旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室摻混特性數(shù)值研究

旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室摻混特性數(shù)值研究

徐雪陽(yáng),武曉松,卓長(zhǎng)飛,馬虎

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,南京 210094)

摘要:為探索旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)氣體射流冷流摻混的情況,采用高精度高分辨率迎風(fēng)通量分裂格式(AUSMPW+),求解三維歐拉方程。以環(huán)縫/小孔噴注方式的發(fā)動(dòng)機(jī)模型為基礎(chǔ),在保證當(dāng)量比不變情況下,分析了燃料噴注位置、噴注角度、單側(cè)孔或雙側(cè)孔噴注、入口總壓及出口反壓對(duì)冷流摻混效果的影響。研究結(jié)果表明:隨著H2噴注位置的前移,摻混效果有明顯提高;噴注角度的改變對(duì)H2/Air的摻混效果有很大的影響;順噴的摻混均勻度變化幅度較大,在燃燒室的頭部,順噴的摻混效果比垂直噴注和逆噴差,在燃燒室尾部的摻混效果優(yōu)于其他2種;對(duì)單側(cè)孔或雙側(cè)孔噴注而言,雙側(cè)孔噴注方式的摻混效果明顯高于單側(cè)孔噴注方式;摻混效果與入口總壓成反比,與出口反壓成正比。

關(guān)鍵詞:流體力學(xué);旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī);摻混;噴注;數(shù)值仿真

中圖分類號(hào):TJ303.4文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A

Numerical Simulation of Mixing Characteristics in Rotating Detonation Engine Combustor

XU Xue-yang,WU Xiao-song,ZHUO Chang-fei,MA Hu

(School of Mechanical Engineering,NUST,Nanjing 210094,China)

Abstract:In order to research the mixing effect of the gas jet in the combustion of rotating detonation engine,three dimensional Euler equations were solved by high-resolution upwind flux split scheme(AUSMPW+).Based on an engine model with slot/hole injection mode,the effects of jetting parameters on mixing effectiveness were analyzed under the same equivalence ratio,such as different fuel injection position,injection angle,and unilateral or bilateral injection,inlet stagnation pressure and back pressure.As the injection position moves forward,the H2/Air mixing effect obviously improves.The change of the injection angle has a great influence on mixing effectiveness.Due to the large variations of the mixing uniformity with forward injection,the mixing effect in the first half of distance of the combustion chamber is worse than that of vertical injection and reverse injection,but it is better than the other two in the second half.For the injection method through unilateral and bilateral injection holes,the mixing effect of injection with holes from double side is significantly better than that of the unilateral injection.The mixing effectiveness is inversely related to inlet stagnation pressure,and it is proportional to back pressure.

Key words:fluid mechanics;rotating detonation engine;mixing;injection scheme;numerical simulation

旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)(rotating detonation engine,RDE)是一種利用爆轟波在環(huán)形燃燒室內(nèi)連續(xù)旋轉(zhuǎn)傳播的發(fā)動(dòng)機(jī)。RDE的概念最早由Voitsekhovskii[1-2]等人于20世紀(jì)60年代提出。1966年Nicholls[3-4]等人完成了RDE可行性驗(yàn)證。與傳統(tǒng)的脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)(pulse detonation engine,PDE)相比,RDE除了具有PDE的優(yōu)點(diǎn)(如熱循環(huán)效率高,推重比大,比沖大,單位燃料消耗率(SFC)低,工作范圍寬,可以用吸氣式和火箭式2種模式工作等)外,還克服了PDE工作頻率低(單管一般不超過(guò)100 Hz)、對(duì)點(diǎn)火系統(tǒng)要求高(每個(gè)循環(huán)都需點(diǎn)火)等缺點(diǎn)。RDE具有比PDE更緊湊的結(jié)構(gòu),其工作頻率可高達(dá)數(shù)千Hz甚至上萬(wàn)Hz。RDE在工作過(guò)程中只需要一次點(diǎn)火就可以實(shí)現(xiàn)爆轟波的連續(xù)傳播,對(duì)點(diǎn)火系統(tǒng)依賴度不高。RDE還可通過(guò)調(diào)節(jié)不同周向位置處的反應(yīng)物質(zhì)量流率來(lái)實(shí)現(xiàn)推力矢量控制,這使得旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)具有非常廣闊的應(yīng)用前景。近些年很多國(guó)家開(kāi)展了大量RDE的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究,如俄羅斯[5-6]、法國(guó)[7]、美國(guó)[8-11]、中國(guó)[12-14]、波蘭[15]等。

旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)的高壓、高溫、高瞬態(tài)等特點(diǎn),導(dǎo)致對(duì)其內(nèi)流場(chǎng)的實(shí)驗(yàn)測(cè)量和觀測(cè)手段有限。因此,數(shù)值模擬是研究旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)不可缺少的輔助工具。目前,對(duì)旋轉(zhuǎn)爆轟波的二維、三維結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量數(shù)值研究。二維的數(shù)值模擬雖能揭示旋轉(zhuǎn)爆轟波基本結(jié)構(gòu),但其忽略了離心力等徑向分量的影響。隨著計(jì)算機(jī)能力的提高,諸多學(xué)者開(kāi)展了旋轉(zhuǎn)爆轟波的三維模擬。劉世杰[16]等對(duì)爆轟波起爆過(guò)程和連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟波的空間結(jié)構(gòu)進(jìn)行了詳細(xì)分析,邵業(yè)濤[17]等對(duì)燃料的提前燃燒問(wèn)題、爆轟波結(jié)構(gòu)和推進(jìn)性能進(jìn)行了三維數(shù)值模擬。姜孝海和歸明月[18-19]等對(duì)爆轟波流場(chǎng)結(jié)構(gòu)、爆轟波波系結(jié)構(gòu)進(jìn)行了深入分析。馬虎[20]等對(duì)壓力條件對(duì)CRDE的影響進(jìn)行了詳細(xì)的分析研究。但這些數(shù)值研究通常假設(shè)燃料與氧化劑是按一定當(dāng)量比預(yù)混好后噴入燃燒室,就目前公開(kāi)的文獻(xiàn)而言,僅有Frolov[21]等首次實(shí)現(xiàn)了燃料與氧化劑分別噴注和考慮粘性影響的三維連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟燃燒流場(chǎng)的數(shù)值計(jì)算,發(fā)現(xiàn)爆轟燃燒室內(nèi)存在多個(gè)強(qiáng)度不同的爆轟波的現(xiàn)象,與實(shí)驗(yàn)吻合較好。實(shí)驗(yàn)條件下,為防止回火,燃料與氧化劑分別進(jìn)入燃燒室,邊摻混邊燃燒。因此,目前大部分的數(shù)值研究均忽略了摻混對(duì)旋轉(zhuǎn)爆轟波的影響。由于爆轟波的傳播周期非常短,在短時(shí)間內(nèi)達(dá)到分子量級(jí)的摻混比較困難,因此對(duì)燃燒室氣體射流摻混效果的研究非常必要。

環(huán)縫/小孔是旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)最常用的燃料/氧化劑噴注方式。本文結(jié)合連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)工作特點(diǎn),即爆轟波的產(chǎn)生及傳播通常在燃燒室的頭部,開(kāi)展三維冷流數(shù)值模擬,保證相同當(dāng)量比的條件下,對(duì)不同噴注結(jié)構(gòu)(角度、位置、單雙側(cè)噴注)、不同入口總壓及不同出口反壓下H2與Air的摻混過(guò)程進(jìn)行研究。本文的研究結(jié)果可為旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的進(jìn)一步研究提供參考。

