超聲速邊界層氫氣噴注減阻研究

王帥, 何國(guó)強(qiáng), 秦飛

(西北工業(yè)大學(xué) 燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場(chǎng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 陜西 西安 710072)

湍流摩擦阻力遠(yuǎn)高于層流,飛行器或航行器大部分阻力均來(lái)自于摩擦阻力,比如飛機(jī)的摩擦阻力約占總阻力的50%,潛艇的約占90%[1]。這些摩擦阻力主要都是由湍流產(chǎn)生[2]。而對(duì)于高超聲速飛行器,研究發(fā)現(xiàn)摩擦阻力占飛行器總阻力50%以上[3],甚至?xí)_(dá)到80%[4],而發(fā)動(dòng)機(jī)的內(nèi)流道摩阻占到總摩阻的60%以上[5]。因此,在通過(guò)優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、燃料體系、燃料噴注位置及噴注方式等來(lái)提升發(fā)動(dòng)機(jī)性能的同時(shí),研究者們也嘗試通過(guò)降低發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流道摩擦阻力來(lái)提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能。

摩擦阻力影響著潛艇、飛機(jī)等運(yùn)輸工具的性能。因此,截至目前,基于動(dòng)量守恒原理的間接摩阻測(cè)量技術(shù)[6]或是基于微機(jī)電技術(shù)的直接摩阻測(cè)量技術(shù)[7]、基于流質(zhì)屬性[8]或流場(chǎng)湍流結(jié)構(gòu)[9-10]摩阻機(jī)理研究以及摩擦阻力控制[1,11]等問(wèn)題一直是研究熱點(diǎn)。工業(yè)界一直致力于降低摩擦阻力技術(shù)的研究,目前,降低摩擦阻力常見的方法主要包括被動(dòng)減阻和主動(dòng)減阻2大類。表面微結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)等根據(jù)仿生學(xué)原理通過(guò)設(shè)計(jì)壁面結(jié)構(gòu)而控制近壁區(qū)流動(dòng)的被動(dòng)方式在航空界和航海界應(yīng)用較為成熟[11-12]。對(duì)于高超聲速飛行器,尤其是吸氣式?jīng)_壓發(fā)動(dòng)機(jī)流道而言,邊界層燃料噴注等主動(dòng)減阻方式是近年來(lái)研究的重點(diǎn)。根據(jù)以往的研究結(jié)果[13-15],發(fā)現(xiàn)通過(guò)邊界層燃料噴注的方式使得壁面摩阻最大可降低70%以上。研究者在不同的來(lái)流狀態(tài)下將氫氣或乙烯以不同的方式噴注進(jìn)邊界層并進(jìn)一步組織燃燒,這種方式最大程度地改變了近壁面的氣體屬性以及氣流的流動(dòng)狀態(tài),其關(guān)鍵點(diǎn)在于這種方式可以在近壁區(qū)營(yíng)造低密度場(chǎng),使得雷諾應(yīng)力(雷諾應(yīng)力是湍流邊界層中壁面剪應(yīng)力的重要組成部分)大大降低。

邊界層燃料噴注減阻在10Ma及10Ma以上的飛行狀態(tài)下研究較廣,對(duì)于飛行速度在6Ma左右工作的發(fā)動(dòng)機(jī)環(huán)境,該技術(shù)的研究較少。而最新的研究表明類似于火箭基組合循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)(RBCC)等吸氣式?jīng)_壓流道在飛行速度6Ma時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流道摩阻占凈推力的45%以上,并且隔離段的壁面剪應(yīng)力水平很高,摩阻較大[16]。因此,本文剝離構(gòu)型對(duì)摩擦阻力的影響,以一個(gè)上、下壁面帶有微小后向臺(tái)階的等直沖壓流道為對(duì)象,模擬飛行速度在6Ma左右工作的發(fā)動(dòng)機(jī)隔離段環(huán)境,研究近壁區(qū)氫氣噴注對(duì)于壁面摩阻的影響及機(jī)制,為該技術(shù)在未來(lái)吸氣式高超聲速發(fā)動(dòng)機(jī)中的應(yīng)用提供參考。

