張 喆，席文雄，金 星

(航天工程大學(xué)激光推進(jìn)及其應(yīng)用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 101416)

0 引言

當(dāng)飛行器的速度達(dá)到高超聲速時(shí)，進(jìn)入燃燒室的高速來(lái)流與燃料噴注器噴注出的燃料以超聲速在燃燒室流動(dòng)，此時(shí)，燃料在燃燒室的停留時(shí)間往往只有毫秒量級(jí)[1]。要想在如此短的時(shí)間之內(nèi)，實(shí)現(xiàn)燃料的混合、點(diǎn)火和充分燃燒是非常困難的[2-3]。

為了解決這一問(wèn)題，人們?cè)谌紵业闹行牟迦肽軌驀娮⑷剂系闹О錥4]，支板前緣產(chǎn)生的斜激波和經(jīng)壁面反射后的反射激波會(huì)促進(jìn)支板噴注的燃料與空氣的摻混；同時(shí)支板尾部的低速回流區(qū)為點(diǎn)火和燃燒也提供了便利[5]。

目前，不同構(gòu)型設(shè)計(jì)的支板噴注器層出不窮[6-9]，并均已被證明能夠有效促進(jìn)混合。其中日本的研究人員對(duì)基準(zhǔn)支板的尾部進(jìn)行改造[10]，提出了一種帶有交替尾緣結(jié)構(gòu)的支板噴注器，來(lái)流流經(jīng)交替尾緣結(jié)構(gòu)會(huì)因?yàn)閮蓚?cè)的壓差產(chǎn)生反向旋轉(zhuǎn)的流向渦對(duì)，能夠?qū)θ剂系膿交炱鸬椒浅Ｃ黠@的促進(jìn)作用。國(guó)內(nèi)針對(duì)支板噴注器也開(kāi)展了一系列的研究，蘇義、劉衛(wèi)東通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究了支板超聲速冷流流場(chǎng)及液體噴流的混合特性[11]；李昌旭等研究了支板后不同噴孔形狀射流的氣動(dòng)特性[12]；王應(yīng)洋等研究了支板尾部交替尾緣結(jié)構(gòu)數(shù)目和膨脹角度對(duì)支板混合效率和總壓損失的影響[13]；楊浩等研究了不同支板阻塞比、不同燃料噴注方式對(duì)燃燒室性能的影響[14]。整體而言，目前針對(duì)支板混合的研究較多，而對(duì)混合后的燃燒關(guān)注相對(duì)較少。

文中在不增加支板整體厚度的情況下，通過(guò)在支板的交替尾緣結(jié)構(gòu)后方添加一定的壓縮角，增加兩側(cè)的壓力差，誘導(dǎo)出強(qiáng)度更大的流向渦，同時(shí)又避免了增加整體支板厚度對(duì)燃燒室阻塞比的影響。針對(duì)目前對(duì)支板噴注器研究中對(duì)燃燒性能關(guān)注較少的問(wèn)題，又與基準(zhǔn)支板和不帶有壓縮角的交替尾緣支板進(jìn)行對(duì)比，在分析不同支板混合特性的基礎(chǔ)上，對(duì)其燃燒效率也進(jìn)行了研究。

1 物理模型和計(jì)算方法

1.1 燃燒室和支板模型

圖1 燃燒段結(jié)構(gòu)

選取的燃燒室包括隔離段、燃燒段和擴(kuò)張段，重點(diǎn)對(duì)燃燒段進(jìn)行了數(shù)值模擬。燃燒室燃燒段的結(jié)構(gòu)如圖1所示，長(zhǎng)度為450 mm，寬度為70 mm，入口高度為51 mm，上下壁面各有2°的擴(kuò)張角，支板的尾部距離燃燒段入口110 mm。為了對(duì)比研究尾部壓縮角對(duì)支板混合特性和燃燒性能的影響，文中分別設(shè)計(jì)了沒(méi)有交替尾緣結(jié)構(gòu)的支板A，尾部沒(méi)有壓縮角的交替尾緣支板B和帶有尾部壓縮角的交替尾緣支板C。3種構(gòu)型的支板結(jié)構(gòu)如圖2所示。

支板前緣壓縮角為15°，長(zhǎng)度為100 mm，寬度為70 mm，厚度為10 mm，6個(gè)燃料噴孔位于支板尾部等間隔排列，噴孔半徑為2 mm。其余參數(shù)如表1所示。

