超燃燃烧室肋片/凹腔组合结构研究*。

2019-07-30杨文佳王应洋马新鹏

弹箭与制导学报 2019年1期

杨文佳，高峰，王应洋，马新鹏

(空军工程大学，西安 710051)

0 引言

超燃燃烧室是超燃冲压发动机的重要组成部分。在超燃燃烧室中，要保证燃料在有限空间、极短时间以及复杂的流动状态下完成与空气掺混、燃烧等一系列物理化学变化，并且还要尽可能的减少发动机的性能损失。这是一项极具挑战的工作，也是超燃冲压发动机设计亟待解决的核心问题[1-3]。为改善燃烧室壁面直接喷注的流场特性，进一步提高发动机性能，国外学者对支板结构进行了改造,提出肋片结构，其能较大提高燃料穿透深度，增大掺混率，却不会造成更大总压损失,颇具应用前景[4-6]。

Rose在2Ma来流条件下对三棱柱肋片后横向射流进行了试验及数值仿真，发现与传统的横向喷流相比，肋片后方射流具有更高的穿透深度和更好的掺混效果[7]。Daniel等人采用NO-PLIF技术试验研究了锥形肋片尺寸对其后方射流的影响：与平面喷流相比，所有的肋片能均产生更大的穿透深度，并且减小侧向扩散[8]。Pohlman M R设计了5种不同锥形肋片，针对肋片构型对流场影响展开数值研究[9]。Aguilera通过冷流试验发现：不同喷射动压比对肋片的穿透增强效益影响较大；肋片能通过减弱射流前的弓形激波强度来降低总压损失；能增强液体燃料破碎与蒸发的能力[10-12]。为进一步提高远场掺混效率和稳定火焰能力，研究人员将肋片与凹腔进行组合，展开相关研究。Gruber R和Mitchell R等通过试验研究和数值仿真研究了肋片与凹腔组合情况下肋片尺寸对燃烧室性能的影响[13-14]；Rama A.Balar对肋片后射流不同喷射角度的影响展开了深入研究[15]；国内金劲睿研究了前置肋片对凹槽火焰稳定器混合特性的影响：与传统结构相比，前置肋片能减小总压损失，增大射流的穿透深度，并获得更为均匀的燃料分布[16]。目前，国内相关文献较少，国外报导也更多的集中在肋片结构尺寸等对燃烧室的影响，没有深入分析肋片凹腔组合方式不同带来的影响。为更全面的了解肋片凹腔结构组合对燃烧室的影响，文中运用数值模拟的方法，深入分析了其组合结构机理，并针对肋片凹腔组合结构不同组合距离对超燃燃烧室增强掺混能力和减小总压损失等的影响进行了定性定量研究，为超燃冲压发动机的设计改进提供重要参考。

1 算例设置与网格划分

1.1 模型与网格划分

为深入研究肋片凹腔结构不同组合距离对超燃燃烧室流场的影响，参考文献[14]和文献[17]设置了无肋片燃烧室以及肋片后缘与凹腔前缘距离分别为LC=4d、6d、8d、10d、14d六个算例，依次表示为case1至case6，其中d=1.4 mm。图1为肋片凹腔距离LC=6d时超燃燃烧室的基本构型。为排除其他因素干扰，文中超声速燃烧室采用矩形截面自由通道构型，由图1可知，燃烧室高为25.4 mm，宽为24 mm，总长为180 mm，肋片高5.6 mm，距离燃烧室入口35 mm，。超燃燃烧室凹腔深度为D=14 mm，凹腔长度为L=42 mm，凹腔后缘角为45°。为方便建模与计算，喷孔采用边长a=1.24 mm的正方形(面积与直径d=1.4 mm的圆孔等效)，与肋片的距离为2d。算例来流马赫数Ma=2，总压Pt=850 kPa，静压p=108 kPa，总温Tt=300 K，气流成分的质量分数αO2=23.2%，αN2=76.8%，喷孔处乙烯喷射总压Pt=20 000 kPa，静压p=1 400 kPa，总温Tt=1 200 K。

图1 燃烧室构型示意图(单位：mm)

用Fluent软件进行仿真求解，选择肋片类喷注装置数值模拟中用的较多的SSTκ-ω湍流模型，采用无滑移壁面。用ICEM对所有计算域进行结构化网格划分，并在肋片、喷孔以及凹腔壁面附近进行网格加密处理，第一层网格节点距离壁面1×10-6m，各模型的网格数为300万左右，图2为肋片凹腔组合距离为LC=6d的超燃燃烧室网格示意图。

1.2 网格无关性验证

文中对case3设置了4种不同密度网格来进行网格无关性验证，网格数分别为100万、200万、300万和400万。图3即为不同网格下的算例的羽流质量中心高度和总压损失曲线图。由图3可知，在燃烧室前端，各曲线几乎重合，及至凹腔附近，曲线才有了较为明显的差异，这可能是因为凹腔附近流场更为复杂，因此在后续研究中可以在凹腔附近进行适度的网格加密以提高计算准确度。随着网格数的增加，曲线间的差异越来越小，300万的曲线和400万的曲线根式几乎相同，因此，考虑到仿真精度要求与计算条件限制，此后的算例都采用300万左右数量的网格数。

