王應(yīng)洋，李旭昌，王宏宇，王旭東

(空軍工程大學(xué) 防空反導(dǎo)學(xué)院，西安　710051)

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超燃燃燒室肋片構(gòu)型數(shù)值研究

王應(yīng)洋，李旭昌，王宏宇，王旭東

(空軍工程大學(xué) 防空反導(dǎo)學(xué)院，西安710051)

為進一步研究不同肋片構(gòu)型對后方射流的影響規(guī)律，運用數(shù)值模擬方法，研究了統(tǒng)一特征尺寸下不帶前引導(dǎo)面與帶前引導(dǎo)面等10種不同構(gòu)型肋片流場特性差異。研究發(fā)現(xiàn),肋片后低動壓噴射的總壓損失主要由壁面與橫向射流產(chǎn)生，與傳統(tǒng)橫向噴流算例相比，帶Pylon A和Pylon D的算例總壓損失有所減?。焕咂缶壝嬖酱竽芴峁┑牡蛪簠^(qū)越大，后緣面過大燃料組分?jǐn)U散過早，羽流質(zhì)量中心高度未必越大，無論后緣面前傾或后傾流場特性無明顯改善；前引導(dǎo)面對摻混特性的影響效果大于后緣面對摻混特性的影響效果，Pylon D、Pylon I及Pylon J構(gòu)型的肋片最具進一步研究價值。

超燃燃燒；肋片；摻混增強；數(shù)值模擬

0　引言

超燃燃燒一般為擴散火焰，摻混效果直接決定燃燒室的燃燒效率。國內(nèi)外學(xué)者對燃料噴注結(jié)構(gòu)進行了大量研究。為減小傳統(tǒng)支板結(jié)構(gòu)帶來的總壓損失以及降低熱負荷對耐高溫復(fù)合材料的要求，設(shè)計了較薄較尖的肋片(又稱小支板或塔式結(jié)構(gòu))后低動壓橫向噴射方案。肋片不會導(dǎo)致重大總壓損失或流場畸變，能有效防止火焰通過邊界層前傳，能明顯減少停留在壁面的燃料量，并且提高燃料穿透深度使燃料進入燃燒室芯流[1-3]。

2009年P(guān)ohlman M R[4]在Haubelt等[5]研究的基礎(chǔ)上設(shè)計了5種不同寬度的錐形肋片，并對其進行了數(shù)值研究。同年，Aguilera C[6]對幾何尺寸稍大的肋片后不同動壓比氣體燃料噴射進行冷流試驗，得出不同動壓比噴射下，肋片的穿透增強效益差別較大。2010年，Aguilera C[7]對肋片后不同動壓比液體燃料噴射進行冷流試驗，肋片能增強液體燃料破碎與蒸發(fā)；同年Takahashi H等[8]采用PLIF測量技術(shù)對肋片后噴射總壓分別為2.4 atm與5.1 atm的氦氣與氬氣進行了試驗研究，2種氣體的穿透深度與摻混特性都得到了改善并且肋片降低了噴流后方臺階回流區(qū)中燃料的濃度梯度，提升了火焰穩(wěn)定能力。各項研究中三角形截面肋片被采用得最多，但Rose S K[9]則采用了三棱柱肋片，Cler D L[10]采用了帶前引導(dǎo)面的肋片，Hwang A J[11]采用了后緣面前傾的錐形肋片。不同構(gòu)型肋片帶來的混合特性、總壓損失自然有所差別，因此有必要在統(tǒng)一的特征尺寸下研究不同構(gòu)型肋片對摻混特性的影響。

前期已對帶凹腔的超燃燃燒室中不同構(gòu)型肋片進行了初步研究，得出了肋片前引導(dǎo)面與后緣面是影響肋片流場特性的重要原因，但由于凹腔的耦合影響，前引導(dǎo)面與后緣面對流場特性的具體影響規(guī)律尚不明晰，為進一步深入研究不同構(gòu)型肋片流場特性差異，本文對10種不同構(gòu)型的肋片進行了數(shù)值模擬。

