亞燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)格柵整流效果研究

康玉東，鄧遠(yuǎn)灝，鐘世林，康松

(中國燃?xì)鉁u輪研究院，四川成都610500)

亞燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)氣動(dòng)格柵整流效果研究

康玉東，鄧遠(yuǎn)灝，鐘世林，康松

(中國燃?xì)鉁u輪研究院，四川成都610500)

為改善進(jìn)氣道出口流場(chǎng)畸變對(duì)燃燒室性能的不良影響，開展了氣動(dòng)格柵設(shè)計(jì)。采用數(shù)值模擬方法，對(duì)擴(kuò)壓器、帶氣動(dòng)格柵擴(kuò)壓器、擴(kuò)壓器-燃燒室和帶氣動(dòng)格柵擴(kuò)壓器-燃燒室的三維流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)果表明，進(jìn)氣道出口流場(chǎng)畸變，使擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)均勻性變差，存在大面積的低速區(qū)和分離區(qū)；燃燒發(fā)生在火焰穩(wěn)定器上游，燃燒室邊區(qū)也出現(xiàn)大面積燃燒，導(dǎo)致組件容易被燒毀和組織燃燒性能變差；氣動(dòng)格柵能有效改善擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)的均勻性，改善燃燒室性能。

亞燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)；燃燒室；流場(chǎng)畸變；氣動(dòng)格柵；數(shù)值模擬

1 引言

亞燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中，由于激波與附面層的干擾等，造成進(jìn)氣道出口氣流分離或不均，導(dǎo)致進(jìn)氣道出口流場(chǎng)發(fā)生畸變。進(jìn)氣道出口流場(chǎng)畸變會(huì)降低燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)，并使得燃燒室的油氣分布不均，燃燒效率降低。

氣動(dòng)格柵能明顯改善進(jìn)氣道出口流場(chǎng)品質(zhì)。國外，NASA開展的利用氣動(dòng)格柵減少進(jìn)氣道擴(kuò)壓器出口氣流畸變的研究表明，氣動(dòng)格柵效果良好[1]。美國馬夸特公司將氣動(dòng)格柵成功應(yīng)用于RJ43-MA-3沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)上，安裝在燃燒室進(jìn)口位置，結(jié)果顯示氣動(dòng)格柵能減少燃燒室進(jìn)口氣流畸變[2]。Johnson Hop?kins大學(xué)應(yīng)用物理實(shí)驗(yàn)室將氣動(dòng)格柵技術(shù)應(yīng)用于Triton沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)、遠(yuǎn)程Typhon導(dǎo)彈沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)及其他先進(jìn)推進(jìn)項(xiàng)目中，也顯示出良好的整流效果[3]。國內(nèi)，航天31所、南京航空航天大學(xué)，試驗(yàn)研究了進(jìn)氣道下游加裝氣動(dòng)格柵對(duì)進(jìn)氣道性能的影響，表明氣動(dòng)格柵明顯降低了進(jìn)氣道出口流場(chǎng)的畸變度[4，5]。以上試驗(yàn)研究限于測(cè)試技術(shù)的不足，難以詳細(xì)了解進(jìn)氣道出口氣流畸變及氣動(dòng)格柵對(duì)燃燒室流場(chǎng)的影響。本文針對(duì)某馬赫數(shù)3.5的沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道出口流場(chǎng)圖譜特點(diǎn)，開展氣動(dòng)格柵的設(shè)計(jì)和數(shù)值模擬工作，評(píng)估進(jìn)氣道出口流場(chǎng)畸變及氣動(dòng)格柵對(duì)燃燒室流場(chǎng)的影響，旨在設(shè)計(jì)出能使發(fā)動(dòng)機(jī)在寬范圍內(nèi)穩(wěn)定、高效工作的氣動(dòng)格柵。

2 氣動(dòng)格柵結(jié)構(gòu)

氣動(dòng)格柵按其截面形狀可分為方孔形、圓孔形、徑向和環(huán)形，其中圓孔形和環(huán)形得到了實(shí)際應(yīng)用。本文研究的氣動(dòng)格柵為一布滿收斂-擴(kuò)張流線型文氏管的整體式圓盤，如圖1所示。由于文氏管具有一定的節(jié)流作用，不均勻氣流流過氣動(dòng)格柵時(shí)會(huì)產(chǎn)生光順作用，氣流變得更均勻；另外，氣動(dòng)格柵還能迫使格柵上游的不均勻氣流重新分布，有利于均勻流場(chǎng)，因此氣動(dòng)格柵具有降低氣流畸變的功能。

