支板構(gòu)型對(duì)煤油/空氣混合影響數(shù)值分析*

夏雪峰,高 峰,王宏宇,張 涵

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

支板構(gòu)型對(duì)煤油/空氣混合影響數(shù)值分析*

夏雪峰,高 峰,王宏宇,張 涵

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

為研究支板尾部結(jié)構(gòu)對(duì)煤油/空氣混合特性的影響,采用離散相模型對(duì)五種支板-凹腔構(gòu)型的超燃燃燒室進(jìn)行數(shù)值仿真,得到了對(duì)應(yīng)煤油分布、渦結(jié)構(gòu)和總壓損失情況。結(jié)果表明,交錯(cuò)斜坡支板和交錯(cuò)楔形支板均能提高煤油組分混合效率,但也帶來較大的阻力和總壓損失;楔形塊數(shù)少的支板更容易產(chǎn)生尺度大且能量大的流向渦,可有效擴(kuò)展可燃混合區(qū)范圍;楔形塊數(shù)多的支板有利于促進(jìn)近場(chǎng)的小尺度混合,但在遠(yuǎn)場(chǎng)的大尺度混合不占優(yōu)勢(shì)。

超燃燃燒室;支板構(gòu)型;混合效率;數(shù)值分析

0 引言

超聲速混合問題是超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵課題之一。飛行馬赫數(shù)大于2時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的氣流在燃燒室內(nèi)滯留的時(shí)間極短,燃料與空氣的混合過程必須在有限時(shí)間和空間內(nèi)完成。大量研究表明,基于流向渦技術(shù)的物理斜坡、氣動(dòng)斜坡、支板等被動(dòng)式摻混增強(qiáng)裝置能夠產(chǎn)生渦流,以促進(jìn)燃料湍流的迅速混合[1]。其中支板作為燃燒室內(nèi)重要部件,起著燃料噴注器和擾流器的雙重作用[2-7],一直是超燃燃燒室研究中的熱點(diǎn)之一。

國(guó)外研究中,文獻(xiàn)[4]對(duì)比分析了普通斜坡支板與交錯(cuò)斜坡支板的差異,文獻(xiàn)[5]用數(shù)值方法研究了交錯(cuò)楔形尾部支板的流場(chǎng)特性。國(guó)內(nèi)于江飛等研究了支板后緣構(gòu)型對(duì)超聲速混合的影響[6],王應(yīng)洋等研究了帶交錯(cuò)尾部支板的乙烯超燃燃燒室流場(chǎng)特性[7]。近年來支板-凹腔組合構(gòu)型燃燒室逐步進(jìn)入研究人員視野[8-10],但均采用氫氣或乙烯等氣體燃料,鮮少有研究不同支板構(gòu)型對(duì)煤油燃料與空氣混合特性的影響。

液態(tài)煤油在燃燒室中伴隨著霧化蒸發(fā)過程,在極短時(shí)間內(nèi)充分混合難度極大,采用支板和凹腔組合構(gòu)型可增強(qiáng)摻混的作用,實(shí)現(xiàn)煤油/空氣的迅速混合。以在研的煤油燃料帶支板-凹腔組合結(jié)構(gòu)超燃燃燒室為研究對(duì)象[11],主要比較基準(zhǔn)構(gòu)型、交錯(cuò)斜坡、交錯(cuò)楔形三類五種不同支板尾部構(gòu)型對(duì)煤油混合特性的影響。

1 計(jì)算模型及數(shù)值方法

1.1 計(jì)算模型

文獻(xiàn)[5]指出,如果燃料在支板下游一定區(qū)域內(nèi)點(diǎn)燃,采用斜坡型支板和交錯(cuò)楔型支板與基準(zhǔn)構(gòu)型相比在能量釋放方面更具優(yōu)勢(shì)。在此背景下研究支板尾部結(jié)構(gòu)在促進(jìn)煤油混合方面的能力。如圖1所示,在基準(zhǔn)構(gòu)型支板(BP)的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了兩種交錯(cuò)尾部支板:交錯(cuò)斜坡支板(RP)和交錯(cuò)楔形支板(AWP),并進(jìn)一步研究楔形塊個(gè)數(shù)N(AWP_N,N=4,8,16)對(duì)混合的影響。所有構(gòu)型支板結(jié)構(gòu)僅在x=1.17～1.2 m之間改變。

基準(zhǔn)構(gòu)型交錯(cuò)斜坡交錯(cuò)楔形交錯(cuò)楔形交錯(cuò)楔形BPRPAWP_4AWP_8AWP_16

圖1 正常支板和交錯(cuò)尾部支板示意圖

1.2 數(shù)值方法

采用ICEM-CFD軟件對(duì)整個(gè)燃燒室劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,將模型分塊化處理,第一層網(wǎng)格高度為0.01 mm。對(duì)壁面和參數(shù)梯度大的部位附近網(wǎng)格進(jìn)行加密,各構(gòu)型的網(wǎng)格數(shù)約為300萬,局部網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 計(jì)算網(wǎng)格局部示意圖(AWP_4)