1　算例設(shè)置與網(wǎng)格劃分

如圖1所示，超聲速燃燒室為總長119 mm的矩形截面自由通道，進口截面為20 mm×32 mm。噴孔距離燃燒室入口35 mm，噴孔為邊長a=1.24 mm的方孔(面積與直徑d=1.4 mm的圓孔等效)?；A(chǔ)算例肋片[12]長L=7d，寬W=d，高H=4d，肋片與噴孔間距離Xp=2d。來流馬赫數(shù)Ma=2，總壓pt=850 kPa，靜壓p=108 kPa，總溫Tt=300 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=2 MPa，靜壓p=1.4 MPa，總溫Tt=300 K。

為深入研究不同構(gòu)型肋片的流場特性，本文設(shè)置了22個算例：1個不帶肋片與噴孔的算例，1個不帶肋片帶噴孔的算例，10個帶肋片不帶噴孔的算例，10個帶肋片與噴孔的算例。根據(jù)肋片構(gòu)型變化規(guī)律，將10個肋片分為不帶前引導(dǎo)面和帶前引導(dǎo)面兩類。其中，Pylon A為不帶前引導(dǎo)面肋片的基本構(gòu)型，構(gòu)型設(shè)計與尺寸參數(shù)參考文獻[12]；與Pylon A相比，Pylon B后緣面前傾了30°，構(gòu)型設(shè)計參考文獻[11]；與Pylon A相比，Pylon C后緣面后傾了24°，構(gòu)型設(shè)計參考文獻[13]，設(shè)置Pylon B、Pylon C旨在研究后緣面不同傾斜角度對流場特性的影響；Pylon D[14]與Pylon E[9]除了對比研究不同后掠程度對流場特性影響外，也用于和Pylon A、Pylon B、Pylon C對比研究不同后緣面面積對流場特性的影響；Pylon F為帶前引導(dǎo)面肋片的基本構(gòu)型，構(gòu)型設(shè)計參考文獻[14]；Pylon G、Pylon H旨在與Pylon F對比研究不同前引導(dǎo)面對流場特性的影響，Pylon G構(gòu)型設(shè)計參考文獻[1]；Pylon I構(gòu)型設(shè)計參考文獻[15]的微型渦流發(fā)生器，Pylon J構(gòu)型設(shè)計參考文獻[16]。選取無肋片的No Pylon為基礎(chǔ)模型，用以對比驗證有無肋片時燃燒室性能的差別。不同肋片構(gòu)型見圖2。

用Fluent軟件進行求解，選擇肋片類噴注裝置數(shù)值仿真[4，10]中用得較多的SSTκ-ω湍流模型，采用無滑移壁面。用ICEM對所有計算域進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，在肋片與噴孔附近進行網(wǎng)格加密處理，第一層網(wǎng)格節(jié)點距離壁面1×10-6m，各模型網(wǎng)格數(shù)300萬左右，圖3為Pylon J算例局部網(wǎng)格。

(a)燃燒室結(jié)構(gòu)(單位：mm)　　　(b)肋片結(jié)構(gòu)

(a)不帶前引導(dǎo)面的肋片

(b)帶前引導(dǎo)面的肋片

圖3　Pylon J算例局部網(wǎng)格與拓撲示意圖

本文對Pylon A算例設(shè)置了100萬(Coarse)、200萬(Medium_1)、300萬(Medium_2)、400萬(Fine)等4種不同數(shù)量的網(wǎng)格以進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。圖4是不同網(wǎng)格數(shù)算例的可燃混合區(qū)Af數(shù)值曲線圖(Af為當(dāng)量比0.4≤Φ≤5.5的切面區(qū)域，Ai為噴孔面積，X為截面距離燃燒室入口的距離，d為與方形噴孔面積等效圓孔的直徑)，從圖中可看出300萬、400萬數(shù)量的網(wǎng)格效果相當(dāng)?？紤]模擬精度與計算成本限制，所有算例均采用300萬左右數(shù)量的網(wǎng)格。

