注油分布對(duì)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能的影響

李 朗 鄭忠華

(1. 西南科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院 四川綿陽(yáng) 621010；2. 中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心吸氣式高超聲速技術(shù)研究中心 四川綿陽(yáng) 621000)

超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中燃料的注油方式[1]會(huì)直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒性能。因不同的注油分布方式會(huì)使燃料在空間的分布、混合的距離以及燃燒室各局部的當(dāng)量比顯著不同，最終會(huì)影響到燃燒性能。文獻(xiàn)[2]采用數(shù)值模擬方法考察了馬赫6超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)不同注油方式下的火焰結(jié)構(gòu)、燃燒效率，進(jìn)而判斷隔離段不啟動(dòng)的依據(jù)。文獻(xiàn)[3]進(jìn)行了帶有凹槽的超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃料注入方式對(duì)煤油點(diǎn)火特性影響的實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明壁面注油可以有效實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火，但中心注油則會(huì)導(dǎo)致點(diǎn)火困難。國(guó)內(nèi)通過(guò)改變注油方式和引入增混裝置而使燃料分布合理并充分混合進(jìn)行了大量研究。文獻(xiàn)[3]考察了不同注油方式對(duì)燃燒流場(chǎng)的影響，文獻(xiàn)[4]基于脈沖燃燒風(fēng)洞直連式試驗(yàn)平臺(tái)研究了注油方式對(duì)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能的影響。單點(diǎn)注油位置及當(dāng)量比會(huì)直接影響到激波串的起始位置和整個(gè)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，進(jìn)而會(huì)對(duì)燃料的混合帶來(lái)影響，所以需要考察注油位置和當(dāng)量比對(duì)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)及燃料混合的影響。

本文為了進(jìn)一步研究不同當(dāng)量比對(duì)超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，通過(guò)AHL3D大規(guī)模并行軟件平臺(tái)[5-6]，針對(duì)超燃燃燒室在不同注油分布下對(duì)燃燒性能的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬，揭示了注油分布對(duì)燃燒室內(nèi)部流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響，并對(duì)燃燒室內(nèi)模態(tài)進(jìn)行了初步分析，進(jìn)而優(yōu)化注油方式，獲得燃燒室燃燒性能最佳的注油方式，為超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)焰技術(shù)提供新思路。

1 物理模型和計(jì)算方法

1.1 控制方程

采用求解直角坐標(biāo)系下的三維N-S方程，形式如下：

(1)

式中：Q=(ρ,ρu,ρv,ρw,ρEt,ρYi)T；E,F,G表示無(wú)黏通量；Fy,Gy,Ev表示黏性通量；S為源項(xiàng)；u,v,w為x,y,z方向速度；ρ,Yi表示氣體的密度和組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。氣體的總內(nèi)能：

式中e表示熱力學(xué)內(nèi)能。湍流模型采用Kok[7]提出的TNTk-ω模型。

1.2 數(shù)值求解方法

控制方程采用格心有限體積法離散，無(wú)黏對(duì)流項(xiàng)離散采用Van Leer提出的MUSCL方法，黏性通量的計(jì)算方法采用Gauss定理構(gòu)造方法。為了提高計(jì)算效率和穩(wěn)定性,時(shí)間推進(jìn)采用隱式LU-SGS方法。對(duì)燃料做氣態(tài)假設(shè)。湍流模型采用k-ω模型。為使解具有較高階的精度，化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型采用10組分和12步反應(yīng)的兩階段化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型[8-14]。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 計(jì)算模型與條件