图2 燃烧室网格示意图

图3 网格无关性验证

2 结果分析

2.1 肋片对超燃燃烧室性能的影响

图4为燃烧室对称截面压力云图，前者为无肋片算例case1云图，其在喷孔附近产生较强激波，后者则为case3云图，其激波主要产生于肋片上后缘。随着来流运动，两者激波都经壁面折射在燃烧室内形成激波串。因激波能引起来流速度减小，故将导致产生总压损失，对比发现，肋片结构改变了激波产生的位置，后者的激波强度稍低于前者，燃烧室后端的激波串分布也几乎没受到影响，激波强度上后者稍大于前者，值得注意的是，后者能在肋片后产生一个更大的低压区，这将对提高射流喷注高度和加速燃料与来流掺混带来较明显的优势。

图4 压力云图

图5分别是case1与case3算例X=25d、30d、35d、40d、45d、50d、60d、70d切面上当量比0.4≤Φ≤5.5乙烯组分云图与Φ=0.2等值线图。云图大小表征可燃混合区的面积，云图外为当量比Φ=0.2等值线，等值线包含范围表征流场混合区的面积。由图5可知，相同切片中，后者混合区的形状更狭长，前者在X=70d切面处仍在凹腔下壁面存在当量比大于0.2的乙烯，而后者在X=45d切面处，乙烯等值线就不再与下壁面相交，由此可得，乙烯喷注高度明显高于前者，且肋片的加入有效的减弱了燃料的侧向扩散。在X=35d切面处，后者已经不存在当量比大于5.5的乙烯组分，但前者还存在较大面积的高浓度乙烯组分，这说明肋片结构加速了乙烯的扩散。综上，肋片能显著抬升燃烧室内乙烯组分高度，提高射流的穿透深度，能增大乙烯的扩散速度，促进乙烯与来流的掺混，加强掺混效果。这不仅能加快燃料与来流的混合，提高混合程度，从而有效的减小燃烧室的长度，同时，也能使可燃混合区远离燃烧室下壁面，降低了燃烧室壁面承受的热量，降低了对材料承热能力方面的要求。

为进一步定量分析有无肋片燃烧室流场特性的差异，图6为羽流质量中心高度和总压损失系数曲线图。由图6(a)可以看出，无肋片结构羽流质量中心高度增长自始至终都较为平缓，而肋片构型的加入使得射流的羽流质量中心高度从X=25d处就开始迅速提升，至X=50d左右增长速度才变得较为平缓，其最后的结果也是前者羽流高度远远高于无肋片结构，这与之前定性分析得出的结论一致。从总压损失系数曲线来看，在燃烧室前端，两条曲线基本重合，在X=70d后，加入肋片结构总压损失系数曲线开始变得高于无肋片算例，但是差异不大。总体看来，肋片结构不但能较大的提升射流的穿透深度，增强燃料与来流的掺混，同时，也不会带来较大的总压损失或者导致流场畸变。

图5 乙烯组分云图与等值线

图6 不同算例流场特性参数数值

2.2 肋片/凹腔组合距离对燃烧室性能的影响

图7为冷流条件下case2至case6超燃燃烧室对称截面上温度分布云图。从图7中可以看出，各算例凹腔内温度明显高于其他区域，这就说明不同组合距离算例都能通过回流产生高温区，其中，高温区不仅可以有效促进燃料的掺混和实现燃烧室的点火，更可以在燃烧时达到稳定火焰的效果，随着组合距离的减小，凹腔内温度逐渐增高，高温区面积也逐渐增大，说明组合结构的稳焰能力得到增强。组合距离较大时，距离的减小能较大的提高凹腔内温度和高温区范围，然而这种影响能力随着距离的减小而减小，对比case2和case3可发现，前者高温区域面积略大于后者，而两者内温度值几乎已经相等，因此有理由相信这存在一个极限距离，当达到这一距离时，燃烧室内温度和高温区不再随距离的减小而有明显变化，而且这一值就在6d左右。

图7 温度分布云图

图8为燃烧室对称截面上压力分布云图，结合图4可以得到，各算例激波产生于肋片上后缘，经壁面折射产生激波串，组合距离的增大对激波位置几乎不产生影响，却增加了激波强度，对比小距离组合算例，在case6算例中，凹腔后缘明显产生了大强度激波，这势必会造成更大的总压损失。肋片后的低压区对燃料的穿透深度和扩散速度有重要促进作用，由图8可知，组合距离对肋片后低压区面积大小有着明显影响，距离越大，低压区范围越广，但随着距离增加到一定值后，低压区面积就几乎不再明显变化。

