曹 琦,鄭 權(quán),肖 強(qiáng),馮文康,翁春生,續(xù) 晗

(南京理工大學(xué) 瞬態(tài)物理國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,江蘇 南京 210016)

基于爆轟燃燒的旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)(Rotating detonation engine,RDE),是一種利用爆轟波在環(huán)形燃燒室周向傳播而爆轟燃燒產(chǎn)物從尾部排出產(chǎn)生推力的發(fā)動(dòng)機(jī)。與傳統(tǒng)的發(fā)動(dòng)機(jī)相比,RDE熵增小,熱循環(huán)效率高,比沖高,結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,具有巨大的工程應(yīng)用潛力,是一種備受青睞的新型發(fā)動(dòng)機(jī)[1-2]。

旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料與氧化劑一般在環(huán)形燃燒室內(nèi)混合,經(jīng)點(diǎn)火起爆發(fā)展為爆轟波后在燃燒室內(nèi)穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)。按照發(fā)動(dòng)機(jī)是否攜帶氧化劑,可以將發(fā)動(dòng)機(jī)分為火箭式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)和吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)[3]?；鸺叫D(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料和氧化劑均由自身攜帶,經(jīng)過(guò)小孔或環(huán)縫進(jìn)入燃燒室。吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)只需要攜帶燃料,空氣被發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣道捕獲后經(jīng)過(guò)軸向的隔離段進(jìn)入環(huán)形燃燒室。

針對(duì)吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的研究,BYKOVSKII等[4-5]使用常溫空氣驗(yàn)證了旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)在吸氣式工作模態(tài)下的可行性。王超等[6-7]成功開展高總溫空氣來(lái)流的旋轉(zhuǎn)爆轟驗(yàn)證實(shí)驗(yàn),并發(fā)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)爆轟波的反壓對(duì)高溫空氣來(lái)流有3種不同的作用方式。WANG等[8]在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)爆轟和爆燃兩種燃燒狀態(tài),并且認(rèn)為外壁面凹腔回流區(qū)內(nèi)燃料與氧化劑的適當(dāng)摻混是實(shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)爆轟的關(guān)鍵。PENG等[9-11]和LIU等[12]在環(huán)形燃燒室的內(nèi)壁面增加凹腔,結(jié)果表明:增加凹腔有助于傳播模態(tài)的改變,適當(dāng)增加凹腔深度有助于維持燃燒并提高爆轟波的穩(wěn)定性。MENG等[13]通過(guò)在燃燒室內(nèi)壁面增加凹腔結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了煤油/高溫空氣的吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火試驗(yàn),在當(dāng)量比為1.1時(shí)獲得最大傳播速度。鄭榆山等[14]開展氫燃料旋轉(zhuǎn)爆轟沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)自由射流試驗(yàn)研究,實(shí)現(xiàn)了爆轟波的穩(wěn)定自持傳播,發(fā)現(xiàn)隨當(dāng)量比提高,爆轟波傳播穩(wěn)定性有所下降。學(xué)者們對(duì)吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的實(shí)驗(yàn)研究證明了凹腔結(jié)構(gòu)能夠促進(jìn)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火起爆和維持爆轟波的穩(wěn)定性,但對(duì)凹腔內(nèi)部的具體流場(chǎng)發(fā)展卻未有詳細(xì)說(shuō)明。