發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室模型如圖1所示。隔離段的入口高為50 mm，寬為100 mm，總長(zhǎng)為415 mm。燃燒室的長(zhǎng)度范圍為1 700 mm，燃燒室包括凹槽和擴(kuò)張段兩部分[10]。發(fā)動(dòng)機(jī)共有兩個(gè)注油位，均位于上壁面，分別距離發(fā)動(dòng)機(jī)入口 390 mm和485 mm，壁面噴孔直徑為2 mm，單排10孔均布于發(fā)動(dòng)機(jī)展向。室溫氣態(tài)C2H4燃料垂直于發(fā)動(dòng)機(jī)壁面噴入。本文以數(shù)值模擬研究為主，實(shí)驗(yàn)研究為輔。實(shí)驗(yàn)在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心3 kg/s直連式脈沖燃燒風(fēng)洞(圖2)進(jìn)行[7-10]，先鋒氫氣噴入位置距離發(fā)動(dòng)機(jī)入口370 mm，先鋒氫氣用于點(diǎn)燃燃料。采用壓力傳感器(量程：0～700 kPa)測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)的壁面壓力, 壓力傳感器的采樣頻率為1 kHz。用于捕捉流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的高速相機(jī)的采樣頻率為每秒5 000幅。

圖1 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛨DFig.1 Schematic of the scramjet combustor

實(shí)驗(yàn)采用氫氧燃燒加熱，為獲得高焓污染空氣來(lái)流，氧氣補(bǔ)充至實(shí)際空氣中，N2，O2，H2O的摩爾比例為67∶21∶12。計(jì)算模擬飛行Mach數(shù)4.0，實(shí)驗(yàn)氣體總溫937 K，總壓0.8 MPa，實(shí)驗(yàn)氣體經(jīng)噴管加速至Mach數(shù)2.0, 實(shí)驗(yàn)時(shí)間約為400 ms。注油位置有凹槽內(nèi)單點(diǎn)B注油和凹槽前單點(diǎn)A注油，實(shí)驗(yàn)當(dāng)量比為Φ=0.315和Φ=0.200。壁面、噴油處進(jìn)行網(wǎng)格加密，網(wǎng)格總數(shù)約為540萬(wàn)。壁面設(shè)為絕熱壁面。入口設(shè)為來(lái)流條件。

2.2 計(jì)算結(jié)果與分析

圖2為熱流條件下凹槽前單點(diǎn)A注油Φ=0.200 和凹槽內(nèi)單點(diǎn)B注油數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)的壓力對(duì)比圖。通過(guò)圖2可以看出，數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，數(shù)值模擬具有可行性。

圖2 熱流壁面壓力曲線(xiàn)圖Fig.2 Wall pressure curve under hot flow condition

通過(guò)圖3中A點(diǎn)注油壓力曲線(xiàn)可以看出，隨著當(dāng)量比的增加，壁面壓力得到明顯提升，Φ=0.315壁面壓力幾乎擾到發(fā)動(dòng)機(jī)入口處，可以預(yù)見(jiàn)隨著當(dāng)量比的進(jìn)一步提高，壓力曲線(xiàn)凸起位置前移，反壓越來(lái)越大，最終將擾出發(fā)動(dòng)機(jī)入口，影響進(jìn)氣道的起動(dòng)。通過(guò)圖4中A點(diǎn)注油質(zhì)量加權(quán)Mach數(shù)曲線(xiàn)圖可以看出，隨著當(dāng)量比的提高，主流道內(nèi)高M(jìn)ach數(shù)區(qū)域逐漸減小，燃燒模態(tài)由超燃向亞燃過(guò)渡。

圖3 A點(diǎn)注油壁面壓力曲線(xiàn)圖Fig.3 Pressure curve of oiling position wall at point A

圖4 A點(diǎn)注油質(zhì)量加權(quán)Mach曲線(xiàn)圖Fig.4 Mass-weighted Mach curve at oiling position A

通過(guò)圖5-圖6中A點(diǎn)注油的Mach數(shù)和CO2云圖也可以明顯看出Φ=0.315燃燒更為劇烈，激波串長(zhǎng)度更長(zhǎng)，反壓前傳較遠(yuǎn)。

圖5 A點(diǎn)注油不同當(dāng)量比燃燒室流場(chǎng)Mach數(shù)分布圖Fig.5 Mach number distribution diagram of combustor flow field with different equivalent ratio at oiling position A

