结冰环境热合成双射流激励器工作特性数值研究

王小伟, 张智慧, 王 娴

(西安交通大学航天航空学院, 机械结构强度与振动国家重点实验室; 陕西省先进飞行器服役环境与控制重点实验室, 陕西西安 710049)

引言

飞行器结冰是一种常见的气象危害现象[1-2]. 飞机结冰不仅增加飞机的负载, 还会改变飞机的气动外形, 导致飞行器升力下降, 阻力上升, 严重影响飞机的操控性和飞行安全, 甚至会造成飞机坠毁等重大事故, 因此飞机必须配备防除冰系统[3-4]. 目前常用的防除冰技术有其固有的缺点, 如化学防除冰技术对环境不友好, 机械防除冰和热气防除冰管线复杂, 增加飞行负载. 合成射流技术的出现和发展[5-8], 以其结构简单、 易于控制、 及零质量射流的特点, 为发展新一代防除冰技术提供了新的方法.

1992年佐治亚理工的Smith等[9]， Glezer等[10]首先发明了单腔合成射流器. 在此基础上, 罗振兵等发明了单膜双腔合成射流器[11-14], 实现了合成射流激励器能量倍增, 同时解决了单腔激励器振动膜两侧压力不匹配时压溃的问题, 拓展了激励器的应用范围. 合成射流技术防除冰应用方面, Nagappan等[15]首次提出结冰环境中, 在平板下布置成排合成射流激励器进行防除冰的方案, 并通过数值模拟方法对不同结冰状态下防除冰效果进行研究, 给出合成射流激励器针对平板的防除冰特性. 蒋浩等[16]采用Euler气液两相模型和Euler壁面液膜数值模型, 研究了低速来流条件下, 在内部安装热合成双射流激励器的机翼前缘过冷液滴的撞击特性. 结果表明, 合成双射流激励器的主动控制, 阻挡了机翼前缘等积冰重点防护区域内的水滴撞击, 从而大幅降低了这些区域的结冰强度. Jin等[17]建立了合成射流器除霜实验系统, 对单个液滴的结冰过程, 以及合成射流激励器除霜过程进行了实验研究, 结果表明合成射流激励器在抑制结冰形成及除霜方面具有良好的效果. 杨升科等[18]提出一种电加热与合成射流激励器复合式防冰方法, 通过实验研究了电加热与合成射流复合防冰的性能. 结果表明复合式防冰系统在结冰气象条件下, 不仅能够保持机翼前缘不结冰, 还能消除机翼后表面的冰脊. 目前文献大多局限于合成射流技术对于平板和机翼防除冰效果研究, 考虑的环境影响因素对激励器特性影响比较单一, 缺乏结冰环境中各影响因素对激励器工作特性综合影响的研究.

文章采用数值模拟方法, 研究飞行结冰环境因素来流速度、 过冷液滴含量、 过冷液滴直径对热合成双射流激励器工作特性的影响, 获得了激励器在飞行结冰环境中工作特性变化规律, 为热合成双射流激励器防冰装置设计及防除冰实验研究提供参考.

1 计算模型与数值方法

1.1 物理问题描述

本文建立如图1所示的飞行结冰环境中热合成双射流激励器物理模型. 包含加热模块的合成双射流激励器, 置于含过冷液滴的低温流场中, 双射流激励器的结构尺寸及工作参数来自文献[12], 如表1所示. 激励器振动膜的往复振动, 对激励器腔体周围流体产生周期性交替吹吸的流动扰动, 进而产生零质量射流. 整个过程无需引入额外流体源.

图1 热合成双射流激励器在结冰环境中工作物理模型

表1 双射流激励器结构及工作参数表[12]

1.2 计算模型

根据图1所示物理模型, 建立双射流激励器计算模型如图2所示, 计算模型为包含外部流场边界的长方形区域, 高h=300 mm, 宽l=420 mm. 通过激励器振动膜边界同时左右周期性位移, 模拟双射流激励器工作过程.

图2 热合成双射流激励器计算模型图

同时为分析流场特征, 在计算域中设置以下监测点:A(-3.5, 1.5)，C(3.5, 1.5)，D(0, 6)，E(0, 10)，H(-12.5, -23)，I(12.5, -23), 其位置分布如图3所示. 合成双射流激励器的左右腔分别命名为Q1,Q2腔. 以上各点以O(0, 0)点为坐标原点.