目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)燃料與氧化劑的冷態(tài)流場(chǎng)摻混效果展開了大量的數(shù)值研究。GAILLARD等[15]采用LES對(duì)噴注結(jié)構(gòu)的位置和排列方式進(jìn)行數(shù)值研究,并引入混合效率對(duì)摻混的效果進(jìn)行定量分析,對(duì)燃料與氧化劑的噴注結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有一定參考意義。DRISCOLL等[16-17]通過(guò)改變噴注參數(shù)對(duì)燃料與氧化劑的摻混效果影響進(jìn)行數(shù)值研究,發(fā)現(xiàn)燃燒室內(nèi)旋轉(zhuǎn)渦對(duì)摻混有促進(jìn)作用。徐雪陽(yáng)等[18-19]數(shù)值分析了噴注結(jié)構(gòu)對(duì)冷態(tài)流場(chǎng)摻混效果的影響,研究結(jié)果表明:噴注位置向擴(kuò)張段前部移動(dòng),摻混效果隨之提高;改變?nèi)剂蠂娮⒔嵌葧?huì)明顯影響摻混效果;雙側(cè)孔噴注的摻混效果高于單側(cè)孔噴注。馬虎等[20]研究了燃料分布對(duì)旋轉(zhuǎn)爆轟波傳播模態(tài)的影響。研究發(fā)現(xiàn),隨著摻混均勻度的提高,旋轉(zhuǎn)爆震波的傳播速度增加,傳播穩(wěn)定性明顯提高,穩(wěn)定工作的當(dāng)量比下限從1.08拓寬至0.57。SUN等[21]對(duì)不同進(jìn)氣喉部寬度進(jìn)行數(shù)值研究,發(fā)現(xiàn)隨著質(zhì)量流量的提升,爆轟波傳播模態(tài)發(fā)生改變。ZHAO等[22]對(duì)燃燒室內(nèi)冷流摻混進(jìn)行數(shù)值研究,發(fā)現(xiàn)空氣來(lái)流形成的激波對(duì)燃料摻混有重要作用,并且發(fā)現(xiàn)在確定的來(lái)流條件下,存在一個(gè)最優(yōu)噴孔數(shù)量。上述學(xué)者們主要是以火箭式發(fā)動(dòng)機(jī)模型為基礎(chǔ)從噴注結(jié)構(gòu)、噴注角度等方向開展冷態(tài)流場(chǎng)研究,但并未發(fā)現(xiàn)超聲速來(lái)流的吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)冷態(tài)流場(chǎng)影響的相關(guān)研究。

上述研究發(fā)現(xiàn),燃料與氧化劑的摻混效果對(duì)旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的穩(wěn)定工作影響極大,對(duì)于吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī),超聲速空氣來(lái)流在燃燒室內(nèi)與燃料混合時(shí)間極短,因此實(shí)現(xiàn)燃料/空氣的快速高效混合成為發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展的關(guān)鍵技術(shù)之一。鑒于此,本文基于馬赫數(shù)為2、溫度為860 K的空氣來(lái)流,通過(guò)改變?nèi)紵覕U(kuò)張段結(jié)構(gòu)、增加燃燒室凹腔和阻塞比等方式,研究了燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)冷態(tài)流場(chǎng)的影響,分析了不同結(jié)構(gòu)燃燒室的摻混效果。本文研究對(duì)吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有一定的參考借鑒意義。

1 計(jì)算模型與方法

1.1 物理模型與邊界條件

旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的推進(jìn)劑噴注一般采用小孔或環(huán)縫結(jié)構(gòu),本文采用小孔進(jìn)行燃料噴注,其三維模型如圖1所示。超聲速高溫空氣經(jīng)過(guò)隔離段進(jìn)入擴(kuò)張段,在擴(kuò)張段內(nèi)外壁面分別均勻分布32個(gè)小孔噴注乙烯,來(lái)流空氣與乙烯在擴(kuò)張段內(nèi)開始摻混,并在燃燒室內(nèi)進(jìn)一步混合后進(jìn)行爆轟燃燒。

圖1 燃燒室結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Detonation combustor structure

為了探究燃燒室結(jié)構(gòu)對(duì)燃料與氧化劑摻混效果的影響,本文分別對(duì)常規(guī)環(huán)形燃燒室、凹腔燃燒室和增加阻塞比的燃燒室的冷態(tài)流場(chǎng)開展三維數(shù)值研究。圖2為3種不同擴(kuò)張段的燃燒室任一小孔中心的截面圖,其中,隔離段長(zhǎng)度L1=25 mm,隔離段寬度D1=3 mm,擴(kuò)張段長(zhǎng)度L2=12 mm,燃燒室長(zhǎng)度L3=55 mm,噴管長(zhǎng)度L4=25 mm,凹腔長(zhǎng)度L5=20 mm,凹腔深度D2=5 mm,燃燒室內(nèi)外徑長(zhǎng)度分別為R1=20 mm、R2=30 mm。

圖2 不同燃燒室結(jié)構(gòu)截面尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of RDE with different expansion structures

吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)幾何結(jié)構(gòu)符合周期性對(duì)稱,雙側(cè)噴注內(nèi)外各32個(gè)噴注孔,為了節(jié)省計(jì)算資源,數(shù)值計(jì)算選取整個(gè)圓周的1/32進(jìn)行計(jì)算,如圖1局部放大圖所示。乙烯和空氣均采用壓力入口邊界條件,入口總壓和總溫分別為Pc2h4,Tc2h4,Pair,Tair。燃燒室出口為壓力出口邊界Pout,具體邊界條件參數(shù)如表1所示。其中,忽略流場(chǎng)部分區(qū)域隨機(jī)性擾動(dòng)導(dǎo)致的流動(dòng)差異,圓周兩截面為對(duì)稱邊界條件,其余壁面均為無(wú)滑移壁面邊界條件。在計(jì)算初始化中,隔離段、擴(kuò)張段、燃燒室計(jì)算區(qū)域內(nèi)均填充300 K、0.1 MPa的空氣。

表1 冷流摻混邊界條件Table 1 Boundary condition

1.2 數(shù)值方法

本文采用商業(yè)軟件ANSYS FLUENT,基于理想氣體假設(shè)對(duì)吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)冷態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行求解計(jì)算。關(guān)于旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)冷態(tài)流場(chǎng)數(shù)值仿真,已有大量研究采用剪切應(yīng)力輸運(yùn)(Shear Stress Transfer)k-ω模型開展數(shù)值模擬[20-22]。鑒于這些學(xué)者得出的結(jié)論,采用剪切應(yīng)力輸運(yùn)SSTk-ω模型,足以求解流場(chǎng)中的激波、膨脹波等流場(chǎng)結(jié)構(gòu)。NS方程對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式離散,物理通量采用AUSM方法進(jìn)行分解。

1.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性及計(jì)算收斂驗(yàn)證

計(jì)算流場(chǎng)內(nèi)均為六面體結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格,為了適應(yīng)湍流模型與捕獲激波的需求,對(duì)網(wǎng)格的邊界層和噴注口位置網(wǎng)格進(jìn)行局部加密?？紤]計(jì)算精度和計(jì)算成本因素,對(duì)網(wǎng)格尺寸無(wú)關(guān)性和計(jì)算收斂性進(jìn)行驗(yàn)證,結(jié)果如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性及迭代步數(shù)驗(yàn)證Fig.3 Verification of grid independence and discrimination of computational convergence

圖3(a)是雙側(cè)擴(kuò)張模型在計(jì)算收斂后燃燒室中線位置的馬赫數(shù)分布,從圖中可以看出,當(dāng)網(wǎng)格總數(shù)達(dá)到45萬(wàn)時(shí),可滿足本文計(jì)算精度要求。本文計(jì)算中只涉及流體運(yùn)動(dòng),無(wú)化學(xué)反應(yīng),故根據(jù)燃燒室內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力波動(dòng)進(jìn)行計(jì)算收斂性判別。由圖3(b)可知,在迭代步數(shù)為5萬(wàn)步時(shí),監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓力趨于穩(wěn)定,可認(rèn)為計(jì)算結(jié)果已收斂。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 常規(guī)環(huán)形燃燒室摻混效果分析

圖4為3種不同擴(kuò)張結(jié)構(gòu)常規(guī)環(huán)形燃燒室的馬赫數(shù)圖和速度流線圖。從圖中可以看出,超聲速高溫空氣從隔離段進(jìn)入擴(kuò)張段時(shí)產(chǎn)生膨脹波,空氣速度提高并向擴(kuò)張方向發(fā)生偏轉(zhuǎn),在流經(jīng)乙烯橫向射流時(shí),受到激波的作用空氣流動(dòng)方向再一次發(fā)生偏轉(zhuǎn),進(jìn)入燃燒室時(shí)由于轉(zhuǎn)向在壁面產(chǎn)生新的激波,并沿流向不斷反射,形成復(fù)雜的波系結(jié)構(gòu)。對(duì)比圖4的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)可以看出,擴(kuò)張結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒室內(nèi)回流區(qū)的形狀及大小存在一定的影響。

圖4 不同擴(kuò)張結(jié)構(gòu)常規(guī)環(huán)形燃燒室的馬赫數(shù)分布和速度流線Fig.4 Mach number diagrams and velocity flow diagrams with different expansion structures

