旋转爆轰发动机燃烧室掺混特性数值研究

旋转爆轰发动机燃烧室掺混特性数值研究

徐雪阳,武晓松,卓长飞,马虎

(南京理工大学 机械工程学院,南京 210094)

摘要:为探索旋转爆轰发动机燃烧室内气体射流冷流掺混的情况,采用高精度高分辨率迎风通量分裂格式(AUSMPW+),求解三维欧拉方程。以环缝/小孔喷注方式的发动机模型为基础,在保证当量比不变情况下,分析了燃料喷注位置、喷注角度、单侧孔或双侧孔喷注、入口总压及出口反压对冷流掺混效果的影响。研究结果表明:随着H2喷注位置的前移,掺混效果有明显提高;喷注角度的改变对H2/Air的掺混效果有很大的影响;顺喷的掺混均匀度变化幅度较大,在燃烧室的头部,顺喷的掺混效果比垂直喷注和逆喷差,在燃烧室尾部的掺混效果优于其他2种;对单侧孔或双侧孔喷注而言,双侧孔喷注方式的掺混效果明显高于单侧孔喷注方式;掺混效果与入口总压成反比,与出口反压成正比。

关键词:流体力学;旋转爆轰发动机;掺混;喷注;数值仿真

中图分类号:TJ303.4文献标识码:A

Numerical Simulation of Mixing Characteristics in Rotating Detonation Engine Combustor

XU Xue-yang,WU Xiao-song,ZHUO Chang-fei,MA Hu

(School of Mechanical Engineering,NUST,Nanjing 210094,China)

Abstract:In order to research the mixing effect of the gas jet in the combustion of rotating detonation engine,three dimensional Euler equations were solved by high-resolution upwind flux split scheme(AUSMPW+).Based on an engine model with slot/hole injection mode,the effects of jetting parameters on mixing effectiveness were analyzed under the same equivalence ratio,such as different fuel injection position,injection angle,and unilateral or bilateral injection,inlet stagnation pressure and back pressure.As the injection position moves forward,the H2/Air mixing effect obviously improves.The change of the injection angle has a great influence on mixing effectiveness.Due to the large variations of the mixing uniformity with forward injection,the mixing effect in the first half of distance of the combustion chamber is worse than that of vertical injection and reverse injection,but it is better than the other two in the second half.For the injection method through unilateral and bilateral injection holes,the mixing effect of injection with holes from double side is significantly better than that of the unilateral injection.The mixing effectiveness is inversely related to inlet stagnation pressure,and it is proportional to back pressure.

Key words:fluid mechanics;rotating detonation engine;mixing;injection scheme;numerical simulation

旋转爆轰发动机(rotating detonation engine,RDE)是一种利用爆轰波在环形燃烧室内连续旋转传播的发动机。RDE的概念最早由Voitsekhovskii[1-2]等人于20世纪60年代提出。1966年Nicholls[3-4]等人完成了RDE可行性验证。与传统的脉冲爆轰发动机(pulse detonation engine,PDE)相比,RDE除了具有PDE的优点(如热循环效率高,推重比大,比冲大,单位燃料消耗率(SFC)低,工作范围宽,可以用吸气式和火箭式2种模式工作等)外,还克服了PDE工作频率低(单管一般不超过100 Hz)、对点火系统要求高(每个循环都需点火)等缺点。RDE具有比PDE更紧凑的结构,其工作频率可高达数千Hz甚至上万Hz。RDE在工作过程中只需要一次点火就可以实现爆轰波的连续传播,对点火系统依赖度不高。RDE还可通过调节不同周向位置处的反应物质量流率来实现推力矢量控制,这使得旋转爆轰发动机具有非常广阔的应用前景。近些年很多国家开展了大量RDE的实验和数值研究,如俄罗斯[5-6]、法国[7]、美国[8-11]、中国[12-14]、波兰[15]等。

