超燃燃烧室肋片构型数值研究

王应洋，李旭昌，王宏宇，王旭东

(空军工程大学 防空反导学院，西安　710051)



超燃燃烧室肋片构型数值研究

王应洋，李旭昌，王宏宇，王旭东

(空军工程大学 防空反导学院，西安710051)

为进一步研究不同肋片构型对后方射流的影响规律，运用数值模拟方法，研究了统一特征尺寸下不带前引导面与带前引导面等10种不同构型肋片流场特性差异。研究发现,肋片后低动压喷射的总压损失主要由壁面与横向射流产生，与传统横向喷流算例相比，带Pylon A和Pylon D的算例总压损失有所减小；肋片后缘面越大能提供的低压区越大，后缘面过大燃料组分扩散过早，羽流质量中心高度未必越大，无论后缘面前倾或后倾流场特性无明显改善；前引导面对掺混特性的影响效果大于后缘面对掺混特性的影响效果，Pylon D、Pylon I及Pylon J构型的肋片最具进一步研究价值。

超燃燃烧；肋片；掺混增强；数值模拟

0　引言

超燃燃烧一般为扩散火焰，掺混效果直接决定燃烧室的燃烧效率。国内外学者对燃料喷注结构进行了大量研究。为减小传统支板结构带来的总压损失以及降低热负荷对耐高温复合材料的要求，设计了较薄较尖的肋片(又称小支板或塔式结构)后低动压横向喷射方案。肋片不会导致重大总压损失或流场畸变，能有效防止火焰通过边界层前传，能明显减少停留在壁面的燃料量，并且提高燃料穿透深度使燃料进入燃烧室芯流[1-3]。

2009年Pohlman M R[4]在Haubelt等[5]研究的基础上设计了5种不同宽度的锥形肋片，并对其进行了数值研究。同年，Aguilera C[6]对几何尺寸稍大的肋片后不同动压比气体燃料喷射进行冷流试验，得出不同动压比喷射下，肋片的穿透增强效益差别较大。2010年，Aguilera C[7]对肋片后不同动压比液体燃料喷射进行冷流试验，肋片能增强液体燃料破碎与蒸发；同年Takahashi H等[8]采用PLIF测量技术对肋片后喷射总压分别为2.4 atm与5.1 atm的氦气与氩气进行了试验研究，2种气体的穿透深度与掺混特性都得到了改善并且肋片降低了喷流后方台阶回流区中燃料的浓度梯度，提升了火焰稳定能力。各项研究中三角形截面肋片被采用得最多，但Rose S K[9]则采用了三棱柱肋片，Cler D L[10]采用了带前引导面的肋片，Hwang A J[11]采用了后缘面前倾的锥形肋片。不同构型肋片带来的混合特性、总压损失自然有所差别，因此有必要在统一的特征尺寸下研究不同构型肋片对掺混特性的影响。

前期已对带凹腔的超燃燃烧室中不同构型肋片进行了初步研究，得出了肋片前引导面与后缘面是影响肋片流场特性的重要原因，但由于凹腔的耦合影响，前引导面与后缘面对流场特性的具体影响规律尚不明晰，为进一步深入研究不同构型肋片流场特性差异，本文对10种不同构型的肋片进行了数值模拟。

1　算例设置与网格划分

如图1所示，超声速燃烧室为总长119 mm的矩形截面自由通道，进口截面为20 mm×32 mm。喷孔距离燃烧室入口35 mm，喷孔为边长a=1.24 mm的方孔(面积与直径d=1.4 mm的圆孔等效)。基础算例肋片[12]长L=7d，宽W=d，高H=4d，肋片与喷孔间距离Xp=2d。来流马赫数Ma=2，总压pt=850 kPa，静压p=108 kPa，总温Tt=300 K，气流成分的质量分数αO2=23.2%,αN2=76.8%。喷孔处乙烯喷射总压pt=2 MPa，静压p=1.4 MPa，总温Tt=300 K。