为进一步定性分析肋片凹腔组合距离对燃烧室性能的影响，图9显示了各算例当量比0.4≤Φ≤5.5的切面上乙烯组分云图与Φ=0.2等值线。结合图5可得，不同的组合距离都能明显减少下壁面的燃料组分，提高喷流的穿透深度；随着组合距离的减小，喷注燃料的扩散速度也得到提高，case2和case3算例中，在X=35d切片中就不存在当量比Φ>5.5的乙烯组分，而case5算例中，在X=40d切面中仍存在高浓度乙烯组分。对比case5和case6，又可发现两者在燃烧室前端燃料扩散速度几乎一致，然而在X=40d切面附近，后者燃料的扩散速度明显高于前者，这可能是因为后者燃料喷注高度小于前者，因而更大的受到凹腔的卷吸作用促进扩散的影响。

图8 压力分布云图

图9 乙烯组分云图与等值线

各算例乙烯扩散过程中，流场混合区的形状在燃烧室前端呈葫芦形，随着流场流动逐渐转变为圆形，这样更能充分利用流道空间提高燃料在燃烧室中分布的均匀性，更利于点火与燃烧。因为凹腔具有在稳定火焰等方面独一无二的优势，目前一般在凹腔对燃烧室进行点火，因此，为了能更顺利点火，凹腔附近的乙烯浓度不能过高，也不能过低，由图9可知，距离太近会使得乙烯扩散速度过快，而距离太远又会导致乙烯无法充分与来流进行掺混，需要找一个合适的组合距离。对比算例可得，距离为6d时，能更好的使燃烧室达到点火条件，创造更好的点火条件。

图10给出了各算例对称面凹腔位置的展向局部流线图，观察对比可知，各算例凹腔内都形成了展向涡，其中，case1可能是因为凹腔与喷孔过近的原因，凹腔内展向涡靠向凹腔后部，且在凹腔前部存在一个小涡；随着距离增大，凹腔内小涡逐渐减小，展向涡逐渐增大；在case4中已经不存在小涡，此后，随着组合距离的增大，展向涡逐渐减小。凹腔内漩涡对来流有卷吸作用，有利于火焰稳定，而且展向涡越大，凹腔卷吸能力也就越大，从而能更好地加强掺混效果，稳焰能力也能更优，对比各算例可得，case3中凹腔展向涡最大，因此其增强掺混能力最大，稳焰能力也最强。

图10 对称面凹腔位置流线图

为定量分析不同组合距离下射流掺混与穿透效果，图11分别为羽流质量中心高度、流场可燃混合区面积、最大乙烯浓度衰减曲线和总压损失系数曲线图。由图11(a)可得，随着来流流动，各算例羽流质量中心高度逐渐提高，有肋片结构算例羽流高度明显高于无肋片结构算例；随着组合距离的减小，射流喷注高度稍有增大，且增幅逐渐减小，case2与case3曲线在燃烧室后段已经几乎重合；由图11(b)可知，各算例可燃混合区面积逐渐增大，有肋片结构算例在燃烧室前端面积增长速度较快，后期增长则相对平缓，无肋片算例的混合区面积总体来说增长速度变化不大，前期增长速度低于有肋片算例，说明此时肋片能促进燃料的掺混扩散，至凹腔附近，无肋片算例面积增长速度突然增大，开始高于其他算例，后期则一直保持高于其他算例，这可能是因为没有肋片提高射流穿透深度导致羽流质量中心高度低，在下壁面附近存在较多高浓度乙烯组分，这从图5乙烯组分图也可以看出，因此，无肋片结构算例中的燃料能更好的受到凹腔处涡流的卷吸作用增加扩散速度，这也解释了组合距离越近，前期面积增长速度相对更快的原因，因为肋片后喷注，燃料呈倒葫芦形，距离越近，乙烯组分高度还没达到较高，能更好的受到凹腔作用。

图11 不同算例流场特性参数数值

从乙烯最大浓度衰减曲线图可以看出，各算例中乙烯浓度都随着流动而减小，前期衰减速度快，后期相对平缓，肋片结构的加入增大了乙烯扩散的速度，同时组合距离也对扩散速度有所影响，除了case5和case6在燃烧室后端稍有不同，其余算例均为组合距离越小，浓度衰减越快，但随着距离的减小，相应影响不再明显，这也与前文的相关解释相对应。观察图11(d)可知，随着组合距离的增大，总压损失先是减小后是增大，前期的减小可能是因为肋片上后缘会产生激波，激波导致总压损失的产生，组合距离的变化不会给肋片后激波产生明显影响，却能增大肋片后低压区范围，从而使得总压损失减小；随着距离的增加，凹腔后壁面开始出现激波，且激波强度越来越大，导致产生了较大总压损失，从而出现case6总压损失明显大于其余算例的情况，而对比case1、case3、case4、case5可以发现，这些算例的总压损失曲线形状相似，且相差不大。