1 計(jì)算方法和物理模型

1.1 數(shù)值計(jì)算方法

本文所有計(jì)算均基于ANSYS FLUENT平臺(tái),采用基于有限體積的N-S(Navier-Stokes)方程求解器求解定常、可壓的流動(dòng)方程。湍流模型采用兩方程的SST(shear stress transport,剪應(yīng)力輸運(yùn))k-ω模型[17-18],使用具有二階精度的迎風(fēng)格式對(duì)控制方程進(jìn)行離散。k-ω SST模型在近壁處采用Wilcox k-ω模型,在邊界層邊緣和自由剪切層采用k-ε模型,其間通過(guò)混合函數(shù)來(lái)過(guò)渡。SST k-ω模型充分發(fā)揮了k-ω模型和k-ε模型計(jì)算自由流、壁面限制流動(dòng)問(wèn)題的優(yōu)勢(shì),其對(duì)自由剪切層及分離流動(dòng)湍流模型具有較高的計(jì)算精度?？刂品匠痰那蠼膺^(guò)程基于定比熱理想氣體假設(shè)。應(yīng)力張量計(jì)算中,分子黏性項(xiàng)采用Sutherland公式。迭代過(guò)程的收斂以上壁面的壁面剪應(yīng)力值等監(jiān)控的流動(dòng)參數(shù)不變?yōu)闇?zhǔn)則。

1.2 計(jì)算方法校驗(yàn)

一方面,k-ω SST模型在壁面摩擦阻力以及高超聲速?zèng)_壓流道減阻研究方面已被廣泛應(yīng)用,結(jié)果表明該模型能較為準(zhǔn)確地反映超聲速內(nèi)流道摩擦阻力變化[15,19-20]。另一方面,本文對(duì)日本學(xué)者Taira等[7]2011年進(jìn)行的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了校驗(yàn),對(duì)比了壁面剪應(yīng)力與壁面沿程壓力的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果,其中壁面剪應(yīng)力有2組實(shí)驗(yàn)結(jié)果,分別是剪應(yīng)力傳感器直接測(cè)量的結(jié)果和基于動(dòng)量守恒根據(jù)總溫總壓推算的結(jié)果。

實(shí)驗(yàn)構(gòu)型如圖1所示,實(shí)驗(yàn)段是橫截面為147 mm×32 mm的二元矩形等直沖壓流道,總共由4段組成,全長(zhǎng)980 mm。傳感器安裝在長(zhǎng)80 mm的測(cè)試段,圖中所示長(zhǎng)400 mm的部分在實(shí)驗(yàn)中進(jìn)行了拆卸,實(shí)驗(yàn)分2次進(jìn)行,分別將測(cè)試段安裝在等直管道的出口1和出口2,根據(jù)這2處的測(cè)量結(jié)果得到出口1至出口2的平均壁面剪應(yīng)力。數(shù)值計(jì)算模擬了噴管出口以后980 mm長(zhǎng)的區(qū)域,為節(jié)省計(jì)算資源,厚度方向上取5 mm。近壁區(qū)網(wǎng)格加密,距壁面最近的第一層網(wǎng)格落在對(duì)數(shù)層內(nèi)(30

圖1 實(shí)驗(yàn)構(gòu)型示意圖

實(shí)驗(yàn)采用化學(xué)加熱方式通過(guò)氫氣/氧氣燃燒將來(lái)流總溫加熱至(1 000±50) K,通過(guò)設(shè)備噴管將速度提升至2.5Ma,同時(shí)來(lái)流總壓為(1.5±0.06) MPa。氣體組成按摩爾分?jǐn)?shù)計(jì)算為:O2(21%),N2(69%),H2O(9%),其余氣體(1%)。