1物理模型與數(shù)值計(jì)算

1.1　物理模型

圖1為環(huán)縫/小孔噴注方式的發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室模型,推進(jìn)劑為燃料H2與氧化劑Air。在該發(fā)動(dòng)機(jī)模型內(nèi),空氣采用收縮-擴(kuò)展構(gòu)型的環(huán)縫進(jìn)行噴注,氫氣采用90個(gè)均勻分布的小孔噴注。圖2為任一小孔中心的截面圖,可更清楚看出發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)。圖中尺寸均按喉部直徑L2=D進(jìn)行無(wú)量綱化。其中,L1為發(fā)動(dòng)機(jī)模型總長(zhǎng)度,L2為空氣的喉部尺寸,D1為氫氣噴孔直徑,Rin為燃燒室內(nèi)徑,Rout為燃燒室外徑,A為氫氣小孔噴注的角度。具體尺寸如表1所示。圖3中1#~7#的發(fā)動(dòng)機(jī)模型都是在圖1模型結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)的,圖中未特別標(biāo)注的尺寸都按照表1中的尺寸。本文中坐標(biāo)系均采用三維直角坐標(biāo)系。

圖1　發(fā)動(dòng)機(jī)模型簡(jiǎn)圖

圖2　旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室截面圖

圖3　不同噴注結(jié)構(gòu)的發(fā)動(dòng)機(jī)模型

L1/DL2/DRin/DRout/DD1/DA/(°)143170801.690

1.2　求解方法

本文基于理想氣體假設(shè),控制方程為三維歐拉控制方程,忽略粘性、熱傳導(dǎo)、擴(kuò)散等輸運(yùn)效應(yīng)。采用三階MUSCL重構(gòu)格式和AUSMPW+迎風(fēng)格式對(duì)對(duì)流項(xiàng)進(jìn)行離散,時(shí)間項(xiàng)采用四階龍格-庫(kù)塔法。本文數(shù)值方法與驗(yàn)證可詳見(jiàn)文獻(xiàn)[23-24],這里不再贅述。

1.3　邊界條件

環(huán)縫/小孔噴注方式下旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的計(jì)算域如圖1所示。由于幾何結(jié)構(gòu)符合周期性對(duì)稱的要求,為節(jié)省計(jì)算資源,本文中的1#~5#僅選取整個(gè)圓周的1/90(即一個(gè)小孔所對(duì)應(yīng)的計(jì)算域);6#、7#選取整個(gè)圓周的1/45的計(jì)算區(qū)域(即2個(gè)小孔所對(duì)應(yīng)的計(jì)算域);進(jìn)行周期性計(jì)算。計(jì)算域的出口平面為壓力出口邊界,分2種情況:當(dāng)出口為超音速時(shí),所有守恒變量由內(nèi)部區(qū)域外推得到;當(dāng)出口為亞音速時(shí),邊界點(diǎn)壓力等于外界反壓,而其他守恒變量由內(nèi)部流場(chǎng)外推得到。計(jì)算域的空氣入口和氫氣入口平面為壓力入口,Air與H2的入口總壓、總溫及外界壓力分別為pair,Tair,pH2,TH2,pout。初場(chǎng)速度為0。本文中的計(jì)算參數(shù)如表2所示。

表2　計(jì)算參數(shù)

1.4　網(wǎng)格劃分

計(jì)算中所有的模型網(wǎng)格均用ANSYS ICEM CFD預(yù)處理軟件進(jìn)行處理,計(jì)算域內(nèi)均為六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。為適應(yīng)粘性計(jì)算與激波捕獲的需要,計(jì)算網(wǎng)格局部加密。考慮計(jì)算精度以及計(jì)算成本兩方面的因素,分別對(duì)計(jì)算模型總網(wǎng)格數(shù)為6.4×105,1.04×105,1.44×105,1.74×105,2.04×105進(jìn)行了計(jì)算對(duì)比,結(jié)果表明總網(wǎng)格數(shù)1.44×105以上的計(jì)算結(jié)果相差很小,滿足計(jì)算精度的要求。為了保證相同的網(wǎng)格分辨率,6#和7#的網(wǎng)格總數(shù)為2.8×105。網(wǎng)格的具體劃分情況見(jiàn)圖4。

