王應(yīng)洋，李旭昌，吳振亞，楊發(fā)煜

(1.空軍工程大學(xué) 防空反導(dǎo)學(xué)院，西安 710051；2.95607部隊(duì)，成都 610010)

?

乙烯超燃燃燒室支板/凹腔結(jié)構(gòu)組合數(shù)值優(yōu)化

王應(yīng)洋1，李旭昌1，吳振亞1，楊發(fā)煜2

(1.空軍工程大學(xué) 防空反導(dǎo)學(xué)院，西安 710051；2.95607部隊(duì)，成都 610010)

為探索帶交錯(cuò)尾部支板的超燃燃燒室流場(chǎng)特性，運(yùn)用有限體積法對(duì)乙烯噴注當(dāng)量比0.6的燃燒室進(jìn)行了數(shù)值模擬。對(duì)比噴孔不同布置方式，支板尾部交錯(cuò)結(jié)構(gòu)不同數(shù)目、不同翹角對(duì)混合效率、總壓損失的影響。研究發(fā)現(xiàn)，噴孔數(shù)目越多，對(duì)燃料與空氣充分混合越有利，但過多噴孔會(huì)降低穿透深度，且導(dǎo)致可燃混合區(qū)重疊，不利于摻混增強(qiáng)；交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)目越多，產(chǎn)生的流向渦渦量強(qiáng)度越大，但遠(yuǎn)場(chǎng)混合效率并不理想，當(dāng)支板交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)目等于4時(shí)，在凹腔附近能取得較大摻混效率；在一定范圍內(nèi)，支板翹角越大，摻混效果越好，交錯(cuò)結(jié)構(gòu)掠形尾部也有利于摻混增強(qiáng)，但均會(huì)導(dǎo)致更大的總壓損失。

超音速燃燒；支板；凹腔；結(jié)構(gòu)組合；數(shù)值模擬

0 引言

燃料噴注與摻混增強(qiáng)一直是超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)研究的關(guān)鍵技術(shù)?；诹飨驕u技術(shù)的物理斜坡、氣動(dòng)斜坡、支板、塔式結(jié)構(gòu)等被動(dòng)式摻混增強(qiáng)裝置已得到深入研究。多個(gè)相同裝置及不同裝置之間的組合成為下一步研究的熱點(diǎn)。對(duì)于大尺寸的燃燒室，必須采用支板噴射，使燃料從流場(chǎng)中心噴入主流，以滿足下游燃燒流場(chǎng)均勻性的要求[1]。

Desikan實(shí)驗(yàn)研究了塔式結(jié)構(gòu)與支板的組合，支板尾部增加塔式結(jié)構(gòu)能增強(qiáng)尾部流向渦的強(qiáng)度，并以此提高混合效率[2]；Jason數(shù)值研究了交錯(cuò)鍥型尾部支板的流場(chǎng)特性，與傳統(tǒng)支板相比，交錯(cuò)鍥型尾部支板能大大增強(qiáng)支板下游流向渦的強(qiáng)度[3-4]； Sujith S實(shí)驗(yàn)研究了交錯(cuò)支板尾部鍥角對(duì)流場(chǎng)特性的影響，交錯(cuò)結(jié)構(gòu)鍥角越大，產(chǎn)生的流向渦越強(qiáng)，但帶來的總壓損失也大[5]；Fabrizio Vergine對(duì)比研究了普通斜坡支板與交錯(cuò)斜坡支板的差異，交錯(cuò)斜坡能產(chǎn)生更好的渦流結(jié)構(gòu)，能有效地提高混合效率[6]。國(guó)內(nèi)于江飛等研究了支板后緣構(gòu)型對(duì)超聲速混合層的影響，鍥塊頂點(diǎn)間隔越大，鍥角增大，流向渦發(fā)展得越快[7]；潘科偉[8]和劉金林[9]分別對(duì)流向渦支板與凹腔組合進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)與數(shù)值研究，支板與凹腔組合的火焰組織及穩(wěn)定方式能縮短燃燒室長(zhǎng)度，其中橫向組合效果較好。