圖2給出了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算的壁面壓力分布,橫坐標(biāo)為流向位置,縱坐標(biāo)為壁面靜壓與來(lái)流總壓之比,超聲速等直沖壓流道壁面靜壓沿流向逐漸升高,由于實(shí)驗(yàn)加工、安裝及測(cè)量誤差,導(dǎo)致流道內(nèi)有激波存在,進(jìn)而引起壓力波動(dòng)。出口1至出口2區(qū)間內(nèi)實(shí)驗(yàn)所得壁面靜壓高于數(shù)值計(jì)算結(jié)果,因此實(shí)驗(yàn)當(dāng)中密度應(yīng)該高于數(shù)值計(jì)算時(shí)的密度,那么可以推斷數(shù)值計(jì)算所得的壁面平均剪應(yīng)力應(yīng)該較低。

實(shí)驗(yàn)通過(guò)如上所述的2種技術(shù)得到壁面剪應(yīng)力,其中傳感器測(cè)量結(jié)果為(1 072±53) Pa,基于動(dòng)量守恒所得的結(jié)果為(1 060±106) Pa。本文所采用的數(shù)值計(jì)算方法所得結(jié)果為950 Pa,與2種實(shí)驗(yàn)方法得到的結(jié)果相對(duì)誤差分別為11%,10%。

對(duì)比本文所采用的數(shù)值計(jì)算方法與實(shí)驗(yàn)測(cè)量所得結(jié)果,認(rèn)為數(shù)值算法可以接受。

圖2 壁面沿程壓力對(duì)比

1.3 物理模型及計(jì)算狀態(tài)

圖3給出了計(jì)算所用構(gòu)型,計(jì)算區(qū)域如圖1所示,總長(zhǎng)900 mm,空氣入口高度30 mm,沿流向30 mm處上壁面有3 mm高的后向臺(tái)階,臺(tái)階上以間距為5 mm布置1 mm×3 mm大小的燃料噴孔,噴孔距上壁面1 mm。主要關(guān)注噴孔后500 mm的計(jì)算區(qū)域。考慮到構(gòu)型和邊界條件的對(duì)稱性,為了節(jié)約計(jì)算資源,計(jì)算區(qū)域在厚度方向取4 mm,即圖3右側(cè)所示前后對(duì)稱面之間,高度方向上的下邊界亦設(shè)置為對(duì)稱面?？偩W(wǎng)格數(shù)為750萬(wàn),壁面處局部加密,距壁面最近的第一層網(wǎng)格落在對(duì)數(shù)層內(nèi)(30

圖3 計(jì)算構(gòu)型示意圖

計(jì)算工況如表1所示,來(lái)流總溫為1 850 K,總壓2.4 MPa,馬赫數(shù)分別為2.3,2.8。氫氣以聲速平行于上壁面噴入流場(chǎng),總溫300 K,當(dāng)來(lái)流馬赫數(shù)為2.3時(shí)當(dāng)量比為0.05,當(dāng)來(lái)流馬赫數(shù)為2.8時(shí),氫氣分別以當(dāng)量比0.03,0.06和0.1噴入。其中,來(lái)流2.3Ma時(shí)的氫氣噴注質(zhì)量與來(lái)流2.8Ma時(shí)以0.1當(dāng)量比噴注時(shí)的氫氣質(zhì)量相同,均為45 g/s/m。本文將考察小流量氫氣噴注是否可以有效降低摩擦阻力,因此噴注當(dāng)量比均不超過(guò)0.1。當(dāng)量比是化學(xué)當(dāng)量空燃比與實(shí)際空燃比之比,空氣與燃料的實(shí)際流量為計(jì)算區(qū)域中空氣入口與燃料入口的實(shí)際流量。

