乙烯超燃燃燒室支板/凹腔結構組合數值優化

王應洋，李旭昌，吳振亞，楊發煜

(1.空軍工程大學 防空反導學院，西安 710051；2.95607部隊，成都 610010)

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乙烯超燃燃燒室支板/凹腔結構組合數值優化

王應洋1，李旭昌1，吳振亞1，楊發煜2

(1.空軍工程大學 防空反導學院，西安 710051；2.95607部隊，成都 610010)

為探索帶交錯尾部支板的超燃燃燒室流場特性，運用有限體積法對乙烯噴注當量比0.6的燃燒室進行了數值模擬。對比噴孔不同布置方式，支板尾部交錯結構不同數目、不同翹角對混合效率、總壓損失的影響。研究發現，噴孔數目越多，對燃料與空氣充分混合越有利，但過多噴孔會降低穿透深度，且導致可燃混合區重疊，不利于摻混增強；交錯結構數目越多，產生的流向渦渦量強度越大，但遠場混合效率并不理想，當支板交錯結構數目等于4時，在凹腔附近能取得較大摻混效率；在一定范圍內，支板翹角越大，摻混效果越好，交錯結構掠形尾部也有利于摻混增強，但均會導致更大的總壓損失。

超音速燃燒；支板；凹腔；結構組合；數值模擬

0 引言

燃料噴注與摻混增強一直是超燃沖壓發動機研究的關鍵技術?；诹飨驕u技術的物理斜坡、氣動斜坡、支板、塔式結構等被動式摻混增強裝置已得到深入研究。多個相同裝置及不同裝置之間的組合成為下一步研究的熱點。對于大尺寸的燃燒室，必須采用支板噴射，使燃料從流場中心噴入主流，以滿足下游燃燒流場均勻性的要求[1]。

Desikan實驗研究了塔式結構與支板的組合，支板尾部增加塔式結構能增強尾部流向渦的強度，并以此提高混合效率[2]；Jason數值研究了交錯鍥型尾部支板的流場特性，與傳統支板相比，交錯鍥型尾部支板能大大增強支板下游流向渦的強度[3-4]； Sujith S實驗研究了交錯支板尾部鍥角對流場特性的影響，交錯結構鍥角越大，產生的流向渦越強，但帶來的總壓損失也大[5]；Fabrizio Vergine對比研究了普通斜坡支板與交錯斜坡支板的差異，交錯斜坡能產生更好的渦流結構，能有效地提高混合效率[6]。國內于江飛等研究了支板后緣構型對超聲速混合層的影響，鍥塊頂點間隔越大，鍥角增大，流向渦發展得越快[7]；潘科偉[8]和劉金林[9]分別對流向渦支板與凹腔組合進行了實驗與數值研究，支板與凹腔組合的火焰組織及穩定方式能縮短燃燒室長度，其中橫向組合效果較好。

為深入研究交錯鍥型支板的流場特性，本文在文獻[9]的基礎上，對比研究了噴孔不同布置方式、支板尾部交錯結構不同數目、交錯結構不同翹角對混合效率和總壓損失的影響，目的是進一步優化支板與凹腔組合時燃燒室的性能。

1 模型與算例

1.1 計算模型及網格劃分

如圖1和圖2所示，超燃燃燒室[9]是矩形截面自由通道，進口截面為20 mm×25.4 mm，總長510 mm。支板前沿距入口30 mm，噴孔距離支板后緣40 mm，支板尾部為交錯結構，尾部交錯角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進行網格劃分，為提高網格質量，減少數值發散，所有計算域采用結構化網格劃分，在支板與噴孔附近進行網格加密，支板尾部建立三棱柱Block并進行Y型剖分，第一層網格節點距離壁面1×10-5m，各模型網格數180萬左右，圖3為部分網格與拓撲示意圖。

圖1 燃燒室結構圖Fig.1 Schematic diagram of the combustor

圖2 支板結構圖Fig.2 Schematic diagram of the strut

用Fluent軟件進行求解，該軟件基于有限體積法，采用三維多組分化學非平衡N-S守恒方程組?？紤]近壁區繞流與旋流的作用，采用可壓縮修正的SSTk-ε湍流模型[9]。該模型不僅占據了k-ε方程求解壁面邊界層流動的優勢，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值穩定性，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Table1 Flow condition for CFD solution

圖3 網格與拓撲示意圖Fig.3 Typical grid construction and topology of scramjet combustor model