圖4　網(wǎng)格無關(guān)性驗證

2　結(jié)果和分析

2.1肋片對橫向射流的影響

圖5分別是No Pylon與Pylon A算例當(dāng)量比0.4≤Φ≤5.5切片上的乙烯組分云圖，云圖大小表征可燃混合區(qū)Af的面積，云圖外為當(dāng)量比Φ=0.2的等值線，等值線包含范圍表征流場混合區(qū)Ap(Ap為當(dāng)量比Φ≥0.2的切面區(qū)域)的面積。

(a)No Pylon　　(b)Pylon A

由圖5可見，噴孔前設(shè)置肋片后可燃混合區(qū)Af的形狀變得狹長，相同位置的切片面積明顯增大，燃燒室下壁面的乙烯組分明顯減少。在X=50d截面上，Pylon A算例的切片中心幾乎已不存在當(dāng)量比Φ≥5.5的乙烯組分，但No Pylon算例還存在較多高濃度的乙烯組分，說明肋片加速了乙烯的擴散。肋片后方的流場混合區(qū)Ap沿程為雙橢圓形組合向流道中擴展，No Pylon算例Ap沿程為圓形擴展。綜上所述，與不帶肋片的噴流相比，加入肋片后肋片能顯著抬升乙烯組分，提高了噴流的穿透深度；肋片能使高濃度燃料迅速擴散，燃料與來流的摻混效果得到大大提升。這一點具有重大意義，即可燃混合區(qū)離壁面遠了，不僅減小了火焰通過壁面邊界層前傳的危險，還使燃料聚集在主流道中燃燒，這將減小由于貼近壁面燃燒所帶來的熱負荷，其次燃料與空氣的迅速摻混能有效縮短燃燒室長度。

圖6是No Pylon算例與Pylon A算例噴孔附近X=30d、Z=0截面以及燃燒室下壁面上的壓強云圖與流線圖。各截面上均設(shè)置了藍色輔助線以對流場中的弓形激波進行定位(Line 1-5具體標(biāo)注見圖6(a)，之后不再贅述)。

在No Pylon算例中，來流直接與射流作用產(chǎn)生一道較強的弓形激波；在Pylon A算例中，來流在肋片后緣頂端形成一道較強激波，在緊貼射流前形成強度較弱的弓形激波。Z=0截面上，Pylon A后緣的激波在Line 1之上，No Pylon中的激波在Line 1之下，說明肋片使得來流與噴流之間的剪切層得到了明顯抬升；在X=30d截面上，No Pylon中激波處于Line 3與Line 4之間，Pylon A中激波處于Line 4之上。由此可見，和不帶肋片的情況相比，加入肋片后肋片后緣形成了范圍更大的低壓區(qū)。這一點也可以從Z=0截面上的壓強云圖直觀看出。從射流流線可見，肋片后方流線上揚幅度明顯更大。從X=30d截面上的流線可看出，不帶肋片時截面上只形成了1對靠近燃燒室下壁面的流向渦，卷吸作用并不明顯；Pylon A后形成了2對流向渦，其中1對遠離下壁面深入主流具有較強的卷吸能力。以上從機理角度解釋了肋片后方燃料組分得到明顯抬升、燃料與空氣摻混效果增強的原因。

(a)No Pylon　　(b)Pylon A

為定量分析有無肋片流場特性的差異，圖7顯示了No Pylon與Pylon A算例沿程可燃混合區(qū)面積變化曲線與總壓損失曲線。Pylon A的Af面積在X=25d與X=50d之間得到了迅速的提升，在出口處比No Pylon的面積增加了10Ai左右；從總壓損失系數(shù)?曲線來看，加入肋片后總壓損失略有降低，這可能是因為肋片減弱了噴流前弓形激波的強度?？傮w來看，較薄較尖的肋片能有效提高燃料穿透深度、增強摻混并且不會帶來較大總壓損失或者導(dǎo)致流場畸變。