表1 不同支板的結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 網(wǎng)格劃分與網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

采用ANSYS軟件的Mesh模塊劃分網(wǎng)格，對(duì)于基準(zhǔn)支板采用分塊劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，對(duì)于交替尾緣結(jié)構(gòu)的支板，在其尾部采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分網(wǎng)格，其余部分采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格處理。為了保證計(jì)算精度，在壁面、支板和燃料噴孔處進(jìn)行加密。

圖3為不同網(wǎng)格數(shù)量下支板A的總壓恢復(fù)系數(shù)。為了驗(yàn)證網(wǎng)格無(wú)關(guān)性，文中分別選用140萬(wàn)、220萬(wàn)、300萬(wàn)網(wǎng)格3個(gè)算例，以支板A的總壓恢復(fù)系數(shù)作為參考指標(biāo)。如圖3所示，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，不同算例之間的差值呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量增大到220萬(wàn)左右時(shí)，與300萬(wàn)左右時(shí)的網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果差異不大。說(shuō)明繼續(xù)增大網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的改善不大，因此為了同時(shí)滿足計(jì)算精度和時(shí)效性，文中選取的網(wǎng)格數(shù)目為220萬(wàn)。

圖2 支板結(jié)構(gòu)

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)目下的總壓恢復(fù)系數(shù)

1.3 來(lái)流參數(shù)和邊界條件

文中的數(shù)值模擬采用RANS數(shù)值方法，其中連續(xù)相湍流模型選取為SSTk-ω模型，采用基于密度的隱式求解器來(lái)求解穩(wěn)態(tài)問(wèn)題。

1)入口條件：采用壓力遠(yuǎn)場(chǎng)邊界條件，給定來(lái)流的馬赫數(shù)、靜壓、靜溫和各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；

2)出口條件：采用壓力出口邊界條件；

3)燃料入口條件：采用壓力入口邊界條件，給定噴注燃料的總壓、靜壓、總溫以及各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；

4)壁面條件：采用絕熱無(wú)滑移壁面邊界條件。

燃燒室不同情況下的來(lái)流參數(shù)如表2所示，噴孔的噴注氣體為氫氣，噴注總壓為2.0 MPa，總溫為308 K。

表2 不同狀態(tài)下的來(lái)流參數(shù)

1.4 算例驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所選用數(shù)值方法的可靠性，文中用相同的數(shù)值方法對(duì)Sunami[4]和Kubo[15]進(jìn)行的支板試驗(yàn)分別進(jìn)行了計(jì)算，并同實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。圖4為Sunami采用的支板噴注器噴注燃料時(shí)，不同截面下的燃料分布圖與數(shù)值模擬的結(jié)果對(duì)比圖，通過(guò)數(shù)值模擬得到的結(jié)果能夠清晰地反映出燃料受到交替尾緣結(jié)構(gòu)影響而呈現(xiàn)的流向渦，與試驗(yàn)結(jié)果保持了較好的一致性。

圖4 Sunami支板實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果

圖5 Kubo試驗(yàn)中的壁壓分布圖

圖5為Kubo所進(jìn)行的試驗(yàn)中壁壓分布圖與數(shù)值模擬的對(duì)比結(jié)果。

從壁面壓力分布圖可以看出，通過(guò)數(shù)值計(jì)算得到的燃燒室壁面靜壓變化曲線與試驗(yàn)所得出的結(jié)果變化規(guī)律基本一致，壁壓極大值和極小值出現(xiàn)的位置都較好地吻合，進(jìn)一步說(shuō)明了數(shù)值方法的有效性。

2 計(jì)算結(jié)果與討論

2.1 不同支板結(jié)構(gòu)的噴流流場(chǎng)特性分析

圖6為不同支板在噴孔中心截面的靜壓分布圖，從靜壓圖來(lái)看，3種結(jié)構(gòu)的支板冷流噴注流場(chǎng)具有一定的相似性，主要特征是在支板頭部產(chǎn)生的斜激波1，斜激波與壁面和支板反射形成的反射激波2、3以及支板尾部的膨脹波系4。同時(shí)在起始時(shí)刻，由于支板尾部存在的回流區(qū)壓力較小，高壓燃料噴注之后，迅速向兩側(cè)發(fā)展，向兩側(cè)擴(kuò)展的燃料與支板尾部向燃燒室中心膨脹的來(lái)流相遇之后，產(chǎn)生了兩道壓縮激波5。

