波瓣混合器內(nèi)擴(kuò)張角對一體化加力燃燒室性能的影響

杜力偉

(中國航空發(fā)動(dòng)機(jī)研究院系統(tǒng)工程研究中心， 北京 101304)

波瓣混合器又稱為菊花型混合器，由于其特有的菊花型皺褶表面，使得兩股同向流動(dòng)的流體在波瓣尾緣下游流場中誘導(dǎo)出一組流向渦[1]，顯著提升了兩股流體在下游流場中的混合程度?；谠撎匦?，波瓣混合器在渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)混合排氣領(lǐng)域有著一定的應(yīng)用。同時(shí)，也被應(yīng)用于渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)尾流紅外輻射抑制等領(lǐng)域[2]。

Presz等[1]最早對波瓣混合器的引射性能進(jìn)行了初步研究?；赑resz的研究，中外學(xué)者不斷拓寬波瓣混合器的研究深度和廣度。Skebe等[3]針對流體黏性進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)對于波瓣混合器皺褶型表面誘導(dǎo)出的流向渦陣列，在其形成的初始階段中具有無黏性渦系的特征。Yu等[4]針對混合排氣系統(tǒng)中波瓣混合器與中心錐結(jié)構(gòu)的配合問題進(jìn)行了研究，結(jié)果表明通過對中心錐以及波瓣混合器開展整體優(yōu)化設(shè)計(jì)，可以抑制內(nèi)涵流體在中心錐表面附近的流動(dòng)分離，進(jìn)而降低流動(dòng)損失。

在波瓣混合排氣噴管氣動(dòng)熱力性能領(lǐng)域，中國學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究，并取得了較為顯著的研究成果。劉友宏等[5]、杜力偉等[6]對非加力狀態(tài)下混合排氣系統(tǒng)中波瓣混合器幾何參數(shù)進(jìn)行了研究，包含波瓣混合器環(huán)向瓣型數(shù)目、穿透率參數(shù)[7]、波瓣高寬比[8]、非對稱波瓣張角[9-10]、凹扇和切角優(yōu)化[11-12]等方面，其研究結(jié)果能夠指導(dǎo)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)中波瓣幾何結(jié)構(gòu)的選型設(shè)計(jì)。

通過回顧前人在波瓣混合器領(lǐng)域的研究成果，發(fā)現(xiàn)波瓣混合器在一體化加力燃燒室中的應(yīng)用研究較少。圖1為一體化加力燃燒室對應(yīng)的典型結(jié)構(gòu)。

圖1 一體化加力燃燒室示意圖Fig.1 Schematic of an integrated afterburner

由于采用了一體化的設(shè)計(jì)理念，將噴油桿等零件布置在支板內(nèi)側(cè)，并通過設(shè)置在支板表面的內(nèi)凹腔體穩(wěn)定加力燃燒火焰[13-14]，實(shí)現(xiàn)了降低加力燃燒室筒體長度、同步提升燃燒穩(wěn)定性的目的[15-16]。

通過開源場運(yùn)算和操作軟件(OpenFOAM)中二次開發(fā)的數(shù)值計(jì)算程序?qū)δ承鸵惑w化加力燃燒室進(jìn)行數(shù)值仿真研究，并進(jìn)一步分析內(nèi)擴(kuò)張角對一體化加力燃燒室氣動(dòng)熱力性能的影響規(guī)律。三維兩相湍流燃燒求解器采用OpenFOAM中的simpleReactingParcelFoam求解器。輻射換熱計(jì)算采用自主開發(fā)的基于三維非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的FskRadSolver求解器，并通過有限體積方法數(shù)值求解三維輻射傳輸方程。關(guān)于非灰、非均勻混合氣體的光譜吸收系數(shù)，采用全光譜關(guān)聯(lián)k分布方法計(jì)算對應(yīng)的數(shù)值。