圖4　中心截面的計(jì)算網(wǎng)格

2計(jì)算結(jié)果與分析

2.1　不同噴注結(jié)構(gòu)結(jié)果分析

影響旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室摻混特性的因素較多,其中發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)是影響摻混特性的主要因素之一。以下從H2射流的不同噴注角度、噴注位置、單雙側(cè)噴注幾方面進(jìn)行分析。

2.1.1H2不同噴注位置的流場(chǎng)特點(diǎn)及摻混特性

圖5(a)給出了1#的H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的三維流線圖,從圖中可看出,側(cè)向噴注的H2射流進(jìn)入燃燒室后受到Air射流的撞擊逐漸偏向燃燒室的軸向方向流動(dòng),隨著向下游發(fā)展,沿流線的H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸減少。由于圖5(a)的流線繁多,只能看出整個(gè)流場(chǎng)的基本流動(dòng)規(guī)律,H2射流流動(dòng)的三維流場(chǎng)結(jié)構(gòu)并不能清楚地看到。為了更清楚地分析H2射流的三維流場(chǎng)結(jié)構(gòu),僅顯示3種不同噴注位置的H2射流的三維流線圖,如圖5(b)、5(c)、5(d)所示。從圖中可以清楚地看出,H2射流進(jìn)入擴(kuò)張段時(shí),在入口附近有一對(duì)回流區(qū)。這是由側(cè)向噴注H2引起的,側(cè)向進(jìn)入的H2在慣性作用下會(huì)一直流向?qū)γ?從而會(huì)在側(cè)面附近產(chǎn)生低壓區(qū)。由于壓力梯度形成了回流，在向下游發(fā)展的過(guò)程中,回流不斷向周邊擴(kuò)散直至消失,流場(chǎng)逐漸穩(wěn)定。在射流向下發(fā)展的過(guò)程中,H2射流的運(yùn)動(dòng)軌跡為先向上穿透然后向下移動(dòng)。隨著噴注位置的改變,運(yùn)動(dòng)軌跡的穿透深度發(fā)生不同程度的改變。從圖中可看出,三維流線圖雖可清楚地看出H2射流的三維流場(chǎng)結(jié)構(gòu),但不同結(jié)構(gòu)的三維流線非常相似,不能清楚地看出彼此的差異。因此,下文將主要根據(jù)流場(chǎng)的二維截面圖進(jìn)一步分析流場(chǎng)的結(jié)構(gòu)。

圖5　不同噴注位置的H 2射流的三維流線模型

圖6給出了3種工況(1#,2#,3#)在中心平面上不同噴注位置的馬赫數(shù)云圖及流線圖分布。從圖中可以看出,空氣入口總壓比較低導(dǎo)致過(guò)膨脹,在噴管的擴(kuò)張段內(nèi)有馬赫盤出現(xiàn)。此外,噴注位置對(duì)馬赫盤的形成有非常大的影響,隨著噴注位置的改變,馬赫盤的形狀不斷發(fā)生變化。從圖7(c)看出,H2噴注位置遠(yuǎn)離空氣入口喉部,噴出的H2射流處于馬赫盤之后。由于H2射流的作用,空氣流在燃燒室上壁面附近形成一個(gè)大回流區(qū),而在下壁面馬赫盤與H2射流之間形成一個(gè)小回流區(qū)。而從圖5(a)、5(b)、5(c)看出,隨著H2噴注位置前移,在H2噴口的左側(cè)靠近上壁面和下壁面的回流區(qū)逐漸減小,甚至消失;靠近噴口右側(cè)的回流區(qū)隨著噴注位置的前移而逐漸變大。