為深入研究交錯(cuò)鍥型支板的流場(chǎng)特性，本文在文獻(xiàn)[9]的基礎(chǔ)上，對(duì)比研究了噴孔不同布置方式、支板尾部交錯(cuò)結(jié)構(gòu)不同數(shù)目、交錯(cuò)結(jié)構(gòu)不同翹角對(duì)混合效率和總壓損失的影響，目的是進(jìn)一步優(yōu)化支板與凹腔組合時(shí)燃燒室的性能。

1 模型與算例

1.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

如圖1和圖2所示，超燃燃燒室[9]是矩形截面自由通道，進(jìn)口截面為20 mm×25.4 mm，總長(zhǎng)510 mm。支板前沿距入口30 mm，噴孔距離支板后緣40 mm，支板尾部為交錯(cuò)結(jié)構(gòu)，尾部交錯(cuò)角α=36°，γ為尾部翹角。凹腔前壁面距支板尾部60 mm，本文采用D10L35A30凹腔。來流與噴孔條件見表1。

采用ICEM進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為提高網(wǎng)格質(zhì)量，減少數(shù)值發(fā)散，所有計(jì)算域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，在支板與噴孔附近進(jìn)行網(wǎng)格加密，支板尾部建立三棱柱Block并進(jìn)行Y型剖分，第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)距離壁面1×10-5m，各模型網(wǎng)格數(shù)180萬左右，圖3為部分網(wǎng)格與拓?fù)涫疽鈭D。

圖1 燃燒室結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Schematic diagram of the combustor

圖2 支板結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Schematic diagram of the strut

用Fluent軟件進(jìn)行求解，該軟件基于有限體積法，采用三維多組分化學(xué)非平衡N-S守恒方程組。考慮近壁區(qū)繞流與旋流的作用，采用可壓縮修正的SSTk-ε湍流模型[9]。該模型不僅占據(jù)了k-ε方程求解壁面邊界層流動(dòng)的優(yōu)勢(shì)，提高了在各種壓力梯度條件下解的精確性和粘性底層的數(shù)值穩(wěn)定性，而且一定程度上又保留了k-ε公式求解自由剪切流的精確性。

表1 入口邊界參數(shù)Table1 Flow condition for CFD solution

圖3 網(wǎng)格與拓?fù)涫疽鈭DFig.3 Typical grid construction and topology of scramjet combustor model

1.2 算例驗(yàn)證

選擇文獻(xiàn)[2]的實(shí)驗(yàn)作為標(biāo)準(zhǔn)算例，以此來驗(yàn)證本文數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性，燃燒室結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分如圖4和圖5所示。支板尾部的圓孔用相同面積的方孔等效替代，由于結(jié)構(gòu)對(duì)稱，取一半模型作為計(jì)算域。所有計(jì)算域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，第一層網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)距離壁面1×10-5m，網(wǎng)格總數(shù)160萬左右。來流馬赫數(shù)Ma=1.7，總壓pt=500 kPa，靜壓po=101 kPa，總溫Tt=308 K，氣流成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)αO2=23.2%,αN2=76.8%。噴孔處乙烯噴射總壓pt=500 kPa，靜壓p=264 kPa，總溫Tt=308 K。

從圖6的壓力等值線與乙烯質(zhì)量濃度等值線圖(中心截面)和實(shí)驗(yàn)紋影圖對(duì)比可看出，數(shù)值仿真出的波系結(jié)構(gòu)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。圖7是試驗(yàn)段上壁面壓力曲線(po是燃燒室入口靜壓，H為燃燒室高度)，將本文與Desikan[2]、蘇義[10]的仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)值比較可看出，本文計(jì)算結(jié)果模擬出的靜壓分布與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合稍好，原因可能是采用了SSTk-ε湍流模型及質(zhì)量更好的全計(jì)算域結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。支板尾部仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值有差異，可能是因?yàn)樵囼?yàn)件存在加工誤差；數(shù)值仿真未充分考慮氣流粘性及激波與邊界層的相互作用。但從整體來看，本文所采用的模擬方法是可靠的。