圖1 氣動(dòng)格柵結(jié)構(gòu)形式Fig.1 Configuration of aerodynamic grids

氣動(dòng)格柵文氏管包括收斂段、平直段和擴(kuò)張段三部分。當(dāng)文氏管收斂段和擴(kuò)張段直接相連時(shí)，喉部氣流膨脹過快可能會(huì)出現(xiàn)分離，平直段起穩(wěn)定喉部高速氣流的作用。氣動(dòng)格柵上的文氏管一般按同心圓排列，孔數(shù)可取1、6、12、18…依次遞增[6]，孔徑一致。但為獲得更好的總壓均衡效果，也可局部適當(dāng)調(diào)整。

3 數(shù)值模型

3.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格

沖壓燃燒室計(jì)算模型包括整流擴(kuò)壓段和燃燒段，其中整流擴(kuò)壓段含擴(kuò)壓器和氣動(dòng)格柵?？紤]到結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性及為減少計(jì)算時(shí)間，只對(duì)180°區(qū)域進(jìn)行計(jì)算。首先利用UG建立流體域的實(shí)體模型，再用Gambit軟件生成四面體/六面體混合網(wǎng)格并定義邊界。圖2為整流擴(kuò)壓段模型及網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為5 082 866；圖3為燃燒段模型及網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為7 342 470。

圖2 整流擴(kuò)壓段模型及網(wǎng)格Fig.2 Computational model and grid of diffuser part

圖3 燃燒段模型及網(wǎng)格Fig.3 Computational model and grid of combustor

3.2 控制方程

燃燒室中存在燃油的噴射、霧化和氣相燃燒過程，計(jì)算采用的控制方程為適用任意控制體的微分方程：

式中：ρ為密度，V為速度向量，Φ為待求標(biāo)量，Γ為Φ的廣義擴(kuò)散系數(shù)，?Φ為Φ的梯度，S為Φ的單位體積的廣義源項(xiàng)。當(dāng)Φ和S取不同值時(shí)，可用于求解連續(xù)、動(dòng)量、能量、組分方程。

3.3 化學(xué)反應(yīng)模型

采用簡化總包反應(yīng)模擬油氣混合物燃燒過程，其機(jī)理為：

采用有限速率/渦耗散反應(yīng)模型，模擬化學(xué)反應(yīng)與流動(dòng)的相互作用。該模型中，Arrhenius反應(yīng)速率和渦耗散反應(yīng)速率都需計(jì)算，凈反應(yīng)速率取兩速率中的較小值。

3.4 邊界條件

擴(kuò)壓器入口給定速度入口邊界條件，三個(gè)方向上的速度矢量由進(jìn)氣道出口流譜得到。燃燒室出口采用壓力出口邊界條件，壁面為無滑移、絕熱邊界條件。液滴的初始條件給定燃油噴射位置、半噴霧角、SMD、噴射速度及燃油流量等參數(shù)。

3.5 計(jì)算方法

進(jìn)行整流擴(kuò)壓段-燃燒段一體化流場(chǎng)計(jì)算時(shí)，整流擴(kuò)壓段流場(chǎng)只需求解單一氣體N-S方程，而燃燒室流場(chǎng)必須求解多組分N-S方程，并考慮兩相流動(dòng)及化學(xué)反應(yīng)等因素。若對(duì)整流擴(kuò)壓段和燃燒段都采用多組分N-S方程求解，會(huì)極大浪費(fèi)計(jì)算資源。因此本文采用松耦合方法求解整流擴(kuò)壓段-燃燒段一體化流場(chǎng)，通過流量、靜壓等參數(shù)合理建立連接面上參數(shù)的傳遞方式，保證連接面上參數(shù)連續(xù)，實(shí)現(xiàn)整流擴(kuò)壓段-燃燒段一體化流場(chǎng)快速耦合計(jì)算。

氣-液相互作用采用顆粒軌道模型求解。在La?grange坐標(biāo)系下，考察各組顆粒群沿各自軌道運(yùn)動(dòng)、質(zhì)量損失及能量變化過程，選取Wave模型模擬燃油液滴的二次霧化及破碎。在Euler坐標(biāo)系下處理氣相場(chǎng)，由顆粒群在受熱、蒸發(fā)、揮發(fā)或燃燒過程中，沿軌道產(chǎn)生顆粒群的速度、溫度和尺寸變化，作為質(zhì)量、動(dòng)量及能量源加入到氣相場(chǎng)中，實(shí)現(xiàn)氣相與顆粒相之間的相互耦合。