圖6 Z=5 mm截面上的靜壓云圖

對(duì)于支板B和支板C，由于交替尾緣結(jié)構(gòu)的存在，在其后掠尾部的膨脹區(qū)域產(chǎn)生膨脹波。同時(shí)噴注的燃料同流經(jīng)后掠結(jié)構(gòu)的來(lái)流相互作用也產(chǎn)生了明顯可見(jiàn)的激波6。

對(duì)比支板B和支板C的靜壓圖可以發(fā)現(xiàn)，尾部壓縮角的引入也對(duì)冷流噴注流場(chǎng)產(chǎn)生了一定影響，主要表現(xiàn)為當(dāng)來(lái)流流經(jīng)壓縮位置時(shí)，也會(huì)出現(xiàn)一道明顯可見(jiàn)的激波，如圖6中標(biāo)注7所示。

圖7 Z=5 mm截面上的馬赫數(shù)云圖

圖7為不同支板在噴孔中心截面的馬赫數(shù)分布圖，可以明顯看出，由于燃料噴注速度與主流速度不同，在支板尾部的中心區(qū)域兩側(cè)形成的兩個(gè)速度剪切層。支板A后方的速度剪切層發(fā)展最為緩慢，而支板B和支板C由于流向渦的作用，剪切層的發(fā)展更快，且由于尾部壓縮角的存在，支板C后方剪切層的發(fā)展最為迅速。

圖8 Z=5 mm截面上的H2摩爾分?jǐn)?shù)云圖

圖8為不同支板在噴孔中心截面的氫氣摩爾分?jǐn)?shù)圖，從圖中可以看出，在噴孔中心截面上支板A尾部的中心區(qū)域整體氫氣濃度更高，說(shuō)明從支板A噴注出的燃料擴(kuò)散更慢；從燃燒室下游的氫氣分布范圍上來(lái)看，支板C下游的氫氣分布范圍最廣，支板B次之，支板A最小。

圖9為不同支板在X=0，100 mm，200 mm，300 mm 4個(gè)截面上的氫氣摩爾分?jǐn)?shù)圖(文中選取支板噴孔后10 mm為X=0)。

如圖9(a)所示，支板A噴注的燃料擴(kuò)散受到支板尾部剪切層發(fā)展的制約，混合特性比較差，噴注后的燃料很難穿透支板尾部的剪切層，燃料分布主要位于支板尾部的低速區(qū)域內(nèi)。

在圖9(b)和圖9(c)中能夠明顯看出交替尾緣支板后產(chǎn)生的流向渦結(jié)構(gòu)。由于流向渦的作用，導(dǎo)致剪切層的發(fā)展迅速，燃料在燃燒室中分布范圍也更廣。對(duì)比圖9(b)和圖9(c)可以發(fā)現(xiàn)，由于尾部壓縮角的引入造成交替尾緣結(jié)構(gòu)兩側(cè)的壓力差增大，支板C尾部產(chǎn)生的流向渦要強(qiáng)于支板B。

圖9 不同截面上的H2摩爾數(shù)云圖

2.2 尾部壓縮角對(duì)支板混合特性的影響

為了進(jìn)一步量化不同支板結(jié)構(gòu)對(duì)氫氣擴(kuò)散和混合的影響，選取了混合效率、氫氣最大濃度、混合區(qū)域面積比3個(gè)參數(shù)作為衡量支板混合性能的指標(biāo)。

1)混合效率

混合效率主要用來(lái)描述支板噴注器噴注的氫氣與來(lái)流空氣的混合情況；文中所采用的混合效率定義和計(jì)算方法參考Kopchenov和Lomkov提出的計(jì)算方法[16]，其定義為：

(1)

式中：ηm=0表示氫氣未噴注，ηm=1表示氫氣與空氣充分混合；Cmax表示某一截面上最大的氫氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)，Ca表示所選取的截面質(zhì)量流量加權(quán)平均氫氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

(2)

式中：ρ為當(dāng)?shù)孛芏?；u為沿來(lái)流方向的速度分量。

2)氫氣最大濃度衰減

某一截面上的最大濃度衰減能夠反映出燃料擴(kuò)散的情況，選取截面上的氫氣最大質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化作為衡量濃度衰減的依據(jù)。

d=Cmax

(3)

3)混合區(qū)域面積比

混合區(qū)域面積比表示在不同截面處，氫氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于0.01的區(qū)域在整個(gè)截面上所占的比例，其定義如下：