表1 計(jì)算工況

2 研究結(jié)果分析與討論

2.1 全局摩擦阻力分析

表2給出了所有工況下的全局摩擦阻力,所謂全局摩擦阻力,即為考察面上的壁面剪應(yīng)力沿該面的面積分值,該值可以反映所采用的減阻技術(shù)在一定范圍內(nèi)的整體減阻能力。

表2 全局阻力分析

2.3Ma和2.8Ma來(lái)流相比空氣流量大,流場(chǎng)密度大,對(duì)比工況1-1與工況2-1可以發(fā)現(xiàn)2.3Ma來(lái)流壁面摩擦阻力比2.8Ma來(lái)流的高78%,此時(shí)2個(gè)工況的流量相差89%。來(lái)流為2.3Ma時(shí),當(dāng)氫氣以總溫300 K、當(dāng)量比0.05的聲速噴入之后,整個(gè)考察面上的總摩阻降低接近14%。來(lái)流為2.8Ma時(shí),同等質(zhì)量的氫氣以相同的噴注邊界條件噴入邊界層后摩阻降低接近13%。對(duì)比考察面總摩阻降低的絕對(duì)值發(fā)現(xiàn)工況1-2相比工況1-1降低0.37 N,工況2-4相比于工況2-1降低0.19 N,前者比后者多出95%?？梢园l(fā)現(xiàn)一條較為普適的規(guī)律:高密度流場(chǎng)會(huì)帶來(lái)高摩擦阻力,相同的減阻策略會(huì)在摩阻較高時(shí)帶來(lái)更多的減阻收益。進(jìn)而引發(fā)一個(gè)討論:摩阻較低時(shí)如果采用與高摩阻工況下相同的減阻策略必然需要降低對(duì)減阻幅度的預(yù)期值,那么低摩阻工況是否有必要進(jìn)行類似本文的主動(dòng)減阻,如果減阻幅度會(huì)隨著來(lái)流條件的降低(來(lái)流條件可以用飛行速度考量)而下降,那么主動(dòng)減阻的成本與收益的平衡點(diǎn)在哪里?對(duì)比第二組工況發(fā)現(xiàn)當(dāng)提高氫氣噴注當(dāng)量比時(shí)減阻幅度會(huì)隨之提高,但并不能無(wú)限提高,隨著當(dāng)量比的提高,減阻幅度存在最大值。從表2發(fā)現(xiàn)當(dāng)量比為0.06時(shí)減阻效果最佳,減阻幅度為13.5%。具體原因應(yīng)該從當(dāng)?shù)啬ψ璧淖兓M(jìn)行分析。

2.2 當(dāng)?shù)啬Σ磷枇Ψ治?/h3>

圖4和圖5給出了上壁面典型直線上的壁面剪應(yīng)力分布。圖4對(duì)比了不同來(lái)流馬赫數(shù)下的壁面剪應(yīng)力以及同等氫氣噴注條件所帶來(lái)的減阻效果。圖5給出了不同氫氣噴注當(dāng)量比對(duì)壁面剪應(yīng)力的影響?？梢钥闯?當(dāng)無(wú)氫氣噴注時(shí),經(jīng)過(guò)后向臺(tái)階后摩阻迅速上升,之后沿流向逐漸減小,受激波影響明顯,激波與邊界層相互作用處摩阻降低,后迅速反彈;氫氣入射后,隨著流動(dòng)摻混,壁面阻力呈振蕩上升狀,表明氫氣噴入后沿流向減阻效果逐漸減弱。無(wú)噴注時(shí),2.3Ma來(lái)流下的壁面剪應(yīng)力明顯比2.8Ma高,考察最大值發(fā)現(xiàn)前者比后者高出60%,不考慮激波的影響時(shí),在考察平面的全部區(qū)域2個(gè)來(lái)流條件帶來(lái)的壁面剪應(yīng)力差異無(wú)太大變化。同樣,由于來(lái)流條件的差異,后向臺(tái)階處的激波初始角度不同,造成激波與邊界層相互作用點(diǎn)位置差別較大。從圖4的對(duì)比結(jié)果看出,2.8Ma來(lái)流下氫氣噴入邊界層后在可以帶來(lái)全場(chǎng)摩擦阻力的降低,但隨著流動(dòng),減阻效果逐漸減弱,2.3Ma來(lái)流下氫氣噴入邊界層后在x=350 mm之后(第二個(gè)激波與邊界層相互作用點(diǎn)之后)壁面剪應(yīng)力未被降低,甚至在第三激波與邊界層相互作用點(diǎn)之后剪應(yīng)力高于無(wú)噴注時(shí)的情況。若根據(jù)激波反射點(diǎn)將流場(chǎng)劃分、對(duì)剪應(yīng)力進(jìn)行積分,2.3Ma時(shí)前2個(gè)區(qū)間分別減阻58.9%,24.3%,2.8Ma時(shí)前3個(gè)區(qū)間分別減阻39.0%,8.9%,0。表

