種構(gòu)型,但在X=80～125 mm處case 1超過(guò)了其他兩種構(gòu)型,說(shuō)明后掠角度影響各構(gòu)型的穿透深度,后掠角越小,構(gòu)型在靠近噴孔附近流場(chǎng)的穿透深度越高,后掠角度最大的case 5羽流抬升效果最差。但在遠(yuǎn)場(chǎng)適當(dāng)?shù)暮舐咏嵌雀茉黾由淞鞯拇┩干疃?。觀察可燃混合區(qū)面積Af可表示為case 5>case 1>case 4,表明斜坡后掠角度的增加增強(qiáng)了燃料摻混效果。綜上,后掠角度的增加可有效增強(qiáng)摻混,但也造成了總壓損失的增大和穿透深度的減小。

2.3 斜坡懸臂寬度對(duì)流場(chǎng)特性的影響

圖8為case 1、case 6、case 7 3種構(gòu)型在X=5、20、35、50、65、80、100、120 mm處乙烯當(dāng)量比0.4≤φ≤5.5的切面上乙烯組分云圖與射流流線圖?？芍赬=100 mm處case 6的可燃混合區(qū)面積明顯大于其他兩種構(gòu)型,說(shuō)明case 6構(gòu)型在此處的乙烯組分?jǐn)U散比其他兩種構(gòu)型快。此外,在X=100 mm、120 mm處主流與壁面連接處可燃混合區(qū)面積大小為case 6>case 1>case 7,表明隨著懸臂寬度增加,流場(chǎng)遠(yuǎn)場(chǎng)貼近壁面的乙烯組分減少,羽流穿透深度增加。

圖9為對(duì)case 1、case 6、case 7 3種構(gòu)型的流場(chǎng)特性定量分析結(jié)果。對(duì)比最大乙烯組分濃度衰減曲線,在X=20～60 mm處case 1乙烯濃度衰減速率明顯低于其他兩種構(gòu)型,但在X=60～120 mm處正好相反,case 1乙烯濃度衰減速率明顯快于其他兩種構(gòu)型。在X=20～60 mm處三種構(gòu)型可燃混合面積Af差別不大,X=60～120 mm處case 6的Af明顯大于其他兩種構(gòu)型。表明case 6在流場(chǎng)遠(yuǎn)場(chǎng)促進(jìn)燃料摻混作用明顯優(yōu)于其他兩種構(gòu)型,但在流場(chǎng)近場(chǎng)對(duì)摻混效果的改善效果不佳。對(duì)比case 1與case7的最大乙烯組分濃度衰減曲線與可燃混合區(qū)面積并無(wú)明顯差別,說(shuō)明當(dāng)懸臂寬度增加到一定程度后,對(duì)構(gòu)型流場(chǎng)的摻混效果影響很小?？倝簱p失大小為case 7>case 1>case 6,而在X=20～70 mm處,羽流質(zhì)量中心高度為case 6>case 1>case 7,但在X=80～120 mm處case 7>case 1>case 6,說(shuō)明隨著懸臂寬度的減小,構(gòu)型的總壓損失減小,燃料在流場(chǎng)遠(yuǎn)場(chǎng)的穿透深度也減小,但在近場(chǎng)卻得到一定程度的增強(qiáng)。綜上,懸臂寬度的減小可有效增加流場(chǎng)近場(chǎng)的穿透深度以及遠(yuǎn)場(chǎng)的摻混效率,減小總壓損失,同時(shí)使遠(yuǎn)場(chǎng)穿透深度減小。但懸臂寬度增加到一定程度后,對(duì)流場(chǎng)摻混效果影響很小。

3 結(jié)論

將懸臂斜坡噴注器應(yīng)用于超聲速燃燒室中,采用數(shù)值仿真方法,研究了懸臂斜坡噴注器三維尺寸對(duì)燃料摻混效果的影響,得出以下結(jié)論:

1)斜坡壓縮角的增大對(duì)流場(chǎng)的摻混效果影響不大,但能夠有效增大噴孔附近的射流穿透深度,同時(shí)帶來(lái)更大的總壓損失。

2)后掠角度的增加可有效增強(qiáng)摻混,但也造成了總壓損失的增加和穿透深度的減小。

3)懸臂寬度超過(guò)一定程度后,對(duì)流場(chǎng)摻混效果影響很小,其寬度減小可有效增加流場(chǎng)近場(chǎng)的穿透深度以及流場(chǎng)遠(yuǎn)場(chǎng)的摻混效率,減小總壓損失,同時(shí)帶來(lái)流場(chǎng)遠(yuǎn)場(chǎng)穿透深度的減小。