超燃燃烧室悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构研究

吴达，黄桂彬，陈锋莉，张涵

(空军工程大学 防空反导学院，西安 710051)

超燃燃烧室悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构研究

吴达，黄桂彬，陈锋莉，张涵

(空军工程大学 防空反导学院，西安 710051)

超燃燃烧室中燃料的掺混强化问题备受关注，为了优化悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构在超燃燃烧室中的流场特性，运用数值模拟方法对悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构的冷、热流场进行研究，对比分析有无凹腔结构、悬臂斜坡喷注器/凹腔不同位置组合对流场特性的影响。结果表明：随着组合位置距离的增大，凹腔的稳定燃烧作用变强，但不同的组合位置会带来燃烧室不同的燃料掺混效果和燃烧特性；综合考虑，组合距离h=30 mm虽然总压损失较大，但却拥有更强的燃料掺混效果和更大的燃烧效率收益，流场特性最优。

超燃燃烧室；悬臂斜坡喷注器；凹腔；流场特性

0 引 言

在超燃燃烧室中，为了使高速气流和燃料充分燃烧，需要采取强化掺混的措施[1-4]，常见的强化掺混的措施主要包括：脉冲射流、等离子体控制、支板、斜坡、凹槽等[5-7]。

悬臂斜坡喷注器是一种掺混增强装置，它通过减小激波溢流、利用物理斜坡流向涡增强的特点，可有效增强射流的掺混效率和穿透深度。目前，对于悬臂斜坡喷注器已开展了广泛研究，例如，D.C.Alexander等[8-9]针对悬臂斜坡喷注器在进气道内的位置进行了详细研究；T.Arai等[10]通过实验方法，在来流马赫数分别为1.8和2.4的条件下，对比了类似悬臂斜坡的喷注器和传统斜坡喷注器产生的流向涡，证明前者明显优于后者。

凹腔结构通过产生回流区，在回流区中产生高温区，从而起到维持稳定燃烧的作用。通常将凹腔结构与其他掺混增强装置组合使用，以达到将凹腔的火焰稳定能力和掺混增强装置提升燃料掺混效果的作用相结合的目的。A.Ben-Yakar等[11]研究了壁面喷注方式与凹腔组合对燃料掺混效果的影响，发现组合结构能够有效提高流场的掺混效果；张新宇等[12]通过试验，研究了支板/凹腔一体化超燃冲压发动机模型的燃烧特性。

但目前国内将斜坡掺混增强装置与凹腔组合的研究仍鲜有报道，能查到的资料中，仅有D.R.Eklund等[13]针对气动斜坡与凹腔的组合结构展开了研究。因此，展开悬臂斜坡喷注器与凹腔组合结构对流场掺混特性影响的研究十分必要。本文运用数值模拟方法，通过对冷、热流场的分析，针对悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构的三种不同位置对超燃燃烧室流场的影响进行研究。

1 模型与算例

1.1 模型建立

为了定量分析悬臂斜坡喷注器/凹腔结构不同位置组合对超燃燃烧室流场的影响，设置凹腔长深比L/D=3.5，凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h分别为0、30和60 mm三个算例。h=30 mm时超燃燃烧室的基本构型如图1所示。

从图1可以看出：燃烧室的高度为25.4 mm，宽度为30.0 mm，长度为380.0 mm；悬臂斜坡喷注器尾部距离入口60.0 mm；超燃燃烧室凹腔深度D=10.0 mm，凹腔长度L=35.0 mm，凹腔后缘角保持45°不变；在距离悬臂斜坡喷注器尾部190.0 mm处存在角度为3°的倾斜下壁面。

为了方便建模与计算，悬臂斜坡喷注器喷孔形状均设置为正方形，悬臂斜坡喷注器的具体构型参数详见文献[5]。来流马赫数Ma=2，总压Pt=850 kPa，静压P=108 kPa，总温Tt=1 800 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=20 000 kPa，静压P=1 400 kPa，总温Tt=300 K。

采用可压缩N-S守恒方程，其湍流流动和燃烧控制方程为

(1)

式(1)中参数的具体意义详见文献[3]。

算例采用k-ωSST湍流模型，燃烧模型采用单步有限速率/涡耗散模型。采用结构化网格划分，并在悬臂斜坡喷注器、喷孔以及凹腔壁面附近进行网格加密处理，各模型的网格数为300万左右。凹腔长深比L/D=3.5，凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h=30 mm的超燃燃烧室网格示意图如图2所示。