(4)

式中s為選取截面中氫氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于0.01的區(qū)域面積，S表示所選取截面的總面積。

圖10為不同支板混合效率、最大濃度和有效面積比的變化曲線。

由圖10(a)可以看出，在0～80 mm的范圍內(nèi)，燃料的混合效率迅速增加，在100 mm處，3種構(gòu)型的支板噴注器混合效率都達(dá)到了65%以上，隨后混合效率的增長(zhǎng)趨于平穩(wěn)，3種支板的混合效率最終都達(dá)到了85%以上，而帶有尾部壓縮角的交替尾緣支板C混合效率最高，在300 mm處達(dá)到94.5%，高于支板B的93.3%和支板A的86%。

圖10(b)的最大氫氣濃度衰減圖呈現(xiàn)出與圖10(a)相符的趨勢(shì)，在0～80 mm的范圍內(nèi)，氫氣的最大質(zhì)量分?jǐn)?shù)下降迅速，在100 mm處，3種支板的最大氫氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)均下降了60%以上，隨后下降趨于平穩(wěn)。在燃燒段的出口位置氫氣的最大質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為12.2%、7.9%和6.8%。

為了進(jìn)一步研究氫氣在燃燒室中的分布范圍，圖10(c)給出了不同支板后的混合區(qū)域面積比變化曲線。支板A的有效混合區(qū)域面積要明顯小于支板B和支板C，與圖9的氫氣摩爾分?jǐn)?shù)圖顯示的結(jié)果相符。特別是在130 mm之后，支板A后的有效混合區(qū)域增長(zhǎng)趨于平穩(wěn)，但是支板B和支板C后由于流向渦的存在，有效混合區(qū)域仍然取得了明顯的增長(zhǎng)。對(duì)于支板C而言，支板誘導(dǎo)產(chǎn)生的流向渦強(qiáng)度更大，在燃燒段的出口位置，同支板A和支板B相比，其有效混合面積分別增加了56.77%和10.7%。

圖10 不同支板的性能參數(shù)

2.3 尾部壓縮角對(duì)燃燒室總壓損失的影響

總壓恢復(fù)系數(shù)是衡量氣流流動(dòng)過(guò)程中總壓損失大小的重要參數(shù)，也是支板噴注器關(guān)注的重要指標(biāo)，其定義為：

(5)

式中：Pt為當(dāng)?shù)乜倝海琍t in為入口總壓。

不同支板的總壓恢復(fù)系數(shù)變化曲線如圖11所示。支板A的總壓恢復(fù)系數(shù)要優(yōu)于支板B和支板C，由前文分析可知，支板B和支板C的噴注流場(chǎng)結(jié)構(gòu)相對(duì)支板A來(lái)說(shuō)要更為復(fù)雜，其中交替尾緣結(jié)構(gòu)部分與噴注氣流產(chǎn)生的激波是造成更大總壓損失的主要原因。

圖11 不同支板的總壓恢復(fù)系數(shù)變化

而同支板B相比，當(dāng)來(lái)流流經(jīng)支板C尾部的壓縮角，會(huì)產(chǎn)生斜激波，在向下的過(guò)程中又會(huì)與壁面反射形成反射激波，會(huì)在一定程度上增大總壓損失，因此支板C的總壓恢復(fù)系數(shù)要小于不帶有壓縮角的支板B。在燃燒段出口處的3種支板的總壓恢復(fù)系數(shù)分別為0.63、0.55和0.51。

2.4 尾部壓縮角對(duì)燃燒室性能的影響

為了研究尾部壓縮角對(duì)燃燒室燃燒性能的影響，在靜溫為702 K的來(lái)流中開(kāi)展了氫氣噴注的數(shù)值模擬研究，燃?xì)馊紵捎脷錃庖徊娇偘磻?yīng)模型，燃燒產(chǎn)物為H2O，得到了如下的結(jié)果。

圖12為不同支板在X=0，100 mm，200 mm，300 mm 4個(gè)截面上的靜溫圖。其中，支板A后方的高溫區(qū)域最小，高溫區(qū)域僅出現(xiàn)在氫氣分布區(qū)域的最外層，且隨著來(lái)流向下游的發(fā)展，燃燒區(qū)域的增加不明顯。