旋转爆轰发动机内流场的高压、高温、高瞬态等特点,导致对其内流场的实验测量和观测手段有限。因此,数值模拟是研究旋转爆轰发动机不可缺少的辅助工具。目前,对旋转爆轰波的二维、三维结构进行了大量数值研究。二维的数值模拟虽能揭示旋转爆轰波基本结构,但其忽略了离心力等径向分量的影响。随着计算机能力的提高,诸多学者开展了旋转爆轰波的三维模拟。刘世杰[16]等对爆轰波起爆过程和连续旋转爆轰波的空间结构进行了详细分析,邵业涛[17]等对燃料的提前燃烧问题、爆轰波结构和推进性能进行了三维数值模拟。姜孝海和归明月[18-19]等对爆轰波流场结构、爆轰波波系结构进行了深入分析。马虎[20]等对压力条件对CRDE的影响进行了详细的分析研究。但这些数值研究通常假设燃料与氧化剂是按一定当量比预混好后喷入燃烧室,就目前公开的文献而言,仅有Frolov[21]等首次实现了燃料与氧化剂分别喷注和考虑粘性影响的三维连续旋转爆轰燃烧流场的数值计算,发现爆轰燃烧室内存在多个强度不同的爆轰波的现象,与实验吻合较好。实验条件下,为防止回火,燃料与氧化剂分别进入燃烧室,边掺混边燃烧。因此,目前大部分的数值研究均忽略了掺混对旋转爆轰波的影响。由于爆轰波的传播周期非常短,在短时间内达到分子量级的掺混比较困难,因此对燃烧室气体射流掺混效果的研究非常必要。

环缝/小孔是旋转爆轰发动机最常用的燃料/氧化剂喷注方式。本文结合连续旋转爆轰发动机工作特点,即爆轰波的产生及传播通常在燃烧室的头部,开展三维冷流数值模拟,保证相同当量比的条件下,对不同喷注结构(角度、位置、单双侧喷注)、不同入口总压及不同出口反压下H2与Air的掺混过程进行研究。本文的研究结果可为旋转爆轰发动机的进一步研究提供参考。

1物理模型与数值计算

1.1　物理模型

图1为环缝/小孔喷注方式的发动机燃烧室模型,推进剂为燃料H2与氧化剂Air。在该发动机模型内,空气采用收缩-扩展构型的环缝进行喷注,氢气采用90个均匀分布的小孔喷注。图2为任一小孔中心的截面图,可更清楚看出发动机的结构。图中尺寸均按喉部直径L2=D进行无量纲化。其中,L1为发动机模型总长度,L2为空气的喉部尺寸,D1为氢气喷孔直径,Rin为燃烧室内径,Rout为燃烧室外径,A为氢气小孔喷注的角度。具体尺寸如表1所示。图3中1#~7#的发动机模型都是在图1模型结构的基础上设计的,图中未特别标注的尺寸都按照表1中的尺寸。本文中坐标系均采用三维直角坐标系。

图1　发动机模型简图

图2　旋转爆轰发动机燃烧室截面图

图3　不同喷注结构的发动机模型

L1/DL2/DRin/DRout/DD1/DA/(°)143170801.690

1.2　求解方法

本文基于理想气体假设,控制方程为三维欧拉控制方程,忽略粘性、热传导、扩散等输运效应。采用三阶MUSCL重构格式和AUSMPW+迎风格式对对流项进行离散,时间项采用四阶龙格-库塔法。本文数值方法与验证可详见文献[23-24],这里不再赘述。

1.3　边界条件

环缝/小孔喷注方式下旋转爆轰发动机的计算域如图1所示。由于几何结构符合周期性对称的要求,为节省计算资源,本文中的1#~5#仅选取整个圆周的1/90(即一个小孔所对应的计算域);6#、7#选取整个圆周的1/45的计算区域(即2个小孔所对应的计算域);进行周期性计算。计算域的出口平面为压力出口边界,分2种情况:当出口为超音速时,所有守恒变量由内部区域外推得到;当出口为亚音速时,边界点压力等于外界反压,而其他守恒变量由内部流场外推得到。计算域的空气入口和氢气入口平面为压力入口,Air与H2的入口总压、总温及外界压力分别为pair,Tair,pH2,TH2,pout。初场速度为0。本文中的计算参数如表2所示。

