3.1 网格无关性验证与试验验证
本次计算前对网格的疏密度进行了验证,设置了5组网格分别为:71×105、145×105、230×105、312×105、387×105。以燃烧室的温度峰值为检验标准,其计算结果如图5所示:
图5 网格无关性验证
Fig.5 Grid independency study
由计算结果可知,在71×105～230×105网格区间内,计算结果的差异性较大,而在网格数大于23×105万时,温度峰值趋近于稳定值,因此可本次计算采用230×105网格。
实验采用了平面激光诱导荧光技术(PLIF)对于冷态流场进行了观测,与case1计算结果的进行对比,如图6,对比了推进剂剪切半角的数值,和推进剂组分分布。试验结果θ=28°,计算结果θ'=30°,吻合度较好,佐证了计算方法的准确性。
图6 实验结果和计算结果的对比
Fig.6 Comparison of test results and calculated results
3.2 同轴离心喷嘴流动特性
以Case1算例来介绍同轴离心喷嘴内外喷嘴的流体动力学特性以及气态煤油和氧气燃烧特性和组分分布特性。
由图7:推进剂通过切向通道进口,各自进入旋流腔室后进行旋流运动,离开喷嘴后氧化剂和燃料相互剪切、掺混,在出口处形成一层较薄的旋转涡系,出口形成一个中空的“核”并向喷嘴内凹陷,其形成原因与角动量守恒有关。图8给出了轴向截面上不同时刻以及时均统计轴向速度云图,靠近壁面内侧的流动速度较高,可以达到43 m/s,流体因为离心力都被“挤压”在外,反而中心部分因压差形成了一个低速回流区。
图7 流线图
Fig.7 Streamline diagram
图8 轴向速度云图
Fig.8 Axial velocity cloud diagram
图9展示了内喷嘴和燃烧室内流线分布,可以见到流动产生了两个较大的涡结构:第一个存在于燃烧室壁面处的角涡,第二个是喷嘴内部周线附近的扁平回流涡,这个回流涡在离开喷嘴后进一步扩展。
图9 计算结果图
Fig.9 Calculation result diagram
图 10展示了3个时刻下喷嘴出口出在Q=0.13x215;106s-2的分布(其中二维Q准则为
,可以看到涡系在出口后具有一定的张角,并且不断拍打、发展和消失。
图 10 推进剂态及非稳态组分分布图
Fig.10 Propellant steady-state and non-steady-state component distribution diagram
图 11分别是3种油气比下轴向x/=0～25处轴向位置和x/R=1.1处径向位置的时均轴向速度分布。随着燃料量增大,喷嘴出口处旋流剪切加强因此回流涡内速度增大。回流涡的径向分布在0.9 R～1.4 R范围内,轴向尺寸在-1 R ～14 R,随着燃油流量的增大,轴向的速度增加,回流涡的径向尺寸也变大。
图 11 温度分布
Fig.11 Temperature distribution
3.3 同轴离心喷嘴燃烧特性
2种推进剂的组分分布如图 12所示,并且在约30°的位置相互剪切混合。在燃烧室的角落富集了大量的未燃的煤油,当油气比增大,氧气的扩张角会不断变大,因为轴线处回流涡的作用部分生成物如二氧化碳会溢出,导致径向上0～1 R处的氧气质量分数下降,如图 13所示。
图 12 推进剂组分分布云图
Fig.12 Cloud map of propellant component distribution
图 13 X/R=1.1处径向氧气质量分数分布
Fig.13 Radial oxygen mass fraction distribution at x/r=1.1
双剪切同轴离心喷嘴的的燃烧情况如下图 14所示,火焰前锋呈现为”m”型,其形成原因如下:推进剂以旋流的形式离开喷嘴后互相剪切,于是形成狭长的的拖曳距离,并在剪切过程中掺混燃烧,因此此处属于扩散燃烧区; 而在喷嘴出口中心处,此处具有一对回流涡系,将反应高温产物卷吸,因此高温区前移,并且火焰形成了自持,总体上火焰前锋形成了“m”型的状态。
图 14 燃烧场示意图
Fig.14 Schematic diagram of combustion field
释热率时均统计分布如图 15所示,可见掺混距离变长,推进剂的混合更加均匀。图 16是3种当量比下的燃烧场时均温度分布。随着燃料流量的增加,燃烧室内更加富燃,高温区域扩大。火焰前锋不断的向喷嘴内部移动,其直接原因是出口处掺混区旋流速度增大,导致驻定涡增强从而提高了其对高温燃烧产物的卷吸作用; 驻定涡在一定的范围内可以很好的驻定火焰,相比与中心直流式喷嘴,同轴双剪切喷嘴更易发生回火的情况,但是目前对于回火稳定裕度的机制仍有待研究。
图 15 时均热释率分布
Fig.15 Time average heat release rate distribution
图 16 时均温度云图
Fig.16 Time average temperature cloud map
图 17为Case1非稳态火焰计算结果,DDES模型较好的捕捉到火焰的折皱、拍打等动态特性。
图 17 非稳态火焰形态
Fig.17 Unsteady flame shape
图 18展示了燃烧室轴向纵截面的温度分布情况与三种油气比下的面平均温度分布曲线。在6R～9R温度随后逐步降低,并且当量比较大时推进剂掺混效果较好,因此温度峰值较高; 并且燃烧室顶部温度进一步提高。
图 18 燃烧室轴向纵截面是均温度分布
Fig.18 The axial longitudinal section of the combustion chamber shows the uniform temperature distribution
3 结论
基于DDES模型的非稳态数值仿真结果很好地表现了油气比n对于双剪切同轴离心喷嘴流动与燃烧特性的影响,结果表明:
1)燃料与氧化剂在各自的旋流室内旋流运动并且出口具有一定的张角,在喷嘴出口处形成一层较薄的旋转涡系推进剂在内剪切、掺混; 同时在出口中心形成一个中心回流区。
2)在本文计算条件下,驻定涡分布在径向0.9R～1.4R轴向-1R ～14R的范围内,随着油气比n增大,驻定涡内的流速增大,回流涡的径向尺寸也变大。
3)随着油气比n增大,掺混区变长、燃气的混合程度更优良、伴随而来是主燃区的温度提高; 由于旋流剪切效应增强、驻定涡的卷吸进一步增强导致火焰前锋向喷嘴端移动。
4)驻定涡的存在在一定程度上对于火焰的稳定起到正面作用,但是在复杂工况下可能发生回火,这个详细的机制和稳定裕度有待研究。
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(2)