图3 热合成双射流激励器出口监测点

1.3 计算工况

本文研究了结冰环境因素中来流速度V∞, 平均液滴直径MVD, 平均液滴含量LWC对激励器流场特性及温度分布特性的影响, 建立了3组对比工况, 工况参数如表2所示, 对于各工况, 加热模块的加热功率P为8 W.

表2 工况计算参数表

1.4 数值方法

本文计算采用商业软件FLUENT, 计算涉及连续相气体流场及离散相液滴两部分. 连续相气体采用Euler方法, 求解N-S方程组, 采用PISO算法, 对流项采用QUICK格式离散, 扩散项采用2阶中心差分. 此外, 根据实验结果[12], 激励器内部及出口处于湍流状态. 对于湍流模型的选择, 杨升科等[18]对采用不同湍流模型模拟合成射流器流场的适用性进行了研究, 证明SSTk-ω模型具有更好的准确性, 因此本文选择SSTk-ω模型, 离散相采用DPM模型, 对各粒子轨迹及能量交换进行捕捉. 离散项控制方程如下:

液滴运动方程为

其中,τp为液滴的松弛时间

Re为相对Reynolds数;up为液滴相的速度(m/s);u为连续相流体的速度(m/s);ρp为过冷液滴密度(kg/m3);F为外力项, 包括过冷液滴所受重力、 Staffman升力;Cd为曳力系数. 其中下标p表示过冷液滴.

液滴换热方程为

其中,mp为过冷液滴质量(kg)；Tp为液滴相的局部温度(K)；θR为连续相气体表面温度(K);TR为过冷液滴表面温度(K);Cp为液滴比热, 单位J/(kg·℃);Ap为液滴表面积(m2);h为对流换热系数, 单位W/(m2·K4);εp为粒子发射率;σ为Stefan Boltzmann常数. 其中下标R表示物理表面.

流场初始条件为, 初始速度U0=V0=0 m/s, 初始压力P0=P∞=1.01×105Pa, 初始温度T0=T∞=248 K; 激励器固体壁面速度为0, 温度恒定为674 K, 对液滴作用采用Reflect模型; 内部加热模块采用恒功率加热, 加热功率为8 W, 腔体内初始温度为674 K.

模型上边界为包含过冷液滴的来流入口边界, 来流方向垂直上边界向下, 入口温度、 液滴浓度、 过冷液滴直径等参数见表2. 下边界为流场出口, 液滴在出口采用Escape模型, 即液滴到达底部边界后被去除; 模型左右两边界为滑移壁面, 液滴采用Reflect模型, 即液滴到达左右边界时反弹回流场.

在激励器振动膜的两侧, 采用UDF方式添加相同的位移边界, 如下式[19]. 应用动网格方法, 实现激励器振动膜在左右两腔往复移动, 模拟合成双射流器的工作状态. 振动膜位移方程为

其中, 振动膜振动幅值Δ=0.7 mm, 单侧振幅为0.35 mm; 振动膜直径D=46 mm; 振动膜对液滴作用采用Reflect模型; 振动膜频率f=500 Hz,因此激励器工作周期τ0=0.002 s.

1.5 网格生成

本文建立了如图4所示的非结构网格, 计算域网格节点总数量3×105. 为了满足湍流计算模型(SSTk-ω)对边界层无量纲壁面距离y+<1的要求, 边界层处第1层网格尺寸为5.5×10-6m. 非结构网格适于复杂几何结构且对动网格方法具有较好的适应性.

图4 双射流激励器出口区域网格

2 数值验证

为保证数值计算的准确性, 基于文献[12]实验中的激励器状态参数(见表1), 对静态流场中合成双射流激励器的工作过程进行模拟, 将计算结果与文献[12]的实验结果进行比较. 图5为单个工作周期内, 双射流激励器出口A，C点的y方向速度分量V的值,τ0为单个工作周期.规定沿y轴正方向速度V为正.

(a) Velocity of point A

在速度变化趋势基本符合实验结果的基础上, 对两出口总的动量变化量作误差分析, 检测点A,C处数值计算总动量值与实验获得总动量值的差ΔIA, ΔIC为

其中,IAi,ICi为监测点模拟计算的总动量值,IAe,ICe监测点实验结果总动量值,VAi为A点数值模拟得到的速度值,VAe为A点实验得到的速度值,VCi为C点数值模拟得到的速度值,VCe为C点实验得到的速度值,A,C点数值计算动量与实验结果总动量的相对误差ΔEA, ΔEAC为

3 计算结果及分析

压电式热合成双射流激励器经过多个周期后,工作特性呈现稳定周期变化, 即达到稳定工作状态. 本小节均为激励器达到稳定工作状态后的结果.