(a)可燃混合區(qū)面積　(b)總壓損失系數(shù)

2.2不帶前引導(dǎo)面的肋片對橫向射流的影響

為定性分析不帶前引導(dǎo)面肋片的摻混特性，圖8顯示了Pylon B～E當(dāng)量比0.4≤Φ≤5.5的切面上乙烯組分云圖與Φ=0.2等值線。不同構(gòu)型的肋片均能減少下壁面的燃料組分提高噴流的穿透深度，Pylon E、Pylon D分別在X=45d、X=50d切片中心開始不存在當(dāng)量比φ≥5.5的乙烯組分，說明高濃度燃料擴散速度：Pylon E>Pylon D>Pylon B、Pylon C。從流場混合區(qū)Ap的形狀來看，Pylon B～E越來越呈現(xiàn)出明顯的“葫蘆形”，由單個高濃度核心轉(zhuǎn)為雙高濃度核心向外擴散，這不僅能提高摻混效率更能充分利用流道面積提高燃料在燃燒室中分布的均勻性。

為分析造成圖8中不同構(gòu)型肋片Ap形狀各異的原因，圖9顯示了Pylon B～E噴孔附近X=30d、Z=0截面以及燃燒室下壁面的壓強云圖與流線圖。結(jié)合圖6，從Z=0截面上顯示的肋片后緣產(chǎn)生的弓形激波來看，Pylon A、Pylon B與Pylon C的激波底部作用于噴流，Pylon D與Pylon E激波底部在肋片后緣頂端，其中Pylon D激波上揚程度較其余肋片更為明顯。在X=30d截面上，Pylon B、Pylon C的激波位于Line 4上，Pylon D、Pylon E的激波位于Line 4與Line 5之間。以上說明肋片所提供的低壓區(qū)范圍：Pylon E>Pylon D>Pylon A、Pylon B、Pylon C，這也解釋了Pylon D“葫蘆形”靠近下壁面較寬的原因：低壓區(qū)越大，燃料組分?jǐn)U散得越早，靠近壁面的乙烯組分就越多。X=30d截面上，不同肋片后方均形成了2個流向渦，其中以Pylon E最為顯著，這解釋了Pylon E以雙高濃度核心向外擴散效果最顯著的原因。X=30d截面上，Pylon D、Pylon E流向渦渦核更大且更為靠近Line 3，說明Pylon D、Pylon E后方流向渦卷吸能力更強，抬升作用更好。從來流流線圖可以看出，肋片對流過其側(cè)面的流體并沒有顯著的抬升作用，只有當(dāng)來流遇到橫向噴流時流線才開始上揚。

(a) Pylon B　(b)Pylon C　(c)Pylon D　(d)Pylon E

(a) Pylon B　(b)Pylon C　(c)Pylon D　　(d)Pylon E

圖10是不帶前引導(dǎo)面各型支小板沿程混合效率ηm、流場混合區(qū)面積Ap、可燃混合區(qū)面積Af和羽流質(zhì)量中心高度hz[17]曲線，其中No Pylon曲線作為參考曲線。所有肋片的摻混特性都優(yōu)于不帶肋片的算例，Pylon D、Pylon E比其余肋片性能更為突出。這和以上定性、機理分析得出結(jié)論一致。其中除羽流質(zhì)量中心高度外，Pylon E均比Pylon D性能更為優(yōu)越，這是因為Pylon E憑借更大的后緣面積提供了更大范圍的低壓區(qū)，降低了高速來流對射流擴散空間的擠壓，使得Pylon E具有更強的摻混特性。但也正是因為如此，噴流在不需要遠離下壁面的區(qū)域已經(jīng)開始擴散，顯著的“葫蘆形”分布降低了羽流質(zhì)量中心高度，這和從圖9分析出的結(jié)論一致。后緣面前傾的Pylon B混合效率ηm、Ap、Af均比Pylon A與Pylon C略好，但是羽流質(zhì)量中心高度比Pylon A稍差，后緣面后傾的Pylon C與Pylon A相比摻混特性沒有明顯改善，羽流質(zhì)量中心高度卻有所下降。由于Pylon E后緣面積是Pylon A、Pylon B、Pylon C后緣面在X方向投影面積的2倍，所以能為肋片后緣提供更大的低壓區(qū)，所以具有更好的摻混特性，而Pylon D后緣面面積僅次于Pylon E因此摻混特性適中。

