王小偉, 張智慧, 王 嫻

(西安交通大學航天航空學院, 機械結(jié)構(gòu)強度與振動國家重點實驗室; 陜西省先進飛行器服役環(huán)境與控制重點實驗室, 陜西西安 710049)

引言

飛行器結(jié)冰是一種常見的氣象危害現(xiàn)象[1-2]. 飛機結(jié)冰不僅增加飛機的負載, 還會改變飛機的氣動外形, 導致飛行器升力下降, 阻力上升, 嚴重影響飛機的操控性和飛行安全, 甚至會造成飛機墜毀等重大事故, 因此飛機必須配備防除冰系統(tǒng)[3-4]. 目前常用的防除冰技術(shù)有其固有的缺點, 如化學防除冰技術(shù)對環(huán)境不友好, 機械防除冰和熱氣防除冰管線復雜, 增加飛行負載. 合成射流技術(shù)的出現(xiàn)和發(fā)展[5-8], 以其結(jié)構(gòu)簡單、 易于控制、 及零質(zhì)量射流的特點, 為發(fā)展新一代防除冰技術(shù)提供了新的方法.

1992年佐治亞理工的Smith等[9]， Glezer等[10]首先發(fā)明了單腔合成射流器. 在此基礎(chǔ)上, 羅振兵等發(fā)明了單膜雙腔合成射流器[11-14], 實現(xiàn)了合成射流激勵器能量倍增, 同時解決了單腔激勵器振動膜兩側(cè)壓力不匹配時壓潰的問題, 拓展了激勵器的應用范圍. 合成射流技術(shù)防除冰應用方面, Nagappan等[15]首次提出結(jié)冰環(huán)境中, 在平板下布置成排合成射流激勵器進行防除冰的方案, 并通過數(shù)值模擬方法對不同結(jié)冰狀態(tài)下防除冰效果進行研究, 給出合成射流激勵器針對平板的防除冰特性. 蔣浩等[16]采用Euler氣液兩相模型和Euler壁面液膜數(shù)值模型, 研究了低速來流條件下, 在內(nèi)部安裝熱合成雙射流激勵器的機翼前緣過冷液滴的撞擊特性. 結(jié)果表明, 合成雙射流激勵器的主動控制, 阻擋了機翼前緣等積冰重點防護區(qū)域內(nèi)的水滴撞擊, 從而大幅降低了這些區(qū)域的結(jié)冰強度. Jin等[17]建立了合成射流器除霜實驗系統(tǒng), 對單個液滴的結(jié)冰過程, 以及合成射流激勵器除霜過程進行了實驗研究, 結(jié)果表明合成射流激勵器在抑制結(jié)冰形成及除霜方面具有良好的效果. 楊升科等[18]提出一種電加熱與合成射流激勵器復合式防冰方法, 通過實驗研究了電加熱與合成射流復合防冰的性能. 結(jié)果表明復合式防冰系統(tǒng)在結(jié)冰氣象條件下, 不僅能夠保持機翼前緣不結(jié)冰, 還能消除機翼后表面的冰脊. 目前文獻大多局限于合成射流技術(shù)對于平板和機翼防除冰效果研究, 考慮的環(huán)境影響因素對激勵器特性影響比較單一, 缺乏結(jié)冰環(huán)境中各影響因素對激勵器工作特性綜合影響的研究.

文章采用數(shù)值模擬方法, 研究飛行結(jié)冰環(huán)境因素來流速度、 過冷液滴含量、 過冷液滴直徑對熱合成雙射流激勵器工作特性的影響, 獲得了激勵器在飛行結(jié)冰環(huán)境中工作特性變化規(guī)律, 為熱合成雙射流激勵器防冰裝置設(shè)計及防除冰實驗研究提供參考.

1 計算模型與數(shù)值方法

1.1 物理問題描述

本文建立如圖1所示的飛行結(jié)冰環(huán)境中熱合成雙射流激勵器物理模型. 包含加熱模塊的合成雙射流激勵器, 置于含過冷液滴的低溫流場中, 雙射流激勵器的結(jié)構(gòu)尺寸及工作參數(shù)來自文獻[12], 如表1所示. 激勵器振動膜的往復振動, 對激勵器腔體周圍流體產(chǎn)生周期性交替吹吸的流動擾動, 進而產(chǎn)生零質(zhì)量射流. 整個過程無需引入額外流體源.

