Effect of Vertically-arranged Strut on the Mixing and Initiation Characteristics of Oblique Detonation Engine

LIUYidong, QINQiongyao, LIJianzhong, YUANMingze, LILonggang, LIXiafei

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Acta Armamentarii ›› 2024, Vol. 45 ›› Issue (12) : 4462-4474. DOI: 10.12382/bgxb.2023.1076

Effect of Vertically-arranged Strut on the Mixing and Initiation Characteristics of Oblique Detonation Engine

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Abstract

The oblique-detonation engine is a new type of air-breathing engine that has great advantages in hypersonic flight above Mach 9. The oblique detonation engine with inner-jet configuration faces the problem of inhomogeneous fuel mixing due to the short mixing distance, and the inhomogeneous fuel distribution affects the stable and reliable detonation of detonation wave. A vertically-arranged strut is proposed for the efficient and low-resistance mixing of fuel. The superiority of vertically-arranged strut in achieving the stable detonation of oblique detonation waves is studied through numerical simulation, and the influence of the injection angle of vertically-arranged strut on the fuel mixing and detonation is analyzed. The results show that the hydrogen mass fraction at the outlet of the mixing section reduces with the increase in the injection angle of vertically-arranged strut, leading to the bending of hydrogen distribution structure. At the same time, the detonation area is tilted, and the detonation distance increases slightly and then gradually decreases. It can be seen that the increase in the injection angle of vertically-arranged strut strengthens the hydrogen doping and reduces the detonation distance, thus achieving stable and reliable detonation of oblique detonation waves.

Key words

oblique detonation engine / vertically-arranged strut / mixing section / initiation section / strut angle

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LIU Yidong , QIN Qiongyao , LI Jianzhong , YUAN Mingze , LI Longgang , LI Xiafei. Effect of Vertically-arranged Strut on the Mixing and Initiation Characteristics of Oblique Detonation Engine. Acta Armamentarii. 2024, 45(12): 4462-4474 https://doi.org/10.12382/bgxb.2023.1076