(a)混合效率　(b)流場混合區(qū)面積　(c)可燃混合區(qū)面積　　(d)羽流質(zhì)量中心高度

2.3帶前引導(dǎo)面的肋片對橫向射流的影響

圖11顯示了帶前引導(dǎo)面的肋片當(dāng)量比0.4≤Φ≤5.5的切面上乙烯組分云圖與Φ=0.2等值線。帶引導(dǎo)面的肋片均在X=45d截面切片中心開始不存在當(dāng)量比Φ≥5.5的乙烯組分，Pylon I在X=40d截面上切片上半部分也已經(jīng)不存在當(dāng)量比Φ≥5.5的乙烯組分。結(jié)合圖8，可發(fā)現(xiàn)帶前引導(dǎo)面的肋片比不帶前引導(dǎo)面的肋片能促進燃料更快地擴散。從Ap形狀來看，Pylon I流道下壁面附著較多乙烯組分，與之相比Pylon H下壁面附著乙烯組分較少。Pylon F與Pylon J、Pylon G與Pylon H乙烯組分切片形狀差別不大。

圖12是帶前引導(dǎo)面的肋片算例X=30d、Z=0截面以及燃燒室下壁面上的壓強云圖與流線圖。在Z=0截面上，來流在肋片前端與后緣頂端各產(chǎn)生了一道激波，與不帶前引導(dǎo)面的肋片相比，這必然會引入更大的總壓損失。在X=30d截面上，Pylon F、Pylon J激波位置最高，Pylon G、Pylon H次之，Pylon I最低。由之前分析可知，激波的位置與低壓區(qū)范圍密切相關(guān)，這說明Pylon F、Pylon J后緣具有更大范圍的低壓區(qū)。同時從X=30d截面上的流線圖可發(fā)現(xiàn)，Pylon H、Pylon I具有2對流向渦，其余肋片后方只有1對流向渦并且渦核較大，這解釋了圖11中Pylon H、Pylon I后方Ap形狀呈明顯“葫蘆形”以及流道下壁面分布有較多乙烯組分的原因。Pylon F、Pylon H、Pylon I、Pylon J側(cè)面的流線均有所上揚，說明肋片前引導(dǎo)面對流過其側(cè)面的來流均有抬升，這一點與不帶前引導(dǎo)面的肋片相比具有很大不同。