为深入研究不同构型肋片的流场特性，本文设置了22个算例：1个不带肋片与喷孔的算例，1个不带肋片带喷孔的算例，10个带肋片不带喷孔的算例，10个带肋片与喷孔的算例。根据肋片构型变化规律，将10个肋片分为不带前引导面和带前引导面两类。其中，Pylon A为不带前引导面肋片的基本构型，构型设计与尺寸参数参考文献[12]；与Pylon A相比，Pylon B后缘面前倾了30°，构型设计参考文献[11]；与Pylon A相比，Pylon C后缘面后倾了24°，构型设计参考文献[13]，设置Pylon B、Pylon C旨在研究后缘面不同倾斜角度对流场特性的影响；Pylon D[14]与Pylon E[9]除了对比研究不同后掠程度对流场特性影响外，也用于和Pylon A、Pylon B、Pylon C对比研究不同后缘面面积对流场特性的影响；Pylon F为带前引导面肋片的基本构型，构型设计参考文献[14]；Pylon G、Pylon H旨在与Pylon F对比研究不同前引导面对流场特性的影响，Pylon G构型设计参考文献[1]；Pylon I构型设计参考文献[15]的微型涡流发生器，Pylon J构型设计参考文献[16]。选取无肋片的No Pylon为基础模型，用以对比验证有无肋片时燃烧室性能的差别。不同肋片构型见图2。

用Fluent软件进行求解，选择肋片类喷注装置数值仿真[4，10]中用得较多的SSTκ-ω湍流模型，采用无滑移壁面。用ICEM对所有计算域进行结构化网格划分，在肋片与喷孔附近进行网格加密处理，第一层网格节点距离壁面1×10-6m，各模型网格数300万左右，图3为Pylon J算例局部网格。

(a)燃烧室结构(单位：mm)　　　(b)肋片结构

(a)不带前引导面的肋片

(b)带前引导面的肋片

图3　Pylon J算例局部网格与拓扑示意图

本文对Pylon A算例设置了100万(Coarse)、200万(Medium_1)、300万(Medium_2)、400万(Fine)等4种不同数量的网格以进行网格无关性验证。图4是不同网格数算例的可燃混合区Af数值曲线图(Af为当量比0.4≤Φ≤5.5的切面区域，Ai为喷孔面积，X为截面距离燃烧室入口的距离，d为与方形喷孔面积等效圆孔的直径)，从图中可看出300万、400万数量的网格效果相当。考虑模拟精度与计算成本限制，所有算例均采用300万左右数量的网格。

图4　网格无关性验证

2　结果和分析

2.1肋片对横向射流的影响

图5分别是No Pylon与Pylon A算例当量比0.4≤Φ≤5.5切片上的乙烯组分云图，云图大小表征可燃混合区Af的面积，云图外为当量比Φ=0.2的等值线，等值线包含范围表征流场混合区Ap(Ap为当量比Φ≥0.2的切面区域)的面积。

(a)No Pylon　　(b)Pylon A

由图5可见，喷孔前设置肋片后可燃混合区Af的形状变得狭长，相同位置的切片面积明显增大，燃烧室下壁面的乙烯组分明显减少。在X=50d截面上，Pylon A算例的切片中心几乎已不存在当量比Φ≥5.5的乙烯组分，但No Pylon算例还存在较多高浓度的乙烯组分，说明肋片加速了乙烯的扩散。肋片后方的流场混合区Ap沿程为双椭圆形组合向流道中扩展，No Pylon算例Ap沿程为圆形扩展。综上所述，与不带肋片的喷流相比，加入肋片后肋片能显著抬升乙烯组分，提高了喷流的穿透深度；肋片能使高浓度燃料迅速扩散，燃料与来流的掺混效果得到大大提升。这一点具有重大意义，即可燃混合区离壁面远了，不仅减小了火焰通过壁面边界层前传的危险，还使燃料聚集在主流道中燃烧，这将减小由于贴近壁面燃烧所带来的热负荷，其次燃料与空气的迅速掺混能有效缩短燃烧室长度。

图6是No Pylon算例与Pylon A算例喷孔附近X=30d、Z=0截面以及燃烧室下壁面上的压强云图与流线图。各截面上均设置了蓝色辅助线以对流场中的弓形激波进行定位(Line 1-5具体标注见图6(a)，之后不再赘述)。