3.1 来流速度对激励器工作特性的影响

3.1.1 不同来流速度下的流场特性

图6为V∞=-3， -6, 10 m/s条件下,t=0.75τ0时刻的流线及压力分布图.τ0为单个工作周期,t=0.75τ0时激励器左腔为射出流, 右腔为吸入流, 且速度值均达到最大. 当来流V∞=-3 m/s时, 热合成双射流激励器的射流及射流涡受到吸程腔体的负压吸引, 向激励器中心偏转, 在热合成双射流激励器出口形成射流融合区. 并且射流涡在合成射流融合区内演化耗散, 不向激励器两侧脱落, 双射流激励器两侧流场呈层流状态. 当来流V∞=-6， -10 m/s 时, 压电式热合成双射流激励器两腔的射流及射流涡由于来流的作用, 克服吸程腔体的负压吸引, 向远离中心偏转, 沿着热合成双射流激励器侧壁脱落, 受外流场和侧壁面的作用向下演化发展, 在热合成双射流激励器两侧形成涡旋扰动区.

(a) V∞=-3 m/s

图7为激励器出口A,C两点单个工作周期内的速度值. 结果表明, 随着来流速度的增大, 激励器出口最大射流速度值逐渐减小, 而吸入的速度值逐渐增大.

(a) Velocity of point A

图8为激励器中线上D,E两点单周期内速度值. 当来流V∞=-3 m/s时,D点位于出口合成射流融合区内, 由于受到融合区内射流及旋涡的影响,D点的速度呈类正弦.E点处于融合区外, 其速度主要受到远场来流的影响, 速度基本不变. 当来流V∞=-6, -10 m/s时, 激励器出口未形成合成射流融合区,D,E点速度主要受远场来流的影响, 其速度基本不变.

(a) Velocity of point D

3.1.2 不同来流速度下的速度特性

图9为在不同来流速度下,t=0.75τ0时刻热合成双射流激励器温度场云图. 当来流V∞=-3 m/s时, 由于在激励器出口产生射流融合, 形成热合成射流区, 因此在激励器前端产生温度保护区. 当来流V∞=-6, -10 m/s时, 射流涡远离激励器中心线移动, 向两侧脱落, 激励器两侧形成旋涡换热区, 两侧产生较大范围加热区.

(a) V∞=-3 m/s

图10 为不同来流速度下, 流场中A,D，I点的单周期内温度值, 当V∞=-3 m/s时,A点的温度始终高于273 K, 说明此时A点处于热合成双射流激励器出口稳定热保护区内. 当V∞=-6， -10 m/s时,A点温度在吹程时高于273 K, 处于加热状态, 吸程时很快降至环境温度, 说明双射流激励器出口区未形成稳定热保护区. 当V∞=-3 m/s 时,D点的温度始终高于273 K, 此时D点处于热合成双射流激励器出口热保护区内. 当V∞=-6, -10 m/s时, 出口未形成热保护区, 且没有被激励器射流加热, 所以D点的温度始终为环境温度248 K.

(a) Temperature of point A

在图10所示的I点单周期内温度中, 由于当V∞=-6, -10 m/s时射流涡脱落, 在热合成双射流激励器两侧形成旋涡换热区, 此状态I点的温度大于V∞=-3 m/s时的温度, 说明此时激励器射流主要加热激励器两侧的区域.

3.1.3 不同来流速度下的液滴分布特性

图11为不同来流速度下,t=0.75τ0时刻流场过冷液滴质量浓度CON(kg/m3)分布图. 结果表明, 不同来流速度下, 在激励器出口, 由于流体的减速效应, 会形成过冷液滴富集区. 当来流V∞=-3 m/s时, 由于激励器出口形成合成射流及射流涡融合区, 射流涡的扰动使出口富集区液滴浓度呈现随机分布. 当来流V∞=-6, -10 m/s时, 激励器出口未形成射流融合, 液滴富集区内过冷液滴的浓度, 从出口沿着射流方向逐渐增加, 同时在激励器出口区域, 形成液滴进出激励器的通道, 此通道内液滴含量相对较低.

(a) V∞=-3 m/s

图12为流场中D点单周期内液滴质量浓度值, 来流V∞=-3 m/s时, 由于激励器出口合成射流及射流涡融合区的存在, 使D点的液滴浓度较大, 且呈震荡变化.V∞=-6, -10 m/s时,D的液滴浓度基本恒定, 且小于V∞=-3 m/s时的值.