(a)Pylon F　(b)Pylon G　　(c)Pylon H　　(d)Pylon I　(e)Pylon J

(a)Pylon F　　(b)Pylon G　　(c)Pylon H　　(d)Pylon I　　(e)Pylon J

圖13是帶前引導(dǎo)面各型肋片沿程混合效率ηm、流場混合區(qū)面積Ap、可燃混合區(qū)面積Af和羽流質(zhì)量中心高度hz曲線，其中No Pylon曲線作為參考曲線。所有帶肋片算例摻混特性都優(yōu)于不帶肋片的算例，Pylon F與Pylon I的混合效率、流場混合區(qū)面積、可燃混合區(qū)面積均比其他肋片更好。Pylon I構(gòu)型與傳統(tǒng)渦流發(fā)生器類似，因此具有比較好的流向渦增強性能。從羽流質(zhì)量中心高度來看，Pylon I數(shù)值并不理想：一是2對流向渦的作用降低了流場的縱向卷吸能力；其次是Pylon I不存在后緣面，后方射流處于更為狹窄的低壓區(qū)中。Pylon F、Pylon J能取得較好的摻混性能，其中Pylon J是Pylon F的改進構(gòu)型，目的是通過后掠前引導(dǎo)面實現(xiàn)摻混效率與總壓損失的折中。Pylon G前引導(dǎo)面面積為Pylon F的一半，因此無論混合效率還是穿透深度均比后者差。這說明前引導(dǎo)面對流場影響大。與Pylon H相比Pylon I不存在后緣面，因此后者穿透深度較差。綜上所述，前引導(dǎo)面、后緣面分別通過影響激波位置與低壓區(qū)范圍對混合效率，穿透深度具有重大影響，但二者之間相互耦合作用明顯。

(a)混合效率　(b)流場混合區(qū)面積　(c)可燃混合區(qū)面積　(d)羽流質(zhì)量中心高度

2.4不同肋片構(gòu)型對橫向射流的影響

為進一步分析不同肋片構(gòu)型對射流作用的影響，圖14顯示了Pylon A、Pylon D、Pylon F、Pylon I在X=30d、X=40d、X=50d截面上的渦量云圖與流線圖。在X=30d截面上，Pylon I有2對流向渦，其余肋片卻只有1對流向渦；Pylon F具有較大范圍的高渦量區(qū)，且渦核明顯較其余肋片大，說明Pylon I、Pylon F摻混特性較強。所有肋片X=40d截面上均有2對流向渦，但在X=50d截面上，Pylon F卻發(fā)展成1對流向渦，說明Pylon F后方湍流效應(yīng)發(fā)展較快，其余肋片均在靠近壁面處還有1對額外的流向渦，這對流向渦促使燃料組分空間分布更為均勻的同時，也在流向上產(chǎn)生了局部回流，局部回流降低了全流場回流的程度，因此燃料混合區(qū)分布呈現(xiàn)明顯的“葫蘆形”，靠近流道下壁面的燃料組分增多，羽流質(zhì)量中心高度相對下降。以上說明近場摻混效果的改善往往可能導(dǎo)致穿透深度的犧牲。

(a)Pylon A　(b)Pylon D　(c)Pylon F　(d)Pylon I

為定量說明不同肋片對總壓損失的影響，將總壓損失進行數(shù)值上的分離研究。以Pylon A為例，首先假設(shè)在不同算例中壁面與肋片產(chǎn)生的總壓損失值恒定，分別記為PWall、Ppylon_A(引入肋片產(chǎn)生耦合效應(yīng)所增加的總壓損失計入Ppylon_A)；記有肋片有噴射算例總壓損失為PA_1，在該算例中噴流產(chǎn)生的總壓損失為Pjet_1；記有肋片無噴流算例總壓損失為PA_0，其值只由壁面與肋片產(chǎn)生；記無肋片有噴流算例總壓損失為Po，在該算例中噴流產(chǎn)生的總壓損失為Pjet_0；記無肋片無噴流算例總壓損失為PWall；由于肋片能降低后方射流產(chǎn)生的總壓損失，因此記Pjet_dec為肋片降低射流的那部分總壓損失，同時記Pinc-dec為肋片引入的總壓損失與降低射流的那部分總壓損失之差，即肋片對降低總壓損失所做的綜合貢獻。各參數(shù)之間的關(guān)系如下：