對(duì)比3種擴(kuò)張結(jié)構(gòu)的馬赫數(shù)圖和速度流線圖,工況1和工況3在擴(kuò)張側(cè)的壁面附近形成一個(gè)聲速流動(dòng)區(qū)域,但是未形成回流渦。進(jìn)入燃燒室后,工況1首先在內(nèi)壁面X=40 mm處形成包含多個(gè)漩渦的低速回流區(qū)域R1,外壁面由于反射激波導(dǎo)致邊界層在X=60 mm處分離形成回流渦R4。工況2在X=55 mm位置于外壁面形成一個(gè)延伸至燃燒室出口的回流區(qū)域R2,內(nèi)壁面未產(chǎn)生大回流區(qū)域的原因可能是由于環(huán)形燃燒室的外壁面表面面積大于內(nèi)壁面表面積,流動(dòng)摩擦損失更大,此結(jié)構(gòu)導(dǎo)致外壁面處的邊界層更容易分離。工況3在X=60 mm位置于內(nèi)壁面形成了一個(gè)延伸至燃燒室出口的回流區(qū)R3,在外壁面形成了兩個(gè)小回流區(qū)R6、R7。

對(duì)比3種工況的空氣主流,工況1中的空氣主流在X=45 mm處受到斜激波作用,速度開始明顯下降,并且空氣主流形成的激波串在燃燒室X=85 mm處消失,燃燒室尾部的流速變?yōu)閬喴羲倭鲃?dòng);工況2和工況3的空氣主流在X=65 mm位置馬赫數(shù)降至2以下,空氣主流形成的激波串一直延伸至燃燒室出口,壁面之間反射的激波導(dǎo)致壁面邊界層分離,形成R5、R6、R7等微小回流區(qū)域。

圖5為擴(kuò)張結(jié)構(gòu)對(duì)燃燒室內(nèi)乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)CC2H4的影響。圖5左側(cè)部分為燃燒室軸向乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)的切片圖,起點(diǎn)為擴(kuò)張段出口X=37 mm處,切片間距為5 mm。從圖中可以看出,在前兩個(gè)切片,即軸向距離小于42 mm內(nèi),3種工況的摻混效果均較差,但是工況1外壁面和工況3內(nèi)壁面的乙烯在燃燒室周向方向存在明顯的擴(kuò)散現(xiàn)象,這是受到乙烯噴注口背風(fēng)側(cè)形成的低速流動(dòng)區(qū)的影響。工況1內(nèi)壁面在X=42 mm處乙烯開始擴(kuò)散,外壁面的乙烯在X=47 mm處摻混效果明顯提升;工況2在X=52 mm之前區(qū)域乙烯與空氣分界明顯,乙烯主流未與燃燒室壁面產(chǎn)生大面積碰撞,乙烯主流主要通過(guò)周向擴(kuò)散與空氣進(jìn)行摻混,在X=52 mm之后內(nèi)外壁面噴注的乙烯在燃燒室中線附近發(fā)生接觸,空氣和乙烯摻混效果提升;在工況3中,外壁面噴注的乙烯主流向內(nèi)壁面流動(dòng),并與四周環(huán)繞的空氣進(jìn)行摻混,內(nèi)側(cè)噴注的乙烯在X=47 mm附近與內(nèi)壁面碰撞后產(chǎn)生偏向外壁面的速度分量,開始逐漸向外壁面擴(kuò)散。

圖5 不同擴(kuò)張結(jié)構(gòu)常規(guī)環(huán)形燃燒室內(nèi)乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.5 Ethylene mass fraction of combustor with different structure

圖5右側(cè)為乙烯噴注小孔中心的質(zhì)量分?jǐn)?shù)截面圖,從圖中可知工況1中乙烯的擴(kuò)散效果最好,在X=45 mm位置內(nèi)外壁面噴注的乙烯主流已充分與高溫空氣進(jìn)行摻混。工況2和工況3在X=55 mm位置乙烯主流質(zhì)量分?jǐn)?shù)才降低至0.18,但兩種結(jié)構(gòu)燃燒室徑向方向上乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)依然不均勻,尤其是工況3在燃燒室軸向中部存在明顯分界線。

結(jié)合圖4分析發(fā)現(xiàn),乙烯主流擴(kuò)散的位置與燃燒室壁面產(chǎn)生斜激波的位置重合,斜激波使經(jīng)過(guò)的流體速度降低,促進(jìn)乙烯/空氣的摻混。同時(shí)壁面邊界層分離形成的回流區(qū)域會(huì)卷吸流經(jīng)的乙烯/空氣,所以斜激波產(chǎn)生位置和回流區(qū)域的大小對(duì)燃燒室內(nèi)燃料/氧化劑的摻混效果存在極大的影響。