1.2 算例驗證

選擇文獻[2]的實驗作為標準算例，以此來驗證本文數值模擬方法的準確性，燃燒室結構及網格劃分如圖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，由于結構對稱，取一半模型作為計算域。所有計算域采用結構化網格劃分，第一層網格節點距離壁面1×10-5m，網格總數160萬左右。來流馬赫數Ma=1.7，總壓pt=500 kPa，靜壓po=101 kPa，總溫Tt=308 K，氣流成分的質量分數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量濃度等值線圖(中心截面)和實驗紋影圖對比可看出，數值仿真出的波系結構與實驗結果吻合較好。圖7是試驗段上壁面壓力曲線(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]的仿真結果和實驗值比較可看出，本文計算結果模擬出的靜壓分布與實驗結果吻合稍好，原因可能是采用了SSTk-ε湍流模型及質量更好的全計算域結構網格。支板尾部仿真結果與實驗值有差異，可能是因為試驗件存在加工誤差；數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 超燃燃燒室結構示意圖Fig.4 Sketch of the scramjet combustor

圖5 局部網格與拓撲示意圖Fig.5 Local grids and topology of scramjet combustor model

(a)壓力等值線與乙烯質量濃度等值線圖(中心截面)

(b)實驗紋影圖[2]

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

2 計算結果分析

2.1 噴孔不同分布方式對流場特性的影響

圖8是帶不同噴孔分布方式的支板，為消除支板兩側噴孔相互耦合的影響，僅在支板上側分別設置面積等效的2、4、8個方形噴孔，噴孔分別寬1.33、0.94、0.665 mm，支板尾部統一設置4個交錯結構。為分析不同支板的混合特性，首先定義當量比Φ為[11-12]

(1)

當Φ=1時，燃料將能完全燃燒，Φ<1為貧油區，Φ>1為富油區。恰當油氣比(F/A)stoic為燃料與空氣完全反應所需要的油氣比，也稱恰當比[13]。碳氫燃料的恰當比定義如下：

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量，對于乙烯a=2，b=4。因此，乙烯(F/A)stoic=0.067 8。定義流場混合區Ap為當量比Φ≥0.2的區域，可燃混合區Af為當量比0.4≤Φ≤5.5的區域。

圖9是X/D=10、12、14、16、18截面當量比Φ≥0.2的切面上乙烯組分云圖，括號內為流場混合區Ap的面積(D為凹腔深度，Ai為噴孔總面積)。對于2孔支板，乙烯從噴孔噴出后沿程擴散，在X/D=12之后，2噴孔的流場混合區才開始重疊，可明顯地看到，在凹腔中存在當量比Φ≥0.2的乙烯組分；對于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??；8孔支板與此類似，不再贅述。對比3種支板可發現，4孔及8孔支板后方的凹腔中均不存在當量比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，說明噴孔數目越少，燃料Y方向穿透能力越強，但擴散能力越弱；除X/D=10截面外，Ap面積4孔支板比8孔支板大，說明噴孔數目過多，遠場混合效率并不理想；從不同噴孔后方Ap的形狀來看，支板后方的漩渦數目與噴孔數目無關。

為進一步分析噴孔不同分布方式導致混合效果差異的機理，圖10顯示了支板尾部X/D=7、8、9、10、11截面當量比0.4≤Φ≤5.5的切面上乙烯組分云圖。隨著噴孔數目的增多，附著在支板上側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，說明噴孔數目越多，近場摻混效果越好，但穿透能力越弱。

圖11 解釋了噴孔間距離的改變對可燃混合區面積的影響(陰影部分為可燃混合區，其內部為富油區)。當兩噴孔距離較遠時，各流場混合區與可燃混合區相互不影響，其間的流道面積未被充分利用；當兩噴孔距離靠近，使得各噴孔的流場混合區Ap足以重疊時，Af面積得到提升，整個流場的可燃區與可點火區范圍擴大，流道面積被充分利用；當兩噴孔距離繼續靠近，使得各噴孔的可燃混合區Af重疊時，富油區面積增大，點火與可燃區范圍減小。以上解釋了8孔支板遠場混合效果不如4孔支板的原因。

(a)帶2個噴孔的支板 (b)帶4個噴孔的支板 (c)帶8個噴孔的支板

(a)帶2個噴孔的支板 (b)帶4個噴孔的支板 (c)帶8個噴孔的支板

(a)帶2個噴孔的支板 (b)帶4個噴孔的支板 (c)帶8個噴孔的支板

(a)兩噴孔間隔較遠 (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為燃油質量分數；αreact為剛好能夠反應時所對應的燃油質量分數；αstoic為達到化學恰當比時燃油質量分數。

(5)

(6)

圖12(b)是不同噴孔數目燃燒室沿程總壓損失系數曲線。從整體上看，不同噴孔數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場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，就仿真結果而言，合理地布置噴孔數目，對燃燒室性能具有重大意義。

