超燃燃烧室小支板三维尺寸数值优化

黄桂彬,吴 达,王应洋,王旭东

(空军工程大学防空反导学院,西安 710051)

超燃燃烧室小支板三维尺寸数值优化

黄桂彬,吴 达,王应洋,王旭东

(空军工程大学防空反导学院,西安 710051)

为进一步提高小支板后低动压喷射的掺混增强性能,利用数值模拟方法对不带前引导面的小支板几何尺寸进行数值优化,对比分析不同长宽高几何尺寸对混合效率、穿透深度与总压损失的影响,研究发现小支板宽度越大,射流近场穿透效果越好;小支板越高后方射流穿透深度越大,但同时也带来更大的总压损失;小支板长度对燃料空气掺混特性影响不大,小支板过短会增大燃烧室总压损失,过长会带来额外的冷却负担。

超燃燃烧室;小支板;掺混增强;数值模拟

0 引言

由于超声速气流在超燃冲压发动机内停留时间不超过2 ms,燃料的掺混与点火必须在极短的时间内完成,火焰稳定也将变得十分困难。对于大尺寸冲压发动机而言,为改善燃料在燃烧室的穿透深度与混合特性燃料喷注方案成为主要挑战。喷注方案设计必须有效提高燃料在燃烧室中的穿透深度并且在不较大提高喷射压强的情况下使燃料与空气迅速掺混以实现燃料深入主流。此外,喷注方案必须满足火焰稳定与尽可能的降低总压损失。

根据掺混机理的不同可将喷注方式分为:流向涡掺混增强技术、大尺度激励和旋流等。根据掺混装置可将喷注方式分为:被动式掺混增强与主动式掺混增强。常见的被动式掺混装置有:物理斜坡、气动斜坡、支板、旋转射流、激波/边界层作用、凹腔、后向台阶、横向喷流等。在大尺寸冲压发动机中插入来流中心喷注燃料的支板作为侵入式被动掺混装置得到广泛的应用,但在马赫数较大的来流条件下,尺寸较大的支板不仅额外的引入冷却与热防护负担还不可避免地带来难以接受的燃烧室阻力与总压损失。小支板后低动压喷射在90年代被提出[1-2],最初是为解决在最大限度前移上游喷孔的条件下防止隔离道中的火焰前传而设计,后来也被应用到燃烧室的燃料喷注孔前方[3-8]。研究者通过设置小支板不同几何参数[9-15]、不同喷射动压比[1-2,16-21]进行了较多冷流实验。但对不同几何尺寸的小支板流场特性尚未做充分研究,文中在前期构型研究的基础上对矩形截面13种不同几何尺寸的小支板进行了数值研究。

1 模型建立算例验证与网格划分

1.1 模型建立

为定量分析不同几何尺寸小支板流场特性差异,文中设置了不同宽度、不同高度以及不同长度等13个算例。小支板后缘底边宽度为W,顶边宽为M,高为H,底面长为L,喷孔距离小支板后缘2d,燃烧室和小支板的结构图见图1,超声速燃烧室为长119 mm的矩形截面的自由通道,进口截面为20 mm×32 mm。喷孔距离燃烧室入口35 mm,喷孔为边长a=1.24 mm的方孔(面积与直径d=1.4 mm的圆孔等效)。标准算例的支板长L=7d,宽W=1d,高H=4d;小支板与喷孔的距离Xp=2d。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=300 K。如图2为部分小支板局部网格示意图。

图1 燃烧室与小支板结构图(单位:mm)

图2 局部网格示意图

1.2 算例设置

为清晰阐明不同几何尺寸小支板对流场混合区的影响,文中设置长宽高不同的13个算例与一个不带小支板的对比算例。各支板构型图见图3。

图3 不同支板构形图

1.3 锥形小支板算例验证

为验证文中湍流模型选取的合理性,对文献[21]的带锥形小支板的超燃燃烧室试验模型进行了算例验证,燃烧室几何结构见图4,超声速燃烧室进口截面为50 mm×25 mm的矩形截面的自由通道,距离喷孔下游有一高度12.5 mm的台阶,其余具体几何尺寸参见文献[4]。来流马赫数Ma=1.6,总压pt=486 kPa,静压p=114 kPa,总温Tt=300 K,气流成分的质量分数αO2=23.2%,αN2=76.8%。喷孔处氩气喷射总压pt=516 kPa,静压p=243 kPa,总温Tt=300 K。图5与图6分别是数值模拟马赫数云图与数值纹影图对比和壁面压强曲线与试验值对比。马赫数云图显示的隔离段中的交错波系与台阶处明显的膨胀波与试验纹影图一致。除出口附近仿真所得的壁面压强曲线比试验测量值略高外,数值模拟值与试验值吻合得较好,分析误差原因,可能是数值仿真未充分考虑燃烧室壁面的摩擦阻力。从整体看来,文中所采用的湍流模型是可取的。