圖1 熱合成雙射流激勵器在結(jié)冰環(huán)境中工作物理模型

表1 雙射流激勵器結(jié)構(gòu)及工作參數(shù)表[12]

1.2 計算模型

根據(jù)圖1所示物理模型, 建立雙射流激勵器計算模型如圖2所示, 計算模型為包含外部流場邊界的長方形區(qū)域, 高h=300 mm, 寬l=420 mm. 通過激勵器振動膜邊界同時左右周期性位移, 模擬雙射流激勵器工作過程.

圖2 熱合成雙射流激勵器計算模型圖

同時為分析流場特征, 在計算域中設(shè)置以下監(jiān)測點:A(-3.5, 1.5)，C(3.5, 1.5)，D(0, 6)，E(0, 10)，H(-12.5, -23)，I(12.5, -23), 其位置分布如圖3所示. 合成雙射流激勵器的左右腔分別命名為Q1,Q2腔. 以上各點以O(shè)(0, 0)點為坐標原點.

圖3 熱合成雙射流激勵器出口監(jiān)測點

1.3 計算工況

本文研究了結(jié)冰環(huán)境因素中來流速度V∞, 平均液滴直徑MVD, 平均液滴含量LWC對激勵器流場特性及溫度分布特性的影響, 建立了3組對比工況, 工況參數(shù)如表2所示, 對于各工況, 加熱模塊的加熱功率P為8 W.

表2 工況計算參數(shù)表

1.4 數(shù)值方法

本文計算采用商業(yè)軟件FLUENT, 計算涉及連續(xù)相氣體流場及離散相液滴兩部分. 連續(xù)相氣體采用Euler方法, 求解N-S方程組, 采用PISO算法, 對流項采用QUICK格式離散, 擴散項采用2階中心差分. 此外, 根據(jù)實驗結(jié)果[12], 激勵器內(nèi)部及出口處于湍流狀態(tài). 對于湍流模型的選擇, 楊升科等[18]對采用不同湍流模型模擬合成射流器流場的適用性進行了研究, 證明SSTk-ω模型具有更好的準確性, 因此本文選擇SSTk-ω模型, 離散相采用DPM模型, 對各粒子軌跡及能量交換進行捕捉. 離散項控制方程如下:

液滴運動方程為

其中,τp為液滴的松弛時間

Re為相對Reynolds數(shù);up為液滴相的速度(m/s);u為連續(xù)相流體的速度(m/s);ρp為過冷液滴密度(kg/m3);F為外力項, 包括過冷液滴所受重力、 Staffman升力;Cd為曳力系數(shù). 其中下標p表示過冷液滴.

液滴換熱方程為

其中,mp為過冷液滴質(zhì)量(kg)；Tp為液滴相的局部溫度(K)；θR為連續(xù)相氣體表面溫度(K);TR為過冷液滴表面溫度(K);Cp為液滴比熱, 單位J/(kg·℃);Ap為液滴表面積(m2);h為對流換熱系數(shù), 單位W/(m2·K4);εp為粒子發(fā)射率;σ為Stefan Boltzmann常數(shù). 其中下標R表示物理表面.

流場初始條件為, 初始速度U0=V0=0 m/s, 初始壓力P0=P∞=1.01×105Pa, 初始溫度T0=T∞=248 K; 激勵器固體壁面速度為0, 溫度恒定為674 K, 對液滴作用采用Reflect模型; 內(nèi)部加熱模塊采用恒功率加熱, 加熱功率為8 W, 腔體內(nèi)初始溫度為674 K.

模型上邊界為包含過冷液滴的來流入口邊界, 來流方向垂直上邊界向下, 入口溫度、 液滴濃度、 過冷液滴直徑等參數(shù)見表2. 下邊界為流場出口, 液滴在出口采用Escape模型, 即液滴到達底部邊界后被去除; 模型左右兩邊界為滑移壁面, 液滴采用Reflect模型, 即液滴到達左右邊界時反彈回流場.

在激勵器振動膜的兩側(cè), 采用UDF方式添加相同的位移邊界, 如下式[19]. 應用動網(wǎng)格方法, 實現(xiàn)激勵器振動膜在左右兩腔往復移動, 模擬合成雙射流器的工作狀態(tài). 振動膜位移方程為

其中, 振動膜振動幅值Δ=0.7 mm, 單側(cè)振幅為0.35 mm; 振動膜直徑D=46 mm; 振動膜對液滴作用采用Reflect模型; 振動膜頻率f=500 Hz,因此激勵器工作周期τ0=0.002 s.

