CN111859691B - 一种基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明提供一种基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法，属于燃料喷注技术领域，包括以下步骤：建立六段等高流道串联而成的超燃燃烧室结构模型，进行算例网格划分；设置燃气发生器与激波诱导两种点火方式的化学反应算例；根据小肋片和气动斜坡结构建立若干组全构型算例，全构型算例由结构组合方式、喷孔排列方式和气动斜坡喷射角度组合而成；将若干组全构型算例置于超燃燃烧室结构模型中的第二段中进行冷流场的数值模拟和热流场的数值模拟，获得各个全构型算例的燃烧效率。该方法将锥形肋片与气动斜坡进行结构组合，通过冷、热流场进行数值模拟，获取最佳燃烧效率的小肋片和气动斜坡结构组合方式。

Description

一种基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法

技术领域

本发明涉及燃料喷注技术领域，具体涉及基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法。

背景技术

小肋片后低动压喷射最初是为解决在最大限度前移上游喷孔的条件下防止隔离道中的火焰前传而设计，后来也被应用到超燃燃烧室的燃料喷注孔前方。研究者通过设置小肋片不同几何参数、不同喷射动压比进行过大量冷流实验。与传统的横向喷流相比，小肋片后燃料横向喷注技术具有很多优点：当小肋片高度与喷孔直径比值较大时，其后方射流的穿透深度能得到很大提高，掺混效果也能得到显著改善。小肋片后低动压喷射是较具前景的被动式掺混增强装置，但由于目前数值模拟难于突破化学反应动力学的瓶颈，鲜见关于小肋片的热流场试验与数值仿真的报导。

在高飞行马赫数条件下，小肋片与气动斜坡等对流场干扰较小的掺混技术将有较大应用优势。小肋片对燃料组分的有效抬升能弥补气动斜坡穿透深度不理想的缺点，气动斜坡较好的近场掺混特性能弥补小肋片对后方射流展向扩散的削弱作用。但同时存在单个或多个小肋片与气动斜坡组合的超声速流场涉及复杂的耦合作用，许多机理性的问题尚待研究，所查阅国内外文献中还未发现对此组合的报导。因此，本申请将小肋片与气动斜坡进行结构组合数值分析，旨在设计出一种有效增强掺混、提高燃烧效率的燃料喷注方案。

因此，本发明提出一种基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法。

发明内容

为解决上述问题，本发明将锥形肋片与气动斜坡进行结构组合，通过冷、热流场进行数值模拟，获取最佳燃烧效率的小肋片和气动斜坡结构组合方式。

为实现上述目的，本发明提供了如下的技术方案。

一种基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法，包括以下步骤：

步骤一：建立六段等高流道串联而成的超燃燃烧室结构模型，将所述超燃燃烧室结构模型进行算例网格划分；

步骤二：定义相关参数，包括当量比、混合效率、最大浓度衰减曲线、总压损失系数、燃烧效率、推力和比冲量；设置燃气发生器与激波诱导两种点火方式的化学反应算例；

步骤三：根据小肋片和气动斜坡结构建立若干组全构型算例，所述全构型算例由结构组合方式、喷孔排列方式和气动斜坡喷射角度组合而成；

步骤四：将若干组所述全构型算例置于所述超燃燃烧室结构模型中的第二段中进行冷流场的数值模拟，获得不带燃气发生器算例冷流场特性和带燃气发生器算例冷流场特性，获得各个所述全构型算例的掺混效果；

步骤五：将冷流差异较为明显的所述全构型算例进行热流场的数值模拟，获得不带燃气发生器的热流场特性和带燃气发生器的热流场特性；获得各个所述全构型算例的燃烧效率；

步骤六：对比若干组所述全构型算例的掺混效果和燃烧效率，获得较佳的小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注方法。