1 數(shù)值計(jì)算研究

1.1 幾何模型

一體化加力燃燒室結(jié)構(gòu)如圖2所示，在凹腔表面設(shè)計(jì)了一系列小孔，從外涵引用的冷氣流將從小孔中射出，對凹腔表面起到冷卻、降溫的作用?？紤]到幾何模型的對稱性以及降低數(shù)值仿真耗時(shí)的要求，所研究的幾何模型包含半個(gè)凹腔支板結(jié)構(gòu)。表1所示為一體化加力燃燒室的關(guān)鍵幾何尺寸。

針對波瓣混合器結(jié)構(gòu)構(gòu)建了一組幾何模型，其內(nèi)擴(kuò)張角為0°～25°，如圖3所示。

圖2 一體化加力燃燒室結(jié)構(gòu)Fig.2 Geometry model of integrated afterburner

表1 一體化加力燃燒室關(guān)鍵尺寸Table 1 Key dimensions of integrated afterburner

注：D為外涵入口外直徑。

圖3 具有不同內(nèi)擴(kuò)張角的幾何模型Fig.3 Geometrical models with different lobe inward penetration angles

1.2 空間離散網(wǎng)格

基于SIMPLE算法的simpleReactingParcelFoam求解器已經(jīng)內(nèi)建于OpenFOAM中，通過該求解器對加力狀態(tài)下的流場分布進(jìn)行求解。考慮輻射換熱對流場分布以及性能的影響，輻射換熱計(jì)算過程基于自主開發(fā)的FskRadSolver求解器。在前期研究工作中，已經(jīng)基于simpleReactingParcelFoam以及FskRadSolver求解器，創(chuàng)建出完整的耦合計(jì)算程序。

采用三維非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格分別對流體域空間以及輻射傳輸空間進(jìn)行離散，考慮網(wǎng)格無關(guān)性研究后，流場計(jì)算網(wǎng)格包含的網(wǎng)格數(shù)目約為40×104，輻射換熱計(jì)算網(wǎng)格包含的網(wǎng)格數(shù)目約為20×104，具體如圖4所示。

圖4 三維流場以及輻射換熱計(jì)算網(wǎng)格(內(nèi)擴(kuò)張角=10°)Fig.4 Three dimensional flow field and computational grids for thermal radiation (lobe inward penetration angle=10°)

1.3 控制方程

通過求解三維黏性流體對應(yīng)的Navier-Stokes(N-S)方程，得到加力狀態(tài)下一體化加力燃燒室中的流場分布情況。輻射換熱中，不計(jì)散射對輻射換熱的影響，采用全光譜關(guān)聯(lián)k分布方法計(jì)算非灰、非均勻混合氣體的光譜吸收系數(shù)，求解輻射傳輸方程得到光譜輻射強(qiáng)度的分布。

1.4 數(shù)值計(jì)算方法

對具有不同內(nèi)擴(kuò)張角的一體化加力燃燒室模型進(jìn)行數(shù)值仿真研究時(shí)，采用基于OpenFOAM平臺(tái)的計(jì)算程序。其中，使用simple Reacting Parcel Foam求解器計(jì)算一體化加力燃燒室中的三維兩相湍流燃燒場，采用自主開發(fā)的基于三維非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的FskRadSolver求解器計(jì)算輻射場。湍流模型設(shè)定為Realizablek-ε模型，通過拉格朗日方法對兩相流進(jìn)行數(shù)值仿真，同時(shí)考慮燃油噴霧顆粒與混合氣體連續(xù)相的耦合作用，但是不考慮燃油的二次霧化。燃燒模型采用部分?jǐn)嚢璺磻?yīng)器模型，同時(shí)結(jié)合基于航空替代燃料C12H23的單步化學(xué)反應(yīng)機(jī)理。

對于加力狀態(tài)下一體化加力燃燒室中的輻射換熱計(jì)算，考慮三種輻射參與性介質(zhì)的影響，分別是H2O、CO2及碳黑顆粒。通過HITEMP-2010分子光譜數(shù)據(jù)庫，創(chuàng)建適用于一體化加力燃燒室輻射換熱計(jì)算的k分布數(shù)據(jù)庫。

