三维尺寸对悬臂斜坡喷注器混合效率影响数值研究*

2018-11-13夏雪峰

弹箭与制导学报 2018年1期

高峰,夏雪峰,张涵

(空军工程大学防空反导学院,西安 710051)

0 引言

超燃冲压发动机设计时为解决超声速条件下燃烧室内燃料的瞬时掺混问题[1],一般是通过物理斜坡、气动斜坡、支板和凹腔等一系列被动式掺混增强装置[2]产生流向涡来促进燃料混合。其中斜坡喷注器通过在进气道设置带喷孔斜坡,能够同时起到燃料喷注器和扰流器的双重作用,受到国内外研究人员广泛关注。

J.P.Sislian等[3-5]基于传统斜坡喷注和小角度壁面喷注技术最早提出了悬臂斜坡喷注器方案,Parent等[6-7]和Aander等[8-9]研究了其流向涡混合增强机理及其性能影响因素。国内黄伟等[10]首次将悬臂斜坡喷注器运用于超燃冲压发动机燃烧室,毕东恒等[11-13]分析了其流场结构及其混合特性。总体而言当前研究主要集中在对带悬臂斜坡喷注器燃烧室流场特性和掺混效果探索,而对喷注器的单独构型缺乏具体的优化研究。文中详细研究了超声速燃烧室中悬臂斜坡喷注器斜坡压缩角、后掠角、悬臂宽度对燃料掺混效率和穿透深度的影响,为对其进行三维尺寸优化打下理论基础。

1 计算模型及数值方法

1.1 计算模型与算例设置

研究所用超燃燃烧室与悬臂后掠喷注器构型结构如图1所示,保持喷射角度、喷射高度不变,设置带不同斜坡压缩角、不同斜坡后掠角以及斜坡悬臂宽度的7个算例如表1所示。斜坡压缩角为α,斜坡后掠角为β,悬臂宽度为L。超声速流道为总长160 mm的矩形截面自由通道,进口截面为20 mm×32 mm,喷孔距燃烧室入口35 mm,喷孔为边长a=2.4 mm的方形孔。入口来流Ma=2,来流总压为pt=850 kPa,总温为Tt=300 K,悬臂斜坡喷孔处乙烯的总压为pt=2 MPa,喷射乙烯静压为p=1.4 MPa,总温为Tt=300 K。

表1 不同悬臂斜坡喷注器尺寸参数表

1.2 数值方法

采用ICEM-CFD软件对整个模型划分结构网格,在壁面以及悬臂斜坡附近进行网格加密,得到各算例网格数为200万左右。局部网格如图2所示。

通过有限体积法解析化学反应的RANS方程组,湍流模型采用对圆柱绕流、尾流以及放射状喷射有很好模拟性的可压缩修正SSTk-ω模型,采用可压缩的N-S方程求解超燃燃烧室内化学反应以及湍流流动,对流、湍流以及扩散项计算均为二阶迎风格式。设置带有化学反应的湍流流动控制方程,考虑计算域内流体的热传导、组分运输、可压缩性以及粘性。

1.3 算例验证

对Donohu[14]的实验进行模拟计算以验证模型的准确性,燃烧室几何结构如图3(a)所示,来流Ma=2,总压P0=262 kPa,静压为P1=33.5 kPa,总温为T0=300 K,喷孔处氢气喷射总压P0jet=248 kPa,喷射静压为P1jet=50.24 kPa,喷射总温为T0jet=300 K。图3(b)为实验以及数值模拟的温度等值线对比图,二者温度梯度基本一致,表明文中采用的湍流模型能够有效模拟带斜坡喷注器超燃燃烧室中的流动情况。

1.4 性能参数

各算例流动情况和燃料掺混效果主要性能参数定义如下:

1)可燃混合区面积[15]

(1)

式中：F/A表示为燃料和空气质量流率比,(F/A)stoich定义为恰当比,指燃料与空气完全反应所需的油气比,乙烯的恰当比为0.0678。可燃混合区面积Af表示当量比0.4≤Φ≤5.5的区域。

2)混合效率[16]

(2)

(3)

(4)

式中:α代表燃料质量分数;αreact为化学反应刚好能发生时的燃油质量分数;αstoich指当量比为1时燃料质量分数,乙烯为0.063 5。

3)最大浓度衰减曲线[17]

为构型截面中最大浓度值αmax随着流向距离发生变化的曲线,能够客观反映出燃料的掺混快慢和该截面燃料αmax的下降速度。

4)羽流质量中心高度[17]

用来衡量射流的穿透深度:

(5)

式中：ρ,u,α,z分别表示为网格单元内流体的密度,速度,乙烯质量浓度及网格单元中心z坐标。

5)总压损失系数[18]

总压损失系数可有效表现出构型在该位置的总压损失大小,定义为:

(6)

(7)

6)燃烧效率[19]

(8)