0 引言

斜爆震发动机是一种结构类似于超燃冲压发动机的新型吸气式动力系统。它采用斜爆震的形式实现超音速气流中的高效燃烧,并对来流条件要求极为苛刻。理论计算证明斜爆震发动机能够在马赫数6~16范围稳定运行。因此想要保证发动机稳定释热产生推力,只有来流条件达到最低的马赫数6时才有可能实现[1-3]。即使在马赫数6的来流条件下,燃料在燃烧室内部的停留时间也只有毫秒量级。目前斜爆震发动机主要分为内喷和外喷两种构型[4]。内喷构型有着比外喷更短的掺混距离。在该掺混距离上,燃料掺混必然面临着分布不均匀的特性。因此,如何实现超短距离内燃料的高效低阻掺混并在楔面上实现斜爆震稳定起爆是内喷构型斜爆震发动机关键技术之一[5]
斜爆震研究最开始主要关注的是斜爆震的起爆特性和波系结构。研究采用数值模拟的方法,使用二维半无限长模型,并将来流简化为均匀预混气。随着研究深入,近些年国内外研究人员开展了斜爆震发动机真实情况下燃料分布不均匀、空间受限、楔面有限长以及斜爆震波调控等问题的研究。
对于燃料分布不均匀的问题,Iwata等[6-7]研究了燃料高斯分布情况下的斜爆震结构特性,发现在较强的浓度梯度情况下斜爆震出现Ⅴ字形的火焰形态,并在此基础上继续深入,得出斜爆震局部爆速和爆震波结构遵循一维理论。滕宏辉等[8]研究了高空飞行条件下,燃料正弦分布对爆震波角以及位移的影响,研究中将扰动区高度和扰动幅值作为变量,得到了扭曲的斜爆震波结构。Wang等[9]研究了燃料线性分布情况下,浓度梯度和化学放热以及蒸发冷却之间的关系,研究中得到了与Iwata类似的火焰结构。针对燃烧室内部空间受限的问题,覃建秀等[10]研究发现当受限空间内尾部转折角大于等于22.4°时可以实现斜爆震稳定驻定结构。Niu等[11]研究了受限空间内来流马赫数变化引起的非定常斜爆震波的结构特征。针对斜爆震发动机楔面有限长的问题时,李志敏等[12]研究发现楔面后端拐点形成的膨胀波对于斜爆震波具有削弱作用。Yao等[13]研究发现,楔面后拐点膨胀波可以消除热壅塞,进而实现失稳斜爆震波稳定驻定燃烧。针对于如何实现斜爆震可调控时。Qin等[14-15]提出采用特殊构型楔面以及楔面热射流的形式实现斜爆震波加速起爆和驻定控制。韩信等[16]在楔面处设置鼓包结构,也达到了提前起爆和稳定驻定的调控效果。
由于本文重点关注内喷构型斜爆震发动机中掺混与起爆的问题,其与燃料分布均匀性关系较大,不再对其余问题进行详细讨论。根据上述燃料分布不均匀的模拟研究可知,目前研究还停留在不均匀假设阶段,即采用自编程函数实现燃料不均匀分布。而实际情况下并不存在如此理想的分布形式。
上述研究均基于模拟手段,关于斜爆震试验方面的研究。Rosato等[17]开展了垂直弯管喷注情况下的斜爆震波燃烧试验。试验中斜爆震波成功起爆并实现稳定驻定,但由于其并未考虑实际飞行工况和真实情况下的燃料分布,该试验的意义只是重点验证了斜爆震稳定驻定的可能性。刘彧等[18]也进行了受限空间内斜爆震稳定驻定研究的试验研究。试验中采用阵列喷孔的形式使空气和燃料预混,并通过引入上壁面不可燃气体层从而削弱马赫反射导致的热壅塞,从而实现长时间稳定驻定的斜爆震波。但由于该研究主要关注受限空间内斜爆震的稳定驻定,也并未考虑真实情况下的燃料分布不均匀性,因此也具有一定的局限性。最接近真实掺混情况的是张子健等[19]、Zhang等[20]和韩信等[21]在JF-12风洞中开展的外喷构型斜爆震发动机试验。该试验成功实现了氢气和煤油两种燃料喷注下斜爆震波的稳定驻定试验,试验中采用了3块水平布置的支板作为燃料喷注器,且并未出现提前燃烧的现象。但由于内喷构型相较于外喷构型掺混距离更短,燃料分布更不均匀,该试验只能验证外喷构型斜爆震发动机的理论可行性,在验证内喷构型可行性上并不适用。为了得到内喷构型燃烧室内部更真实的燃料分布情况,需要同时考虑燃料掺混和起爆,对燃烧室全流场进行模拟和试验验证。
目前,超燃冲压发动机燃烧室全流场的研究较为成熟,而斜爆震发动机由于脱胎于超燃冲压发动机,两者在设计思路上都有共通之处。根据超燃冲压发动机燃烧室内部边掺混边燃烧的工作特点,如何实现燃料掺混均匀也是超燃冲压发动机设计中的关键问题,因此斜爆震发动机可以借鉴其燃料掺混的特点和规律,总结出更有利于自身掺混和燃烧特点的结构形式。
国内外针对超燃冲压发动机燃料掺混做过很多研究,其中各个掺混形式都大致可以分为侵入式和非侵入式两类。支板喷注掺混作为侵入式掺混中的一种,由Rogers等[22]提出,该掺混形式凭借其优异的掺混性能和燃烧强化作用成为超燃冲压发动机的研究热点之一。Sujith等[23]通过模拟和试验的方法研究了超燃冲压发动机中支板角度对高速来流条件下燃料掺混的影响,并观察到支板尖角的增大可以提升超燃冲压燃烧室内部的燃料掺混。Choubey等[24-25]在一项研究中发现相较于单支板喷注在燃烧室内部添加两个支板会加速燃料的混合同时增强超燃冲压发动机燃烧室内部燃烧强度。因此在单个支板喷注的研究基础上提出多支板和壁面喷注相协作的喷注策略,并得出协作喷注可以提升燃料穿透深度加强掺混的结论。俞刚等[26]研究了壁面喷注和支板喷注对燃烧室燃烧性能的影响,结果表明,当使用支板作为燃料喷注装置时,燃料穿透深度和掺混效率得到了提升。
由以上文献可以得出,以支板作为燃料喷注方案能够有效提升燃烧室内部燃料掺混均匀性,因此本文优选支板作为斜爆震发动机燃料喷注方式。由于斜爆震波是由激波后靠近楔面底部的爆燃波加速后触发的。而目前张子健等[19]、Zhang等[20]和韩信等[21]试验中的外喷构型斜爆震发动机和研究较多的超燃冲压发动机均采用的是水平支板,该支板并不能保证楔面底部一定存在燃料,因而难以保证能够稳定触发爆燃波加速形成斜爆震波。根据该起爆特性,该研究创新提出一种垂直布置支板结构,强化燃烧室内部燃料掺混的同时也能够稳定触发爆燃波最终实现斜爆震波成功起爆。在此基础上,通过改变支板角度(全角)分析角度变化对掺混和起爆的影响规律。