為了定量地描述乙烯空氣的摻混程度,研究人員提出了摻混不均勻度S來(lái)表征摻混效果[18]。摻混不均勻度定義為所考察的摻混體系內(nèi)各個(gè)點(diǎn)的濃度值的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)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。相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)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?。S可表示為

(1)

圖6為燃燒室軸向上不同截面處乙烯/空氣摻混不均勻度圖,截面尺寸在X=37～80 mm之間,其中X=37 mm為擴(kuò)張段出口截面。

圖6 不同擴(kuò)張結(jié)構(gòu)常規(guī)環(huán)形燃燒室摻混不均勻度Fig.6 Comparative diagram of cold flow mixing of conventional combustor

從圖6中可以看出:在擴(kuò)張段出口的位置,工況1的摻混效果最好,工況2的摻混效果最差;3種結(jié)構(gòu)的摻混不均勻度沿燃燒室軸向距離增大而減小,在X=60 mm處工況2的摻混不均勻度與工況3的趨于一致,但與工況1的摻混效果仍有明顯差距。由此可知,3種擴(kuò)張結(jié)構(gòu)中工況1的摻混效果最好,不同的擴(kuò)張結(jié)構(gòu)可影響燃燒室內(nèi)斜激波和回流區(qū)的位置,進(jìn)而影響燃料/氧化劑的摻混均勻度。

2.2 凹腔燃燒室摻混效果分析

大量關(guān)于超聲速燃燒室中燃料噴注、點(diǎn)火特性的研究使得凹腔火焰穩(wěn)定器成為超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中首選的火焰穩(wěn)定裝置[23-24]。本節(jié)主要分析凹腔燃燒室對(duì)燃料氧化劑的摻混效果的影響。STALLINGS等[26]按照凹腔剪切層的發(fā)展?fàn)顩r將超聲速凹腔流動(dòng)分為開式凹腔、閉式凹腔和過(guò)渡凹腔3種類型,本文采用的凹腔長(zhǎng)深比為5,屬于開式凹腔。

圖7給出了3種不同燃燒室增加凹腔后的馬赫數(shù)圖和速度流線圖。由于工況4的擴(kuò)張段為外側(cè)擴(kuò)張,超聲速空氣主流整體產(chǎn)生向上的速度分量,凹腔內(nèi)回流渦V2旋轉(zhuǎn)方向順應(yīng)主流的流動(dòng),剪切層高度接近燃燒室中線,凹腔內(nèi)前部的小回流渦V1也可以與主流直接發(fā)生質(zhì)量交換,凹腔內(nèi)前后形成兩個(gè)回流渦V1、V2,其符合開式凹腔的回流渦結(jié)構(gòu)。在X=45 mm處燃燒室壁面產(chǎn)生反射激波,空氣主流速度向下偏轉(zhuǎn),在X=70 mm處到達(dá)內(nèi)壁面,限制了回流渦V2向后延伸,同時(shí)在X=60～90 mm區(qū)間燃燒室外壁面邊界層分離形成回流渦V3。

圖7 不同擴(kuò)張結(jié)構(gòu)凹腔環(huán)形燃燒室的馬赫數(shù)分布和速度流線Fig.7 Streamline and Mach number of combustor based on cavity

如圖7(b)所示,在工況5中,超聲速空氣經(jīng)過(guò)擴(kuò)張段后在燃燒室內(nèi)側(cè)產(chǎn)生向下的速度分量,凹腔內(nèi)回流渦V5的發(fā)展受到限制,凹腔內(nèi)前部的小回流渦V4被壓縮到凹腔內(nèi)部。在X=37～45 mm區(qū)間內(nèi)回流渦的剪切層與燃燒室內(nèi)壁面平齊,在X=45 mm之后區(qū)域回流渦影響范圍增大,向上擴(kuò)展到燃燒室內(nèi)部,并且回流渦V6卷吸區(qū)域一直延伸到燃燒室出口。工況6中,由于超聲速空氣經(jīng)過(guò)擴(kuò)張段后整體產(chǎn)生向下的速度分量,對(duì)凹腔內(nèi)部的沖擊作用較大,影響到凹腔內(nèi)部的流場(chǎng),使得凹腔內(nèi)無(wú)法形成規(guī)則的回流渦。但是,凹腔內(nèi)形成的混亂低速流動(dòng)區(qū)依然會(huì)卷吸凹腔上部流經(jīng)的氣流,促進(jìn)乙烯與空氣的摻混,由于空氣主流速度整體向下偏轉(zhuǎn),在燃燒室外壁面X=45～70 mm區(qū)間形成回流渦V7,促進(jìn)外壁面噴注乙烯的摻混。