燃燒室入口采用質(zhì)量流率邊界條件,燃燒室壁面為絕熱無滑移邊界條件,在來流Ma=2的條件下給定入口初始條件如表1。采用SSTk-ω模型封閉RANS方程組對(duì)三維可壓縮雷諾平均N-S方程進(jìn)行隱式求解,在拉格朗日坐標(biāo)系下模擬離散相煤油液滴在氣相中運(yùn)動(dòng),假設(shè)煤油為直徑0.4 mm的均勻液滴,采用Wave模型模擬其霧化蒸發(fā)過程,煤油與主流空氣參數(shù)進(jìn)行耦合計(jì)算。

表1 燃燒室入口初始條件

1.3 算例驗(yàn)證

圖3給出了冷流條件下燃燒室基準(zhǔn)構(gòu)型側(cè)壁面的計(jì)算壓強(qiáng)曲線和試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比圖[12]。由圖可知,計(jì)算數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)比較吻合,且成功預(yù)測(cè)了激波位置及激波引起的壓強(qiáng)峰值,也很好的反映了氣流經(jīng)過下游支板時(shí)壓力急劇增大的現(xiàn)象,表明計(jì)算結(jié)果可信,計(jì)算模型及方法可行。

圖3 側(cè)壁面冷流試驗(yàn)數(shù)據(jù)[12]和仿真壓強(qiáng)曲線

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 帶不同支板構(gòu)型的燃燒室混合特性分析

采用羽流橫截面積A/Au和軸向渦流強(qiáng)度|ωx|來描述混合特性。其中A代表沿x軸方向某一截面煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于0.05小于0.4的面積,Au代表當(dāng)?shù)厝紵覂?nèi)通道橫截面積。圖4顯示了燃料沿x軸的傳播與擴(kuò)散情況,可知BP支板下游燃料分布規(guī)則,大部分集中于燃燒室中心處,穿透深度較低;RP支板燃料分布向展向稍有擴(kuò)展,穿透深度比BP支板略有提高;AWP_8支板后方燃料截面分布呈螺線形,向下游傳播時(shí)向燃燒室兩側(cè)的擴(kuò)散大大加強(qiáng),穿透深度有極大的提升。表明交錯(cuò)斜坡和交錯(cuò)楔形的引入增加了羽流面積,促進(jìn)了大尺度混合。分析原因,高速氣流經(jīng)過支板的交錯(cuò)尾部時(shí),會(huì)產(chǎn)生大的速度梯度,形成更強(qiáng)的流向渦,使煤油組分向更寬的區(qū)域分布。

圖5為各算例羽流截面積沿x軸方向的變化曲線圖。RP支板的羽流截面積大于BP支板,而小于AWP_N支板,說明RP支板和AWP_N支板均可促進(jìn)燃料的擴(kuò)散,而AWP_N支板促進(jìn)作用顯著大于RP支板。其中,AWP_4使燃料的擴(kuò)展能力最強(qiáng),其羽流截面積在出口位置比BP支板提高了近50%,出口位置AWP_8與AWP_16比BP分別提高了約35%和10%,說明在該模型中楔形數(shù)增加未必會(huì)使燃料的擴(kuò)展加強(qiáng)。原因是楔形數(shù)少的支板更容易產(chǎn)生能量大且尺度大的流向渦,更容易使組分?jǐn)U展。

圖4 沿x軸截面上羽流截面積云圖(x=1.25～1.7 m)

圖5 羽流截面積無量綱曲線

圖6 在可燃混合區(qū)范圍內(nèi)的煤油質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖(x=1.3～1.8 m)

為進(jìn)一步說明支板尾端楔形數(shù)對(duì)混合的影響,圖6給出了AWP_N沿程截面的煤油組分云圖,每一截面所示為煤油組分可燃混合區(qū)的面積Af[13],隨著x的增大Af逐漸增大。比較3個(gè)算例的組分濃度分布發(fā)現(xiàn),AWP_16支板使煤油組分過于集中于燃燒室中心,煤油組分不易向展向分散,導(dǎo)致了可燃混合區(qū)面積較小。而AWP_4支板濃度梯度較大,有很大的分散程度,可燃混合區(qū)的面積較大,AWP_8支板次之。