图12 不同来流速度下流场中D点单周期内液滴质量浓度

激励器工作时, 流场中的液滴是否进入激励器腔体内部, 是激励器应用时关注的重要问题.

图13为激励器的腔体Q1内单个周期液滴的总质量浓度值, 来流V∞=-3 m/s时, 由于射流融合区的阻隔作用, 使激励器腔体内的液滴浓度很小, 呈现震荡变化, 周期内液滴的总质量浓度基本不变, 说明进入腔体内过冷液滴与射出以及蒸发的过冷液滴量相等; 来流V∞=-6, -10 m/s时不存在射流融合区的情况下, 过冷液滴会不断进入腔体内, 随着来流速度增加, 进入腔体液滴质量增加得越快.

图13 不同来流速度下激励器Q1腔体单周期内总液滴质量浓度

3.2 液滴直径对激励器工作特性的影响

3.2.1 不同液滴直径下的速度特性

图14， 15为不同液滴直径下流场中各点单周期内的速度图. 结果表明, 环境中过冷液滴含量较低, 且液滴直径较小, 液滴直径对压电式热合成激励器流场周期性速度输出特性影响不大, 不同液滴直径条件下各点的速度差值小于8%, 因此液滴含量对压电式热合成双射流激励器流场速度特性的影响在实际防除冰的工程应用中可以忽略不计.

图14 不同液滴直径下流场中C点单周期内速度

图15 不同液滴直径下流场中D点单周期内速度

3.2.2 不同液滴直线下的温度特性

图16为激励器出口C点的单周期内温度值, 相同液滴含量下, 过冷液滴被热射流加热时, 环境中过冷液滴粒径越小, 过冷液滴比表面积越大, 传热面积大, 过冷液滴吸热更充分, 出口射流中过冷液滴蒸发带走的热量就越大, 导致激励器出口射流温度越低.

图16 不同液滴直径下流场中C点单周期内温度

图17为激励器侧面H点的单周期内温度值, 不同液滴直径下, 单周期内H点温度呈随机变化. 分析原因, 激励器两侧的温度, 主要受涡旋流场对流换热的影响, 而在旋涡场内, 过冷液滴运动由于旋涡流场的扰动是不均匀且不规律的, 温度呈不规律性.

图17 不同液滴直径下流场中H点单周期内温度

3.3 过冷液滴含量对激励器工作特性的影响

由于环境中过冷液滴含量较低, 过冷液滴含量对压电式热合成双射流激励器流场周期性速度输出特性影响不大.

图18为激励器出口C点单周期内的温度图, 随着环境中过冷液滴含量增加, 激励器出口射流温度逐渐变小. 其主要原因是, 随着环境中过冷液滴浓度增加, 出口射流中由于过冷液滴的蒸发带走的热量增大, 射流温度降低.

图18 不同液滴含量下流场中C点单周期内温度

图19为激励器侧面H点单周期内的温度图, 结果说明不同液滴含量下, 单周期内H点温度呈随机变化, 没有十分明显的规律, 其原因是, 激励器两侧的温度, 主要受旋涡流场对流换热的影响, 而在旋涡场内, 过冷液滴分布由于旋涡的扰动是不均匀的, 因此过冷液滴含量对激励器侧面热保护区内的温度分布呈随机性变化.

图19 不同液滴含量下流场中H点单周期内温度

4 结论

本文研究了飞行结冰环境条件下, 压电式热合成双射流激励器工作特性, 获得了结冰环境因素对压电式热合成双射流激励器出口射流速度、 温度等性能的影响规律, 主要结论如下:

(1)来流速度较小时, 双射流激励器出口形成射流融合区及热保护区, 阻隔环境中过冷液滴进入激励器腔体. 来流速度较大时, 射流涡向激励器两侧脱落, 在激励器两侧形成扰动加热区, 液滴会不断进入激励器腔体.

(2)当双射流激励器出口存在射流融合区时, 进出激励器腔体内的过冷液滴最终达到平衡状态, 腔体内液滴质量浓度不再增加. 当双射流激励器出口未形成合成射流融合区时, 随着来流速度增加, 进入激励器腔体内液滴总质量越大.

(3)过冷液滴直径、 过冷液滴含量对双射流激励器的速度特性影响不大. 随过冷液滴直径减小, 及冷液滴含量增加, 液滴蒸发吸收的热量增加, 激励器出口射流温度降低.