1.5 邊界條件

加力燃燒室的入口設(shè)定為質(zhì)量流量入口，其對應(yīng)的出口設(shè)定為壓力出口。內(nèi)涵與外涵對應(yīng)的總溫比為2.51:1、質(zhì)量流量比為4.08:1。內(nèi)涵入口氣體介質(zhì)為燃?xì)?、外涵為空氣，其對?yīng)的組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)如表2所示。

表2 氣體組分對應(yīng)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)Table 2 Mass fractions of the gas species

冷卻小孔氣流的總溫設(shè)定為外涵入口總溫，其對應(yīng)的總流量為外涵入口流量的5%。在凹腔底部設(shè)置五個(gè)噴油點(diǎn)，油氣比為0.025，噴射角度為60°，噴霧顆粒為50 μm。輻射換熱計(jì)算中離散立體角設(shè)定為(6,12)。入口、出口邊界表面發(fā)射率設(shè)置為1.0，固壁表面發(fā)射率均為0.95。

2 數(shù)值計(jì)算方法驗(yàn)證

2.1 幾何模型

針對所采用的耦合計(jì)算程序，通過加力狀態(tài)下某型凹腔支板火焰穩(wěn)定器的實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果[17]，對計(jì)算程序進(jìn)行驗(yàn)證。試驗(yàn)時(shí)將加力燃燒室簡化為二元通道，如圖5所示。

圖5 試驗(yàn)中采用的幾何模型Fig.5 Geometrical model used in the experiment

2.2 對比驗(yàn)證結(jié)果

基于實(shí)驗(yàn)測量工況[17]，采用耦合計(jì)算程序得到試驗(yàn)測量位置處的數(shù)值仿真溫度分布，如圖6所示。

圖6 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對比Fig.6 Comparison between numerical and experimental results

基于圖6中數(shù)值仿真結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果可知，數(shù)值仿真對應(yīng)的溫度變化趨勢與試驗(yàn)測量結(jié)果一致。Y=0 m處兩者均達(dá)到溫度最大值，數(shù)值仿真結(jié)果相對于試驗(yàn)測量結(jié)果增大了40.35 K，對應(yīng)的相對誤差為2.3%；Y=0.5 m處偏差最大，仿真結(jié)果較試驗(yàn)測量結(jié)果提升了70.4 K，相對誤差為4.9%。

根據(jù)圖6對比結(jié)果可知，在對比研究的范圍內(nèi)，數(shù)值仿真結(jié)果與試驗(yàn)測量值之間最大溫度偏差為70.4 K、對應(yīng)的相對誤差為4.9%。進(jìn)一步可以得到：基于OpenFOAM二次開發(fā)的計(jì)算程序，可以用于考慮輻射換熱的三維兩相湍流燃燒數(shù)值仿真研究。

3 結(jié)果與分析

3.1 內(nèi)擴(kuò)張角對流場的影響

隨著內(nèi)擴(kuò)張角的逐漸增大，一體化加力燃燒室中的流場分布呈現(xiàn)出不同的分布形式。圖7為波谷縱截面上混合流體對應(yīng)的馬赫數(shù)云圖。

圖7 波谷縱截面馬赫數(shù)云圖Fig.7 Contours of Mach number in the lobe valley cross section

由圖7可知，在環(huán)形混合器(內(nèi)擴(kuò)張角為0°)下游流場中，不會(huì)誘導(dǎo)出具有強(qiáng)烈混合作用的流向渦陣列，內(nèi)涵以及外涵流體的摻混過程主要受到剪切混合的影響。對于內(nèi)突擴(kuò)中心錐下游的低速回流區(qū)，在內(nèi)擴(kuò)張角為0°時(shí)其對應(yīng)的幾何尺度最大。伴隨著內(nèi)擴(kuò)張角的逐漸增大，波谷下游流場中，外涵流體沿徑向往內(nèi)運(yùn)動(dòng)的趨勢得到加強(qiáng)；進(jìn)而提高了中心錐下游流體克服流動(dòng)分離的能力，最終降低了低速回流區(qū)域的尺度。