1 物理模型和数值方法

1.1 水平和垂直支板结构斜爆震发动机

图1(a)图1(b)分别为水平和垂直布置支板结构下内喷构型斜爆震发动机工作示意图,从中可以清晰看出水平和垂直支板在发动机中的位置与布置形式,以及发动机上方标识的3个主要工作区域。3个区域分别对应着发动机3个主要工作过程:
1)增压:进气道形成一道前体激波和一道唇口反射激波对高速来流进行压缩。
2)燃烧:压缩后的高速来流进入燃烧室与内部支板喷注的氢气进行掺混并在尾端楔面处发生起爆燃烧。
3)膨胀:起爆燃烧形成的高温高压产物在喷管位置处发生膨胀从而形成反推力推动机体前进。
Fig.1 Schematic diagrams of oblique detonation engines with two different injection configurations

图1 两种不同支板布置结构下的内喷构型斜爆震发动机示意图

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1.2 数值模拟方法

本文使用隐式耦合密度求解器对带化学反应的雷诺平均的稳态Navier-Stokes方程进行求解。湍流模型采用k-ω SST两方程湍流模型。对流通量计算采用AUSM+AUSM(Advection Upstream Splitting Method)矢通量分裂格式,该格式分辨率高稳定性好并且能够清晰的捕捉激波结构。
控制方程为
Qt+ (E-Ev)x+ (F-Fv)x+ (G-Gv)y=H
(1)
式中:Q为守恒变量,Q=[ρ,ρu,ρv,ρw,ρe,ρYi]T,ρ为混合气体的密度,uvw为沿坐标x轴、y轴、z轴方向的速度,e为单位体积的总能,Yi为组分i的质量分数,i=1,2,…,Ns-1,Ns为方程中的组分个数;EEv分别为x轴方向的对流和黏性通量矢量,E= ρuρu2+pρuvρuwu(ρe+p)ρuYi, Ev= 0τxxτxyτxzuτxx+vτxy+wτxz-qxρiDimYix,p为压力,τxxτxyτxz分别为以x轴正向为法向平面的x轴方向上的正应力以及该平面上y轴方向和z轴方向的剪切应力,ρi为组分的密度,qxx轴方向上的热流通量,Dim为多组分的扩散系数;FFv分别为y轴方向的对流和黏性通量矢量,
F= ρvρvuρv2+pρvwv(ρe+p)ρvYi, Fv= 0τyxτyyτyzuτxy+vτyy+wτyz-qyρiDimYiy
τyyτyxτyz分别为以y轴正向为法向平面的y轴方向上的正应力以及该平面上x轴方向和z轴方向的剪切应力,qyy轴方向上的热流通量;GGv分别为z轴方向的对流和黏性通量矢量,
G= ρwρwuρwvρw2+pw(ρe+p)ρwYi, Gv= 0τzxτzyτzzuτxz+vτzy+wτzz-qzρiDimYiz
τzzτzxτzy分别为以z轴正向为法向平面的z轴方向上的正应力以及该平面上x轴方向和y轴方向的剪切应力,qzz轴方向上的热流通量;H为源项矢量,H=[0,0,0,0,0,ωi]T,ωi为组分的质量生成率。