1.5 網(wǎng)格生成

本文建立了如圖4所示的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格, 計算域網(wǎng)格節(jié)點總數(shù)量3×105. 為了滿足湍流計算模型(SSTk-ω)對邊界層無量綱壁面距離y+<1的要求, 邊界層處第1層網(wǎng)格尺寸為5.5×10-6m. 非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格適于復雜幾何結(jié)構(gòu)且對動網(wǎng)格方法具有較好的適應性.

圖4 雙射流激勵器出口區(qū)域網(wǎng)格

2 數(shù)值驗證

為保證數(shù)值計算的準確性, 基于文獻[12]實驗中的激勵器狀態(tài)參數(shù)(見表1), 對靜態(tài)流場中合成雙射流激勵器的工作過程進行模擬, 將計算結(jié)果與文獻[12]的實驗結(jié)果進行比較. 圖5為單個工作周期內(nèi), 雙射流激勵器出口A，C點的y方向速度分量V的值,τ0為單個工作周期.規(guī)定沿y軸正方向速度V為正.

(a) Velocity of point A

在速度變化趨勢基本符合實驗結(jié)果的基礎(chǔ)上, 對兩出口總的動量變化量作誤差分析, 檢測點A,C處數(shù)值計算總動量值與實驗獲得總動量值的差ΔIA, ΔIC為

其中,IAi,ICi為監(jiān)測點模擬計算的總動量值,IAe,ICe監(jiān)測點實驗結(jié)果總動量值,VAi為A點數(shù)值模擬得到的速度值,VAe為A點實驗得到的速度值,VCi為C點數(shù)值模擬得到的速度值,VCe為C點實驗得到的速度值,A,C點數(shù)值計算動量與實驗結(jié)果總動量的相對誤差ΔEA, ΔEAC為

3 計算結(jié)果及分析

壓電式熱合成雙射流激勵器經(jīng)過多個周期后,工作特性呈現(xiàn)穩(wěn)定周期變化, 即達到穩(wěn)定工作狀態(tài). 本小節(jié)均為激勵器達到穩(wěn)定工作狀態(tài)后的結(jié)果.

3.1 來流速度對激勵器工作特性的影響

3.1.1 不同來流速度下的流場特性

圖6為V∞=-3， -6, 10 m/s條件下,t=0.75τ0時刻的流線及壓力分布圖.τ0為單個工作周期,t=0.75τ0時激勵器左腔為射出流, 右腔為吸入流, 且速度值均達到最大. 當來流V∞=-3 m/s時, 熱合成雙射流激勵器的射流及射流渦受到吸程腔體的負壓吸引, 向激勵器中心偏轉(zhuǎn), 在熱合成雙射流激勵器出口形成射流融合區(qū). 并且射流渦在合成射流融合區(qū)內(nèi)演化耗散, 不向激勵器兩側(cè)脫落, 雙射流激勵器兩側(cè)流場呈層流狀態(tài). 當來流V∞=-6， -10 m/s 時, 壓電式熱合成雙射流激勵器兩腔的射流及射流渦由于來流的作用, 克服吸程腔體的負壓吸引, 向遠離中心偏轉(zhuǎn), 沿著熱合成雙射流激勵器側(cè)壁脫落, 受外流場和側(cè)壁面的作用向下演化發(fā)展, 在熱合成雙射流激勵器兩側(cè)形成渦旋擾動區(qū).

(a) V∞=-3 m/s

圖7為激勵器出口A,C兩點單個工作周期內(nèi)的速度值. 結(jié)果表明, 隨著來流速度的增大, 激勵器出口最大射流速度值逐漸減小, 而吸入的速度值逐漸增大.

(a) Velocity of point A

圖8為激勵器中線上D,E兩點單周期內(nèi)速度值. 當來流V∞=-3 m/s時,D點位于出口合成射流融合區(qū)內(nèi), 由于受到融合區(qū)內(nèi)射流及旋渦的影響,D點的速度呈類正弦.E點處于融合區(qū)外, 其速度主要受到遠場來流的影響, 速度基本不變. 當來流V∞=-6, -10 m/s時, 激勵器出口未形成合成射流融合區(qū),D,E點速度主要受遠場來流的影響, 其速度基本不變.