式中各變量值均可通過仿真計算得出，其余構(gòu)型肋片以此同理。

表1是不同構(gòu)型肋片前引導(dǎo)面與后緣面面積對比。圖15是不同總壓損失對應(yīng)的總壓損失系數(shù)對比(?Wall=6.54%，?jet_0=3.17%)。圖16顯示了不同算例出口混合特性與穿透深度參數(shù)柱狀圖。結(jié)合表1可發(fā)現(xiàn)，總體而言，不帶前引導(dǎo)面的肋片產(chǎn)生的總壓損失系數(shù)?Pylon_X不到1%，帶前引導(dǎo)面的肋片產(chǎn)生的總壓損失系數(shù)?Pylon_X不到2%，相對于射流與壁面產(chǎn)生的總壓損失系數(shù)而言?Pylon_X較小；與不帶前引導(dǎo)面肋片相比，帶前引導(dǎo)面肋片產(chǎn)生的總壓損失系數(shù)?Pylon_X更大；從整體趨勢上看，后緣面面積越大，肋片降低射流所產(chǎn)生的的總壓損失系數(shù)?jet_dec越大；從圖15(d)可發(fā)現(xiàn)，引入肋片后僅Pylon A，Pylon D降低了總壓損失。

表1　不同構(gòu)型肋片前引導(dǎo)面、后緣面面積對比

圖15　不同算例總壓損失系數(shù)

圖16　不同算例混合特性對比

結(jié)合圖16，從有無引導(dǎo)面分析，所有帶前引導(dǎo)面的肋片混合效率ηm、噴流距離Xfmd、流場混合區(qū)高度hp[4]、流場混合區(qū)大小Ap、可燃混合區(qū)大小Af均比不帶前引導(dǎo)面的肋片大，但同時也導(dǎo)致了更大的總壓損失。值得注意的是Pylon D在所有肋片中總壓損失最低，并且羽流質(zhì)量中心高度hz大于帶前引導(dǎo)面的Pylon I。將Pylon D與被研究得最多的Pylon A相比，前者的各項性能均更為有優(yōu)勢。此外，Pylon A頂部更薄更尖，在超燃燃燒室中更容易被燒蝕，因此在以后的研究中有必要用Pylon D取代Pylon A。Pylon F的各項混合性能最為卓越，但總壓損失也最大，鑒于此設(shè)計的Pylon J將前引導(dǎo)面做了傾斜處理，通過犧牲部分混合特性降低了總壓損失，但效果并不明顯，對前引導(dǎo)面傾斜處理的程度有待進一步研究。所有肋片中最為特別的是Pylon I，雖然不存在后緣面但混合效率優(yōu)于所有不帶前引導(dǎo)面的支板，說明前引導(dǎo)面對摻混特性的影響效果大于后緣面對摻混特性的影響效果，Pylon I繼承了渦流發(fā)生器特殊的流場結(jié)構(gòu)，具有較好的流場特性。綜合來看，Pylon D、Pylon I、Pylon J 3種構(gòu)型的肋片最具研究意義，有必要針對3種構(gòu)型進行特征幾何尺寸優(yōu)化研究。

3　結(jié)論

(1)與傳統(tǒng)橫向射流相比，肋片后低動壓噴射能通過產(chǎn)生范圍更大的低壓區(qū)與更強的流向渦有效抬升燃料組分，提高摻混效率，肋片后低動壓噴射的總壓損失主要由壁面與后方射流產(chǎn)生，Pylon A、Pylon D算例的總壓損失均比無肋片的算例小。

(2)肋片后緣面越大能提供的低壓區(qū)越大，但低壓區(qū)過大燃料組分?jǐn)U散過早羽流質(zhì)量中心高度未必越大。無論后緣面前傾或后傾流場特性改善較小。

(3)前引導(dǎo)面對摻混特性的影響效果大于后緣面對摻混特性的影響效果，Pylon D、Pylon I、Pylon J 3種構(gòu)型的肋片最具進一步研究意義。

[1]Segal C,Michael J R.The scramjet engine: processes and characteristics[M].England: Cambridge University Press,2009.

[2]郭金鑫,劉金林,朱衛(wèi)兵.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.

