超燃燃燒室支板噴注器燃料摻混優(yōu)化數(shù)值分析*

王旭東，高　峰，王應(yīng)洋，張　涵（空軍工程大學(xué)防空反導(dǎo)學(xué)院，西安　710051）

超燃燃燒室支板噴注器燃料摻混優(yōu)化數(shù)值分析*

王旭東，高峰，王應(yīng)洋，張涵
（空軍工程大學(xué)防空反導(dǎo)學(xué)院，西安710051）

為分析噴孔對(duì)帶交錯(cuò)支板/凹腔組合結(jié)構(gòu)燃燒室性能的影響，運(yùn)用數(shù)值模擬的方法研究了單個(gè)噴孔和多個(gè)噴孔與支板的相對(duì)位置對(duì)燃料摻混效率的影響，并探討了流場(chǎng)在不同噴射角度下的變化情況。研究發(fā)現(xiàn)：噴孔正對(duì)下斜支板更有利于燃料向燃燒室中心區(qū)域擴(kuò)散，提高混合效率，此結(jié)論同樣適用于多噴孔噴射；噴射角越接近90°，越有利于提高燃料的穿透深度，同時(shí)遠(yuǎn)場(chǎng)穿透能力隨之增強(qiáng)。但噴射角度越大，總壓損失越大。

超燃燃燒室；支板；噴孔位置；噴射角度

0　引言

燃料在燃燒室中穿透深度和摻混效率的提高一直是設(shè)計(jì)大型超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵。噴孔的設(shè)計(jì)必須在不需要較高的噴射動(dòng)壓的情況下能有效的促進(jìn)燃料擴(kuò)散到燃燒室的中心區(qū)域以促進(jìn)燃料與空氣快速混合。當(dāng)前，超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料壁面噴射高度普遍較低，導(dǎo)致混合效率和燃燒效率低下，而在燃燒室中置入的支板噴注器可將燃料直接噴注到主流中，增加燃料擴(kuò)散均勻度［1］。與傳統(tǒng)支板相比，楔形支板能更有效的促進(jìn)支板下游燃料摻混［2］。支板上噴孔和噴注策略的設(shè)計(jì)應(yīng)能有效的促進(jìn)燃料的混合。

Chung-Jen Tam等人研究發(fā)現(xiàn)前掠支板將燃料帶入流場(chǎng)底部而后掠支板將燃料帶入流場(chǎng)中心區(qū)域，此外還發(fā)現(xiàn)，噴孔在支板上的位置優(yōu)化組合對(duì)減小總壓損失和增強(qiáng)混合效率有重大意義［3］；Ramya P等人提出在多個(gè)立式錐形支板組合結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上比較了噴孔位置組合方式，發(fā)現(xiàn)優(yōu)化組合后可提升11%的燃燒效率［4-5］；劉金林對(duì)噴孔與支板尾部的距離進(jìn)行研究時(shí)發(fā)現(xiàn)隨著噴孔向支板尾部移動(dòng)，燃料擴(kuò)散程度逐漸減弱［6］。文中在以上研究基礎(chǔ)上，進(jìn)一步分析了冷流場(chǎng)中噴孔位置和噴射角度對(duì)流場(chǎng)特性的影響。通過(guò)數(shù)值模擬得到乙烯組分分布情況，對(duì)不同方案的混合效果進(jìn)行了分析。

1　計(jì)算模型

圖1為支板/凹腔組合結(jié)構(gòu)超燃燃燒室模型［7］示意圖。模型由平直入口段、矩形截面自由通道和擴(kuò)張尾段組成，總長(zhǎng)為510 mm。支板尾部為交錯(cuò)結(jié)構(gòu)，交錯(cuò)支板長(zhǎng)度為13.76 mm，尾部支板交錯(cuò)角為36°。選擇乙烯作為燃料，噴孔處乙烯噴射總壓Pt=776.1 kPa，靜壓P=410 kPa，總溫Tt=360 K。來(lái)流氣體成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)αO2=23%，αH2O=17%，來(lái)流馬赫數(shù)Ma=1.756，總壓 Pt=431.7 kPa，靜壓 P=80.348 kPa，總溫Tt=1 800 K。