1.3 物理计算模型

图2所示,本文仅对斜爆震燃烧室段进行模拟研究,不考虑进气道和喷管部分。考虑到燃烧室段全局计算会增加计算量,本文将斜爆震发动机燃烧室段模型分为掺混段和起爆段两部分,分别对应图2中区域1(蓝色部分)以及区域2(红色部分)。在此基础上对两部分区域做各自的模拟计算。
Fig.2 Simulation area: the mixing section (Region 1) and the detonation section (Region 2)

图2 模拟区域:掺混段(区域1)和起爆段(区域2)示意图

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这里的模拟计算包含一个假设前提:起爆段不存在前传反压,起爆前后掺混过程不会有任何变化。由于本模型中唯一可能产生反压前传的位置是在边界层内,因此需要检查起爆段入口位置处边界层内是否出现该的现象,从而验证模拟的可行性。由此,模拟计算包括以下3个步骤:
1)设置掺混段入口参数以及内部支板喷注参数,对掺混段模型进行计算,直至收敛。
2)将掺混段出口截面计算结果作为起爆段进口边界参数的初始值来对起爆段模型进行模拟计算,直至收敛。其中起爆段模型反应机理采用Jachimowski[27]提出的氢气9组分19步反应机理。
3)检查起爆段入口位置处边界层内是否出现反压前传的现象。若未出现,则假设成立,表明掺混段与起爆段模拟结果可信。反之,则不能采用分区模拟的方法,而需要对燃烧室进行全流场模拟。
由于本文所有模拟工况下,起爆段入口边界层内均未出现反压前传的现象,假设成立,掺混段与起爆段模拟结果可信。

1.3.1 掺混段模型

掺混段采用非结构化中的多面体网格进行网格化处理,网格精度为0.5mm。如图3所示,图3(a)图3(b)分别为水平和垂直支板燃料喷注结构下的掺混段模型。模型包含进口、出口和支板3部分,其中掺混段总长573mm、宽81mm、高50mm。图3(c)水平支板位于上下壁面中心处,距离上壁面25mm。图3(d)垂直支板为双列支板结构,每个支板距离各自最近的侧壁27mm。两种支板前端尖角距离掺混段进口均为75mm。图3(e)为支板截面二维图,两种支板长度均为75mm,角度可以根据需求进行改变(本文支板角度均为全角)。图3(f)图3(g)分别为水平支板和垂直支板尾部喷注喷孔排布示意图,其中喷孔直径均为1mm,喷孔总数为80个。
Fig.3 Mixing section models of horizontally-and verticaly-arrangedl strut injections

图3 水平和垂直布置支板结构下的掺混段模型

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表1为掺混段进口以及支板喷注部分工况参数。
Table 1 Boundary conditions of mixing section

表1 掺混段边界参数

位置 马赫数 温度 压力 氧气质量分数 氮气质量分数 水质量分数 氢气质量分数
燃烧室进口 4.2 857.7 61004 0.232 0.736 0.032 0
燃料喷注器 1.01 300 225000 0 0 0 1
掺混段进口设置为压力远场边界。其中来流马赫数Ma为4.2,静温为857.7K,静压为61004Pa,气体为空气。支板喷孔部分设置为压力入口。其中喷孔马赫数Ma为1.01,静温为300K,静压为225000Pa,气体为氢气。除掺混段进口和喷孔参数设置外,本文将模型中壁面部分设置为恒温壁面,壁面温度300K。