采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型模擬湍流流動(dòng)，應(yīng)用壁面函數(shù)法處理壁面物理量與近壁區(qū)物理量的相互聯(lián)系，采用二階迎風(fēng)格式離散耦合方程組的對(duì)流項(xiàng)和粘性項(xiàng)。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 氣動(dòng)格柵對(duì)擴(kuò)壓器流場(chǎng)的影響

進(jìn)行有/無氣動(dòng)格柵擴(kuò)壓器流場(chǎng)計(jì)算，圖4為計(jì)算的速度云圖，入口截面為進(jìn)氣道出口流譜?？梢姡寒?dāng)擴(kuò)壓器內(nèi)無氣動(dòng)格柵時(shí)，進(jìn)氣道出口不均勻流場(chǎng)在擴(kuò)壓器內(nèi)進(jìn)一步惡化，局部高速流動(dòng)破壞流場(chǎng)的均勻性，弱化擴(kuò)壓段作用，入口外圈低流速區(qū)在擴(kuò)壓段出口附近產(chǎn)生大面積低速區(qū)，擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)均勻性更差；當(dāng)擴(kuò)壓器內(nèi)有氣動(dòng)格柵時(shí)，氣流在氣動(dòng)格柵喉道截面加速至基本相同的流速，因此擴(kuò)壓器出口截面沒有分離，擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)速度分布均勻性變好。圖5中的總壓分布云圖也顯示，經(jīng)氣動(dòng)格柵整流后，擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)總壓分布更均勻。

圖4 擴(kuò)壓器沿程截面速度分布Fig.4 The velocity distribution along diffuser

圖5 擴(kuò)壓器沿程截面總壓分布Fig.5 The total-pressure distribution along diffuser

表1為擴(kuò)壓段流場(chǎng)參數(shù)?？梢姡簲U(kuò)壓段有氣動(dòng)格柵時(shí)，總壓損失加大，這是由于氣動(dòng)格柵的堵塞比較大，對(duì)氣流流動(dòng)產(chǎn)生了阻礙；但由于氣動(dòng)格柵文氏管設(shè)計(jì)為流線型光滑曲面，擴(kuò)壓段總壓損失不大。

4.2 氣動(dòng)格柵對(duì)燃燒室流場(chǎng)的影響

進(jìn)行有/無氣動(dòng)格柵燃燒室冷態(tài)流場(chǎng)計(jì)算，圖6為計(jì)算的速度云圖，入口截面為擴(kuò)壓器出口流譜?？梢姡寒?dāng)擴(kuò)壓器內(nèi)無氣動(dòng)格柵時(shí)，擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)分離在燃燒室內(nèi)繼續(xù)發(fā)展，整個(gè)燃燒室內(nèi)都存在流動(dòng)分離；穩(wěn)定器上游外圈存在大面積低速區(qū)，且該低速區(qū)在燃燒室流道內(nèi)都存在，因此燃燒可能出現(xiàn)在穩(wěn)定器上游，且邊區(qū)存在大面積燃燒的可能。當(dāng)擴(kuò)壓器內(nèi)有氣動(dòng)格柵時(shí)，燃燒室內(nèi)不出現(xiàn)流動(dòng)分離，穩(wěn)定器上游不出現(xiàn)低速區(qū)，外圈的流速也較高，燃燒不會(huì)出現(xiàn)在穩(wěn)定器上游和邊區(qū)。

表1 擴(kuò)壓段流場(chǎng)參數(shù)Table 1 The flow field parameters of diffuser

圖6 冷態(tài)燃燒室沿程截面速度分布Fig.6 The velocity distribution along combustor(cold flow)