圖4 超燃燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Sketch of the scramjet combustor

圖5 局部網(wǎng)格與拓?fù)涫疽鈭DFig.5 Local grids and topology of scramjet combustor model

(a)壓力等值線與乙烯質(zhì)量濃度等值線圖(中心截面)

(b)實(shí)驗(yàn)紋影圖[2]

圖7 試驗(yàn)段上壁面壓力比較Fig.7 Upper wall pressure comparison between experiment and numerical simulation

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 噴孔不同分布方式對(duì)流場(chǎng)特性的影響

圖8是帶不同噴孔分布方式的支板，為消除支板兩側(cè)噴孔相互耦合的影響，僅在支板上側(cè)分別設(shè)置面積等效的2、4、8個(gè)方形噴孔，噴孔分別寬1.33、0.94、0.665 mm，支板尾部統(tǒng)一設(shè)置4個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)。為分析不同支板的混合特性，首先定義當(dāng)量比Φ為[11-12]

(1)

當(dāng)Φ=1時(shí)，燃料將能完全燃燒，Φ<1為貧油區(qū)，Φ>1為富油區(qū)。恰當(dāng)油氣比(F/A)stoic為燃料與空氣完全反應(yīng)所需要的油氣比，也稱恰當(dāng)比[13]。碳?xì)淙剂系那‘?dāng)比定義如下：

CaHb+molair(O2+3.76N2)→aCO2+

(b/2)H2O+3.76molairN2

其中

molair=a+b/4

(2)

Mair、Mfuel分別為空氣與燃料平均摩爾分子質(zhì)量，對(duì)于乙烯a=2，b=4。因此，乙烯(F/A)stoic=0.067 8。定義流場(chǎng)混合區(qū)Ap為當(dāng)量比Φ≥0.2的區(qū)域，可燃混合區(qū)Af為當(dāng)量比0.4≤Φ≤5.5的區(qū)域。

圖9是X/D=10、12、14、16、18截面當(dāng)量比Φ≥0.2的切面上乙烯組分云圖，括號(hào)內(nèi)為流場(chǎng)混合區(qū)Ap的面積(D為凹腔深度，Ai為噴孔總面積)。對(duì)于2孔支板，乙烯從噴孔噴出后沿程擴(kuò)散，在X/D=12之后，2噴孔的流場(chǎng)混合區(qū)才開始重疊，可明顯地看到，在凹腔中存在當(dāng)量比Φ≥0.2的乙烯組分；對(duì)于4孔支板，從Ap的形狀來看，和2孔支板一樣支板尾部形成了2個(gè)漩渦，但各孔所噴出的乙烯在X/D=10之后均已重疊，且相互之間間隙大大減?。?孔支板與此類似，不再贅述。對(duì)比3種支板可發(fā)現(xiàn)，4孔及8孔支板后方的凹腔中均不存在當(dāng)量比Φ≥0.2的乙烯組分，且在X/D=10、12截面上，兩孔支板存在較高濃度的乙烯組分，說明噴孔數(shù)目越少，燃料Y方向穿透能力越強(qiáng)，但擴(kuò)散能力越弱；除X/D=10截面外，Ap面積4孔支板比8孔支板大，說明噴孔數(shù)目過多，遠(yuǎn)場(chǎng)混合效率并不理想；從不同噴孔后方Ap的形狀來看，支板后方的漩渦數(shù)目與噴孔數(shù)目無關(guān)。