1.2 算例设置

设置凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h分别为0、30和60 mm的三个算例和一个无凹腔结构的算例，以研究悬臂斜坡喷注器/凹腔结构不同位置组合对超燃燃烧室流场的影响。各个算例的构型如图3所示。

(a) 无凹腔结构悬臂斜坡喷注器

(b) 悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构，h=0时

(c) 悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构，h=30 mm时

(d) 悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构，h=60 mm时

图3 各算例构型图

Fig.3 Configuration of all cases

1.3 算例验证

为了验证k-ωSST湍流模型对本文物理模型数值模拟的准确性，对悬壁斜坡喷注器和凹腔分别进行算例验证。

首先，对J.M.Donohue等[14]的实验进行悬壁斜坡喷注器的算例验证。燃烧室的几何结构参见文献[14]，来流马赫数Ma=2，总压P0=262 kPa，静压P1=33.5 kPa，总温T0=300 K；喷孔处氢气喷射总压P0jet=248 kPa，喷射静压P1jet=50.24 kPa，喷射总温T0jet=300 K。悬壁斜坡喷注器算例验证结果如图4所示。

从图4(a)可以看出：数值模拟与实验所得的温度梯度基本一致；从图4(b)可以看出：数值模拟与实验的压力分布曲线吻合较好。表明所采用的k-ωSST湍流模型能够有效模拟悬壁斜坡喷注器在超燃燃烧室中的流场特性。

然后，对美国帕特森空军基地(Air Force Research Laboratory)的实验模型进行二维凹腔的算例验证。燃烧室及凹腔的具体尺寸详见文献[15]。网格为结构网格，对凹腔附近以及壁面进行网格加密，网格数约为30万。来流马赫数Ma=3，总压Pt=0.69 MPa，总温Tt=300 K。凹腔内部流线图如图5所示。凹腔附近的压力等值线图如图6所示。本文计算所得马赫数云图及实验纹理图如图7所示。

注：1 in=0.025 4 m。

从图5～图7可以看出：对于凹腔内部两个漩涡的大小和位置以及凹腔附近出现的三道激波系，本文计算所得结果与文献[15]实验所得结果均十分吻合。

凹腔前、后及底部的壁面静压分布如图8所示，可以看出：凹腔前壁面和其底部前半段的壁面静压分布基本没有变化，从底部中间位置开始出现静压下降，源于凹腔内部较大漩涡导致的耗散作用；在凹腔底部靠近后壁面位置静压上升，源于后壁面对流场的挤压作用；凹腔后壁面的静压先下降后上升，是由后壁面附近的激波系造成的。

本文计算结果与文献结果相互吻合，表明所采用的k-ωSST湍流模型能够准确模拟凹腔的流场细节。

凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h=60 mm时，对悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构(如图3(d)所示)分别设置100万、200万、300万和400万四种不同网格数量的算例，进行网格无关性验证。不同网格数量下的可燃混合区数值曲线如图9所示。

从图9可以看出：300万网格数量下的曲线和400万网格数量下的曲线相差甚微，表明网格数量为300万时已能够满足精度要求，为了节约计算成本，本文算例采用的网格数量约为300万。

2 结果分析

2.1 有无凹腔结构对流场特性的影响

组合结构选择凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h=30 mm，凹腔长深比L/D=3.5，其余参数均保持不变。

冷流状态下，对称面上，无凹腔结构的悬臂斜坡喷注器和悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构对超燃燃烧室温度分布云图如图10所示，可以看出：悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构在凹腔内部存在很大范围的高温区，该高温区不仅可以有效促进燃料的掺混、有利于燃料的点火，还能够在燃烧时达到稳定火焰的效果，表明悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构拥有更好的流场特性。

2.2 悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构不同位置组合对流场特性的影响

2.2.1 无反应流场结果分析

凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h分别为0、30和60 mm时，冷流状态下，对称面凹腔附近温度分布云图如图11所示。