支板B和支板C后方的高溫區(qū)域明顯要大于支板A，隨著來(lái)流向下游的發(fā)展，高溫區(qū)域面積增加明顯。特別是對(duì)于支板C而言，在燃燒段的出口高溫范圍幾乎在整個(gè)燃燒室的截面都有分布，對(duì)比圖9氫氣摩爾分?jǐn)?shù)圖可知，高溫區(qū)域與氫氣的分布情況也是相符的。

同時(shí)在支板B噴孔正后方存在有明顯的低溫區(qū)域，而在支板C的靜溫圖中，看不到氫氣存在的低溫區(qū)域，這也說(shuō)明帶有壓縮角的支板C噴注后的氫氣擴(kuò)散和燃燒都要優(yōu)于不帶壓縮角的支板B。

圖13為不同支板在X=0，100 mm、200 mm、300 mm 4個(gè)截面上的H2O摩爾分?jǐn)?shù)圖，作為氫氣燃燒的產(chǎn)物，H2O的分布情況更能夠說(shuō)明燃燒的發(fā)生區(qū)域。與圖12對(duì)比，高溫區(qū)域與H2O的分布區(qū)域幾乎吻合，這也說(shuō)明前述的高溫區(qū)域確實(shí)是由于氫氣燃燒產(chǎn)生的，即為燃燒發(fā)生的區(qū)域。

為了進(jìn)一步研究不同構(gòu)型支板對(duì)燃燒室的燃燒性能影響，分析了不同支板的燃燒效率。燃燒效率可定義為氫氣消耗的百分比，其計(jì)算公式為：

(6)

式中MH2為燃料噴孔噴注的氫氣總質(zhì)量流量。

圖12 不同截面下的靜溫云圖

圖13 不同截面上的H2O摩爾分?jǐn)?shù)云圖

圖14 不同支板的燃燒效率

不同支板的燃燒效率變化曲線如圖14所示，可以看出，帶有交替尾緣結(jié)構(gòu)的支板B和支板C燃燒效率明顯優(yōu)于基準(zhǔn)支板A。在0～80 mm的范圍內(nèi)，支板B與支板C的燃燒效率差別不大，但是在100 mm之后，帶有壓縮角的支板C燃燒效率要明顯優(yōu)于支板B，并且隨著來(lái)流向下游的發(fā)展，支板C的燃燒效率增長(zhǎng)更快。在燃燒段的出口處，支板C的燃燒效率達(dá)到34%左右，相比支板A和支板B的燃燒效率而言分別增加了19%和7%。

因此在交替尾緣支板尾部添加壓縮角對(duì)于提升燃燒室的燃燒效率有著明顯的促進(jìn)作用。

3 結(jié)論

為研究尾部壓縮角對(duì)支板混合性能和燃燒性能的影響，文中設(shè)計(jì)了3種不同構(gòu)型的支板噴注器，并對(duì)不同噴注器噴注氫氣的冷態(tài)和熱態(tài)試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬，建立了一系列的評(píng)價(jià)指標(biāo)，得到了如下結(jié)論：

1)從冷態(tài)噴流流場(chǎng)上來(lái)看，3種構(gòu)型的支板呈現(xiàn)出一定的相似性，在支板的交替尾緣結(jié)構(gòu)尾部增加壓縮角會(huì)導(dǎo)致在壓縮角位置出現(xiàn)一道明顯的斜激波，同時(shí)壓縮角的存在使得交替尾緣結(jié)構(gòu)后方誘導(dǎo)產(chǎn)生了更強(qiáng)的流向渦。

2)在交替尾緣支板尾部增加壓縮角，雖然在一定程度上增大了流場(chǎng)的總壓損失，但是對(duì)燃料的混合效率、擴(kuò)散速度以及燃料的擴(kuò)散范圍均有提升。

3)在交替尾緣支板尾部增加壓縮角，增大了燃燒室中燃燒發(fā)生的區(qū)域，從燃燒效率上來(lái)看，對(duì)比基準(zhǔn)支板和不帶有壓縮角的交替尾緣支板，燃燒段出口處的燃燒效率分別增加了19%和7%。

文中重點(diǎn)對(duì)燃燒室的燃燒段進(jìn)行了分析，下一步要繼續(xù)開(kāi)展工作，對(duì)整個(gè)燃燒室的燃燒段和擴(kuò)張段進(jìn)行更為充分地研究，分析擴(kuò)張段出口的產(chǎn)物分布，來(lái)進(jìn)一步說(shuō)明不同的支板尾部構(gòu)型對(duì)燃燒室燃燒性能的影響。