(a)混合效率

(b)總壓損失系數

2.2 支板尾部不同數目交錯結構對流場特性的影響

圖13是尾部分別設置2、4、8個數目交錯結構的支板，支板上側統一設置4個方孔。為分析不同交錯結構數對混合效率、總壓損失的影響，本文對不同支板進行了冷流場的仿真。

(a)帶2個交錯結構的支板 (b)帶4個交錯結構的支板 (c)帶8個交錯結構的支板

圖14顯示了支板尾部X/D=7、8、9、10、11、13、15、17截面當量比0.4≤Φ≤5.5的切面上乙烯組分云圖，括號內為可燃混合區Af的面積。從支板尾部Af的形狀看，帶2個交錯結構的支板產生了1個較大的流向渦，帶4個交錯結構的支板產生了2個流向渦，帶8個交錯結構的支板產生了4個流向渦，說明流向渦的數目與交錯結構的數目有關。隨著交錯結構數目增多，乙烯組分在Y方向的穿透深度減小，但在Z方向的擴展程度變大。從Af的面積來看，2個交錯結構的摻混效果最不理想，帶8個交錯結構支板的近場摻混效果比帶4個交錯結構的支板好，但遠場摻混效果比后者差。

為進一步分析不同交錯結構數目對流場特性影響機理，圖15顯示了在X/D=11截面上不同支板結構渦量云圖與速度矢量圖?？擅黠@看出，隨著交錯結構數目的增多，高渦量值區域成遞增趨勢。從速度矢量圖可看出，支板尾部的流向渦數目與交錯結構數目成正比。

(a)帶2個交錯結構的支板 (b)帶4個交錯結構的支板 (c)帶8個交錯結構的支板

(a)帶2個交錯結構的支板 (b)帶4個交錯結構的支板 (c)帶8個交錯結構的支板

圖16 是不同交錯尾部混合效率與冷流場總壓損失系數。在支板尾部燃料組分尚未充分擴散，各支板近場摻混效果差異不明顯，帶2個交錯結構的支板混合效率稍好。在X/D=14之前，8個交錯結構的支板摻混效率最好；在X/D=14之后，4個交錯結構的支板摻混效率則更有優勢；在X/D=18截面時，8個與2個交錯結構的混合效率相當，4個交錯結構的支板帶來的混合效率相對較高。從總壓損失曲線來看，支板尾部交錯結構數越多，總壓損失越大，但在X/D=18截面時，4個與8個交錯結構的總壓損失相當，帶2個交錯結構的支板帶來的總壓損失相對較低。綜合來看，帶4個交錯結構的支板能在凹腔附近達到較高的混合效率，這利于凹腔燃燒與穩焰，因此流場性能較好。

2.3 交錯結構不同翹角對流場特性的影響

為研究支板尾部不同對摻混效率與總壓損失的影響，本文設置尾部翹腳γ=-7.5°、0°、7.5° 3種角度的支板以及交錯尾部收縮的支板(W-L=2 mm，W為交錯頭部寬度，L為交錯尾部寬度)。為使支板構型改變帶來的效應更為顯著，所有支板尾部設置8個交錯結構。支板結構見圖17。

(a)混合效率

(b)總壓損失系數

(a)交錯尾部翹腳γ=-7.5° (b)交錯尾部翹腳γ=0°

(c)交錯尾部翹腳γ=7.5° (d)交錯尾部收縮

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，支板尾部的交錯結構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越強，具有更多的乙烯擴散到支板尾部對側；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，增大支板尾部交錯結構的翹角或收縮其尾部寬度，均能有效增強摻混。

(a)交錯尾部翹腳 (b)交錯尾部翹腳γ=0°

(c)交錯尾部翹腳γ=7.5° (d)交錯尾部收縮

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。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較小。

(a)混合效率

(b)總壓損失系數

3 結論

(1)噴孔數目越多，對燃料與空氣充分混合越有利，但噴孔過多，會降低乙烯在主流中的穿透深度，并會引起可燃混合區的重疊，導致摻混效率不高。

(2)支板尾部交錯結構數目越多，產生的流向渦渦量強度越大，近場混合效率越高，但遠場摻混效果不理想，并會帶來較大的總壓損失，理想的交錯結構數應使得在凹腔處混合效率達到最高，這樣才利于凹腔的穩定燃燒。

(3)在一定范圍內，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。

王應洋(1990—)，男，碩士生，研究方向為超聲速燃燒。E-mail:540432466@qq.com

V430

A

1006-2793(2015)05-0671-08

10.7673/j.issn.1006-2793.2015.05.013