加力燃燒提高了一體化加力燃燒室徑向中部區(qū)域混合流體的溫度值。圖8為波谷截面溫度分布。

圖8 波谷縱截面溫度云圖Fig.8 Contours of fluid temperature in the lobe valley cross section

由圖8中溫度分布可知，加力狀態(tài)下一體化加力燃燒室徑向中部均形成了顯著的狹長帶狀高溫區(qū)域。對于內(nèi)擴(kuò)張角0°模型，在波瓣混合器下游混合流場中，外涵溫度較低流體始終較好緊貼筒體壁面。當(dāng)內(nèi)擴(kuò)張角逐漸增大時(shí)，外涵溫度較低流體貼壁流動(dòng)的距離逐漸縮短。從降低筒體壁面溫度的角度而言，較小的波瓣混合器內(nèi)擴(kuò)張角有助于降低后半段筒體壁面的溫度。

為了定量研究內(nèi)擴(kuò)張角對溫度分布的影響規(guī)律，給出了徑向方向上混合流體的溫度分布，如圖9所示。

在圖9中，Lmix為混合器下游沿流向的混合距離，R為混合器下游流場中任意點(diǎn)距一體化加力燃燒室軸心的距離。Lmix/D=0.1截面緊靠波瓣出口截面，在該截面上內(nèi)擴(kuò)張角對流場分布的影響較為顯著?；贚mix/D=0.1截面上徑向溫度分布，可知：隨著內(nèi)擴(kuò)張角增大，溫度曲線呈現(xiàn)出沿徑向往內(nèi)的偏移趨勢。此外，對于加力燃燒產(chǎn)生的溫度峰值，隨內(nèi)擴(kuò)張角的增大而逐漸減小。對于內(nèi)擴(kuò)張角為25°模型，溫度峰值為1 895.1 K，與0°模型相比，降低了3.1%。較大內(nèi)擴(kuò)張角條件下，波谷縱截面上外涵流體沿徑向往內(nèi)運(yùn)動(dòng)的趨勢得到強(qiáng)化；在外涵流體對流運(yùn)動(dòng)的影響下，徑向中部加力燃燒高溫區(qū)域逐漸往內(nèi)側(cè)偏移。同時(shí)，由于外涵流體溫度顯著低于內(nèi)涵流體，因此降低了混合流體的溫度峰值。波瓣下游混合流場中，混合流體溫度同時(shí)受到波瓣內(nèi)擴(kuò)張角、輻射換熱以及三維流動(dòng)等因素的綜合影響；使得Lmix/D=0.7截面上，各模型對應(yīng)的徑向溫度分布并沒有呈現(xiàn)出明顯的變化趨勢。

3.2 內(nèi)擴(kuò)張角對混合效率的影響

針對存在內(nèi)熱源或者內(nèi)質(zhì)量源的混合流動(dòng)過程，熱混合效率參數(shù)ηLD的表達(dá)式如式(1)所示：

ηLD=1-ξ(1-ξ)2

(1)

其中：

(2)

(3)

(4)

圖10為不同波瓣混合器內(nèi)擴(kuò)張角模型對應(yīng)的熱混合效率。

由不同內(nèi)擴(kuò)張角模型對應(yīng)的熱混合效率曲線(圖10)可知，在混合區(qū)域內(nèi)，隨著無量綱混合距離的逐漸增加，所有內(nèi)擴(kuò)張角模型對應(yīng)的熱混合效率數(shù)值均呈現(xiàn)出逐漸上升的變化規(guī)律。與此同時(shí)，當(dāng)內(nèi)擴(kuò)張角增大時(shí)，進(jìn)一步加劇了一體化加力燃燒室中混合流體的強(qiáng)迫摻混，降低了徑向方向上的溫度梯度，使得對比研究的每個(gè)橫截面上混合流體的熱混合效率數(shù)值逐漸提高。對于內(nèi)擴(kuò)張角25°模型，一體化加力燃燒室出口截面熱混合效率數(shù)值為0.707，相對于環(huán)形混合器模型提升了16.2%。