圖4 2.8Ma vs 2.3Ma來(lái)流時(shí)上壁面直線y=0上的壁面剪應(yīng)力分布

明邊界層氫氣噴注減阻的有效區(qū)域與來(lái)流條件密切相關(guān),在減阻設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)當(dāng)考慮噴注條件與來(lái)流條件的相互匹配,但具體的匹配關(guān)系還有待進(jìn)一步探索。

當(dāng)來(lái)流條件不變時(shí),隨著氫氣噴注當(dāng)量比的提高,噴注孔后側(cè)的壁面剪應(yīng)力降幅也逐漸提高,減阻的有效區(qū)域也會(huì)逐漸變廣。但從全局摩擦阻力的統(tǒng)計(jì)結(jié)果來(lái)看,當(dāng)量比0.1所帶來(lái)的減阻收益小于當(dāng)量比0.06的收益,表明氫氣當(dāng)量比0.1時(shí)噴注孔兩側(cè)壁面剪應(yīng)力更高。氫氣噴注質(zhì)量增加時(shí),2個(gè)噴注孔之間空氣被擠壓的程度變大,流場(chǎng)密度、速度伴隨擠壓而變大,剪應(yīng)力也會(huì)自然而然變大。這種由于兩側(cè)氣體擠壓引起的剪應(yīng)力升高主要發(fā)生在噴孔附近,隨著流動(dòng)摻混,這種情況會(huì)逐漸減弱。氫氣入射也會(huì)影響激波角度,造成激波反射點(diǎn)前移。隨著氫氣噴注當(dāng)量比的升高激波作用點(diǎn)位置前移幅度越大。

圖5 2.8Ma來(lái)流時(shí)上壁面直線y=0上的壁面剪應(yīng)力分布

高速流動(dòng)下壁面剪應(yīng)力受密度影響強(qiáng)烈,并且近壁區(qū)氫氣噴注在壁面附近將形成一層氣膜,起到主動(dòng)冷卻的作用。圖6給出了上壁面典型直線上的密度和壁面熱流變化,左側(cè)2幅圖為密度變化,右側(cè)2幅圖為壁面熱流變化,上側(cè)是2.8Ma來(lái)流下的情況,下側(cè)是同等氫氣噴注條件、不同來(lái)流馬赫數(shù)的對(duì)比結(jié)果?？梢钥闯雒芏鹊淖兓厔?shì)和壁面剪應(yīng)力的變化趨勢(shì)大致相同。但是存在兩點(diǎn)差異,首先,無(wú)氫氣噴注時(shí),由于氣體黏性,沖壓等直流道內(nèi)速度逐漸降低,密度則逐漸升高,而剪應(yīng)力逐漸降低。其次,2.3Ma時(shí)氫氣噴入后密度均低于無(wú)噴注時(shí)的情況,但第二個(gè)激波與邊界層相互作用點(diǎn)之后的剪應(yīng)力卻未被降低,表明氫氣噴注引起的流動(dòng)干擾在流場(chǎng)后側(cè)造成了額外的剪應(yīng)力增益。壁面熱流方面,300 K的氫氣噴注可以有效地降低壁面熱流,降幅也隨著氫氣噴注當(dāng)量比的提高而增大。