优选地，所述相关参数包括：

所述当量比：定义当量比Φ为：

式中，F/A为燃料与空气质量流率之比，定义流场混合区Ap为当量比Φ≥0.2的区域，可燃混合区Af为当量比0.4≤Φ≤5.5的区域；

所述混合效率：为定量分析不同喷孔形状的混合效率，定义燃料混合效率η_m：

式中，α是燃料质量分数，α_react是刚好能够发生化学反应时所对应的燃油质量分数，α_stoich是达到化学恰当比Φ＝1时燃料质量分数，对于乙烯α_stoich＝0.0635；

所述最大浓度衰减曲线：截面最大浓度值α_max随无量纲化的流向距离变化的曲线，反映燃料最大浓度值的下降速率与燃料掺混的快慢；

所述总压损失系数：不同喷射方式的总压损失大小可以由总压损失系数来衡量，定义总压损失系数

为：

式中，

是入口压强的质量加权平均，

为出口压强的质量加权平均；

所述燃烧效率：

式中，

是乙烯喷注流量，

是乙烯质量分数；

所述推力和比冲量：定义推力为相对于入口截面动力的增加：ΔF_x＝F_x-F_x,in；比冲量定义为：

对于x轴上任意界面：F_x＝∫(p+ρu²)dA；

式中，g₀为重力加速度。

优选地，所述掺混效果是在冷流场分析中通过对不同截面上的乙烯组分云图以及流线图中乙烯组分扩展程度进行评价。

优选地，所述燃烧效率是在热流场分析中综合不同截面上的乙烯组分云图中的乙烯组分浓度情况和分散情况，以及二氧化碳组分云图中的浓度值区域大小以及分布情况进行评价。

优选地，所述结构组合方式包括传统气动斜坡、或传统气动斜坡和小肋片、或传统气动斜坡和燃气发生器、或传统气动斜坡、小肋片和燃气发生器组成；所述喷孔排列方式包括四孔双排并列排列或四孔展向排列；所述气动斜坡喷孔角度包括传常规喷孔角度或垂直喷射角度；

所述全构型算例中不带燃气发生器的算例为激波诱导点火的算例。

本发明有益效果：

本发明提出了基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法，该方法将小肋片与气动斜坡进行结构组合数值分析，设计出一种有效增强掺混、提高燃烧效率的燃料喷注方案，避免直连式的试验所需巨大的时间成本和经济成本。

以下结合附图及实施例对本发明作进一步的说明。

附图说明

图1为根据本发明实施例的流程图；

图2为根据本发明实施例的超燃燃烧室模型图；

图3为根据本发明实施例的气动斜坡/燃气发生器组合喷射装置结构图；

图4为根据本发明实施例的小肋片结构图；

图5为根据本发明实施例的小肋片/气动斜坡不同结构组合方式截面乙烯组分云图与流线图；

图6为根据本发明实施例的小肋片/气动斜坡/燃气发生器不同结构组合方式截面乙烯组分云图与流线图；

图7为根据本发明实施例的Case1的二氧化碳组分云图与射流流线图；

图8为根据本发明实施例的Case6的二氧化碳组分云图与射流流线图；

图9为根据本发明实施例的Case 1+与Case 6+空间乙烯组分云图；

图10为根据本发明实施例的Case 1+与Case 6+下壁面CO2组分云图；

图11为根据本发明实施例的Case 1、Case 6、Case 1+与Case 6+热流场的燃烧效率；

图12为根据本发明实施例的Case 1、Case 6、Case 1+与Case 6+热流场的总压损失曲线。

具体实施方式

为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本发明进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。

实施例

一种基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法，如图1所示，包括以下步骤：

步骤一：建立六段等高流道串联而成的超燃燃烧室结构模型，如图2所示，将超燃燃烧室结构模型进行算例网格划分；所有计算域采用结构化网格划分。第一层网格节点距离壁面0.5×10^-6m，网格总数600万左右；