圖10 不同內(nèi)擴(kuò)張角模型對應(yīng)的熱混合效率Fig.10 Thermal mixing efficiency for the cases with different lobe inward penetration angles

3.3 內(nèi)擴(kuò)張角對總壓損失的影響

一體化加力燃燒室中內(nèi)涵以及外涵流體逐漸摻混均勻的過程中，混合流體能量損失逐漸增加。本文中采用總壓恢復(fù)系數(shù)定量計(jì)算混合流體的能量損失，如圖11所示。

圖11 不同內(nèi)擴(kuò)張角模型對應(yīng)的總壓恢復(fù)系數(shù)Fig.11 Total pressure recovery coefficient for the cases with different lobe inward penetration angles

對于較大內(nèi)擴(kuò)張角模型，在強(qiáng)化流體摻混的過程中，不可避免的產(chǎn)生更多的能量損失。由圖11 可知，總壓恢復(fù)系數(shù)的數(shù)值隨著波瓣內(nèi)擴(kuò)張角的提升呈現(xiàn)出逐漸降低的變化趨勢。對于當(dāng)前研究的所有橫截面位置，內(nèi)擴(kuò)張角25°模型始終具有最低的總壓恢復(fù)系數(shù)值。在Lmix/D=0.4截面下游區(qū)域中，波瓣混合器誘導(dǎo)的流向渦陣列已經(jīng)明顯減弱，使得總壓恢復(fù)系數(shù)的下降速率顯著低于上游區(qū)域。與內(nèi)擴(kuò)張角0°模型相比，內(nèi)擴(kuò)張角25°模型出口截面處的總壓恢復(fù)系數(shù)相對降低了0.88%。

3.4 輻射換熱對性能的影響

加力工況下一體化加力燃燒室中混合流體的溫度水平顯著高于非加力工況，強(qiáng)化了輻射換熱對一體化加力燃燒室性能的影響?；诖耍芯坎ò昊旌掀鲀?nèi)擴(kuò)張角對一體化加力燃燒室性能影響，同時(shí)定量分析了輻射換熱對混合流體摻混過程的影響。圖12為不計(jì)輻射換熱時(shí)對應(yīng)的熱混合效率曲線以及考慮/不考慮輻射換熱時(shí)對應(yīng)的差值。在圖12中采用參數(shù)ΔηLD表示考慮/不考慮輻射換熱時(shí)熱混合效率的差值，相應(yīng)的計(jì)算公式如式(5)所示：

ΔηLD=ηLD,rad-ηLD,non-rad

(5)

式(5)中：ηLD,rad為考慮輻射換熱時(shí)的熱混合效率參數(shù)；ηLD,non-rad為不考慮輻射換熱時(shí)的熱混合效率參數(shù)。

圖12 考慮及不考慮輻射換熱對應(yīng)的熱混合效率Fig.12 Thermal mixing efficiency for the cases with/without thermal radiation

對于圖12(a)中的混合起始段，隨著混合距離的增加，所有內(nèi)擴(kuò)張角模型對應(yīng)的熱混合效率均呈現(xiàn)先下降后上升的變化規(guī)律。產(chǎn)生這種分布規(guī)律的原因是：在混合起始段中，加力燃燒強(qiáng)度達(dá)到峰值；同時(shí)，加力燃燒過程釋放了大量熱量，提高了局部區(qū)域混合流體的溫度值、強(qiáng)化了橫截面上溫度分布的不均勻程度，從而導(dǎo)致降低的熱混合效率。