由于擴(kuò)張結(jié)構(gòu)的不同,3種工況流體進(jìn)入燃燒室時(shí)的流動(dòng)狀態(tài)存在差異,凹腔對(duì)整體流動(dòng)的影響也不同。在工況4中,受到凹腔前緣斜激波的作用,在X=47 mm處凹腔剪切層達(dá)到最高位置,同時(shí)也是空氣主流激波串的首個(gè)激波位置;工況5的剪切層從凹腔前緣位置開始,逐漸向燃燒室上側(cè)發(fā)展,影響區(qū)域擴(kuò)展至燃燒室后部;在工況6中,凹腔受空氣主流的沖擊較大,無(wú)法沿軸向形成漩渦狀的回流區(qū),凹腔形成的剪切層在凹腔后緣截止?？諝膺M(jìn)入擴(kuò)張段后發(fā)生速度偏轉(zhuǎn),過(guò)大的擴(kuò)張角度導(dǎo)致空氣在燃燒室徑向方向產(chǎn)生較強(qiáng)的速度分量,在工況5和工況6中,由于擴(kuò)張段的角度不同,空氣主流對(duì)凹腔內(nèi)形成的沖擊力強(qiáng)度不同,凹腔內(nèi)部的回流渦結(jié)構(gòu)存在明顯差異。

圖8給出3種凹腔燃燒室的乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)圖。從圖中可以看出工況4的摻混效果最佳,在X=47 mm位置乙烯已近乎擴(kuò)散至整個(gè)燃燒室,在X=42 mm切片下部乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)過(guò)高是因?yàn)榇宋恢脤儆趦蓚€(gè)回流渦的交接處在卷吸過(guò)程中存在部分乙烯駐留。工況5的摻混效果次之,整個(gè)凹腔內(nèi)乙烯的質(zhì)量分布較為均勻,沿著軸向位置回流渦的影響區(qū)域逐漸上移,乙烯的擴(kuò)散區(qū)域也同步上移;工況6凹腔內(nèi)部混亂區(qū)域依然可以很好地促進(jìn)乙烯的擴(kuò)散摻混,但空氣主流向下的速度導(dǎo)致凹腔的混亂區(qū)域與空氣主流分離,乙烯向上擴(kuò)散受到阻礙,外壁面的回流渦卷吸流經(jīng)的乙烯,促進(jìn)外側(cè)乙烯的摻混。

圖8 不同擴(kuò)張結(jié)構(gòu)凹腔環(huán)形燃燒室內(nèi)乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.8 Ethylene mass fraction of combustor based on cavity with different structure

與圖5對(duì)比分析,工況4中凹腔內(nèi)的兩個(gè)回流渦均可直接與主流進(jìn)行質(zhì)量交換,內(nèi)外壁面噴注的乙烯在X=40 mm處已充分摻混。在工況5中,凹腔前部的回流渦受到壓縮,無(wú)法直接與主流進(jìn)行質(zhì)量交換,乙烯/空氣的摻混主要受凹腔后部回流渦V5控制,乙烯在X=50 mm后的位置充分摻混。在工況6中,外側(cè)噴注的乙烯僅受外壁面回流渦V7的卷吸,內(nèi)壁面噴注的乙烯受到凹腔影響在凹腔內(nèi)充分摻混,但凹腔內(nèi)部未形成漩渦狀的回流渦,對(duì)凹腔上部空氣主流的影響作用有限?？梢园l(fā)現(xiàn),乙烯/空氣的摻混效果極大地受到凹腔內(nèi)回流渦卷吸范圍的影響,在燃燒室內(nèi)增加凹腔結(jié)構(gòu)后,3種工況的摻混均勻性都有明顯的提高。