表2　计算参数

1.4　网格划分

计算中所有的模型网格均用ANSYS ICEM CFD预处理软件进行处理,计算域内均为六面体结构网格。为适应粘性计算与激波捕获的需要,计算网格局部加密。考虑计算精度以及计算成本两方面的因素,分别对计算模型总网格数为6.4×105,1.04×105,1.44×105,1.74×105,2.04×105进行了计算对比,结果表明总网格数1.44×105以上的计算结果相差很小,满足计算精度的要求。为了保证相同的网格分辨率,6#和7#的网格总数为2.8×105。网格的具体划分情况见图4。

图4　中心截面的计算网格

2计算结果与分析

2.1　不同喷注结构结果分析

影响旋转爆轰发动机燃烧室掺混特性的因素较多,其中发动机的结构是影响掺混特性的主要因素之一。以下从H2射流的不同喷注角度、喷注位置、单双侧喷注几方面进行分析。

2.1.1H2不同喷注位置的流场特点及掺混特性

图5(a)给出了1#的H2质量分数的三维流线图,从图中可看出,侧向喷注的H2射流进入燃烧室后受到Air射流的撞击逐渐偏向燃烧室的轴向方向流动,随着向下游发展,沿流线的H2质量分数逐渐减少。由于图5(a)的流线繁多,只能看出整个流场的基本流动规律,H2射流流动的三维流场结构并不能清楚地看到。为了更清楚地分析H2射流的三维流场结构,仅显示3种不同喷注位置的H2射流的三维流线图,如图5(b)、5(c)、5(d)所示。从图中可以清楚地看出,H2射流进入扩张段时,在入口附近有一对回流区。这是由侧向喷注H2引起的,侧向进入的H2在惯性作用下会一直流向对面,从而会在侧面附近产生低压区。由于压力梯度形成了回流，在向下游发展的过程中,回流不断向周边扩散直至消失,流场逐渐稳定。在射流向下发展的过程中,H2射流的运动轨迹为先向上穿透然后向下移动。随着喷注位置的改变,运动轨迹的穿透深度发生不同程度的改变。从图中可看出,三维流线图虽可清楚地看出H2射流的三维流场结构,但不同结构的三维流线非常相似,不能清楚地看出彼此的差异。因此,下文将主要根据流场的二维截面图进一步分析流场的结构。

图5　不同喷注位置的H 2射流的三维流线模型

图6给出了3种工况(1#,2#,3#)在中心平面上不同喷注位置的马赫数云图及流线图分布。从图中可以看出,空气入口总压比较低导致过膨胀,在喷管的扩张段内有马赫盘出现。此外,喷注位置对马赫盘的形成有非常大的影响,随着喷注位置的改变,马赫盘的形状不断发生变化。从图7(c)看出,H2喷注位置远离空气入口喉部,喷出的H2射流处于马赫盘之后。由于H2射流的作用,空气流在燃烧室上壁面附近形成一个大回流区,而在下壁面马赫盘与H2射流之间形成一个小回流区。而从图5(a)、5(b)、5(c)看出,随着H2喷注位置前移,在H2喷口的左侧靠近上壁面和下壁面的回流区逐渐减小,甚至消失;靠近喷口右侧的回流区随着喷注位置的前移而逐渐变大。

图6　中心截面上不同喷注位置的马赫数云图及流线图

图7给出了1#,2#,3#中心截面上H2质量分数分布云图。

图7　不同喷注位置的H 2质量分数分布云图

从图7中可以看出,H2与Air在向下游流动发展的过程中沿发动机燃烧室径向分布更加均匀,即越靠近燃烧室出口,H2与Air掺混程度越高。随着H2喷注位置的前移,喷注位置与燃烧室之间的距离增加,H2与Air的掺混时间延长,掺混效果更好;此外,随着喷注位置的前移,掺混在更小的空间内进行,H2喷注位置离上壁面越来越近,H2射流喷出后很容易达到上壁面,即气流进入下游对应位置时已经具有一定的混合程度。上述综合效果使H2与Air在燃烧室内的混合更加充分、均匀,达到旋转爆轰发动机预混气体掺混要求(在较短距离内燃料和氧化剂充分掺混)。因此,定性来说,可以认为2#的喷注结构优于1#和3#的喷注结构,即H2喷注位置越靠前,掺混效果越好。