為進(jìn)一步分析噴孔不同分布方式導(dǎo)致混合效果差異的機(jī)理，圖10顯示了支板尾部X/D=7、8、9、10、11截面當(dāng)量比0.4≤Φ≤5.5的切面上乙烯組分云圖。隨著噴孔數(shù)目的增多，附著在支板上側(cè)面的乙烯組分也增多，各噴孔所噴燃料的Af間的距離越來越小，2噴孔所顯示的Af均未重疊，4噴孔所顯示的Af在X/D=9之后開始重疊，8噴孔所顯示的Af均已重疊；2孔支板在X/D=12后，Af切面內(nèi)部才不存在Φ≥5.5的乙烯組分，而4孔、8孔支板分別在X/D=9、X/D=8截面處，Af切面中心被填充完整，說明噴孔數(shù)目越多，近場(chǎng)摻混效果越好，但穿透能力越弱。

圖11 解釋了噴孔間距離的改變對(duì)可燃混合區(qū)面積的影響(陰影部分為可燃混合區(qū)，其內(nèi)部為富油區(qū))。當(dāng)兩噴孔距離較遠(yuǎn)時(shí)，各流場(chǎng)混合區(qū)與可燃混合區(qū)相互不影響，其間的流道面積未被充分利用；當(dāng)兩噴孔距離靠近，使得各噴孔的流場(chǎng)混合區(qū)Ap足以重疊時(shí)，Af面積得到提升，整個(gè)流場(chǎng)的可燃區(qū)與可點(diǎn)火區(qū)范圍擴(kuò)大，流道面積被充分利用；當(dāng)兩噴孔距離繼續(xù)靠近，使得各噴孔的可燃混合區(qū)Af重疊時(shí)，富油區(qū)面積增大，點(diǎn)火與可燃區(qū)范圍減小。以上解釋了8孔支板遠(yuǎn)場(chǎng)混合效果不如4孔支板的原因。

(a)帶2個(gè)噴孔的支板 (b)帶4個(gè)噴孔的支板 (c)帶8個(gè)噴孔的支板

(a)帶2個(gè)噴孔的支板 (b)帶4個(gè)噴孔的支板 (c)帶8個(gè)噴孔的支板

(a)帶2個(gè)噴孔的支板 (b)帶4個(gè)噴孔的支板 (c)帶8個(gè)噴孔的支板

(a)兩噴孔間隔較遠(yuǎn) (b)兩噴孔間隔適中 (c)兩噴孔間隔較近

為定量分析不同噴孔數(shù)目的混合效率，定義燃料混合效率ηm如下[14]：

(3)

其中

(4)

式中α為燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)；αreact為剛好能夠反應(yīng)時(shí)所對(duì)應(yīng)的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)；αstoic為達(dá)到化學(xué)恰當(dāng)比時(shí)燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

(5)

(6)

圖12(b)是不同噴孔數(shù)目燃燒室沿程總壓損失系數(shù)曲線。從整體上看，不同噴孔數(shù)目總壓損失差別不大，但從局部放大圖可看出，在支板尾部及噴射遠(yuǎn)場(chǎng)8

孔噴射帶來更大的總壓損失，2孔與4孔噴射總壓損失差別不大。因此，就仿真結(jié)果而言，合理地布置噴孔數(shù)目，對(duì)燃燒室性能具有重大意義。

(a)混合效率

(b)總壓損失系數(shù)

2.2 支板尾部不同數(shù)目交錯(cuò)結(jié)構(gòu)對(duì)流場(chǎng)特性的影響

圖13是尾部分別設(shè)置2、4、8個(gè)數(shù)目交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板，支板上側(cè)統(tǒng)一設(shè)置4個(gè)方孔。為分析不同交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)對(duì)混合效率、總壓損失的影響，本文對(duì)不同支板進(jìn)行了冷流場(chǎng)的仿真。

(a)帶2個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板 (b)帶4個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板 (c)帶8個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板