在No Pylon算例中，来流直接与射流作用产生一道较强的弓形激波；在Pylon A算例中，来流在肋片后缘顶端形成一道较强激波，在紧贴射流前形成强度较弱的弓形激波。Z=0截面上，Pylon A后缘的激波在Line 1之上，No Pylon中的激波在Line 1之下，说明肋片使得来流与喷流之间的剪切层得到了明显抬升；在X=30d截面上，No Pylon中激波处于Line 3与Line 4之间，Pylon A中激波处于Line 4之上。由此可见，和不带肋片的情况相比，加入肋片后肋片后缘形成了范围更大的低压区。这一点也可以从Z=0截面上的压强云图直观看出。从射流流线可见，肋片后方流线上扬幅度明显更大。从X=30d截面上的流线可看出，不带肋片时截面上只形成了1对靠近燃烧室下壁面的流向涡，卷吸作用并不明显；Pylon A后形成了2对流向涡，其中1对远离下壁面深入主流具有较强的卷吸能力。以上从机理角度解释了肋片后方燃料组分得到明显抬升、燃料与空气掺混效果增强的原因。

(a)No Pylon　　(b)Pylon A

为定量分析有无肋片流场特性的差异，图7显示了No Pylon与Pylon A算例沿程可燃混合区面积变化曲线与总压损失曲线。Pylon A的Af面积在X=25d与X=50d之间得到了迅速的提升，在出口处比No Pylon的面积增加了10Ai左右；从总压损失系数ϖ曲线来看，加入肋片后总压损失略有降低，这可能是因为肋片减弱了喷流前弓形激波的强度。总体来看，较薄较尖的肋片能有效提高燃料穿透深度、增强掺混并且不会带来较大总压损失或者导致流场畸变。

(a)可燃混合区面积　(b)总压损失系数

2.2不带前引导面的肋片对横向射流的影响

为定性分析不带前引导面肋片的掺混特性，图8显示了Pylon B～E当量比0.4≤Φ≤5.5的切面上乙烯组分云图与Φ=0.2等值线。不同构型的肋片均能减少下壁面的燃料组分提高喷流的穿透深度，Pylon E、Pylon D分别在X=45d、X=50d切片中心开始不存在当量比φ≥5.5的乙烯组分，说明高浓度燃料扩散速度：Pylon E>Pylon D>Pylon B、Pylon C。从流场混合区Ap的形状来看，Pylon B～E越来越呈现出明显的“葫芦形”，由单个高浓度核心转为双高浓度核心向外扩散，这不仅能提高掺混效率更能充分利用流道面积提高燃料在燃烧室中分布的均匀性。

为分析造成图8中不同构型肋片Ap形状各异的原因，图9显示了Pylon B～E喷孔附近X=30d、Z=0截面以及燃烧室下壁面的压强云图与流线图。结合图6，从Z=0截面上显示的肋片后缘产生的弓形激波来看，Pylon A、Pylon B与Pylon C的激波底部作用于喷流，Pylon D与Pylon E激波底部在肋片后缘顶端，其中Pylon D激波上扬程度较其余肋片更为明显。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与Line 5之间。以上说明肋片所提供的低压区范围：Pylon E>Pylon D>Pylon A、Pylon B、Pylon C，这也解释了Pylon D“葫芦形”靠近下壁面较宽的原因：低压区越大，燃料组分扩散得越早，靠近壁面的乙烯组分就越多。X=30d截面上，不同肋片后方均形成了2个流向涡，其中以Pylon E最为显著，这解释了Pylon E以双高浓度核心向外扩散效果最显著的原因。X=30d截面上，Pylon D、Pylon E流向涡涡核更大且更为靠近Line 3，说明Pylon D、Pylon E后方流向涡卷吸能力更强，抬升作用更好。从来流流线图可以看出，肋片对流过其侧面的流体并没有显著的抬升作用，只有当来流遇到横向喷流时流线才开始上扬。

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

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

图10是不带前引导面各型支小板沿程混合效率ηm、流场混合区面积Ap、可燃混合区面积Af和羽流质量中心高度hz[17]曲线，其中No Pylon曲线作为参考曲线。所有肋片的掺混特性都优于不带肋片的算例，Pylon D、Pylon E比其余肋片性能更为突出。这和以上定性、机理分析得出结论一致。其中除羽流质量中心高度外，Pylon E均比Pylon D性能更为优越，这是因为Pylon E凭借更大的后缘面积提供了更大范围的低压区，降低了高速来流对射流扩散空间的挤压，使得Pylon E具有更强的掺混特性。但也正是因为如此，喷流在不需要远离下壁面的区域已经开始扩散，显著的“葫芦形”分布降低了羽流质量中心高度，这和从图9分析出的结论一致。后缘面前倾的Pylon B混合效率ηm、Ap、Af均比Pylon A与Pylon C略好，但是羽流质量中心高度比Pylon A稍差，后缘面后倾的Pylon C与Pylon A相比掺混特性没有明显改善，羽流质量中心高度却有所下降。由于Pylon E后缘面积是Pylon A、Pylon B、Pylon C后缘面在X方向投影面积的2倍，所以能为肋片后缘提供更大的低压区，所以具有更好的掺混特性，而Pylon D后缘面面积仅次于Pylon E因此掺混特性适中。