[3]金勁睿,劉玉英,洪燕.前置肋片對凹槽火焰穩(wěn)定器混合特性的影響[J].航空動力學(xué)報,2011,26(12):2716-2721.

[4]Pohlman M R,Greendyke R B.Parametric analysis of pylon-aided fuel injection in scramjet engine[R].AIAA 2009-1422.

[5]Haubelt L C,King P I.Performance of pylon upstream of a cavity-based flame holder in non-reacting supersonic flow[R].AIAA 2006-4679.

[6]Aguilera C,Pang B,Winkelmann A,et al.Supersonic mixing enhancement and optimization using fin-guided fuel injection[R].AIAA 2010-1526.

[7]Aguilera C,Yu K H,Gupta A K.Fin-guided liquid fuel injection into mach 2.1 airflow[R].AIAA 2011-5763.

[8]Takahashi H,Tu Qiuya,Segal.Effects of pylon-aided fuel injection on mixing in a supersonic flow field[J].Journal of Propulsion and Power,2010,26(5): 1092-1099.

[9]Rose S K,Hartfield R J.Experiment and analytical investigation of injection behind a pylon in a compressible flow[R].AIAA 96-0918.

[10]Cler D L,Carson R,Dillon R,et al.Flow manipulation of a fin on a flat plate interaction in high-speed flow by means of micro flaps[R].Army Armament Research,Development and Engineering Center,Watervlied,Ny.Benet Labs: U1407,2009.(Technical Report ARWSB-TR-09011,2009)

[11]Hwang S J.Numerical simulation of enhanced mixing in scramjet combustor using ramp,tabs,and suction collar[D].US: ProQuest LLC,UMI-3459908,2011.

[12]Gruber M R,Carter C D,Montes,et al.Experimental studies of pylon-aided fuel injection into a supersonic cross flow[J].Journal of Propulsion and Power,2008,24(3): 1-11.

[13]Hsu K Y,Cater C D,Tam C J.Mixing study of strut injectors in supersonic flows[R].AIAA 2009-5226.

[14]Tam C J,Hsu K Y,Gruber M R,et al.Aerodynamic performance of an injector strut for a round scramjet combustor[R].AIAA 2007-5403.

[15]Domel N D,Baruzzini D,Miller D N.CFD results for shock-boundary layer flow control with micro-ramps at various grid densities[R].AIAA 2009-4016.

[16]Freeborn A B,King P I.Characterization on pylon effects on a scramjet cavity flame holder flow field[R].AIAA 2008-86.

[17]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): 406-419.

(編輯：呂耀輝)

Numerical simulation on pylon pattern in a supersonic combustor

WANG Ying-yang,LI Xu-chang,WANG Hong-yu,WANG Xu-dong

(Air and Missile Defense college,Air Force Engineering University,Xi'an710051,China)

The numerical simulation was carried out to investigate the cold flow characteristics of small pylon aided gaseous fuel injection in the supersonic combustion.Ten pylon patterns were evaluated for mixing enhancement,fuel penetration and total pressure loss coefficient.It is noted that total pressure loss is leaded mainly by the wall and jet.Cases with Pylon A and Pylon D can get smaller total pressure loss than case with only transverse jet.The bigger rear face of the pylon can provide more low pressure depression which might result in a rapid diffusion of fuel but lower fuel penetration.The angle of rear face has little influence on the mixing efficiency.Moreover,the front face has a stronger effect on mixing efficiency than the change of the rear face.The patterns of Pylon D,Pylon I and Pylon J have a further engineering research value.

supersonic combustion;pylon;mixing enhancement;numerical simulation

2015-01-13；

2015-02-26。

航空科學(xué)基金(20130196004)。

王應(yīng)洋(1990—)，男，碩士生，研究方向航空宇航推進理論與工程。E-mail：june_moon@qq.com

V430

A

1006-2793(2016)01-0028-08

10.7673/j.issn.1006-2793.2016.01.005