圖9是3種凹腔燃燒室的摻混不均勻度分布圖,在初始X=37 mm處工況4的摻混效果最佳,工況6次之,工況5較差;3種擴(kuò)張結(jié)構(gòu)的摻混不均勻度均沿著燃燒室軸向位置不斷降低,工況6在X=40 mm位置摻混不均勻度下降至與工況4相近,在X=55 mm處3種結(jié)構(gòu)的摻混不均勻度近乎一致,工況6在X=60 mm位置摻混不均勻度升高是因?yàn)槿紵医孛娣e縮小。與無(wú)凹腔燃燒室相比較,工況5和工況6在燃燒室前段的摻混均勻度都有極大的提高,對(duì)于工況4是否增加凹腔對(duì)摻混不均勻影響不大。綜上所述:凹腔對(duì)燃燒室內(nèi)燃料與氧化劑的摻混存在促進(jìn)作用,在燃燒室前部增加凹腔可以提高燃燒室頭部的摻混均勻度,更有利于發(fā)動(dòng)機(jī)的起爆。

圖9 不同擴(kuò)張結(jié)構(gòu)凹腔環(huán)形燃燒室摻混不均勻度Fig.9 Comparative diagram of cold flow mixing of combustor based on cavity with different expansion structure

2.3 增加阻塞比的燃燒室摻混效果分析

圖10給出了3種不同結(jié)構(gòu)燃燒室增加阻塞比后的速度流線圖和馬赫數(shù)圖。對(duì)于工況7,與沒(méi)有阻塞比的燃燒室相對(duì)比,空氣的主流主要沿著外壁面向燃燒室后部流動(dòng),在外壁面未形成大的回流渦區(qū),但是在凹腔處形成了大的回流渦區(qū)T2一直延伸至阻塞比前端。在擴(kuò)張段出口的外壁面處,增加阻塞比的燃燒室形成了一個(gè)較大的回流區(qū)域T3,由于此區(qū)域的存在,外壁面噴注的乙烯在更短的噴注距離即X=47 mm處就開始有效摻混。

圖10 不同擴(kuò)張結(jié)構(gòu)增加阻塞比環(huán)形燃燒室的馬赫數(shù)分布Fig.10 Streamline and Mach number of combustor with blockage ratio

與圖7(b)對(duì)比,在圖10(b)中,受阻塞比的影響,工況8回流渦T5在內(nèi)壁面卷吸區(qū)域長(zhǎng)度變小,但是凹腔內(nèi)形成的回流渦卷吸區(qū)域均延伸至燃燒室后段。在圖10(c)中,工況9增加阻塞比后在凹腔內(nèi)部形成了漩渦狀的回流區(qū)域,凹腔內(nèi)部低速回流區(qū)卷吸來(lái)流的乙烯空氣促進(jìn)燃料與氧化劑的摻混,但是在外壁面的回流區(qū)影響區(qū)域變小,降低了外壁面的摻混效果。

在圖10(b)中受阻塞比的影響,工況8回流渦T5在內(nèi)壁面卷吸區(qū)域長(zhǎng)度相比圖7(b)中V5變小,但是凹腔內(nèi)形成的回流渦卷吸區(qū)域均延伸至燃燒室后段。在圖10(c)中,工況9增加阻塞比后在凹腔內(nèi)部形成了漩渦狀的回流區(qū)域,凹腔內(nèi)部低速回流區(qū)卷吸來(lái)流的乙烯空氣促進(jìn)燃料與氧化劑的摻混,但是在外壁面的回流區(qū)影響區(qū)域變小,降低了外壁面的摻混效果。

與無(wú)阻塞比的3種工況相比,增加阻塞比后的3種工況凹腔內(nèi)部均形成低速反向旋轉(zhuǎn)渦對(duì),由于阻塞比的影響,凹腔內(nèi)較大的回流渦影響范圍增大,在燃燒室內(nèi)壁面形成較大的低速區(qū)域;3種工況凹腔內(nèi)的回流渦T2、T5、T7的卷吸范圍增大,空氣主流的流動(dòng)速度在進(jìn)入燃燒室快速降低,并且流動(dòng)區(qū)域也被限制在燃燒室外壁面一側(cè)。

圖11給出了增加阻塞比的不同燃燒室結(jié)構(gòu)乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)圖。從圖中可以看出,在工況7中,空氣主流整體速度向上偏轉(zhuǎn),凹腔只能卷吸部分流經(jīng)的乙烯;對(duì)于工況8、工況9,擴(kuò)張段內(nèi)的空氣主流速度向內(nèi)壁面偏轉(zhuǎn)正面沖擊凹腔形成的回流區(qū)域,同時(shí)帶動(dòng)內(nèi)側(cè)噴注的乙烯受到回流渦的卷吸,較好地促進(jìn)了乙烯/空氣的摻混。