图4 燃烧室与小支板结构图(单位:mm)

图5 纹影与马赫数云图对比

图6 试验段与壁面压强比较

2 结果分析

2.1 不同宽度小支板对流场特性的影响

定义流场可燃混合区为乙烯当量比0.4≤Φ≤5.5的范围。图7是不同宽度小支板后方X/d=25、30、35、40、45截面上当量比Φ=0.4(外)与Φ=5.5(内)的等值线、X=40d截面上乙烯组分云图与流线图以及喷孔喷出流线图。从Φ=0.4等值线可以看出所有小支板后方的可燃混合区形状均成双椭圆形,随着小支板宽度增加靠近下壁面的椭圆面积逐渐增大,说明小支板宽度越大靠近流道下壁面的乙烯组分越多。Φ=5.5等值线内部表征富油区,由于乙烯组分浓度过大无法点火,在X=40d截面上下底边宽度W=0.5d的小支板的富油区率先分为两部分,其余宽度的小支板富油区仍为一体,说明宽度0.5d的小支板在Y方向扩散能力较强,在X=45d截面上宽度0.5d的小支板仍然存在两块高浓度富油区,而其余宽度的小支板仅在上椭圆区存在高浓度乙烯组分,说明宽度0.5d的小支板整体扩散能力较差;随着小支板宽度增加X=40d截面上乙烯组分分布的Z方向宽度也增加,从流线图所表征的漩涡个数来看宽度0.5d、1d的小支板仅在靠近下壁面以及“上椭圆区”产生了两对流向涡,而宽度1.5d、2d的小支板产生了三对流向涡,在“下椭圆区”产生的额外流向涡,这即是小支板宽度增加靠近下壁面的椭圆面积逐渐增大的原因;从喷孔喷出的流线可以看出,小支板宽度越大从喷孔喷出的流线就越靠近小支板后缘顶部,说明小支板后缘面积越大低压区范围越大,射流近场穿透效果越好。

图8是不同宽度小支板可燃混合区Af、最大乙烯组分浓度衰减曲线、羽流质量中心高度hz与总压损失系数曲线对比。随着小支板宽度的增加各截面上的可燃混合区面积逐渐增大,最大乙烯组分浓度衰减得越快。这是因为宽度1.5d、2d的小支板在“下椭圆区”产生的额外流向涡的缘故,这和以上机理分析一致。从穿透深度来看,除X=25d截面外,W=1d的小支板羽流质量中心高度值最大,而W=2d的小支板值最小,W=0.5d、1.5d的小支板相当。但在X=25d截面处W=2d的小支板羽流质量中心高度值最大,这是因为小支板后缘面积越大,后方产生的低压区范围越大,射流近场穿透效果越好,同时燃料组分得以在离壁面较近的地方充分扩散导致可燃混合区的“下椭圆区”面积较大,最终使得羽流质量中心高度值减小。由于低压区对穿透高度影响的两面性使得对于W=0.5d、1.5d的小支板hz值相当。在一定范围内,随着支板宽度的增加小支板所带来的总压损失越大,但W=0.5d、1d的小支板相当,这可能是支板过窄使得喷流前的弓形激波强度增大导致。

图7 不同宽度小支板后方等值线图与流线图

图8 不同宽度小支板掺混特性数值比较

为进一步分析小支板后缘上下边宽对流场特性的影响,图9显示了对应边宽小支板的燃烧室出口截面的混合效率、羽流质量中心高度与总压损失系数值。与M/W=0.5的小支板相比所有M/W=0.25的小支板出口截面混合效率均较低,但所有支板混合效率都远高于无小支板算例。W1dM0.5d的小支板hz值高于W1dM0.25d的小支板,但W2dM1d的小支板hz值低于W2dM0.5d的小支板,说明在一定范围内后缘面下边宽度对穿透深度具有负作用,上边宽度对穿透深度具有正作用。从总压损失来看,后缘面面积越大总压损失越大。综上所述,在小支板宽度设计过程中应在混合效率、穿透深度与总压损失间寻求平衡,根据燃烧室具体特征进行取舍。