圖7為Af無量綱化后的曲線,定量的描述了不同楔形數(shù)的交錯(cuò)尾部支板的可燃混合區(qū)的范圍。由圖可知,其中AWP_4的可燃混合區(qū)范圍最廣,隨著楔形塊數(shù)的增大,煤油的可燃混合區(qū)范圍大大減小。在x/d=30位置上,AWP_8比AWP_16提高了約17%,而AWP_4又比AWP_8提高了26%;在靠近支板尾部的位置,AWP_16的可燃混合區(qū)范圍要大于AWP_4和AWP_8支板,而支板底端正是火焰穩(wěn)定的重要位置,這表明楔形塊數(shù)越多越容易促進(jìn)靠近支板處煤油在分子層面上的混合,有利于煤油的點(diǎn)火。

圖7 煤油可燃混合區(qū)無量綱曲線

圖8給出了不同支板構(gòu)型后方的混合效率曲線?？芍猂P支板和AWP_N支板的混合效率均比BP支板要高。RP支板比BP支板提高了6%,AWP_16支板與RP混合效率相當(dāng)。隨著楔形數(shù)目減少,混合效率明顯提高,再次證明了以上結(jié)論。

圖8 不同支板后方的混合效率曲線

流向渦量強(qiáng)度是大尺度混合能力的度量,渦量有正負(fù)之分,為了觀察渦量強(qiáng)度的最大值,對(duì)x方向的流向渦取絕對(duì)值,渦量強(qiáng)度以式(1)來定義:

|ωx|=|(×V)x|

(1)

圖9給出了距支板x=1.4d截面處的流向渦強(qiáng)度(d為支板的厚度)。從凹腔的角度分析,凹腔內(nèi)部的流向渦強(qiáng)度較強(qiáng),尤其是凹腔入口邊緣,原因是氣流經(jīng)過凹腔時(shí)有較強(qiáng)的剪切作用。從支板的角度看,支板后方的流向渦強(qiáng)度較強(qiáng),RP支板由于斜坡的擾動(dòng)作用局部區(qū)域的流向渦強(qiáng)度較強(qiáng),AWP_8支板的流向渦強(qiáng)度最大且范圍最廣,表明了AWP支板更有利于促進(jìn)燃料在分子層面擴(kuò)展。

圖9 流向渦強(qiáng)度示意圖

圖10為AWP_N(N=4,8,16)在x=1.25 m截面處的渦量云圖和流線矢量圖。從中可以看到支板AWP_4所產(chǎn)生的流向渦不僅尺度大且強(qiáng)度較高,由此可以產(chǎn)生使煤油組分?jǐn)U散的驅(qū)動(dòng)力。而AWP_16產(chǎn)生的流向渦最多,但渦量相對(duì)比較集中且強(qiáng)度不高,再次說明楔形塊數(shù)多的支板有利于促進(jìn)近場(chǎng)的小尺度混合,而在遠(yuǎn)場(chǎng)的大尺度混合是不占優(yōu)勢(shì)的;AWP_N支板產(chǎn)生的流向渦與凹腔產(chǎn)生的流向渦相互作用,在一定程度上破壞了凹腔的剪切層,可能削弱凹腔在促進(jìn)混合方面的作用。

圖10 渦量云圖和流線矢量圖

2.2 帶不同支板構(gòu)型的燃燒室性能分析

支板尾部引入形變,在增強(qiáng)混合的同時(shí)必然會(huì)導(dǎo)致燃燒室性能一定程度的下降。為了分析支板結(jié)構(gòu)變化對(duì)燃燒室性能造成的影響,采用阻力系數(shù)和總壓恢復(fù)系數(shù)兩個(gè)參數(shù)對(duì)燃燒室性能進(jìn)行評(píng)估。支板的阻力系數(shù)通過式(2)來定義,包括壓差阻力和粘性阻力,式中Ft代表總阻力。

(2)

表2給出了不同支板產(chǎn)生的壓阻、粘阻和阻力系數(shù)數(shù)據(jù)。由表2可知,各支板產(chǎn)生的粘性阻力相對(duì)壓阻較小,其值差別不大,而不同支板引起的壓阻有很大差別,RP支板與AWP_N支板阻力均大于BP支板,AWP_N支板帶來的阻力較大。其中RP支板較BP支板增大9%。

表2 不同支板構(gòu)型阻力和阻力系數(shù)

以x=1.0 m的總壓作為參考,研究支板下游各截面的總壓,這里總壓恢復(fù)系數(shù)定義為:

(3)

圖11為指定x截面的總壓恢復(fù)系數(shù)曲線,可知,RP與AWP_N支板的引入使燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)明顯的降低,其中AWP_N支板總壓恢復(fù)系數(shù)最低。燃燒室出口處,RP支板與AWP支板分別降低了約3.8%和7.9%。所以RP支板和AWP支板在增強(qiáng)燃料與空氣混合的同時(shí)帶來一定的總壓損失,必然影響發(fā)動(dòng)機(jī)推力。