圖1　燃燒室結(jié)構(gòu)圖（單位：mm）

如圖2所示，為研究噴孔位置對(duì)流場(chǎng)特性與燃料混合效果的影響，文中對(duì)單個(gè)噴孔位置的研究采用3個(gè)算例，按噴孔所正對(duì)的交錯(cuò)支板位置依次記為case _B、case_BC（正對(duì)B、C支板交界處）、case_C。方形噴孔寬度均為0.97 mm，距支板尾部均為40 mm。對(duì)噴射角度進(jìn)行研究時(shí)，定義噴射方向與主流方向的夾角為噴射角度，文中分別研究噴射角α=30°、60°、90°、120°四個(gè)算例。最后為研究其實(shí)用性，將單側(cè)單噴孔噴射擴(kuò)展至雙側(cè)四噴孔噴射（每側(cè)支板上噴孔數(shù)均為2個(gè)），并設(shè)置3個(gè)算例，case1為上側(cè)噴孔正對(duì)A、C支板，下側(cè)噴孔正對(duì)B、D支板；case2為雙側(cè)噴孔均正對(duì)A、B支板交界處和C、D支板交界處；case3為上側(cè)噴孔正對(duì)B、D支板，下側(cè)噴孔正對(duì)A、C支板。

圖2　支板結(jié)構(gòu)圖

文中的數(shù)值模擬利用FLUENT軟件求解，應(yīng)用多組分化學(xué)非平衡N-S守恒方程和可壓縮修正的SST k-ω湍流模型，并選取基于密度的耦合顯式求解器求解穩(wěn)態(tài)問(wèn)題。計(jì)算區(qū)域的來(lái)流邊界選擇壓強(qiáng)遠(yuǎn)場(chǎng)邊界條件，出口按照超聲速出口條件，壁面采用絕熱、無(wú)滑移壁面。計(jì)算域網(wǎng)格采用ICEM軟件進(jìn)行劃分，為保證計(jì)算的精確度，對(duì)近壁面處、噴口位置附近和支板尾部進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，網(wǎng)格總量約為200萬(wàn)，局部網(wǎng)格見(jiàn)圖3所示。

由于文中所采用物理模型和湍流模型與文獻(xiàn)［7］一致，其已在論文中進(jìn)行過(guò)算例驗(yàn)證，得出所選的湍流模型和組分輸運(yùn)模型適用于此燃燒室模型，故文中不再贅述。為驗(yàn)證文中選用的200萬(wàn)網(wǎng)格的有效性，選用100萬(wàn)、150萬(wàn)、200萬(wàn)和250萬(wàn)網(wǎng)格4個(gè)算例，并采用乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于0.005的區(qū)域無(wú)量綱化面積（記為A，Ai為噴孔面積）作為表征參數(shù)對(duì)網(wǎng)格的無(wú)關(guān)性進(jìn)行檢驗(yàn)［8］。如圖4所示，隨著網(wǎng)格數(shù)的增大，A/Ai之間的差值越來(lái)越小，200萬(wàn)和250萬(wàn)網(wǎng)格所得A/Ai值的曲線(xiàn)基本重合，說(shuō)明網(wǎng)格數(shù)繼續(xù)增加所得的計(jì)算結(jié)果與文中使用的200萬(wàn)網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果差距很小，文中選用的200萬(wàn)網(wǎng)格已經(jīng)可以滿(mǎn)足計(jì)算精度的要求。