图9 不同宽度小支板掺混特性数值比较

2.2 不同高度小支板对流场特性的影响

图10是H/d=3、4、5的小支板出口截面乙烯组分云图与流线图。随着小支板高度增加燃料羽流穿透高度也增加,羽流中心高浓度乙烯组分逐渐减少,说明小支板越高后方射流喷出的燃料组分扩散越快。H/d=3、4、5的小支板涡核位置分别在Y=0.008 mm、0.009 mm、0.01 mm,流向涡越高说明流场抬升作用越强。H/d=3与H/d=5相比,燃料羽流区下半部分更窄,即靠近下壁面的乙烯组分相对较少。除此之外,不同高度的小支板燃料组分分布形状差异不大,说明小支板高度对燃料组分分布影响较小。

为定量分析不同高度的小支板混合与穿透效果,图11为羽流质量中心高度hz与可燃混合区Af的曲线图。随着后缘面面积的增加,支板后方低压区增大,燃料穿透深度与扩散效果得到提升,因此H=1d的hz值大于H=3d,当后缘面积增大到一定程度后,“葫芦形”燃料羽流下半部分的扩散能力也得到增强,使得靠近下壁面的燃料组分增多,燃料组分一定的情况下,羽流质量中心高度hz便会有所减小。小支板高度从3d增加到4d时可燃混合区面积有显著提高,从4d增加到5d时可燃混合区面积增加得并不显著。根据仿真结果H/d=3、4、5的小支板出口截面总压损失系数分别是10%、11%、12%。

图10 不同高度小支板出口截面乙烯组分云图与流线图

图11 不同高度小支板掺混特性数值比较

2.3 不同长度小支板对流场特性的影响

图12是不同长度小支板羽流质量中心高度、流场混合区与总压损失系数曲线对比图。L=12d的hz值与L=7d相当,L=2d的hz值偏小。与之相反的是L=12d的总压损失系数与L=7d相当,L=2d的总压损失系数值偏大。从流场混合区的面积看L=7d最好,L=2d较小,L=12d居中。由于支板越长暴露在流场中的面积越大,不仅会带来较大的摩擦阻力,还会引入额外的冷却负担。

图12 不同长度小支板掺混特性数值比较

如图13,为进一步精确选择合适的小支板长度,对L/d=6、8、9的小支板进行了数值模拟并与L=7d的数值结果进行对比。L=7d能取得较高的穿透深度与流场混合区面积并且总压损失较低。由于目前对于三维复杂流场数值模拟还无法对连续的构型变化进行模拟,因此对具有特征价值的离散位置进行模拟具有较大意义。

图13 不同长度小支板掺混特性数值比较

3 结论

文中在构型设计的基础上对较优构型进行了三维几何尺寸优化设计,对不同长、宽、高的小支板进行数值模拟,通过对比不同算例混合效率、穿透深度与总压损失系数研究发现:

1)小支板宽度越大从喷孔喷出的流线就越靠近小支板后缘顶部,说明小支板后缘面积越大低压区范围越大,射流近场穿透效果越好。

2)小支板越高后方射流穿透深度越大,但同时也带来更大的总压损失,并且当小支板高度继续增加时射流穿透深度增加不明显。

3)小支板长度对燃料空气掺混特性影响不大,小支板过短会增大燃烧室总压损失,过长会带来额外的冷却负担。

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Numerical Optimization of Three Dimensional Size of Small Supported Plate in a Scramjet Combustion

HUANG Guibin,WU Da,WANG Yingyang,WANG Xudong

(Air and Missile Defense College, Air Force Engineering University, Xi’an 710051, China)

In order to improve the mixing performance of low pressure injection behind the small supported plate, the numerical simulation has been carried out to optimize the geometry size of small supported plate without front guide surface, and the influence geometric dimensions of different length, width and height on mixing efficiency, depth of penetration and total pressure loss were comparatively analyzed. By studies, it was noted that the bigger the width, the better the penetration of jet on near field, and the greater the height, the bigger the penetration depth, but it also brought a greater total pressure loss at the same time. The influence of length on mixing characteristics was little, but it would increase the total pressure loss on combustion chamber if the small supported plate was too short, and it would bring additional cooling load if the small supported plate was too long.

scramjet combustion; small supported plate; mixing enhancement; numerical simulation

2016-04-08

黄桂彬(1992-),男,四川成都人,硕士研究生,研究方向:飞行器设计与论证。

V235.11

A