1.3.2 起爆段模型

图4(a)为起爆段三维模型,模型由一段平直段长方体和楔面体组合构成。起爆段的宽和高与掺混段相同,分别为81mm和50mm。平直段长为10mm,楔面部分高为10mm,角度为20°图4(b)为起爆段网格模型,全局采用结构化网格。并对边界层网格进行加密,保证y+小于5。
Fig.4 3D model and grid model of detonation section

图4 起爆段物理模型和网格模型

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由于起爆段进口边界参数来源于掺混段出口边界参数,模拟计算中不再对起爆段进口边界进行相应的参数设置。通过提取掺混段出口边界参数并将其作为起爆段进口边界参数的初始值即可。

1.4 网格无关性验证

由于网格精度对于斜爆震波模拟结果影响较大。本文选取了0.2mm、0.3mm、0.4mm三组网格精度对起爆段进行网格无关性验证。在不同网格精度下起爆段z=0.0135m的位置处做切面,并采集该切面上距离下壁面上方0.001m处的温度和OH密度数据做出相应的曲线,得到图5所示压力云图和图6所示温度和OH密度对比曲线。
Fig.5 Pressure contours of detonation section with different grid accuracies

图5 不同网格精度下起爆段压力等值线图

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Fig.6 Variation curves of temperature and OH density near the wall under different grid accuracies

图6 不同网格精度下壁附近温度和OH密度变化

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通过分析可知0.2mm和0.3mm网格精度下爆震波模拟结果差异不大,而0.4mm网格精度模拟所得结果与上述二者对比明显产生偏离,因此0.4mm精度的网格不满足模拟要求。为了满足精度要求同时减小计算量,在后续起爆段研究中均采用0.3mm精度的网格。

2 模拟结果与讨论

2.1 水平支板和垂直支板起爆效果对比

图7所示,斜爆震的起爆在横向上可以分为3个阶段:第1阶段,高速来流混气冲击楔面形成斜激波(Oblique Shock Wave,OSW);第2阶段,混气经过斜激波压缩后升温升压,经历一定的点火延迟时间后在楔面尖角后方一定距离的壁面位置首先触发爆燃波;第3阶段,爆燃波逐渐加速与斜激波在三波点处交汇触发斜爆震波(Oblique Detonation Wave,ODW),斜爆震波和爆燃波在内的三波点下方区域,该区域主要负责发展和诱导斜爆震波的形成;稳定自持区,三波点上方斜爆震波区域,主要负责形成稳定自持的斜爆震波,是斜爆震发动机形成推力的主要来源。
Fig.7 Schematic diagram of two-dimensional ideal oblique detonation wave