圖3　模型網(wǎng)格示意圖

圖4　不同網(wǎng)格數(shù)A/Ai值比較

2　計(jì)算結(jié)果與分析

2.1不同噴孔位置對(duì)流場(chǎng)特性的影響

圖5給出了x/D=13處3個(gè)算例沿流場(chǎng)流向看去乙烯組分等值線(xiàn)圖，為便于觀察比較，將該處切片等分成4個(gè)象限，分別用羅馬數(shù)字標(biāo)出。比較3個(gè)算例的乙烯組分高濃度區(qū)域分布，發(fā)現(xiàn)隨著噴孔位置在z軸方向遞增，高濃度組分區(qū)域面積也逐漸增大，同時(shí)在y方向也有抬高趨勢(shì)；從整體形狀來(lái)看，case_B乙烯組分在Ⅲ、Ⅳ象限擴(kuò)散較充分，說(shuō)明其縱向穿透能力好；case_BC乙烯組分上下兩部分面積相近，但上部濃度較大，故主要組分仍分布于燃燒室上部；case_ C乙烯組分主要在Ⅰ象限燃燒室的近壁面處，組分濃度分布梯度較大，并且位置相對(duì)集中，可得出其未進(jìn)入主流區(qū)域，摻混效果不理想。

圖6給出的是3個(gè)算例在x/D=13截面上流場(chǎng)渦量、速度矢量和乙烯組分等值線(xiàn)圖。從中發(fā)現(xiàn)，乙烯組分分布形狀基本與流向渦相吻合，case_B的組分在左側(cè)3個(gè)流向渦的卷吸作用下向支板另一側(cè)擴(kuò)散，這也印證了上文中得出的case_B的縱向擴(kuò)散能力較好的結(jié)果；case_BC受中間兩個(gè)流向渦的作用比較大，因此呈條狀；case_C未進(jìn)入流向渦的主流區(qū)域，受最右側(cè)外圍渦的作用較小，因此呈半弧狀。

圖5　x/D=13處乙烯組分云圖

圖6　x/D=13處渦量、速度矢量和組分等值線(xiàn)圖

圖7　當(dāng)量比0.4≤φ≤5.5的切面上乙烯組分云圖

圖7給出了3個(gè)算例在冷流場(chǎng)計(jì)算工況x/D= 10、11、12、13、14切片上可燃混合區(qū)Af［9］（當(dāng)量比0.4 ≤φ≤5.5）和以噴孔為起點(diǎn)的流線(xiàn)圖，括號(hào)內(nèi)為Af的面積。由圖可見(jiàn)乙烯組分沿x軸的傳播、擴(kuò)散情況，case_B、case_BC下游乙烯組分y方向擴(kuò)展深度較大，其中case_B乙烯組分在流場(chǎng)中心處擴(kuò)散效果較明顯；case_C乙烯組分分布向展向擴(kuò)展，穿透深度和擴(kuò)散能力較弱。從量化角度講，對(duì)比3個(gè)算例的可燃混合區(qū)Af面積可直觀的得出case_B＞case_BC＞case_ C，這與上述結(jié)果相一致。噴孔越靠近上斜支板，乙烯組分向流場(chǎng)中心擴(kuò)散能力和穿透能力越弱，分析原因可能是上斜支板阻礙了氣流的展向流動(dòng)，而噴孔正對(duì)下斜支板時(shí)，流場(chǎng)有較為充分的空間沿y軸負(fù)方向流動(dòng)，從而帶動(dòng)乙烯組分向流場(chǎng)中心區(qū)域擴(kuò)散。從流線(xiàn)圖的變化趨勢(shì)來(lái)看，case_B流線(xiàn)最為分散，case_BC次之，case_C最為集中且靠近燃燒室上部?？梢缘贸鰢娍自趜方向越靠近下斜支板，流場(chǎng)受支板的擾動(dòng)作用越明顯，這是由于在下斜支板處，支板結(jié)構(gòu)出現(xiàn)一個(gè)有限的外折角，超聲速氣體流過(guò)該區(qū)域形成膨脹波，在該膨脹波的影響下，氣流向支板的另一側(cè)流動(dòng)，從而帶動(dòng)乙烯組分進(jìn)入支板尾部的尾流漩渦主流中，增強(qiáng)了乙烯組分的混合效果。