2 计算结果及分析

2.1 斜坡压缩角对流场特性的影响

图4为case 1、case 2、case 3构型在喷孔附近X=10 mm、Z=0截面、燃烧室下壁面压力云图与流线图。观察X=10 mm截面,所有构型均在主流形成了较大的一对流向涡,比较流向涡核心区高度可表示为case 3> case 2> case 1,说明斜坡压缩角度的增加会使主流内的流向涡得到抬升,从而增加了射流的穿透深度。从Z=0截面可以看出,随着斜坡压缩角度的增大,斜坡前沿形成的激波强度也随之变大,从而使总压损失变大,且在case 3构型斜坡底部,由于斜坡压缩角度的增大出现了展向涡,将喷孔射流部分燃料卷入贴近壁面的部位,从而影响靠近喷孔位置射流的穿透深度。

图5为掺混效果曲线对比图,可知3种构型的掺混效果并无特别大的差别,仅case 1在X=50～80 mm处可燃混合区面积略微大于其他两种构型,而在X=80～120 mm处却明显小于其他两种构型。在X=5～60 mm处因为靠近喷孔处的流向涡差异导致羽流质量中心高度表现为case 3> case 2> case 1,但由于case 3斜坡底部出现的展向涡使其穿透深度下降,导致case 3在X=5～30 mm处相对于case 2羽流质量中心高度接近相同。观察总压损失曲线,可知随着斜坡压缩角度的增大,总压损失明显增大。综上,斜坡压缩角的增大对流场的掺混效果影响不大,但会在有效增加喷孔附近的射流穿透深度的同时带来更大的总压损失。

2.2 斜坡后掠角对流场特性的影响

图6为case 1、case 4、case 5构型在喷孔附近X=10 mm、Z=0截面、燃烧室下壁面压力云图与流线图。观察Z=0截面,发现随着后掠角度的增大,后掠斜坡对两侧壁面部位来流的挤压作用造成总压损失也会越来越大,因此斜坡前沿激波强度为case 5> case 4> case 1。对比X=10 mm截面的流向涡发展情况,3种构型均形成了靠近射流的主流向涡和靠近壁面的小流向涡,且case 4的主流向涡核心高度明显高于其他两种构型,说明case 4在靠近喷孔附近的流场流向涡抬升作用强于其他两种构型,从而增强其穿透深度。

图7为各构型掺混效果曲线对比图。由于后掠角度的增加使对两侧壁面的挤压作用增大,从而增加了总压损失,使总压损失大小关系为case 5>case 1>case 4。case 4在靠近喷孔附近流场主流向涡核心高度更高,从而在X=5～65 mm处羽流质量中心高度明显高于其他两种构型,但在X=80～125 mm处case 1超过了其他两种构型,说明后掠角度影响各构型的穿透深度,后掠角越小,构型在靠近喷孔附近流场的穿透深度越高,后掠角度最大的case 5羽流抬升效果最差。但在远场适当的后掠角度更能增加射流的穿透深度。观察可燃混合区面积Af可表示为case 5>case 1>case 4,表明斜坡后掠角度的增加增强了燃料掺混效果。综上,后掠角度的增加可有效增强掺混,但也造成了总压损失的增大和穿透深度的减小。

2.3 斜坡悬臂宽度对流场特性的影响

图8为case 1、case 6、case 7 3种构型在X=5、20、35、50、65、80、100、120 mm处乙烯当量比0.4≤φ≤5.5的切面上乙烯组分云图与射流流线图。可知在X=100 mm处case 6的可燃混合区面积明显大于其他两种构型,说明case 6构型在此处的乙烯组分扩散比其他两种构型快。此外,在X=100 mm、120 mm处主流与壁面连接处可燃混合区面积大小为case 6>case 1>case 7,表明随着悬臂宽度增加,流场远场贴近壁面的乙烯组分减少,羽流穿透深度增加。

图9为对case 1、case 6、case 7 3种构型的流场特性定量分析结果。对比最大乙烯组分浓度衰减曲线,在X=20～60 mm处case 1乙烯浓度衰减速率明显低于其他两种构型,但在X=60～120 mm处正好相反,case 1乙烯浓度衰减速率明显快于其他两种构型。在X=20～60 mm处三种构型可燃混合面积Af差别不大,X=60～120 mm处case 6的Af明显大于其他两种构型。表明case 6在流场远场促进燃料掺混作用明显优于其他两种构型,但在流场近场对掺混效果的改善效果不佳。对比case 1与case7的最大乙烯组分浓度衰减曲线与可燃混合区面积并无明显差别,说明当悬臂宽度增加到一定程度后,对构型流场的掺混效果影响很小。总压损失大小为case 7>case 1>case 6,而在X=20～70 mm处,羽流质量中心高度为case 6>case 1>case 7,但在X=80～120 mm处case 7>case 1>case 6,说明随着悬臂宽度的减小,构型的总压损失减小,燃料在流场远场的穿透深度也减小,但在近场却得到一定程度的增强。综上,悬臂宽度的减小可有效增加流场近场的穿透深度以及远场的掺混效率,减小总压损失,同时使远场穿透深度减小。但悬臂宽度增加到一定程度后,对流场掺混效果影响很小。