步骤二：定义相关参数，包括当量比、混合效率、最大浓度衰减曲线、总压损失系数、燃烧效率、推力和比冲量；设置燃气发生器与激波诱导两种点火方式的化学反应算例；

步骤三：根据小肋片和气动斜坡结构建立若干组全构型算例，全构型算例由结构组合方式、喷孔排列方式和气动斜坡喷射角度组合而成；

结构组合方式包括传统气动斜坡、或传统气动斜坡和小肋片、或传统气动斜坡和燃气发生器、或传统气动斜坡、小肋片和燃气发生器组成；喷孔排列方式包括四孔双排并列排列或四孔展向排列；气动斜坡喷孔角度包括传常规喷孔角度或垂直喷射角度；气动斜坡/燃气发生器结构图如图3所示；小肋片结构如图4所示；

全构型算例中不带燃气发生器的算例为激波诱导点火的算例；

步骤四：将若干组全构型算例置于超燃燃烧室结构模型中的第二段中进行冷流场的数值模拟，获得不带燃气发生器算例冷流场特性和带燃气发生器算例冷流场特性，获得各个全构型算例的掺混效果；

步骤五：将冷流差异较为明显的全构型算例进行热流场的数值模拟，获得不带燃气发生器的热流场特性和带燃气发生器的热流场特性；获得各个全构型算例的燃烧效率；

步骤六：对比若干组全构型算例的掺混效果和燃烧效率，获得较佳的小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注方法。

优选的，相关参数包括：

当量比：定义当量比Φ为：

式中，F/A为燃料与空气质量流率之比，定义流场混合区Ap为当量比Φ≥0.2的区域，可燃混合区Af为当量比0.4≤Φ≤5.5的区域；

混合效率：为定量分析不同喷孔形状的混合效率，定义燃料混合效率η_m：

式中，α是燃料质量分数，α_react是刚好能够发生化学反应时所对应的燃油质量分数，α_stoich是达到化学恰当比时(Φ＝1)燃料质量分数，对于乙烯α_stoich＝0.0635；

最大浓度衰减曲线：截面最大浓度值α_max随无量纲化的流向距离变化的曲线，反映燃料最大浓度值的下降速率与燃料掺混的快慢；

总压损失系数：不同喷射方式的总压损失大小可以由总压损失系数来衡量，定义总压损失系数

为：

式中，

是入口压强的质量加权平均，

为出口压强的质量加权平均；

燃烧效率：

式中，

是乙烯喷注流量，

是乙烯质量分数；

推力和比冲量：定义推力为相对于入口截面动力的增加：ΔF_x＝F_x-F_x,in；比冲量定义为：

对于x轴上任意界面：F_x＝∫(p+ρu²)dA；

式中，g₀为重力加速度。

较佳的，掺混效果是在冷流场分析中通过对不同截面上的乙烯组分云图以及流线图中乙烯组分扩展程度进行评价。

进一步的，燃烧效率是在热流场分析中综合不同截面上的乙烯组分云图中的乙烯组分浓度情况和分散情况，以及二氧化碳组分云图中的浓度值区域大小以及分布情况进行评价。

表1为算例的设置方式：

表1算例设置方式表

(1)不带燃气发生器算例冷流场分析：

为定性分析不同算例冷流流场特性，图5展示了X＝0.4m、0.5m、0.6m截面上组分浓度0.03≤α≤0.15的乙烯组分云图以及流线图(由于结构对称，只显示一半的计算域)。与Case 1相比，Case 4算例中引入了小肋片，乙烯组分在展向上扩展有所改善。与Case 1相比，Case 4中的气动斜坡改为垂直喷射，X＝0.6m截面上，高浓度乙烯组分明显减少，说明垂直喷射带来较好的掺混特性。与Case 5相比，Case 6对喷孔阵列进行了重新设置，乙烯组分展向扩展程度明显改善，切片中心高浓度乙烯组分也明显减少。从流线图还可发现，流向涡中心位置与高浓度组分位置相关，流向涡在展向上的不同位置对燃料组分扩散能力具有重大影响。其次也可以看出，小肋片对气动斜坡的远场穿透深度影响较小。