圖14顯示了支板尾部X/D=7、8、9、10、11、13、15、17截面當(dāng)量比0.4≤Φ≤5.5的切面上乙烯組分云圖，括號(hào)內(nèi)為可燃混合區(qū)Af的面積。從支板尾部Af的形狀看，帶2個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板產(chǎn)生了1個(gè)較大的流向渦，帶4個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板產(chǎn)生了2個(gè)流向渦，帶8個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板產(chǎn)生了4個(gè)流向渦，說明流向渦的數(shù)目與交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的數(shù)目有關(guān)。隨著交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)目增多，乙烯組分在Y方向的穿透深度減小，但在Z方向的擴(kuò)展程度變大。從Af的面積來看，2個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的摻混效果最不理想，帶8個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)支板的近場(chǎng)摻混效果比帶4個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板好，但遠(yuǎn)場(chǎng)摻混效果比后者差。

為進(jìn)一步分析不同交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)目對(duì)流場(chǎng)特性影響機(jī)理，圖15顯示了在X/D=11截面上不同支板結(jié)構(gòu)渦量云圖與速度矢量圖?？擅黠@看出，隨著交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)目的增多，高渦量值區(qū)域成遞增趨勢(shì)。從速度矢量圖可看出，支板尾部的流向渦數(shù)目與交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)目成正比。

(a)帶2個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板 (b)帶4個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板 (c)帶8個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板

(a)帶2個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板 (b)帶4個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板 (c)帶8個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板

圖16 是不同交錯(cuò)尾部混合效率與冷流場(chǎng)總壓損失系數(shù)。在支板尾部燃料組分尚未充分?jǐn)U散，各支板近場(chǎng)摻混效果差異不明顯，帶2個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板混合效率稍好。在X/D=14之前，8個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板摻混效率最好；在X/D=14之后，4個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板摻混效率則更有優(yōu)勢(shì)；在X/D=18截面時(shí)，8個(gè)與2個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的混合效率相當(dāng)，4個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板帶來的混合效率相對(duì)較高。從總壓損失曲線來看，支板尾部交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)越多，總壓損失越大，但在X/D=18截面時(shí)，4個(gè)與8個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的總壓損失相當(dāng)，帶2個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板帶來的總壓損失相對(duì)較低。綜合來看，帶4個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的支板能在凹腔附近達(dá)到較高的混合效率，這利于凹腔燃燒與穩(wěn)焰，因此流場(chǎng)性能較好。

2.3 交錯(cuò)結(jié)構(gòu)不同翹角對(duì)流場(chǎng)特性的影響

為研究支板尾部不同對(duì)摻混效率與總壓損失的影響，本文設(shè)置尾部翹腳γ=-7.5°、0°、7.5° 3種角度的支板以及交錯(cuò)尾部收縮的支板(W-L=2 mm，W為交錯(cuò)頭部寬度，L為交錯(cuò)尾部寬度)。為使支板構(gòu)型改變帶來的效應(yīng)更為顯著，所有支板尾部設(shè)置8個(gè)交錯(cuò)結(jié)構(gòu)。支板結(jié)構(gòu)見圖17。

(a)混合效率

(b)總壓損失系數(shù)

(a)交錯(cuò)尾部翹腳γ=-7.5° (b)交錯(cuò)尾部翹腳γ=0°

(c)交錯(cuò)尾部翹腳γ=7.5° (d)交錯(cuò)尾部收縮

圖18分別是支板尾部流線圖與X=13D截面上乙烯組分云圖(組分濃度0.02≤α≤0.28)。從噴孔噴出后，支板尾部的交錯(cuò)結(jié)構(gòu)加速了乙烯組分與來流的摻混。從X=13D截面上乙烯組分云圖可看出，隨著支板翹角增大，乙烯組分在Y方向分布的寬度也逐漸增大；尾部收縮后，也有同樣效果，且乙烯具有更為復(fù)雜的分布形狀。從流線圖可看出，支板翹角越大，支板尾部流線所受擾動(dòng)越強(qiáng)，具有更多的乙烯擴(kuò)散到支板尾部對(duì)側(cè)；尾部收縮后，流線變得分散。從X=13D截面上的流線圖可看出，支板翹角越小，流向渦更集中分布在主流道，且漩渦影響范圍較??；尾部收縮后，截面上的流向渦變得更為分散。綜上所述，增大支板尾部交錯(cuò)結(jié)構(gòu)的翹角或收縮其尾部寬度，均能有效增強(qiáng)摻混。