(a) Velocity of point D

3.1.2 不同來流速度下的速度特性

圖9為在不同來流速度下,t=0.75τ0時刻熱合成雙射流激勵器溫度場云圖. 當來流V∞=-3 m/s時, 由于在激勵器出口產(chǎn)生射流融合, 形成熱合成射流區(qū), 因此在激勵器前端產(chǎn)生溫度保護區(qū). 當來流V∞=-6, -10 m/s時, 射流渦遠離激勵器中心線移動, 向兩側(cè)脫落, 激勵器兩側(cè)形成旋渦換熱區(qū), 兩側(cè)產(chǎn)生較大范圍加熱區(qū).

(a) V∞=-3 m/s

圖10 為不同來流速度下, 流場中A,D，I點的單周期內(nèi)溫度值, 當V∞=-3 m/s時,A點的溫度始終高于273 K, 說明此時A點處于熱合成雙射流激勵器出口穩(wěn)定熱保護區(qū)內(nèi). 當V∞=-6， -10 m/s時,A點溫度在吹程時高于273 K, 處于加熱狀態(tài), 吸程時很快降至環(huán)境溫度, 說明雙射流激勵器出口區(qū)未形成穩(wěn)定熱保護區(qū). 當V∞=-3 m/s 時,D點的溫度始終高于273 K, 此時D點處于熱合成雙射流激勵器出口熱保護區(qū)內(nèi). 當V∞=-6, -10 m/s時, 出口未形成熱保護區(qū), 且沒有被激勵器射流加熱, 所以D點的溫度始終為環(huán)境溫度248 K.

(a) Temperature of point A

在圖10所示的I點單周期內(nèi)溫度中, 由于當V∞=-6, -10 m/s時射流渦脫落, 在熱合成雙射流激勵器兩側(cè)形成旋渦換熱區(qū), 此狀態(tài)I點的溫度大于V∞=-3 m/s時的溫度, 說明此時激勵器射流主要加熱激勵器兩側(cè)的區(qū)域.

3.1.3 不同來流速度下的液滴分布特性

圖11為不同來流速度下,t=0.75τ0時刻流場過冷液滴質(zhì)量濃度CON(kg/m3)分布圖. 結(jié)果表明, 不同來流速度下, 在激勵器出口, 由于流體的減速效應, 會形成過冷液滴富集區(qū). 當來流V∞=-3 m/s時, 由于激勵器出口形成合成射流及射流渦融合區(qū), 射流渦的擾動使出口富集區(qū)液滴濃度呈現(xiàn)隨機分布. 當來流V∞=-6, -10 m/s時, 激勵器出口未形成射流融合, 液滴富集區(qū)內(nèi)過冷液滴的濃度, 從出口沿著射流方向逐漸增加, 同時在激勵器出口區(qū)域, 形成液滴進出激勵器的通道, 此通道內(nèi)液滴含量相對較低.

(a) V∞=-3 m/s

圖12為流場中D點單周期內(nèi)液滴質(zhì)量濃度值, 來流V∞=-3 m/s時, 由于激勵器出口合成射流及射流渦融合區(qū)的存在, 使D點的液滴濃度較大, 且呈震蕩變化.V∞=-6, -10 m/s時,D的液滴濃度基本恒定, 且小于V∞=-3 m/s時的值.

圖12 不同來流速度下流場中D點單周期內(nèi)液滴質(zhì)量濃度

激勵器工作時, 流場中的液滴是否進入激勵器腔體內(nèi)部, 是激勵器應用時關(guān)注的重要問題.

圖13為激勵器的腔體Q1內(nèi)單個周期液滴的總質(zhì)量濃度值, 來流V∞=-3 m/s時, 由于射流融合區(qū)的阻隔作用, 使激勵器腔體內(nèi)的液滴濃度很小, 呈現(xiàn)震蕩變化, 周期內(nèi)液滴的總質(zhì)量濃度基本不變, 說明進入腔體內(nèi)過冷液滴與射出以及蒸發(fā)的過冷液滴量相等; 來流V∞=-6, -10 m/s時不存在射流融合區(qū)的情況下, 過冷液滴會不斷進入腔體內(nèi), 隨著來流速度增加, 進入腔體液滴質(zhì)量增加得越快.