2.3 沿程阻力分析

從表3的數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)降幅最大的幾乎都為第一個(gè)區(qū)間,降幅大約在40%～60%。2.3Ma來(lái)流時(shí),3個(gè)區(qū)間內(nèi)的降幅從前至后分別為39%,9.3%,0。相同的噴注條件,2.8Ma來(lái)流時(shí),這些數(shù)值分別為58.9%,24.3%,14.1%。當(dāng)噴注當(dāng)量比從0.1降低至0.06,0.03時(shí),上述3個(gè)區(qū)間內(nèi)的摩擦阻力降幅分別降低為53.4%,13.2%,7.8%和40.6%,6.1%,-4.7%。氫氣以0.03的當(dāng)量比噴注時(shí),出口附近的摩阻不降反增。

2.4 近壁區(qū)流動(dòng)分析

從上述的結(jié)果可以看出壁面摩擦阻力的變化與流動(dòng)狀態(tài)密切相關(guān),尤其是激波對(duì)流場(chǎng)的影響十分強(qiáng)烈,壁面剪應(yīng)力也會(huì)在激波作用位置顯著降低。從圖7所給的數(shù)值紋影可以看出不同來(lái)流條件下流場(chǎng)規(guī)律基本相似,但激波角度與強(qiáng)度差異較大。圖7由4個(gè)工況的結(jié)果組成,與圖4所選取的工況相同,以z=0為對(duì)稱線,上方為無(wú)噴注工況,下方為有氫氣噴注的工況。

圖7 不同來(lái)流馬赫數(shù)下的數(shù)值紋影

近壁區(qū)射流與主流空氣形成的剪切層處密度變化大,但無(wú)射流時(shí)仍然會(huì)在近壁處形成高密度梯度帶,說(shuō)明該梯度變化并非全然由近壁區(qū)噴注引起,而造成該梯度的主要原因應(yīng)該是距入口30 mm處的后向臺(tái)階。激波直接折射進(jìn)混合層,并且無(wú)明顯的折射角度。噴入流場(chǎng)的氫氣擴(kuò)散與摻混沿流向逐漸加強(qiáng),圖4中壁面剪應(yīng)力也沿流向逐漸升高,激波反射點(diǎn)處摻混會(huì)被先加強(qiáng)后抑制,壁面剪應(yīng)力在此處突降,之后恢復(fù)到與原來(lái)同等大小。來(lái)流靜壓的提高會(huì)增大激波初始角度及強(qiáng)度,并且會(huì)抑制剪切層摻混。

氫氣噴注與來(lái)流空氣相互作用的物理模型如圖8所示。來(lái)流空氣經(jīng)過(guò)后向臺(tái)階時(shí)形成一道膨脹波,膨脹波后由于壁面的滯止影響形成再附激波。主流空氣與氫氣相互擠壓,在膨脹波與激波之間誘導(dǎo)出強(qiáng)度較弱的激波系。這些誘導(dǎo)波系經(jīng)過(guò)再附激波時(shí)被抹平,停止傳播。