圖6　中心截面上不同噴注位置的馬赫數(shù)云圖及流線圖

圖7給出了1#,2#,3#中心截面上H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。

圖7　不同噴注位置的H 2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖

從圖7中可以看出,H2與Air在向下游流動(dòng)發(fā)展的過(guò)程中沿發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室徑向分布更加均勻,即越靠近燃燒室出口,H2與Air摻混程度越高。隨著H2噴注位置的前移,噴注位置與燃燒室之間的距離增加,H2與Air的摻混時(shí)間延長(zhǎng),摻混效果更好;此外,隨著噴注位置的前移,摻混在更小的空間內(nèi)進(jìn)行,H2噴注位置離上壁面越來(lái)越近,H2射流噴出后很容易達(dá)到上壁面,即氣流進(jìn)入下游對(duì)應(yīng)位置時(shí)已經(jīng)具有一定的混合程度。上述綜合效果使H2與Air在燃燒室內(nèi)的混合更加充分、均勻,達(dá)到旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)混氣體摻混要求(在較短距離內(nèi)燃料和氧化劑充分摻混)。因此,定性來(lái)說(shuō),可以認(rèn)為2#的噴注結(jié)構(gòu)優(yōu)于1#和3#的噴注結(jié)構(gòu),即H2噴注位置越靠前,摻混效果越好。

為了更好地描述H2/Air的摻混程度,利用近些年諸多學(xué)者的研究報(bào)告中常用的一種表征摻混質(zhì)量的參數(shù),即摻混不均勻度[22]。摻混不均勻度定義為所考察的摻混體系內(nèi)各個(gè)點(diǎn)的濃度值的均方根偏差,即各個(gè)取樣點(diǎn)處的值與所取樣點(diǎn)處的平均值之間的差異程度。均方根偏差值代表?yè)交觳痪鶆蚨?此值越小,說(shuō)明摻混不均勻度越小,也就代表?yè)交煸骄鶆?。用s代表?yè)交觳痪鶆蚨?可將s定義為

(1)

圖8為沿燃燒室軸向上不同截面處H2/Air摻混均勻度。

圖8　不同噴注位置的摻混效果比較

圖8中的不同軸向截面尺寸在X=0~120D之間,其中X=24D的截面為燃燒室的入口截面。從圖中可以定量看出,隨著H2噴注位置的前移,摻混效果明顯提高；此外,還可以看出,3個(gè)工況中,摻混均勻度沿燃燒室軸向距離的增大而增大,但增大程度逐漸減小,且都在軸向位置40D附近出現(xiàn)較大轉(zhuǎn)折。對(duì)于連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)工作特性而言,由于爆轟波的產(chǎn)生及傳播主要在燃燒室的前段,因此,在這段距離內(nèi)摻混效果非常重要。從這方面可以定性地認(rèn)為,3種模型中1#的噴注結(jié)構(gòu)更適合旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作。

2.1.2H2不同噴注角度的流場(chǎng)特點(diǎn)及摻混特性

圖9給出了3種工況(1#,4#,5#)在中心平面上馬赫數(shù)云圖及流線圖分布。從圖中可以看出,順噴時(shí),由于H2順著空氣流動(dòng)方向噴注,H2射流深度較短,從而空氣流在上壁面形成較大的回流區(qū)。而對(duì)于H2逆噴,H2首先逆著空氣方向運(yùn)動(dòng)直至軸向速度減小為0,然后再在空氣流的帶動(dòng)下順著空氣流運(yùn)動(dòng)。在這個(gè)過(guò)程中H2射流基本達(dá)到上壁面,因此在上表面沒(méi)有形成回流區(qū)。此外,還可以看出,隨著噴注角度的減小(順噴—垂直噴—逆噴),馬赫盤位置逐漸靠近上壁面,且上壁面的回流區(qū)逐漸減小至消失。