图7 二维理想斜爆震波示意图

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在以往的斜爆震波研究中,来流一般假定为均匀预混气,由此才可以得到图7所示的理想情况下的二维斜爆震波起爆结构。根据斜爆震波起爆横向3个阶段可知,第2阶段壁面处爆燃波的形成是触发斜爆震起爆的重要环节,因此缩短点火延迟时间将直接影响斜爆震的起爆。根据化学反应动力学可知,燃料的浓度将直接影响点火延迟时间,因此楔面底部充足的燃料是保证斜爆震能够稳定起爆的关键。根据斜爆震波起爆纵向两个区域可知,在斜爆震稳定自持区域,斜爆震波强度将直接影响发动机的推力,因此充足的燃料是保证发动机能够形成稳定推力的关键。由此可知,将以上二维斜爆震稳定起爆延伸至三维则只需要保证垂直方向上燃料充足且均匀即可。这里将这一推论称为满足斜爆震波三维稳定起爆的燃料垂直分布均匀性。由于水平支板喷注形式难以保证楔面底部沿垂直方向一直有燃料,而垂直布置的支板喷注结构由于能够保证垂直方向上燃料的充足和均匀,因而从稳定起爆方面考虑,较水平支板更具优势。若从斜爆震推力性能方面考虑,垂直布置支板喷注由于在水平方向燃料分布不均匀,由此会削弱斜爆震波的强度,从而导致斜爆震发动机推力性能下降。在斜爆震发动机设计中,首先要确保斜爆震的稳定起爆,因为稳定起爆是形成推力性能的基础,只有在稳定起爆的基础上,发动机才能够输出推力,并提升推力性能。因此,垂直支板由于稳定起爆的优势,因而较水平支板更符合斜爆震发动机的设计逻辑。
为了更加直观地比较水平和垂直布置支板在斜爆震稳定起爆中的差异。固定进口和喷注参数,通过改变支板布置的形式对水平和垂直支板进行研究。由于对比中单个水平支板长度为81mm,两个垂直支板总长度100mm。虽然没有控制阻塞比这一单一变量保持一致,但是即使在水平方向增加一块支板,也依然很难满足稳定起爆的条件。这是因为如果在下壁面添加支板,虽然理论上能够保证下壁面燃料比较均匀,似乎有利于稳定起爆。但实际情况是,当支板靠近壁面时,支板产生的激波会在支板与壁面间发生连续反射,从而导致壅塞,这会直接导致不起爆现象。如果离壁面太远则很难保证燃料在下壁面垂直方向上分布的均匀性,从而难以满足稳定起爆的条件。因此,该对比研究依然能够采用起爆现象来说明水平与垂直支板的起爆差异,从而选择出更有利于斜爆震稳定起爆的支板布置形式。对比研究中支板角度均为4°,其余参数保持不变,由于水平支板放置于楔面底部满足起爆要求但忽略了推力性能,放置于楔面顶部满足了推力性能但又忽略了起爆要求。因此,如图3(a)所示,将水平支板放置于燃烧室高度正中央进行折中。图8为水平和垂直支板喷注下起爆段出口温度云图,通过云图可以明显看出,水平支板喷注下楔面上并未出现明显的起爆现象,而垂直支板中则出现了明显的起爆现象。因此,从稳定起爆方面考虑,垂直布置支板喷注显然更符合斜爆震发动机稳定起爆的要求。
Fig.8 Temperature contours at the exit section of the detonation section under horizontally-and vertical-arranged strut injections

图8 水平和垂直布置支板下起爆段出口温度分布云图

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2.2 垂直支板角度对于掺混效果的影响

为了更加细致地研究垂直支板对于三维斜爆震起爆特性的影响。该研究引进支板角度这一变量,通过改变垂直支板角度从而得出角度变化对掺混以及斜爆震起爆造成的影响。
不同垂直支板角度对应的工况如表2所示。在来流和喷孔喷注参数不变的基础上,通过改变双列垂直支板角度,来探究垂直支板角度对掺混段氢气掺混扩散以及支板后温度和压力变化的影响规律。
Table 2 Mixing conditions at the different angles vertical-arranged strut

表2 不同垂直支板角度工况

工况 垂直支板角度/(°) 工况 垂直支板角度/(°)
1 4 3 8
2 6 4 10
图9所示,本文做了4组不同垂直支板角度下的掺混段模拟,并在x分别取值为0.15m、0.25m、0.35m、0.45m、0.55m共5个位置做了相应的切面,其中x=0.15m对应的是支板尾部80个氢气喷孔所在的位置。由图9可以看出,在同一角度下,当垂直支板喷注的氢气随着掺混距离增加时,氢气质量分数下降,而分布范围逐渐扩大。在氢气分布范围扩大的路径中,氢气分布结构也会由原来的垂直结构开始向两侧发生弯曲,且弯曲度随着角度的增加逐渐增大。分析可知,由于流经两列支板中间的气流相较于两侧的气流多经过一道斜激波的压缩,在支板尾部之后的后续流动中,中间的气流会由于更高的压力向两侧膨胀从而发生弯曲。当角度较小时压力差较小,氢气分布发生弯曲但弯曲度较小,当角度增大时,压力差逐渐增大,氢气分布弯曲度增大,因此出现明显的弯曲现象。
Fig.9 Hydrogen contours and flow field structures under different arranging angles of vertically-arranged strut