(a)混合效率　(b)流场混合区面积　(c)可燃混合区面积　　(d)羽流质量中心高度

2.3带前引导面的肋片对横向射流的影响

图11显示了带前引导面的肋片当量比0.4≤Φ≤5.5的切面上乙烯组分云图与Φ=0.2等值线。带引导面的肋片均在X=45d截面切片中心开始不存在当量比Φ≥5.5的乙烯组分，Pylon I在X=40d截面上切片上半部分也已经不存在当量比Φ≥5.5的乙烯组分。结合图8，可发现带前引导面的肋片比不带前引导面的肋片能促进燃料更快地扩散。从Ap形状来看，Pylon I流道下壁面附着较多乙烯组分，与之相比Pylon H下壁面附着乙烯组分较少。Pylon F与Pylon J、Pylon G与Pylon H乙烯组分切片形状差别不大。

图12是带前引导面的肋片算例X=30d、Z=0截面以及燃烧室下壁面上的压强云图与流线图。在Z=0截面上，来流在肋片前端与后缘顶端各产生了一道激波，与不带前引导面的肋片相比，这必然会引入更大的总压损失。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，激波的位置与低压区范围密切相关，这说明Pylon F、Pylon J后缘具有更大范围的低压区。同时从X=30d截面上的流线图可发现，Pylon H、Pylon I具有2对流向涡，其余肋片后方只有1对流向涡并且涡核较大，这解释了图11中Pylon H、Pylon I后方Ap形状呈明显“葫芦形”以及流道下壁面分布有较多乙烯组分的原因。Pylon F、Pylon H、Pylon I、Pylon J侧面的流线均有所上扬，说明肋片前引导面对流过其侧面的来流均有抬升，这一点与不带前引导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

图13是带前引导面各型肋片沿程混合效率ηm、流场混合区面积Ap、可燃混合区面积Af和羽流质量中心高度hz曲线，其中No Pylon曲线作为参考曲线。所有带肋片算例掺混特性都优于不带肋片的算例，Pylon F与Pylon I的混合效率、流场混合区面积、可燃混合区面积均比其他肋片更好。Pylon I构型与传统涡流发生器类似，因此具有比较好的流向涡增强性能。从羽流质量中心高度来看，Pylon I数值并不理想：一是2对流向涡的作用降低了流场的纵向卷吸能力；其次是Pylon I不存在后缘面，后方射流处于更为狭窄的低压区中。Pylon F、Pylon J能取得较好的掺混性能，其中Pylon J是Pylon F的改进构型，目的是通过后掠前引导面实现掺混效率与总压损失的折中。Pylon G前引导面面积为Pylon F的一半，因此无论混合效率还是穿透深度均比后者差。这说明前引导面对流场影响大。与Pylon H相比Pylon I不存在后缘面，因此后者穿透深度较差。综上所述，前引导面、后缘面分别通过影响激波位置与低压区范围对混合效率，穿透深度具有重大影响，但二者之间相互耦合作用明显。

(a)混合效率　(b)流场混合区面积　(c)可燃混合区面积　(d)羽流质量中心高度

2.4不同肋片构型对横向射流的影响

为进一步分析不同肋片构型对射流作用的影响，图14显示了Pylon A、Pylon D、Pylon F、Pylon I在X=30d、X=40d、X=50d截面上的涡量云图与流线图。在X=30d截面上，Pylon I有2对流向涡，其余肋片却只有1对流向涡；Pylon F具有较大范围的高涡量区，且涡核明显较其余肋片大，说明Pylon I、Pylon F掺混特性较强。所有肋片X=40d截面上均有2对流向涡，但在X=50d截面上，Pylon F却发展成1对流向涡，说明Pylon F后方湍流效应发展较快，其余肋片均在靠近壁面处还有1对额外的流向涡，这对流向涡促使燃料组分空间分布更为均匀的同时，也在流向上产生了局部回流，局部回流降低了全流场回流的程度，因此燃料混合区分布呈现明显的“葫芦形”，靠近流道下壁面的燃料组分增多，羽流质量中心高度相对下降。以上说明近场掺混效果的改善往往可能导致穿透深度的牺牲。