为了更好地描述H2/Air的掺混程度,利用近些年诸多学者的研究报告中常用的一种表征掺混质量的参数,即掺混不均匀度[22]。掺混不均匀度定义为所考察的掺混体系内各个点的浓度值的均方根偏差,即各个取样点处的值与所取样点处的平均值之间的差异程度。均方根偏差值代表掺混不均匀度,此值越小,说明掺混不均匀度越小,也就代表掺混越均匀。用s代表掺混不均匀度,可将s定义为

(1)

图8为沿燃烧室轴向上不同截面处H2/Air掺混均匀度。

图8　不同喷注位置的掺混效果比较

图8中的不同轴向截面尺寸在X=0~120D之间,其中X=24D的截面为燃烧室的入口截面。从图中可以定量看出,随着H2喷注位置的前移,掺混效果明显提高；此外,还可以看出,3个工况中,掺混均匀度沿燃烧室轴向距离的增大而增大,但增大程度逐渐减小,且都在轴向位置40D附近出现较大转折。对于连续旋转爆轰发动机工作特性而言,由于爆轰波的产生及传播主要在燃烧室的前段,因此,在这段距离内掺混效果非常重要。从这方面可以定性地认为,3种模型中1#的喷注结构更适合旋转爆轰发动机正常工作。

2.1.2H2不同喷注角度的流场特点及掺混特性

图9给出了3种工况(1#,4#,5#)在中心平面上马赫数云图及流线图分布。从图中可以看出,顺喷时,由于H2顺着空气流动方向喷注,H2射流深度较短,从而空气流在上壁面形成较大的回流区。而对于H2逆喷,H2首先逆着空气方向运动直至轴向速度减小为0,然后再在空气流的带动下顺着空气流运动。在这个过程中H2射流基本达到上壁面,因此在上表面没有形成回流区。此外,还可以看出,随着喷注角度的减小(顺喷—垂直喷—逆喷),马赫盘位置逐渐靠近上壁面,且上壁面的回流区逐渐减小至消失。

图9　中心截面上不同喷注角度的马赫数云图及流线图

图10给出了3种工况在中心平面上H2质量分数分布云图。从图中看出,在燃烧室轴向截面中的前4个截面,即在轴向距离小于50D内(第4个截面的轴向尺寸为50D),掺混效果随着喷注角度由顺喷转变为逆喷的过程而逐渐变好。顺喷时,由于H2顺着空气流动方向喷注,H2射流深度较短。而逆喷时,H2首先逆着空气方向运动直至轴向速度减小为0,然后再在空气流的带动下顺着空气流运动。这个过程中H2流已经沿着燃烧室径向方向运动很长的距离,即基本达到上壁面。从前一节分析可知,H2射流若能在较短轴向距离内能达到上表面,则沿燃烧室下游空气和氢气的掺混效果更好。由此可以定性得出结论,在燃烧室的头部,H2逆喷的掺混效果优于垂直喷注和顺喷。