由圖12(b)可知，對于當(dāng)前研究的內(nèi)擴(kuò)張角模型，考慮輻射換熱的影響后，混合流體的熱混合效率均有所提升?？紤]輻射換熱時(shí)，減弱了加力燃燒產(chǎn)生的溫度梯度，提高混合流體的溫度摻混均勻度，即對應(yīng)于較高的熱混合效率數(shù)值。與不考慮輻射換熱的情況相比，考慮輻射換熱后內(nèi)擴(kuò)張角0°、25°模型出口處對應(yīng)的熱混合效率分別增加了58.7%和24.0%。

在圖12(b)中，伴隨著內(nèi)擴(kuò)張角的逐漸上升，對應(yīng)的熱混合效率差值ΔηLD呈逐漸降低的趨勢。考慮輻射換熱之后可以降低流場中的溫度梯度，提高混合流體的溫度摻混均勻度；而對于具有較大內(nèi)擴(kuò)張角的情況，波瓣混合器下游的混合流場已經(jīng)具有較好的摻混均勻度，減弱了輻射換熱進(jìn)一步強(qiáng)化摻混的效果，即對應(yīng)于較小的熱混合效率差值ΔηLD。在一體化加力燃燒室出口截面，內(nèi)擴(kuò)張角為0°、25°模型對應(yīng)的熱混合效率差值ΔηLD分別為0.225、0.137。

圖13為不考慮輻射換熱對應(yīng)的總壓恢復(fù)系數(shù)，以及與不考慮輻射換熱相比，考慮輻射換熱時(shí)總壓恢復(fù)系數(shù)的相對變化率。

圖13 不考慮輻射換熱對應(yīng)的總壓恢復(fù)系數(shù)曲線Fig.13 Total pressure recovery coefficient for the cases without thermal radiation

根據(jù)各個(gè)模型對應(yīng)的相對變化率曲線(圖13)，可知，對于當(dāng)前研究的幾何模型，輻射換熱對混合流體總壓恢復(fù)系數(shù)的影響微小。輻射換熱屬于三種換熱方式之一，在輻射換熱影響下溫度場的分布發(fā)生顯著改變；然而，輻射換熱沒有直接強(qiáng)化流體的宏觀運(yùn)動(dòng)，使得輻射換熱對混合流體總壓能量損失的影響較小。基于圖13中的相對變化率曲線，考慮輻射換熱后總壓恢復(fù)系數(shù)的相對變化率均低于0.25%。

4 結(jié)論

通過OpenFOAM中二次開發(fā)的數(shù)值計(jì)算程序?qū)δ承鸵惑w化加力燃燒室進(jìn)行了數(shù)值仿真研究，定量分析了波瓣混合器內(nèi)擴(kuò)張角對一體化加力燃燒室流場以及性能的影響規(guī)律。根據(jù)研究結(jié)果，得到以下結(jié)論。

(1)當(dāng)內(nèi)擴(kuò)張角逐漸提升時(shí)，混合流體的總壓恢復(fù)系數(shù)呈現(xiàn)出逐漸降低的變化趨勢、熱混合效率呈現(xiàn)出逐漸增加的變化趨勢。

(2)相對于環(huán)形混合器模型，內(nèi)擴(kuò)張角25°模型出口處的熱混合效率提升了16.2%、總壓恢復(fù)系數(shù)下降了0.88%。

(3)當(dāng)波瓣混合器內(nèi)擴(kuò)張角逐漸增加時(shí)，提升了下游流場的摻混均勻程度，縮小了不考慮/考慮輻射換熱時(shí)熱混合效率的差值，即減弱了輻射換熱進(jìn)一步強(qiáng)化熱摻混的效果。

(4)輻射換熱對混合流體總壓恢復(fù)系數(shù)的影響微小，考慮輻射換熱后總壓恢復(fù)系數(shù)的相對變化率均低于0.25%。