从图11可以看出：悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构在三个不同位置处，凹腔内均产生了高温区，即不同位置的组合结构均能通过回流产生高温区，表明三种位置均能达到稳定火焰的效果；h=0时，悬臂斜坡喷注器底部产生了比其他两种位置更大的高温区，原因是该位置组合凹腔底部与悬臂斜坡喷注器距离太近，两者结合形成了更大的类似凹腔结构，高温区范围相对于其他两种位置增加了悬臂斜坡喷注器底部部分；但该位置的高温区大部分集中于靠近喷孔位置或者喷孔前端，此时燃料与来流的掺混不充分甚至尚未掺混，由此可以推测，在h=0位置处，组合结构增强点火并保持火焰稳定的能力不如其他两种位置。

凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h分别为0、30和60 mm时，冷流状态下，对称面凹腔附近压强分布云图如图12所示。

从图12可以看出：悬臂斜坡喷注器前沿产生的弓形激波经壁面折射在超燃燃烧室内形成激波串a，该激波串为悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构在超燃燃烧室内激波系的主要来源，激波串a与位于凹腔后缘的激波串b汇聚于流场内形成复杂的激波系，并随着流道内的流向涡和展向涡的发展逐渐耗散；燃烧室中的激波虽然会引起总压损失、来流速度减小，但也能起到增压的作用，通过一系列激波系的发展，使得燃烧室内来流增压、升温，促进燃烧；当h=30 mm时，凹腔前缘产生激波c，而h=0时，凹腔前缘位于悬臂斜坡喷注器下方，h=60 mm时，又距离喷注器较远，故h=0和h=60 mm两种位置组合的激波c的强度均弱于h=30 mm算例；而且h=0时，凹腔后缘的激波b强度最大，因此凹腔后的流场内激波系的强度最大，使得h=30 mm算例的高压区范围最广。

凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h分别为0、30和60 mm时，冷流状态下，对称面凹腔附近湍动能强度分布云图如图13所示。

从图13可以看出：h=30 mm时，高湍动能区的面积相较于h=0和h=60 mm两个位置明显较大，原因是h=30 mm时，凹腔附近的激波b和激波c的强度明显大于另两个算例，使得其回流区的范围和强度也较大，进而增大了高湍动能范围。高湍动能区域越大，对来流的扰动越强，可起到增强掺混的作用。

凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h分别为0、30和60 mm时，对称面凹腔位置的展向局部流线图如图14所示。

从图14可以看出：随着距离的增大，凹腔内部逐渐形成展向涡且展向涡强度逐渐增大、涡核高度逐渐靠近凹腔底部壁面，凹腔对来流的卷吸作用逐渐增强；h=0时，由于凹腔太靠近喷孔，使凹腔内部无法有效形成成熟的展向涡，故此时凹腔的卷吸作用最弱。凹腔内漩涡对来流的卷吸作用越强，越有利于火焰的稳定。

凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h分别为0、30和60 mm时，燃烧室内喷孔及凹腔附近(z=0，x分别为45、65、85、105、125和135 mm截面)乙烯组分云图如图15所示。

从图15可以看出：h=0时，在x=105、x=125和x=135 mm处，乙烯羽流高度明显高于其他两个位置，表明h=0时，由于凹腔内未形成展向涡，使得其卷吸能力最弱，致使该算例的射流穿透深度、射流高度明显高于其他两种组合位置，同时，该算例也无法有效利用凹腔卷吸主流的作用而达到稳定火焰的目的；h=30 mm时，在x=125和x=135 mm处，乙烯羽流高度略微高于h=60 mm算例，即其射流穿透深度优于后者，与上述分析一致。

为了定量分析冷流条件下悬臂斜坡喷注器/凹腔结构不同位置组合燃料的掺混效率，分析燃烧室x沿程可燃混合区的面积，如图16所示，可以看出：h=0时，由于凹腔的卷吸能力最弱，在x=200 mm之前可燃混合区面积明显占优，但在x=200 mm之后可燃混合区的面积却小于h=30 mm算例，这是由于后者的燃烧室内高湍动能区面积明显大于其他算例，与上述分析一致；而h=60 mm时，由于凹腔的卷吸能力太强，燃料的掺混能力相对最弱。

综上所述，随着组合位置距离的增大，凹腔的稳定燃烧作用变强，但h=30 mm算例在燃料掺混方面优于另两个算例。

2.2.2 燃烧流场结果分析

凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h分别为0、30和60 mm时，燃烧状态下对称面温度分布云图如图17所示。