图10　不同喷注角度的H 2质量分数分布云图

为了更确切地描述上述现象,图11给出了3个工况的沿燃烧室轴向上不同截面处H2/Air掺混均匀度。

图11　不同喷注角度的掺混效果比较

从图11中可以看出,在轴向距离小于50D内,由顺喷转变为逆喷的过程中掺混效果逐渐提高,而在轴向距离大于50D后,顺喷的掺混效果比其他2种的掺混效果更好。还可以从图中看出,顺喷掺混均匀度的梯度变化非常大,特别在轴向距离60D以前;而其他2种喷注方式,其掺混均匀度的梯度变化比较缓慢。随着喷注角度的减小(顺喷—垂直喷—逆喷),空气流在上壁面附近的回流区也逐渐减少,顺喷形成的回流区非常大。回流区卷吸来流作用使此处掺混剧烈,所以会出现顺喷掺混均匀度梯度变化非常大的现象。由于回流区的压力非常高,H2射流不能在较短轴向距离内达到上表面,因此,此处的掺混度较差。虽然在燃烧室的后面顺喷的掺混均匀度超过了其他2种,但根据连续旋转爆轰发动机工作特点,由于爆轰波的产生及传播主要在燃烧室的头部,因此,就这3次不同喷注角度的掺混效果而言,逆喷的掺混效果最好。此外,还可以得出,逆喷可以减少甚至消除空气流在上壁面附近形成的回流区,从而减少了其对H2射流向上喷射的抑制作用。

2.1.3单侧孔、双侧孔对撞及双侧孔交错喷注的流场特点及掺混特性

图12给出了中心截面H2质量分数分布云图。从图中可以看出,双侧孔喷注(6#，7#)时,上、下壁面附近的H2分布比较均匀,在较短距离内燃烧室横截面上Air和H2掺混充分。沿着燃烧室轴向上不同截面位置上的H2分布也比单侧孔喷注得更加均匀。还可以看出,在燃烧室的头部,双侧交错喷注(7#)的掺混效果明显比双侧对撞喷注(6#)的掺混效果好。

图12　单侧孔、双侧孔喷注的H 2质量分数分布云图

图13为单侧孔、双侧孔喷注的沿燃烧室轴向不同截面处H2/Air掺混均匀度。从图中可明显看出,双侧孔喷注比单侧孔喷注的掺混效果好,双侧交错喷注的掺混效果优于双侧对撞喷注,这主要是由径向掺混不均匀造成的。由前节分析可知,对于单侧孔喷注,其喷注位置及喷注角度不管如何改变,在径向平面内都很难获得较好的掺混效果,都需要较长的掺混距离才能达到均匀掺混。对于双侧孔喷注,一方面其在径向平面掺混比较均匀;另一方面,当侧面射流的动量比较大时,2股侧流射流会发生碰撞汇聚,此时会形成更加强烈的湍流流场,有利于掺混均匀。而在燃烧室前段双侧孔交错喷注比双侧孔对撞喷注的掺混效果更好,这可能是由于在短时间内双侧孔交错喷注比对撞喷注扩散更快,使其在燃烧室的前段比对撞喷注掺混更好。因此,针对这3种不同喷注结构,双侧孔交错喷注的掺混效果更好。

图13　单侧孔、双测孔喷注的掺混效果比较

2.2　不同压力条件结果分析

反压条件是影响旋转爆轰发动机掺混特性的主要因素之一。下文从入口总压和出口反压两方面对掺混特性的影响进行分析,所采用的几何模型均为1#。

2.2.1不同入口总压结果分析

为了保证各种工况在计算中有相同的当量比,H2/Air的计算参数均按照表3所示。

表3　入口总压参数

图14给出了5种工况(8#,9#,10#,11#,12#)在中心平面上马赫数云图及流线图分布。从图中可看出,8#在喷管靠近喉部的扩张段内有马赫盘出现,随着H2/Air的入口总压增大,扩张段的速度由亚声速变为超声速,马赫盘也逐渐远离喉部直至消失。如11#,12#中已经没有马赫盘存在。从图中还可看出,随着入口总压的提高,H2喷口附近的回流也逐渐减少。

图15给出了5种工况中心平面上H2质量分数分布云图。对于8#而言,H2喷注射流穿透空气流距离较长,离上壁面距离较近。H2射流喷出后很容易达到上壁面。在出口反压相同的情况下,随着入口总压的增加,H2与Air喷注压力之间的压差增大,H2喷注射流穿透空气流距离逐渐缩短,离上壁面距离较长。从前一节分析可知,H2射流若能在较短轴向距离内达到上表面,则沿燃烧室下游H2/Air的掺混效果较好。