圖8為3個(gè)算例的乙烯組分在各截面上混合效率曲線(xiàn)圖。文中所采用的混合效率是Rogers等人提出的與化學(xué)反應(yīng)相聯(lián)系的混合效率概念［10］，最大濃度為各截面乙烯組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)最大值。從混合效率曲線(xiàn)圖中可以發(fā)現(xiàn)，在x/D≤10時(shí)，case_B和case_C的混合效率基本一致并且好于case_BC，這是由于case_B和case_C距各自相鄰壁面的距離相等，受壁面低速流場(chǎng)擾動(dòng)作用明顯，混合效果較好，而case_BC處于流場(chǎng)z方向中間位置，擾動(dòng)作用不明顯，故混合效果較次；在x/D≥10之后，由于乙烯組分處于下斜支板引起的下游縱向旋渦結(jié)構(gòu)中，因此混合效率明顯呈現(xiàn)case_B＞case_BC＞case_C的現(xiàn)象。

圖8　不同位置噴孔混合效率曲線(xiàn)

2.2不同燃料噴射角度對(duì)流場(chǎng)特性的影響

圖9給出了冷流場(chǎng)計(jì)算工況為x/D=8、9、10、11、12、13、14切片上乙烯可燃混合區(qū)組分云圖，括號(hào)內(nèi)為Af的面積。在4種計(jì)算結(jié)果中，30°和120°在x/ D=9之后的Af切片中已不存在φ≥5.5的高濃度乙烯組分，而60°和90°在x/D=10之后才出現(xiàn)這種情況，由此可以看出，30°和120°的近場(chǎng)穿透能力較強(qiáng)，通過(guò)比較x/D=12切片發(fā)現(xiàn)，30°已經(jīng)沒(méi)有質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.08以上的乙烯組分，說(shuō)明30°的遠(yuǎn)場(chǎng)穿透能力最弱；對(duì)比遠(yuǎn)場(chǎng)切片中乙烯組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于0.07的區(qū)域發(fā)現(xiàn)，噴射角越接近90°，該區(qū)域面積越大，說(shuō)明其y軸方向的穿透深度越好。從可燃混合區(qū)Af的面積可以看出，噴射角小于90°時(shí)，隨著噴射角的增大，可燃混合區(qū)面積Af也隨之而增大。噴射角繼續(xù)增大，可燃混合區(qū)面積Af反而減小。在所選的4個(gè)算例中，噴射角為90°的混合效果最好。

圖9　當(dāng)量比0.4≤φ≤5.5的切面上乙烯組分云圖

圖10給出了不同噴射角度的燃/氣混合效率和總壓損失系數(shù)曲線(xiàn)圖。圖中顯示，在反轉(zhuǎn)渦和剪切層的作用下，乙烯和空氣的混合效率隨著流向不斷增加，對(duì)比4個(gè)算例，采用90°為噴射角的噴射方案混合效率明顯優(yōu)于其它噴射角。從總壓損失系數(shù)曲線(xiàn)圖可以看出，支板尾部之前，總壓損失增幅較大，之后趨于平穩(wěn)，分析原因可能是交錯(cuò)支板部分產(chǎn)生的激波阻礙氣流流動(dòng)，之后激波強(qiáng)度降低，總壓損失增加減緩，曲線(xiàn)斜率也就減?。?1］。曲線(xiàn)總體呈現(xiàn)噴射角越大，總壓損失越大，這也與實(shí)際相符合，證明算例計(jì)算結(jié)果無(wú)誤。在選擇噴射角時(shí)可以綜合各種因素選擇最優(yōu)噴射方案。

2.3多噴孔位置組合的性能研究

圖11為x/D=14切片處乙烯組分等值線(xiàn)云圖，其中用黑色粗線(xiàn)標(biāo)出的范圍是可燃混合區(qū)?？梢钥吹?，從乙烯分布位置來(lái)看，case2和case3較case1在該處的乙烯分布相對(duì)集中于燃燒室中心處，case1主要分布較為靠近燃燒室壁面。從乙烯濃度分布來(lái)看，case3在主要分布區(qū)域的分布較為均勻，無(wú)明顯高濃度或低濃度組分區(qū)域，而case1在燃燒室的四角均存在高濃度組分，濃度分布梯度較大。