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

为定量说明不同肋片对总压损失的影响，将总压损失进行数值上的分离研究。以Pylon A为例，首先假设在不同算例中壁面与肋片产生的总压损失值恒定，分别记为PWall、Ppylon_A(引入肋片产生耦合效应所增加的总压损失计入Ppylon_A)；记有肋片有喷射算例总压损失为PA_1，在该算例中喷流产生的总压损失为Pjet_1；记有肋片无喷流算例总压损失为PA_0，其值只由壁面与肋片产生；记无肋片有喷流算例总压损失为Po，在该算例中喷流产生的总压损失为Pjet_0；记无肋片无喷流算例总压损失为PWall；由于肋片能降低后方射流产生的总压损失，因此记Pjet_dec为肋片降低射流的那部分总压损失，同时记Pinc-dec为肋片引入的总压损失与降低射流的那部分总压损失之差，即肋片对降低总压损失所做的综合贡献。各参数之间的关系如下：

式中各变量值均可通过仿真计算得出，其余构型肋片以此同理。

表1是不同构型肋片前引导面与后缘面面积对比。图15是不同总压损失对应的总压损失系数对比(ϖWall=6.54%，ϖjet_0=3.17%)。图16显示了不同算例出口混合特性与穿透深度参数柱状图。结合表1可发现，总体而言，不带前引导面的肋片产生的总压损失系数ϖPylon_X不到1%，带前引导面的肋片产生的总压损失系数ϖPylon_X不到2%，相对于射流与壁面产生的总压损失系数而言ϖPylon_X较小；与不带前引导面肋片相比，带前引导面肋片产生的总压损失系数ϖPylon_X更大；从整体趋势上看，后缘面面积越大，肋片降低射流所产生的的总压损失系数ϖjet_dec越大；从图15(d)可发现，引入肋片后仅Pylon A，Pylon D降低了总压损失。

表1　不同构型肋片前引导面、后缘面面积对比

图15　不同算例总压损失系数

图16　不同算例混合特性对比

结合图16，从有无引导面分析，所有带前引导面的肋片混合效率ηm、喷流距离Xfmd、流场混合区高度hp[4]、流场混合区大小Ap、可燃混合区大小Af均比不带前引导面的肋片大，但同时也导致了更大的总压损失。值得注意的是Pylon D在所有肋片中总压损失最低，并且羽流质量中心高度hz大于带前引导面的Pylon I。将Pylon D与被研究得最多的Pylon A相比，前者的各项性能均更为有优势。此外，Pylon A顶部更薄更尖，在超燃燃烧室中更容易被烧蚀，因此在以后的研究中有必要用Pylon D取代Pylon A。Pylon F的各项混合性能最为卓越，但总压损失也最大，鉴于此设计的Pylon J将前引导面做了倾斜处理，通过牺牲部分混合特性降低了总压损失，但效果并不明显，对前引导面倾斜处理的程度有待进一步研究。所有肋片中最为特别的是Pylon I，虽然不存在后缘面但混合效率优于所有不带前引导面的支板，说明前引导面对掺混特性的影响效果大于后缘面对掺混特性的影响效果，Pylon I继承了涡流发生器特殊的流场结构，具有较好的流场特性。综合来看，Pylon D、Pylon I、Pylon J 3种构型的肋片最具研究意义，有必要针对3种构型进行特征几何尺寸优化研究。

3　结论

(1)与传统横向射流相比，肋片后低动压喷射能通过产生范围更大的低压区与更强的流向涡有效抬升燃料组分，提高掺混效率，肋片后低动压喷射的总压损失主要由壁面与后方射流产生，Pylon A、Pylon D算例的总压损失均比无肋片的算例小。

(2)肋片后缘面越大能提供的低压区越大，但低压区过大燃料组分扩散过早羽流质量中心高度未必越大。无论后缘面前倾或后倾流场特性改善较小。

(3)前引导面对掺混特性的影响效果大于后缘面对掺混特性的影响效果，Pylon D、Pylon I、Pylon J 3种构型的肋片最具进一步研究意义。

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(编辑：吕耀辉)

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。

航空科学基金(20130196004)。

王应洋(1990—)，男，硕士生，研究方向航空宇航推进理论与工程。E-mail：june_moon@qq.com

V430

A

1006-2793(2016)01-0028-08

10.7673/j.issn.1006-2793.2016.01.005