圖9　中心截面上不同噴注角度的馬赫數(shù)云圖及流線圖

圖10給出了3種工況在中心平面上H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。從圖中看出,在燃燒室軸向截面中的前4個(gè)截面,即在軸向距離小于50D內(nèi)(第4個(gè)截面的軸向尺寸為50D),摻混效果隨著噴注角度由順噴轉(zhuǎn)變?yōu)槟鎳姷倪^(guò)程而逐漸變好。順噴時(shí),由于H2順著空氣流動(dòng)方向噴注,H2射流深度較短。而逆噴時(shí),H2首先逆著空氣方向運(yùn)動(dòng)直至軸向速度減小為0,然后再在空氣流的帶動(dòng)下順著空氣流運(yùn)動(dòng)。這個(gè)過(guò)程中H2流已經(jīng)沿著燃燒室徑向方向運(yùn)動(dòng)很長(zhǎng)的距離,即基本達(dá)到上壁面。從前一節(jié)分析可知,H2射流若能在較短軸向距離內(nèi)能達(dá)到上表面,則沿燃燒室下游空氣和氫氣的摻混效果更好。由此可以定性得出結(jié)論,在燃燒室的頭部,H2逆噴的摻混效果優(yōu)于垂直噴注和順噴。

圖10　不同噴注角度的H 2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖

為了更確切地描述上述現(xiàn)象,圖11給出了3個(gè)工況的沿燃燒室軸向上不同截面處H2/Air摻混均勻度。

圖11　不同噴注角度的摻混效果比較

從圖11中可以看出,在軸向距離小于50D內(nèi),由順噴轉(zhuǎn)變?yōu)槟鎳姷倪^(guò)程中摻混效果逐漸提高,而在軸向距離大于50D后,順噴的摻混效果比其他2種的摻混效果更好。還可以從圖中看出,順噴摻混均勻度的梯度變化非常大,特別在軸向距離60D以前;而其他2種噴注方式,其摻混均勻度的梯度變化比較緩慢。隨著噴注角度的減小(順噴—垂直噴—逆噴),空氣流在上壁面附近的回流區(qū)也逐漸減少,順噴形成的回流區(qū)非常大?；亓鲄^(qū)卷吸來(lái)流作用使此處摻混劇烈,所以會(huì)出現(xiàn)順噴摻混均勻度梯度變化非常大的現(xiàn)象。由于回流區(qū)的壓力非常高,H2射流不能在較短軸向距離內(nèi)達(dá)到上表面,因此,此處的摻混度較差。雖然在燃燒室的后面順噴的摻混均勻度超過(guò)了其他2種,但根據(jù)連續(xù)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)工作特點(diǎn),由于爆轟波的產(chǎn)生及傳播主要在燃燒室的頭部,因此,就這3次不同噴注角度的摻混效果而言,逆噴的摻混效果最好。此外,還可以得出,逆噴可以減少甚至消除空氣流在上壁面附近形成的回流區(qū),從而減少了其對(duì)H2射流向上噴射的抑制作用。

2.1.3單側(cè)孔、雙側(cè)孔對(duì)撞及雙側(cè)孔交錯(cuò)噴注的流場(chǎng)特點(diǎn)及摻混特性

圖12給出了中心截面H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。從圖中可以看出,雙側(cè)孔噴注(6#，7#)時(shí),上、下壁面附近的H2分布比較均勻,在較短距離內(nèi)燃燒室橫截面上Air和H2摻混充分。沿著燃燒室軸向上不同截面位置上的H2分布也比單側(cè)孔噴注得更加均勻。還可以看出,在燃燒室的頭部,雙側(cè)交錯(cuò)噴注(7#)的摻混效果明顯比雙側(cè)對(duì)撞噴注(6#)的摻混效果好。