圖10　不同噴射角混合效率與總壓損失系數(shù)曲線(xiàn)

圖12為流向各截面乙烯組分最大濃度（切面上乙烯組分濃度最大值）衰減曲線(xiàn)和可燃混合區(qū)Af無(wú)量綱化數(shù)值曲線(xiàn)圖。在x/D大于11之前，3個(gè)case的乙烯最大濃度基本相等，在 x/D大于11之后，case1乙烯最大濃度明顯大于case3和case2，case3和case2最大濃度數(shù)值無(wú)明顯區(qū)別。從流場(chǎng)混合區(qū)Af數(shù)值曲線(xiàn)可以看出，case3和case2的Af值相近，但case3的Af一直保持最大。在x/D=16處，即凹腔前壁面處，case1的Af出現(xiàn)躍升，出現(xiàn)這種現(xiàn)象是由于乙烯輸運(yùn)至凹腔，case1中有靠近燃燒室近壁面的高濃度乙烯組分，較case2和case3有更多的乙烯組分在凹腔回流的卷吸作用下進(jìn)入凹腔內(nèi)部，凹腔內(nèi)部漩渦對(duì)燃/氣的摻混有極大的促進(jìn)作用，從而case1摻混效果較之前有明顯的提升，之后的燃燒室為等直段，結(jié)構(gòu)對(duì)摻混無(wú)顯著影響，此時(shí)遠(yuǎn)場(chǎng)混合程度的繼續(xù)增大則主要由質(zhì)量擴(kuò)散控制［12］。

圖11　x/D=14處乙烯組分云圖

圖13為沿流向各截面混合效率和總壓損失系數(shù)曲線(xiàn)圖。從混合效率曲線(xiàn)圖可以看出，三者的區(qū)別主要集中在流場(chǎng)流經(jīng)交錯(cuò)尾部之后，混合效率快速增加，但case3的增幅最大，且在數(shù)值上保持最大。由于支板結(jié)構(gòu)未發(fā)生改變，故尾部流向渦和展向渦的變化也很小，故可結(jié)合圖6中渦的位置，可以得出，下斜支板相當(dāng)于導(dǎo)流槽，將乙烯組分導(dǎo)入支板尾部流場(chǎng)中心流向渦和展向渦附近，從而增強(qiáng)摻混。從總壓損失系數(shù)曲線(xiàn)圖可以看出，總壓損失總體上呈現(xiàn)出case2最大，另外兩個(gè)次之。比較case3和case1，二者在x/D =11.5處達(dá)到總壓損失系數(shù)差值的最大值為1.26%，但case3較case1在該處的混合效率提升約7%，損失較小的總壓卻較大提高了射流的近場(chǎng)對(duì)流混合程度。綜上，由單孔噴射擴(kuò)展到雙側(cè)多孔噴射時(shí)，乙烯擴(kuò)散控制混合效率對(duì)比情況與單級(jí)噴射基本一致，噴孔位置對(duì)正下斜支板有利于增強(qiáng)摻混的結(jié)論依然成立。

3　結(jié)論

文中針對(duì)支板/凹腔組合結(jié)構(gòu)超燃燃燒室模型進(jìn)行數(shù)值模擬，通過(guò)對(duì)比單個(gè)噴孔和多個(gè)噴孔正對(duì)交錯(cuò)支板不同位置和不同噴射角噴射對(duì)乙烯組分在流場(chǎng)中的混合的影響，得出以下結(jié)論：

圖12　不同位置噴孔乙烯組分最大濃度和可燃混合區(qū)面積無(wú)量綱化數(shù)值曲線(xiàn)

圖13　不同位置噴孔混合效率與總壓損失系數(shù)曲線(xiàn)

（1）無(wú)論單噴孔噴射還是多噴孔雙側(cè)噴射，噴孔正對(duì)交錯(cuò)支板的下斜區(qū)時(shí)，犧牲較小總壓可極大的促進(jìn)乙烯在近場(chǎng)的快速混合和向燃燒室中心區(qū)域擴(kuò)散，可以有效的提高乙烯在燃燒室中的混合效率；