圖11 總壓恢復(fù)系數(shù)曲線

3 結(jié)論

基于燃燒室基準(zhǔn)構(gòu)型和特定的來流條件,對(duì)帶有不同尾部結(jié)構(gòu)支板與凹腔組合構(gòu)型的燃燒室進(jìn)行了數(shù)值模擬,著重研究分析了冷流條件下支板尾部結(jié)構(gòu)對(duì)煤油與空氣混合的影響,得到以下結(jié)論:

1)RP支板和AWP_N支板均能增加煤油組分的大尺度混合,增大混合效率,RP支板和AWP_N在增大混合效率的同時(shí)也帶來較大的阻力和總壓損失。

2)AWP_4相比于AWP_8和AWP_16的增混效果更加顯著,楔形塊數(shù)少的支板更容易產(chǎn)生能量大且尺度大的流向渦,使煤油的可燃混合區(qū)范圍增大;楔形塊數(shù)多的支板有利于促進(jìn)近場(chǎng)的小尺度混合,但在遠(yuǎn)場(chǎng)的大尺度混合不占優(yōu)勢(shì),且總壓損失較大。

[1] 王永壽. 超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的超聲速縱渦流效應(yīng) [J]. 飛航導(dǎo)彈, 2003(12): 45-49.

[2] 王曉棟, 宋文艷. 支板構(gòu)型超燃沖壓燃燒室流場(chǎng)數(shù)值模擬 [J]. 推進(jìn)技術(shù), 2005, 26(1): 6-9.

[3] 蘇義, 劉衛(wèi)東. 支板超聲速冷流流場(chǎng)及液體噴流混合特性 [J]. 推進(jìn)技術(shù), 2009, 30(6): 661-665.

[4] Fabrizio Vergine, Matthew Crisanti, Luca Maddalena. Supersonic combustion of pylon-injected hydrogen in high-enthalply flow with inposed vortex dynamic [J]. Jounal of Propulsion and Power, 2014, 12(8): 1-15.

[5] Jason C. Doster. Numerical simulation of ethylene injection from in-stream fueling pylons: AIAA 2008-2518 [R]. 2008.

[6] 于江飛, 晏至輝, 劉衛(wèi)東. 雙燃燒室沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)三維隔板后緣構(gòu)型數(shù)值研究 [J]. 彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào), 2010, 30(8): 108-112.

[7] 王應(yīng)洋, 李旭昌, 吳振亞, 等. 乙烯超燃燃燒室支板/凹腔結(jié)構(gòu)組合數(shù)值優(yōu)化 [J]. 固體火箭技術(shù), 2015, 38(5): 671-678.

[8] Andrew B Freeborn. Characterization of pylon effects on a scramjet cavity flame-holder flow field: AIAA 2008-86 [R]. 2008.

[9] 趙延輝. 基于凹腔-支板火焰穩(wěn)定器的超聲速燃燒室實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬研究 [D]. 長(zhǎng)沙: 國(guó)防科學(xué)技術(shù)大學(xué), 2011.

[10] 李旭昌, 王應(yīng)洋, 張成濤. 小支板后不同噴孔形狀射流的氣動(dòng)特性 [J]. 空軍工程大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2016, 17(2): 5-9.

[11] 楊陽(yáng). 超燃燒室火焰穩(wěn)定技術(shù)的試驗(yàn)研究 [D]. 北京: 北京航空航天大學(xué), 2012.

[12] Liang TIAN. Effect of second-stage configuration on combustion in a dual-struts based staged supersonic combustor: AIAA 2014-3780 [R]. 2014.

[13] 張彎洲, 樂嘉陵, 田野. 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): 1958-1966.

Numerical Analysis of the Influence of Strut Configuration on the Mixture of Kerosene/Air

XIA Xuefeng,GAO Feng,WANG Hongyu,ZHANG Han

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

Numerical simulation with discrete phase model was made on scramjet combustor of five strut-cavity structures to study the influence of strut tail structure on the mixture characteristics of kerosene/air. The impacts to mixing performance, vortex structures and total pressure recoveries were obtained. Results showed that staggered slope plates and staggered wedge plates could improve the mixing efficiency of kerosene component, but it also brought greater resistance and total pressure loss. The wedge-shaped block with a small number of blocks was more prone to large-scale and large-energy streamwise vortex, which can effectively extend the combustible mixed zone. The wedge-shaped block with a large number of blocks was more conducive to the small scale mixing in the near field, but was not dominant in large scale mixing in the far field.

scramjet combustor; strut configuration; mixing efficiency; numerical analysis

2016-04-20

夏雪峰(1992-),男,四川遂寧人,碩士研究生,研究方向:航空推進(jìn)理論與工程。

V231.3

A