图14　中心截面上不同入口总压的马赫数云图及流线图

图15　不同入口总压情况下H 2质量分数分布云图

图16给出了5种工况的沿燃烧室轴向不同截面处H2/Air掺混均匀度。从图中可以清楚地看出,沿着燃烧室轴向向下发展的过程中,不同工况的H2/Air的掺混均匀度均逐渐增大。随着入口总压的增大,H2/Air的掺混均匀度逐渐降低。由于爆轰波的产生及传播主要在燃烧室的头部,因此,可以定量地认为这5种工况中,8#的掺混效果较好。

图16　不同入口总压的掺混效果比较

2.2.2不同出口反压结果分析

为了保证各种工况在计算中有相同的当量比,H2/Air的计算参数如表4所示。

表4　出口反压的计算参数表

图17给出了5种工况(13#,14#,15,#,16#,17#)在中心平面上不同出口反压的马赫数云图及流线图分布。从图中可以看出,出口反压对马赫盘的形成有非常大的影响。随着出口反压的提高,扩张段及燃烧室内的速度由超声速逐渐变为亚声速,在喷管的扩张段内逐渐有马赫盘出现。从图中可看出,流场中有不同程度的回流存在。随着出口反压的提高,在H2射流附近的回流由小逐渐变大。

图17　中心截面上不同出口反压的马赫数云图及流线图

图18给出了13#,14#,15#,16#,17#中心截面上H2质量分数分布云图。从13#中可以看出,在向下游流动发展的过程中,H2与Air沿发动机燃烧室径向分布非常不均匀,H2与Air沿燃烧室轴向的射流较长,即在向下游流动的过程中,H2与Air射流沿发动机燃烧室径向的扩散速度较慢。随着出口反压的增大,在燃烧室轴向方向上,相同质量分数的H2与Air射流长度逐渐缩短。由于5种不同工况的集气腔入口总压相同,随着出口反压的提高,入口的喷注总压与出口反压之间的压差逐渐减少,导致射流长度逐渐缩短,在燃烧室径向上的扩散速度增大。如17#,在向下游流动发展的过程中,H2与Air沿发动机燃烧室径向分布更均匀。综上可知,随着出口反压的提高,气体射流的掺混性更好。

图18　不同出口反压情况下H 2质量分数分布云图

图19为沿燃烧室轴向上不同截面处H2/Air掺混均匀度。从图中可以定量看出,在一定的范围内,随着出口反压的提高,掺混效果明显提高,如13#,14#,15#。如果继续提高出口反压,可看出其掺混效果提高不明显。特别对16#和17#而言,在燃烧室的头部各截面处掺混效果相差甚少。由于爆轰波的产生及传播主要在燃烧室的头部,因此,从这方面来说16#与17#掺混效果很相近。综合这些因素,可以得出结论,在一定的范围内,随着出口反压的提高,掺混效果逐渐提高;超出一定的范围,掺混效果提高不明显。

图19　不同出口反压的掺混效果比较

3结论

通过分析环缝/小孔喷注方式的几种不同模型的流场结构及掺混效果,得出如下结论:

①随着H2喷注位置的前移,H2射流在径向上穿透深度逐渐增大,其掺混效果有明显提高。

②逆喷时,H2射流在径向上穿透深度较大,此外,逆喷能够减小甚至消除在上壁面由空气流产生的回流区。在掺混效果方面,顺喷的掺混均匀度变化幅度较大。在燃烧室的头部,顺喷的掺混效果比其他2种差,在燃烧室尾部比其他2种好。

③对单侧孔、双侧孔喷注而言,双侧孔喷注与单侧孔喷注方式相比较,其掺混效果明显提高;而双侧交错喷注在燃烧室前段比双侧对撞的掺混效果更好。

④在保证当量比不变的情况下,提高入口总压能减小H2喷口附近的回流区,掺混效果随着入口压力的增大而降低。在一定范围内,提高出口反压,能提高掺混效果,即掺混效果与入口总压成反比,与出口反压成正比。超出一定范围,其掺混效果变化不明显。

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