（2）在所選的算例中，噴射角越接近90°，越有利于增強(qiáng)乙烯的摻混效率和縱向穿透深度，同時(shí)遠(yuǎn)場(chǎng)穿透能力增強(qiáng)，但總壓損失隨著噴射角度的增大而增大，所以噴射角不宜過(guò)大。綜合考慮總壓損失以及混合效率，在文中所選的四個(gè)噴射角中，確定90°為最優(yōu)的噴射角。

［1］ZHONG Fengquan，CHEN Tongying，F(xiàn)AN Xuejun，et al. Three-dimensional heat transfer analysis and optimized：AIAA 2012-3926［R］.2012.

［2］JASON C Doster，PAIL I King.Numerical simulation of ethylene injection from in-stream fueling pylons：AIAA 2008-2518［R］.2008.

［3］TAM Chung-Jen，HSU Kuang-Yu，GRIBER Mark R.et al.Fuel/air mixing characteristics of strut injections for scramjetcombustorapplications：AIAA2008-6925 ［R］.2008

［4］TAKAHASHI Hidemi，TU Qiuya，AEGAL Corin.Effects of pylon-aided fuel injection on mixing in a supersonic flowfield：AIAA 2010-1335［R］.2010.

［5］ RAMYA P Hande，MARATHE A G.A computational study on supersonic combustion with struts as flame holder：AIAA 2008-4712［R］.2008.

［6］劉金林.乙烯超燃燃燒室支板/凹腔結(jié)構(gòu)組合的數(shù)值研究［J］.哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2012.

［7］ 郭金鑫，劉金林，朱衛(wèi)兵，等.乙烯超燃燃燒室支板/凹腔結(jié)構(gòu)組合的數(shù)值研究［J］.固體火箭技術(shù)，2012，35 （5）：602-607.

［8］SONG Gang-lin，ZHANG Yan，WEI Bao-xi，et al.Performance comparison of aero-ramp and transverse injector based on gas-pilot flame［J］.Journal of Aerospace Power，2014，29（2）：405-419.

［9］張彎洲，樂(lè)嘉陵，田野.超燃發(fā)動(dòng)機(jī)混合效率評(píng)估方法探討［J］.航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2012，27（9）：1958-1965.

［10］ROGERS R C.Mixing of hydrogen injected from multiple injector nomal to a supersonic combustors：NASA TND-6476［R］.1971.

［11］張丁午，王強(qiáng)，胡海洋.菱形孔射流在超聲速流場(chǎng)中的氣動(dòng)特性［J］.航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2012，27（10）：2378 -2383.

［12］高振勛，李春萱.幾種超聲速橫向射流方案混合特性的數(shù)值研究［J］.中國(guó)科學(xué)：技術(shù)科學(xué)，2011，41（7）：1010-1020.

Numerical Optimization Analysis of Fuel-air Mixing for a Supersonic Combustor with Strut Injector

WANG Xudong，GAO Feng，WANG Yingyang，ZHANG Han
（Air and Missile Defense College，Air Force Engineering University，Xi’an 710051，China）

To analyze effects of injectors on characteristics of supersonic combustor with staggered rear strut and cavity，numerical simulation was carried out to investigate influence of different injection positions for single and multiple injectors on mixing efficiency of fuel.At last，the effects of the injectors on flow filed with different injection angles were explored.The findings of the study are as follows，the injector which facing directly to the declivity of the strut has better effect on spreading of fuel and mixing efficiency，the conclusion also applies to multiple injectors.With injection angle approaching 90°，the penetration depth and distance of the fuel increase.With increasing of injection angle，total pressure loss also increases.

supersonic combustor；strut；injection position；injection angle

V231.3

A

10.15892/j.cnki.djzdxb.2016.01.024

2015-02-11

航空科學(xué)基金資助

王旭東（1991-），男，江蘇泗陽(yáng)人，碩士研究生，研究方向：超聲速流動(dòng)。