圖11 不同擴(kuò)張結(jié)構(gòu)增加阻塞比環(huán)形燃燒室內(nèi)乙烯質(zhì)量分?jǐn)?shù)Fig.11 Ethylene mass fraction of combustor with blockage ratio

與只有凹腔的燃燒室相比,阻塞比減少燃燒室出口面積,對(duì)燃燒室內(nèi)部流體的流動(dòng)軌跡造成影響,3種結(jié)構(gòu)中凹腔內(nèi)部形成的回流區(qū)面積均有所增大,低速的回流區(qū)卷吸更多流經(jīng)的乙烯空氣進(jìn)行摻混;凹腔內(nèi)形成的回流區(qū)限制空氣主流的流動(dòng)軌跡,乙烯初始摻混的位置進(jìn)一步前移,乙烯/空氣的摻混均勻度進(jìn)一步提高。

圖12為增加阻塞比的3種結(jié)構(gòu)燃燒室摻混效果對(duì)比圖。從圖中可以明顯看出在X=45～55 mm軸向距離內(nèi)工況8的摻混效果最佳,工況7和工況9的摻混效果相近;在X=55～65 mm區(qū)間工況7和工況8結(jié)構(gòu)的摻混不均勻度略微上升,是由于外壁面處的回流渦消失導(dǎo)致?lián)交煨Ч档汀?/p>

與3.2節(jié)圖8對(duì)比分析可知,在X=45～55 mm區(qū)間內(nèi),增加阻塞比后工況8和工況9的摻混均勻度明顯提升,工況7的摻混均勻度無(wú)明顯變化。結(jié)合圖10(b)和(c)對(duì)比分析,雙側(cè)擴(kuò)張和內(nèi)側(cè)擴(kuò)張燃燒室,增加阻塞比后在X=40～70 mm空氣主流的速度明顯降低,同時(shí)凹腔區(qū)域內(nèi)部形成的回流區(qū)域面積增大,低速回流區(qū)域可以更充分地促進(jìn)乙烯與空氣的摻混。從上述分析可以發(fā)現(xiàn):阻塞比對(duì)于乙烯/空氣的摻混均勻度有明顯的促進(jìn)作用,雙側(cè)擴(kuò)張結(jié)構(gòu)中燃料和氧化劑摻混均勻度最佳。

3 結(jié)論

本文基于馬赫數(shù)為2,溫度為860 K的空氣來(lái)流通過(guò)改變吸氣式旋轉(zhuǎn)爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室擴(kuò)張段結(jié)構(gòu)、增加凹腔和阻塞比結(jié)構(gòu),對(duì)空氣與乙烯的摻混均勻度開展數(shù)值研究,主要結(jié)論如下:

①在常規(guī)環(huán)形燃燒室中,不同的擴(kuò)張段結(jié)構(gòu)會(huì)影響超聲速高溫空氣進(jìn)入燃燒室后形成的反射激波結(jié)構(gòu),進(jìn)而影響回流渦的形成?；亓鳒u的卷吸作用會(huì)極大影響燃料/氧化劑的摻混效果,對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火起爆造成影響,研究發(fā)現(xiàn)3種擴(kuò)張結(jié)構(gòu)中,外側(cè)擴(kuò)張結(jié)構(gòu)的燃燒室中燃料與氧化劑的摻混效果最好。

②在環(huán)形燃燒室內(nèi)壁面增加凹腔結(jié)構(gòu)后,燃燒室頭部凹腔內(nèi)形成低速回流渦對(duì)來(lái)流氣體卷吸摻混,3種擴(kuò)張結(jié)構(gòu)燃燒室的摻混均勻度都有明顯提高,有利于發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火起爆。內(nèi)側(cè)擴(kuò)張結(jié)構(gòu)由于較大的擴(kuò)張角度,空氣主流產(chǎn)生的速度偏轉(zhuǎn)影響凹腔內(nèi)回流渦的形成。

③在凹腔的基礎(chǔ)上,燃燒室尾部增加阻塞比,燃燒室入口來(lái)流氣體速度降低,燃燒室內(nèi)部形成的回流渦區(qū)域增大,促進(jìn)燃燒室內(nèi)乙烯與空氣的摻混,尤其是雙側(cè)擴(kuò)張結(jié)構(gòu)燃燒室,在燃燒室X=45～55 mm區(qū)間摻混均勻度進(jìn)一步提高。