圖12　單側(cè)孔、雙側(cè)孔噴注的H 2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖

圖13為單側(cè)孔、雙側(cè)孔噴注的沿燃燒室軸向不同截面處H2/Air摻混均勻度。從圖中可明顯看出,雙側(cè)孔噴注比單側(cè)孔噴注的摻混效果好,雙側(cè)交錯(cuò)噴注的摻混效果優(yōu)于雙側(cè)對(duì)撞噴注,這主要是由徑向摻混不均勻造成的。由前節(jié)分析可知,對(duì)于單側(cè)孔噴注,其噴注位置及噴注角度不管如何改變,在徑向平面內(nèi)都很難獲得較好的摻混效果,都需要較長(zhǎng)的摻混距離才能達(dá)到均勻摻混。對(duì)于雙側(cè)孔噴注,一方面其在徑向平面摻混比較均勻;另一方面,當(dāng)側(cè)面射流的動(dòng)量比較大時(shí),2股側(cè)流射流會(huì)發(fā)生碰撞匯聚,此時(shí)會(huì)形成更加強(qiáng)烈的湍流流場(chǎng),有利于摻混均勻。而在燃燒室前段雙側(cè)孔交錯(cuò)噴注比雙側(cè)孔對(duì)撞噴注的摻混效果更好,這可能是由于在短時(shí)間內(nèi)雙側(cè)孔交錯(cuò)噴注比對(duì)撞噴注擴(kuò)散更快,使其在燃燒室的前段比對(duì)撞噴注摻混更好。因此,針對(duì)這3種不同噴注結(jié)構(gòu),雙側(cè)孔交錯(cuò)噴注的摻混效果更好。

圖13　單側(cè)孔、雙測(cè)孔噴注的摻混效果比較

2.2　不同壓力條件結(jié)果分析

反壓條件是影響旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)摻混特性的主要因素之一。下文從入口總壓和出口反壓兩方面對(duì)摻混特性的影響進(jìn)行分析,所采用的幾何模型均為1#。

2.2.1不同入口總壓結(jié)果分析

為了保證各種工況在計(jì)算中有相同的當(dāng)量比,H2/Air的計(jì)算參數(shù)均按照表3所示。

表3　入口總壓參數(shù)

圖14給出了5種工況(8#,9#,10#,11#,12#)在中心平面上馬赫數(shù)云圖及流線圖分布。從圖中可看出,8#在噴管靠近喉部的擴(kuò)張段內(nèi)有馬赫盤出現(xiàn),隨著H2/Air的入口總壓增大,擴(kuò)張段的速度由亞聲速變?yōu)槌曀?馬赫盤也逐漸遠(yuǎn)離喉部直至消失。如11#,12#中已經(jīng)沒(méi)有馬赫盤存在。從圖中還可看出,隨著入口總壓的提高,H2噴口附近的回流也逐漸減少。

圖15給出了5種工況中心平面上H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。對(duì)于8#而言,H2噴注射流穿透空氣流距離較長(zhǎng),離上壁面距離較近。H2射流噴出后很容易達(dá)到上壁面。在出口反壓相同的情況下,隨著入口總壓的增加,H2與Air噴注壓力之間的壓差增大,H2噴注射流穿透空氣流距離逐漸縮短,離上壁面距離較長(zhǎng)。從前一節(jié)分析可知,H2射流若能在較短軸向距離內(nèi)達(dá)到上表面,則沿燃燒室下游H2/Air的摻混效果較好。

圖14　中心截面上不同入口總壓的馬赫數(shù)云圖及流線圖

圖15　不同入口總壓情況下H 2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖

圖16給出了5種工況的沿燃燒室軸向不同截面處H2/Air摻混均勻度。從圖中可以清楚地看出,沿著燃燒室軸向向下發(fā)展的過(guò)程中,不同工況的H2/Air的摻混均勻度均逐漸增大。隨著入口總壓的增大,H2/Air的摻混均勻度逐漸降低。由于爆轟波的產(chǎn)生及傳播主要在燃燒室的頭部,因此,可以定量地認(rèn)為這5種工況中,8#的摻混效果較好。