(2)带燃气发生器算例冷流场分析

图6是带燃气发生器不同算例在X＝0.4m、0.5m以及0.6m截面上的流线图与组分浓度0.03≤α≤0.15的乙烯组分云图。从流线图可以看出，各算例远场流向涡发展情况总体差异性并不大。从云图切片容易发现，Case 1+在X＝0.6m截面上还存在组分浓度大于0.15的乙烯组分，其余算例已经不存在浓度大于0.15的乙烯组分。说明小肋片有效促进了燃料组分的扩散。X＝0.5m截面上，与Case 4+相比，Case 5+、Case 6+已经不存在浓度大于0.15的乙烯组分，说明垂直喷射对掺混增强效果明显。X＝0.4m截面上，对比Case5+、Case 6+，可知Case 6+高浓度乙烯组分区域更小。综上所述，仅定性分析而言，乙烯组分扩散速度：Case 6+>Case 5+>Case 4+>Case 1+，其次Case 6+在展向的扩展宽度较其它算例显著。对比图5与图6可以发现，引入燃气发生器后对应算例的乙烯组分展向与纵向扩展宽度、掺混效果均得到了较大提高。

(3)不带燃气发生器的热流场分析

由于热流场仿真的精确性有限，仅对冷流效果差异较大的Case 1与Case 6、Case1+与Case 6+进行热流场仿真，点火方式分别采用激波诱导点火与燃气发生器点火。图7和图8是二氧化碳组分云图与射流流线图，流线图颜色由乙烯组分浓度值标定。从射流流线可看出，在X＝0.35m后，Case 1的乙烯组分浓度比Case 6高，说明Case 6乙烯组分扩散较快，并且更快地参与了燃烧。Case 1中流线较为集中，Case 6中流线在流道中分散得更为均匀。从对应截面上的二氧化碳组分可发现，相比于Case 1，Case 6高浓度值区域较大，并且分布得更为均匀，说明Case 6热流场燃烧性能较好。

(4)带燃气发生器的热流场分析

为定性分析带燃气发生器的不同算例热流场差异。图9和10显示了Case1+与Case6+空间乙烯组分云图与下壁面CO₂组分云图。对比乙烯组分云图可以发现，射流从气动斜坡喷出后，Case 6+燃料组分得到迅速扩散。在X＝0.9m之后，与Case 1+相比，Case 6+乙烯组分变得更为稀薄，并且在展向上扩散得更为充分。说明Case 6+中具有更多的乙烯组分参与了化学反应，且燃烧室流道得到了充分的利用。从燃烧室下壁面的CO₂组分云图可看出，Case 1+中，气动斜坡之前约0.1m靠近燃烧室侧壁面存在CO₂组分，说明火焰产生了前传。Case 6+中火焰前传程度较小，但喷孔阵列后方壁面存在较多CO₂组分，说明产生了较大范围的贴壁燃烧。这可能是由于小肋片对燃气发生器的抬升作用产生了负影响。

为定量分析不同算例热流场特性，图11-12显示了Case 1、Case 6、Case 1+与Case6+热流场的燃烧效率与总压损失曲线。Case 6的近场燃烧效率优势明显，但远场优势不明显。在出口截面相比Case1，Case 6能提高约5％的燃烧效率，但总压损失并没因此下降。说明喷射方式的优化所提高的燃烧效率所带来的额外总压恢复系数还不能抵消掉由于垂直喷射引入的额外总压损失。这可能是由于燃料喷射当量比较低，Case 6喷射方式掺混优化效果未能充分发挥。从燃烧效率值可以发现，在X＝1.3m截面上，Case 6+的燃烧效率比Case1+提高了大越9％。这对超燃冲压发动机而言具有重大意义。在X＝0.5m之前，Case 6+的总压损失系数比Case 1+大，但在X＝0.5m之后，Case 6+的总压损失系数比Case 1+小。经过分析发现可能是由于高掺混效率使速度降低导致摩擦损失减小或激波损失减小，提高了总压恢复系数。