从图17可以看出：由于燃烧室内来流总温较高，在悬臂斜坡喷注器喷孔后方的边缘部位就能形成燃烧，但射流中心部位由于乙烯浓度过高而不能形成燃烧，且射流燃料温度很低，在喷孔后方形成一段低温区；h=30 mm时，喷孔后方的低温区最短，表明该位置的燃料掺混效果最佳，此外，该位置处凹腔后方燃烧室内的温度和高温区分布面积也明显大于另外两个算例，表明h=30 mm位置，燃烧室内燃料燃烧更充分，火焰扩散效果也更好。综上所述，h=30 mm时，凹腔结构的燃烧效率更高、促进掺混和扩散能力均优于另外两个算例。

凹腔前壁面与悬臂斜坡喷注器尾部的距离h分别为0、30和60 mm时，燃烧状态下燃烧室内(z=0，x分别为45、65、85、105、125、135、200、280和340 mm截面)二氧化碳组分云图如图18所示。

从图18可以看出：h=30 mm时，x在135～200 mm和280～340 mm区域内，在高度扩展方面明显优于其他构型，甚至在x为280～340 mm区域内，二氧化碳分布至整个对称面，且对称面上高二氧化碳浓度区域面积也大于其他算例。表明h=30 mm组合位置能更好地促进组分扩散，使燃烧室内的燃烧更加充分。

为了定量分析燃烧室内燃烧流场的特性，对比分析各算例燃烧室的燃烧效率ηr和总压损失，如图19所示。

从图19(a)可以看出：三种不同位置的悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构的燃烧效率大小可表示为h=30 mm>h=0>h=60 mm，且h=30 mm时，其燃烧效率优势显著，原因是该组合位置的燃烧室流场利用凹腔的稳定火焰效果以及增强掺混能力最优，燃烧最充分，这也与上文的定量分析一致。从图19(b)可以看出：h=30 mm位置的总压损失总体最大，其次为h=0位置，h=60 mm位置的总压损失最小，但是，h=30 mm位置仅仅以大于h=60 mm位置25%的总压损失换来了近一倍的燃烧效率收益，仍可认为h=30 mm位置燃烧流场的流场特性最优。综上所述，不同位置组合带来了燃烧室不同的燃料掺混效果和燃烧特性，h=30 mm位置虽然总压损失较大，但却拥有更大的燃烧效率收益，因此可认为该位置燃烧流场特性最优。

3 结 论

(1) 通过对比有无凹腔对悬臂斜坡喷注器流场的影响，发现悬臂斜坡喷注器/凹腔组合结构拥有更好的流场特性。

(2) 随着组合位置距离的增大，凹腔的稳定燃烧作用变强。但不同的位置组合带来了燃烧室不同的燃料掺混效果和燃烧特性，h=30 mm位置虽然总压损失较大，但却拥有更强的燃料掺混效果和更大的燃烧效率收益，因此可认为该位置燃烧流场特性最优。

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(编辑：马文静)

Study on Cantilever Ramp Injector/Cavity Combination in a Supersonic Combustion

Wu Da, Huang Guibin, Chen Fengli, Zhang Han

(College of Air and Missile Defense, Air Force Engineering University, Xi’an 710051, China)

The numerical simulation is carried out to investigate the cold flow and hot flow characteristics for structure composed of cantilever ramp injector and cavity in the supersonic combustion. The structure without cavity and different positions of cantilever ramp injector/cavity combination is comparatively analyzed. Results indicate that the bigger distance between injector and cavity, the more stable for burning. However, the different positions of injector and cavity will lead to different mixing and combustion characteristics; In summary, when distance (h) is 30 mm, the total pressure loss is big but the mixing efficient and burning efficient is better, so the flow characteristic is optimal.

supersonic combustion; cantilever ramp injector; cavity; flow characteristics

2017-01-17；

2017-03-11

黄桂彬,393112519@qq.com

1674-8190(2017)02-226-10

V235.11

A

10.16615/j.cnki.1674-8190.2017.02.016

吴 达(1976-)，男，硕士，副教授。主要研究方向：飞行器论证、设计及其作战使用。

黄桂彬(1992-)，男，硕士研究生。主要研究方向：飞行器设计与论证。

陈锋莉(1974-)，女，硕士，讲师。主要研究方向：飞行器论证、设计及其作战使用。

张 涵(1992-)，男，硕士，助理工程师。主要研究方向：飞行器设计与论证。