(a)交錯(cuò)尾部翹腳 (b)交錯(cuò)尾部翹腳γ=0°

(c)交錯(cuò)尾部翹腳γ=7.5° (d)交錯(cuò)尾部收縮

為定量分析不同尾部摻混特性的差異，圖19顯示了帶不同支板燃燒室的混合效率與總壓損失曲線。在支板尾部，混合效率曲線上升較快，之后趨于平穩(wěn)。隨著支板尾部翹角的增大，燃燒室混合效率得到明顯提高。 尾部收縮支板的混合效果略優(yōu)于γ=0°的支板，但比γ=+7.5°的支板差。從總壓損失曲線來看，支板摻混效率越高，總壓損失越大。但與通過增大支板尾部翹角來提高混合效率相比，尾部收縮的方式引入的總壓損失相對(duì)較小。

(a)混合效率

(b)總壓損失系數(shù)

3 結(jié)論

(1)噴孔數(shù)目越多，對(duì)燃料與空氣充分混合越有利，但噴孔過多，會(huì)降低乙烯在主流中的穿透深度，并會(huì)引起可燃混合區(qū)的重疊，導(dǎo)致?lián)交煨什桓摺?/p>

(2)支板尾部交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)目越多，產(chǎn)生的流向渦渦量強(qiáng)度越大，近場(chǎng)混合效率越高，但遠(yuǎn)場(chǎng)摻混效果不理想，并會(huì)帶來較大的總壓損失，理想的交錯(cuò)結(jié)構(gòu)數(shù)應(yīng)使得在凹腔處混合效率達(dá)到最高，這樣才利于凹腔的穩(wěn)定燃燒。

(3)在一定范圍內(nèi)，支板翹角越大，燃料組分的穿透深度越大，摻混效率越高，但會(huì)帶來更大的總壓損失。與通過增大支板尾部翹角來提高混合效率相比，尾部收縮的方式引入的總壓損失相對(duì)較小。

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(編輯：崔賢彬)

Numerical optimization on supersonic combustor using ethylene with strut and cavity combination

WANG Ying-yang1, LI Xu-chang1, WU Zhen-ya1, YANG Fa-yu2

(1.Air and Missile Defense College, Air Force Engineering University, Xi'an 710051, China;2.No. 95607 Unit, Chengdu 610010, China)

The numerical simulation based on the finite volume method of combustor with an ethylene equivalence ratio of 0.6 was carried out to investigate the flow field characteristics of supersonic combustor patterns with alternating-wedge strut. The impacts of different arrangements for injectors, different numbers of alternating-wedge structures of strut and different upswept angles on mixing efficiency and total pressure loss were considered. The result shows that more injectors will lead to better mixing effect of air with fuel, whereas too many injectors will reduce the penetration depth and lead to the lapping of fuel plume area which goes against the mixing efficiency. More alternating-wedge structures lead to stronger stream wise vortices, but the mixing efficiency of farther region is not ideal and high mixing efficiency can be obtained near the cavity by four rears. To some degree, the bigger the upswept angle is, the higher the mixing efficiency will be and tapered rear strut is also in favor of enhancing the mixing effect, however both of them will result in more total pressure loss.

supersonic combustion；strut；cavity；structure combination；numerical simulation

2014-10-13；

：2014-11-10。

王應(yīng)洋(1990—)，男，碩士生，研究方向?yàn)槌曀偃紵?。E-mail:540432466@qq.com

V430

A

1006-2793(2015)05-0671-08

10.7673/j.issn.1006-2793.2015.05.013