表2给出了不同算例燃烧室出口燃烧效率、比冲量、推力和相对于Case1的推力增加百分比。相比Case 1而言，在气动斜坡喷嘴阵列前加入小肋片并重新布置喷孔阵列后，燃烧效率得到4.4％的提升，推力增加5.26％。引入燃气发生器后，燃烧效率得到大幅度提升，Case 1+与Case 6+相对于Case 1而言，推力均增加了100％以上，Case 6+比Case 1+燃烧效率提高了8.53％。虽然不同点火方式的算例可比性不强，但可从相同点火方式不同算例间对比看出：小肋片/气动斜坡的组合方式对燃烧效率的提高有较大贡献，而在采用燃气发生器的点火方式中，提高作用更为显著。

表2各算例出口截面燃烧效率、比冲量、推力和相对Case 1推力增加

以上仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。

Claims (5)

1.一种基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤一：建立六段等高流道串联而成的超燃燃烧室结构模型，将所述超燃燃烧室结构模型进行算例网格划分；

步骤二：定义相关参数，设置燃气发生器与激波诱导两种点火方式的化学反应算例；

步骤三：根据小肋片和气动斜坡结构建立若干组全构型算例，所述全构型算例由结构组合方式、喷孔排列方式和气动斜坡喷射角度组合而成；

步骤四：将若干组所述全构型算例置于所述超燃燃烧室结构模型中的第二段中进行冷流场的数值模拟，获得不带燃气发生器算例冷流场特性和带燃气发生器算例冷流场特性，获得各个所述全构型算例的掺混效果；

步骤五：将冷流差异较为明显的所述全构型算例进行热流场的数值模拟，获得不带燃气发生器的热流场特性和带燃气发生器的热流场特性；获得各个所述全构型算例的燃烧效率；

步骤六：对比若干组所述全构型算例的掺混效果和燃烧效率，获得小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注方法。

2.根据权利要求1所述的基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法，其特征在于，所述相关参数包括：

当量比：定义当量比Φ为：

式中，F/A为燃料与空气质量流率之比，定义流场混合区Ap为当量比Φ≥0.2的区域，可燃混合区Af为当量比0.4≤Φ≤5.5的区域；

混合效率：为定量分析不同喷孔形状的混合效率，定义燃料混合效率η_m：

式中，α是燃料质量分数，α_react是刚好能够发生化学反应时所对应的燃油质量分数，α_stoich是达到化学恰当比Φ＝1时燃料质量分数，对于乙烯α_stoich＝0.0635；

最大浓度衰减曲线：截面最大浓度值α_max随无量纲化的流向距离变化的曲线，反映燃料最大浓度值的下降速率与燃料掺混的快慢；

总压损失系数：不同喷射方式的总压损失大小可以由总压损失系数来衡量，定义总压损失系数

为：

式中，

是入口压强的质量加权平均，

为出口压强的质量加权平均；

燃烧效率：

式中，

是乙烯喷注流量，

是乙烯质量分数；

推力和比冲量：定义推力为相对于入口截面动力的增加：ΔF_x＝F_x-F_x,in；比冲量定义为：

对于x轴上任意界面：F_x＝∫(p+ρu²)dA；

式中，g₀为重力加速度。

3.根据权利要求2所述的基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法，其特征在于，所述掺混效果是在冷流场分析中通过对不同截面上的乙烯组分云图以及流线图中乙烯组分扩展程度进行评价。

4.根据权利要求2所述的基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法，其特征在于，所述燃烧效率是在热流场分析中综合不同截面上的乙烯组分云图中的乙烯组分浓度情况和分散情况，以及二氧化碳组分云图中的浓度值区域大小以及分布情况进行评价。

5.根据权利要求1所述的基于小肋片和气动斜坡结构组合的燃料喷注设计方法，其特征在于，所述结构组合方式包括传统气动斜坡、或传统气动斜坡和小肋片、或传统气动斜坡和燃气发生器、或传统气动斜坡、小肋片和燃气发生器组成；所述喷孔排列方式包括四孔双排并列排列或四孔展向排列；所述气动斜坡喷孔角度包括传常规喷孔角度或垂直喷射角度；

所述全构型算例中不带燃气发生器的算例为激波诱导点火的算例。

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