圖13 不同來流速度下激勵器Q1腔體單周期內(nèi)總液滴質(zhì)量濃度

3.2 液滴直徑對激勵器工作特性的影響

3.2.1 不同液滴直徑下的速度特性

圖14， 15為不同液滴直徑下流場中各點單周期內(nèi)的速度圖. 結(jié)果表明, 環(huán)境中過冷液滴含量較低, 且液滴直徑較小, 液滴直徑對壓電式熱合成激勵器流場周期性速度輸出特性影響不大, 不同液滴直徑條件下各點的速度差值小于8%, 因此液滴含量對壓電式熱合成雙射流激勵器流場速度特性的影響在實際防除冰的工程應用中可以忽略不計.

圖14 不同液滴直徑下流場中C點單周期內(nèi)速度

圖15 不同液滴直徑下流場中D點單周期內(nèi)速度

3.2.2 不同液滴直線下的溫度特性

圖16為激勵器出口C點的單周期內(nèi)溫度值, 相同液滴含量下, 過冷液滴被熱射流加熱時, 環(huán)境中過冷液滴粒徑越小, 過冷液滴比表面積越大, 傳熱面積大, 過冷液滴吸熱更充分, 出口射流中過冷液滴蒸發(fā)帶走的熱量就越大, 導致激勵器出口射流溫度越低.

圖16 不同液滴直徑下流場中C點單周期內(nèi)溫度

圖17為激勵器側(cè)面H點的單周期內(nèi)溫度值, 不同液滴直徑下, 單周期內(nèi)H點溫度呈隨機變化. 分析原因, 激勵器兩側(cè)的溫度, 主要受渦旋流場對流換熱的影響, 而在旋渦場內(nèi), 過冷液滴運動由于旋渦流場的擾動是不均勻且不規(guī)律的, 溫度呈不規(guī)律性.

圖17 不同液滴直徑下流場中H點單周期內(nèi)溫度

3.3 過冷液滴含量對激勵器工作特性的影響

由于環(huán)境中過冷液滴含量較低, 過冷液滴含量對壓電式熱合成雙射流激勵器流場周期性速度輸出特性影響不大.

圖18為激勵器出口C點單周期內(nèi)的溫度圖, 隨著環(huán)境中過冷液滴含量增加, 激勵器出口射流溫度逐漸變小. 其主要原因是, 隨著環(huán)境中過冷液滴濃度增加, 出口射流中由于過冷液滴的蒸發(fā)帶走的熱量增大, 射流溫度降低.

圖18 不同液滴含量下流場中C點單周期內(nèi)溫度

圖19為激勵器側(cè)面H點單周期內(nèi)的溫度圖, 結(jié)果說明不同液滴含量下, 單周期內(nèi)H點溫度呈隨機變化, 沒有十分明顯的規(guī)律, 其原因是, 激勵器兩側(cè)的溫度, 主要受旋渦流場對流換熱的影響, 而在旋渦場內(nèi), 過冷液滴分布由于旋渦的擾動是不均勻的, 因此過冷液滴含量對激勵器側(cè)面熱保護區(qū)內(nèi)的溫度分布呈隨機性變化.

圖19 不同液滴含量下流場中H點單周期內(nèi)溫度

4 結(jié)論

本文研究了飛行結(jié)冰環(huán)境條件下, 壓電式熱合成雙射流激勵器工作特性, 獲得了結(jié)冰環(huán)境因素對壓電式熱合成雙射流激勵器出口射流速度、 溫度等性能的影響規(guī)律, 主要結(jié)論如下:

(1)來流速度較小時, 雙射流激勵器出口形成射流融合區(qū)及熱保護區(qū), 阻隔環(huán)境中過冷液滴進入激勵器腔體. 來流速度較大時, 射流渦向激勵器兩側(cè)脫落, 在激勵器兩側(cè)形成擾動加熱區(qū), 液滴會不斷進入激勵器腔體.

(2)當雙射流激勵器出口存在射流融合區(qū)時, 進出激勵器腔體內(nèi)的過冷液滴最終達到平衡狀態(tài), 腔體內(nèi)液滴質(zhì)量濃度不再增加. 當雙射流激勵器出口未形成合成射流融合區(qū)時, 隨著來流速度增加, 進入激勵器腔體內(nèi)液滴總質(zhì)量越大.

(3)過冷液滴直徑、 過冷液滴含量對雙射流激勵器的速度特性影響不大. 隨過冷液滴直徑減小, 及冷液滴含量增加, 液滴蒸發(fā)吸收的熱量增加, 激勵器出口射流溫度降低.