圖16　不同入口總壓的摻混效果比較

2.2.2不同出口反壓結(jié)果分析

為了保證各種工況在計(jì)算中有相同的當(dāng)量比,H2/Air的計(jì)算參數(shù)如表4所示。

表4　出口反壓的計(jì)算參數(shù)表

圖17給出了5種工況(13#,14#,15,#,16#,17#)在中心平面上不同出口反壓的馬赫數(shù)云圖及流線圖分布。從圖中可以看出,出口反壓對(duì)馬赫盤的形成有非常大的影響。隨著出口反壓的提高,擴(kuò)張段及燃燒室內(nèi)的速度由超聲速逐漸變?yōu)閬喡曀?在噴管的擴(kuò)張段內(nèi)逐漸有馬赫盤出現(xiàn)。從圖中可看出,流場(chǎng)中有不同程度的回流存在。隨著出口反壓的提高,在H2射流附近的回流由小逐漸變大。

圖17　中心截面上不同出口反壓的馬赫數(shù)云圖及流線圖

圖18給出了13#,14#,15#,16#,17#中心截面上H2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。從13#中可以看出,在向下游流動(dòng)發(fā)展的過(guò)程中,H2與Air沿發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室徑向分布非常不均勻,H2與Air沿燃燒室軸向的射流較長(zhǎng),即在向下游流動(dòng)的過(guò)程中,H2與Air射流沿發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室徑向的擴(kuò)散速度較慢。隨著出口反壓的增大,在燃燒室軸向方向上,相同質(zhì)量分?jǐn)?shù)的H2與Air射流長(zhǎng)度逐漸縮短。由于5種不同工況的集氣腔入口總壓相同,隨著出口反壓的提高,入口的噴注總壓與出口反壓之間的壓差逐漸減少,導(dǎo)致射流長(zhǎng)度逐漸縮短,在燃燒室徑向上的擴(kuò)散速度增大。如17#,在向下游流動(dòng)發(fā)展的過(guò)程中,H2與Air沿發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室徑向分布更均勻。綜上可知,隨著出口反壓的提高,氣體射流的摻混性更好。

圖18　不同出口反壓情況下H 2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖

圖19為沿燃燒室軸向上不同截面處H2/Air摻混均勻度。從圖中可以定量看出,在一定的范圍內(nèi),隨著出口反壓的提高,摻混效果明顯提高,如13#,14#,15#。如果繼續(xù)提高出口反壓,可看出其摻混效果提高不明顯。特別對(duì)16#和17#而言,在燃燒室的頭部各截面處摻混效果相差甚少。由于爆轟波的產(chǎn)生及傳播主要在燃燒室的頭部,因此,從這方面來(lái)說(shuō)16#與17#摻混效果很相近。綜合這些因素,可以得出結(jié)論,在一定的范圍內(nèi),隨著出口反壓的提高,摻混效果逐漸提高;超出一定的范圍,摻混效果提高不明顯。

圖19　不同出口反壓的摻混效果比較

3結(jié)論

通過(guò)分析環(huán)縫/小孔噴注方式的幾種不同模型的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)及摻混效果,得出如下結(jié)論:

①隨著H2噴注位置的前移,H2射流在徑向上穿透深度逐漸增大,其摻混效果有明顯提高。

②逆噴時(shí),H2射流在徑向上穿透深度較大,此外,逆噴能夠減小甚至消除在上壁面由空氣流產(chǎn)生的回流區(qū)。在摻混效果方面,順噴的摻混均勻度變化幅度較大。在燃燒室的頭部,順噴的摻混效果比其他2種差,在燃燒室尾部比其他2種好。

③對(duì)單側(cè)孔、雙側(cè)孔噴注而言,雙側(cè)孔噴注與單側(cè)孔噴注方式相比較,其摻混效果明顯提高;而雙側(cè)交錯(cuò)噴注在燃燒室前段比雙側(cè)對(duì)撞的摻混效果更好。

④在保證當(dāng)量比不變的情況下,提高入口總壓能減小H2噴口附近的回流區(qū),摻混效果隨著入口壓力的增大而降低。在一定范圍內(nèi),提高出口反壓,能提高摻混效果,即摻混效果與入口總壓成反比,與出口反壓成正比。超出一定范圍,其摻混效果變化不明顯。

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