圖7 熱態(tài)燃燒室沿程截面速度分布Fig.7 The velocity distribution along combustor

圖8 燃燒室沿程截面溫度分布Fig.8 The temperature distribution along combustor

圖7～圖9分別為有/無氣動(dòng)格柵時(shí)，燃燒室沿程截面熱態(tài)速度、溫度、H2O組分分布。由圖7可知，擴(kuò)壓器內(nèi)無氣動(dòng)格柵時(shí)，隨著非均勻流向下游發(fā)展，其不均勻程度有所減弱；但在穩(wěn)定器上游外圈存在大面積低速區(qū)，造成穩(wěn)定器上游局部當(dāng)量比大，燃燒發(fā)生在穩(wěn)定器上游，如圖8、圖9所示，這會(huì)使噴油桿和火焰穩(wěn)定器出現(xiàn)掛火現(xiàn)象，組件可能局部燒毀。同時(shí)，由于外圈邊區(qū)流速低而出現(xiàn)大面積燃燒，給防振屏和隔熱屏的熱防護(hù)帶來極大困難；而中心區(qū)域由于流速高，火焰穩(wěn)定器的阻塞作用減弱，相應(yīng)的燃燒性能變差。顯然，擴(kuò)壓器內(nèi)無氣動(dòng)格柵時(shí)，由于進(jìn)氣道出口流場(chǎng)畸變，燃燒室進(jìn)口氣流速度不均勻，使燃燒室內(nèi)部的油氣分布偏離了預(yù)定的油氣比，這對(duì)燃燒室組織燃燒極為不利。擴(kuò)壓器內(nèi)有氣動(dòng)格柵時(shí)，燃燒室入口氣流均勻性變好，入口氣流不出現(xiàn)分離，穩(wěn)定器上游不出現(xiàn)低速區(qū)，燃燒內(nèi)不存在大面積的外圈低速區(qū)，因此燃燒出現(xiàn)在穩(wěn)定器后方，發(fā)生在設(shè)計(jì)區(qū)域內(nèi)，沒有出現(xiàn)邊區(qū)燃燒，如圖8、圖9所示。

表2為流場(chǎng)參數(shù)。可見：擴(kuò)壓器內(nèi)有氣動(dòng)格柵時(shí)，由于燃燒段入口氣流速度降低且均勻性變好，燃燒段內(nèi)的溫度比無氣動(dòng)格柵時(shí)高30 K，總壓恢復(fù)系數(shù)高0.016；擴(kuò)壓段-燃燒段一體化計(jì)算中，擴(kuò)壓段內(nèi)有氣動(dòng)格柵時(shí)，其總壓恢復(fù)系數(shù)比無氣動(dòng)格柵時(shí)低0.019，但燃燒發(fā)生在設(shè)計(jì)區(qū)域內(nèi)，穩(wěn)定器上游和邊區(qū)沒有出現(xiàn)大面積燃燒現(xiàn)象。

圖9 燃燒室沿程截面H2O組分分布Fig.9 The H2O mass fraction distribution along combustor

表2 流場(chǎng)參數(shù)Table 2 Flow filed parameters

5 結(jié)論

(1)進(jìn)氣道出口流場(chǎng)畸變使擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)均勻性變差，存在大面積低速區(qū)，流場(chǎng)出現(xiàn)分離。氣動(dòng)格柵能有效提高擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)均勻性，并有效抑制擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)分離。

(2)擴(kuò)壓器出口流場(chǎng)畸變使火焰穩(wěn)定器上游發(fā)生燃燒，容易燒毀火焰穩(wěn)定器和噴油桿，且燃燒室邊區(qū)出現(xiàn)大面積燃燒，使燃燒室壁面邊區(qū)熱防護(hù)困難。氣動(dòng)格柵使燃燒發(fā)生在設(shè)計(jì)區(qū)域內(nèi)，穩(wěn)定器上游和邊區(qū)沒有出現(xiàn)大面積燃燒現(xiàn)象。

(3)綜合考慮擴(kuò)壓段及燃燒段時(shí)，雖然擴(kuò)壓段內(nèi)有氣動(dòng)格柵的總壓恢復(fù)系數(shù)比無氣動(dòng)格柵時(shí)低0.019，但卻極大地改善了燃燒室性能，氣動(dòng)格柵的使用十分必要。

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Flow Smoothing Effect of Aerodynamic Grid for Ramjet Combustor

KANG Yu-dong，DENG Yuan-hao，ZHONG Shi-lin，KANG Song
(China Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China)

In order to alleviate the negative effect of the air intake outflow distortion on ramjet combustor performance,aerodynamic grids were designed.The flow field of diffuser and diffuser-combustor with/with?out aerodynamic gird was simulated with a 3D numerical study.The results show that,for the distortion of intake outflow,the uniformity of diffuser flow field deteriorates,and a large proportion of low speed area and separation zone appear;the combustion appears at the upstream of the flame-holders and the boundary zones of combustor,which will cause the burning of the flame-holders and fuel injection poles and the com?bustion-arrange performance deteriorates;the aerodynamic grid can improve the uniform profile of the dif?fuser outflow,so the combustor performance become better.

ramjet；combustor；flow field distortion；aerodynamic grid；numerical simulation

V231.2；V235.21

：A

：1672-2620(2014)04-0022-05

2013-12-26；

：2014-08-11

康玉東（1985-），男，博士，工程師，研究領(lǐng)域?yàn)闆_壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室設(shè)計(jì)。