圖6 A點(diǎn)注油不同當(dāng)量比燃燒室流場(chǎng)CO2數(shù)分布圖Fig.6 CO2 number distribution diagram of combustor flow field with different equivalent ratio at oiling position A

通過(guò)圖7不同注油位置Φ=0.315壁面壓力曲線(xiàn)可以看出，壁面注油位置靠前時(shí)，壁面壓力擾動(dòng)的位置也靠前，同時(shí)從圖中可以看出A點(diǎn)注油的壁面壓力略高于B點(diǎn)注油的壁面壓力，可能是由于燃料混合距離較長(zhǎng)的原因。通過(guò)圖8不同注油位置Φ=0.315 質(zhì)量加權(quán)Mach數(shù)曲線(xiàn)可以看出，兩者燃燒都呈現(xiàn)亞燃狀態(tài)，Mach數(shù)變化趨勢(shì)基本相同。圖9為不同注油位置CO2曲線(xiàn)圖，圖10為不同注油位置燃燒效率曲線(xiàn)圖。通過(guò)圖10不同注油位置Φ=0.315 燃燒效率可以看出，B的燃燒效率略高于A的燃燒效率，看起來(lái)似乎與壁面壓力曲線(xiàn)得到的結(jié)論相反，即燃燒效率高時(shí)壁面壓力反而降低，這主要是由于本文定義的燃燒效率是實(shí)際轉(zhuǎn)化為CO2的煤油的質(zhì)量流量與完全轉(zhuǎn)化為CO2的煤油的質(zhì)量流量的比值。也就是說(shuō)A位置注油的CO2質(zhì)量流量小于B位置注油生成的CO2的質(zhì)量流量，但通過(guò)壁面壓力曲線(xiàn)A位置注油情況下的壁面壓力反而高于B位置注油的壁面壓力，由此可以推斷A點(diǎn)注油生成的CO較多，消耗的總煤油較多，因此才會(huì)出現(xiàn)燃燒效率低反而壁面壓力高的情況。從圖11-圖12不同注油位置Φ=0.315 Mach數(shù)和CO2云圖可以看出，壓力前擾位置與壁面壓力分析結(jié)果一致。

圖7 不同注油位置壁面壓力曲線(xiàn)圖Fig.7 Wall pressure curve at different oiling positions of combustor

圖8 不同注油位置質(zhì)量加權(quán)Mach曲線(xiàn)圖Fig.8 Mass-weighted Mach curve at different oiling positions

圖9 不同注油位置CO2曲線(xiàn)圖Fig.9 CO2 curve at different oiling positions

圖10 不同注油位置燃燒效率曲線(xiàn)圖Fig.10 Combustion efficiency curve at different oiling positions

圖11 不同注油位Φ=0.315燃燒室流場(chǎng)分布云圖Fig.11 CO2 number distribution diagram of combustor flow field at different oiling positions of Φ=0.315

圖12 不同注油位Φ=0.315燃燒室流場(chǎng)分布云圖Fig.12 Mach number distribution diagram of combustor flow field at different oiling positions of Φ=0.315

3 結(jié)論

采用計(jì)算程序?qū)Σ煌⒂头植嫉某紱_壓發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒流場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算分析，主要結(jié)果如下：當(dāng)在A點(diǎn)注油情況下，隨著當(dāng)量比的提高燃料燃燒越來(lái)越劇烈，主流道內(nèi)高 Mach 數(shù)區(qū)域逐漸減小，由超燃過(guò)渡到亞燃;隨著當(dāng)量比的提高，發(fā)動(dòng)機(jī)壁面壓力提升明顯,如果當(dāng)量比進(jìn)一步提高，反壓可能擾出隔離段，影響進(jìn)氣道的起動(dòng);當(dāng)A,B位置注油當(dāng)量比 0.315 時(shí)，燃燒性能差別不大，燃燒模態(tài)一致，壁面壓力差別較小。