圖8 流向噴注與主流相互作用模型

圖9和圖10分別給出了噴孔附近上壁面直線y=0上的壁面剪應(yīng)力分布和不同來(lái)流馬赫數(shù)下的數(shù)值紋影。

圖9 噴孔附近上壁面直線y=0上的壁面剪應(yīng)力分布

圖10 不同來(lái)流馬赫數(shù)下的數(shù)值紋影

圖10的結(jié)果與圖8所示的模型相似。從圖9可以看出,氫氣噴入流場(chǎng)后噴孔附近的壁面剪應(yīng)力值沿流向變化更加復(fù)雜。2.8Ma來(lái)流經(jīng)過(guò)后向臺(tái)階時(shí)在臺(tái)階后形成的回流區(qū)壓力低于2.3Ma來(lái)流時(shí)的情況,氫氣噴入后繼繼續(xù)膨脹,壁面剪應(yīng)力值在x=0.03 m至x=0.035 m的膨脹區(qū)間內(nèi)處于較為穩(wěn)定的狀態(tài),但剪應(yīng)力曲線的波動(dòng)相比于未噴注氫氣時(shí)更為復(fù)雜。同時(shí),主流空氣對(duì)氫氣形成擠壓,迫使氫氣有向下運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì),從圖10中的波系也可以看出氫氣噴出后波系被明顯擠壓。在氫氣膨脹過(guò)程中,與主流空氣誘導(dǎo)產(chǎn)生2道強(qiáng)度較小的激波,在這2道激波起始位置處壁面剪應(yīng)力也出現(xiàn)了明顯波動(dòng),這2道激波沿流向逐漸減弱,與再附激波相遇時(shí)被抹平。從圖9也可以看出,當(dāng)未噴注氫氣時(shí),再附激波起始位置處壁面剪應(yīng)力突降,之后迅速上升。但氫氣噴入之后由于氫氣與主流空氣的相互擠壓作用,使再附激波起始位置處的剪應(yīng)力突降明顯減弱。2.3Ma來(lái)流時(shí),臺(tái)階后側(cè)壓力較高,氫氣噴出后被繼續(xù)擠壓,波系與2.8Ma噴注時(shí)的波系明顯不同,其波系強(qiáng)度、剛度較高,自持性優(yōu)于前者,在與空氣的相互擠壓的過(guò)程中無(wú)明顯變形,壁面剪應(yīng)力也未出現(xiàn)如2.8Ma來(lái)流時(shí)復(fù)雜的波動(dòng)。從圖中可以看出2.3Ma來(lái)流下再附激波與壁面夾角較大,使激波與邊界層更早遭遇。

3 結(jié) 論

本文利用三維數(shù)值模擬的研究手段,基于一個(gè)帶有后向臺(tái)階的受限空間,針對(duì)不同來(lái)流條件、不同燃料噴注當(dāng)量比開展了近壁區(qū)氫氣噴注減阻研究,獲得以下結(jié)論:

1) 近壁區(qū)氫氣噴注能有效降低壁面摩擦阻力,2.3Ma和2.8Ma來(lái)流條件下減阻收益可以達(dá)到13.5%左右。

2) 氫氣噴注總溫和速度相同時(shí),摩擦阻力降低幅度并不隨氫氣噴注當(dāng)量比提高而一直增大。2.8Ma來(lái)流、當(dāng)量比為0.06時(shí)減阻效果最優(yōu),摩阻降幅為13.5%。

3) 邊界層氫氣噴注減阻的有效區(qū)域與來(lái)流條件密切相關(guān),在減阻設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)當(dāng)考慮噴注條件與來(lái)流條件的相互匹配。

4) 壁面剪應(yīng)力與當(dāng)?shù)孛芏茸兓厔?shì)相似,但不完全吻合。氫氣噴注在近壁區(qū)形成的氣膜對(duì)熱防護(hù)有很明顯的積極作用。

5) 摩阻降幅沿流向逐漸減弱,最佳的減阻區(qū)域內(nèi)可達(dá)到近60%的減阻收益。

6) 氣體的擴(kuò)散與摻混沿流向逐漸加強(qiáng),激波與邊界層相互作用處摻混會(huì)被先加強(qiáng)后抑制,壁面剪應(yīng)力在該位置伴隨密度先降低后反彈呈現(xiàn)相同的變化規(guī)律。