图9 不同垂直支板角度下的氢气分布云图与流场结构

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取不同垂直支板角度下掺混段出口位置(掺混段模型x=0.583m处截面)数据进行分析对比。图10为4°~10°垂直支板角度下掺混段出口位置处氢气质量分数分布云图。出口氢气分布为双列对称结构。观察其中一列可以发现:氢气分布在单列水平z轴方向上呈现出高斯函数的分布形式;垂直y轴方向上,中心位置处氢气质量分数趋于平均,且数值随着角度的增大逐渐减小。为了进一步探究掺混段中的流场特性,对各个截面总压、静压、总温、静温进行积分并求出面平均值,得到图11所示的参数变化。其中图11(a)图11(b)分别是平均总压和静压,图11(c)图11(d)是平均总温和静温。
Fig.10 Hydrogen mass fraction at the outlet of mixing sectionunder different arranging angles of vertically-arranged strut

图10 不同垂直支板角度掺混段出口氢气质量分数云图

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Fig.11 Variation curves of pressures and temperatures at each positions of the mixing section with different vertically-arranged strut injection angles

图11 不同支板角度情况下掺混段各位置处压力和温度变化

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分析图11(a)可知,不同角度下各个截面处的平均总压逐级递减,且递减速率逐渐减小。其中4°时平均总压下降幅度最小,随着角度增大下降幅度也随之增大。在图11(b)x=0.15m的位置呈现出角度越大静压也越大的规律。随着掺混距离的增大,静压在x取值为0.15~0.25m位置处出现骤降,这是支板后端形成的膨胀波对气流进行加速引起的。在x=0.25m以后由于激波串的反射以及气流的剪切作用,静压呈现缓慢上升的趋势。分析图11(c)可知,各个截面处平均总温逐级递减,但曲线与曲线之间相互接近,因此判断出支板角度的变化对于总温变化影响不大。静温曲线如图11(d)所示,该曲线变化趋势和静压曲线类似,呈现出先急剧下降后逐渐上升的规律,但静温曲线上升速率较静压明显更快。

2.3 垂直支板角度对于起爆效果的影响

依据1.3.2节的方法,在掺混段计算的基础上,提取掺混段出口边界参数作为起爆段进口边界的初始值。由于掺混段氢气分布的对称结构,在起爆段采用对称面结构进行简化处理,得到表3所示的起爆段z轴正半轴出口(起爆段出口截面正半轴部分)的压力和温度云图。
Table 3 Detonation section exit pressure and temperature contours under different angles of vertically-arranged strut injection

表3 不同垂直支板角度下起爆段出口压力和温度分布云图

通过分析表3压力云图可以发现,工况1中z=0m位置的上方形成一个高压区,这是由两道对称布置的斜爆震波相互干涉产生的。随着掺混段垂直支板角度的增大,起爆段z=0m位置上方的高压区开始慢慢消失。对照图10掺混段出口氢气质量分数云图可知,这是氢气分布结构随角度增大逐渐弯曲引起的。表3温度云图中不同角度的最高温度差异较小,温度分布结构差异较大。其中温度分布结构随着角度的增大逐渐倾斜和扭曲,由工况1下起爆区中轴线(白色虚线)与底面近似垂直向工况4下中轴线与底面呈60°角方向发展。且表3中不同角度起爆段出口处均出现了一道不太明显的分割线,在该线上出现了温度阶跃。根据二维起爆模型可知,这是二维斜爆震滑移线在三维上的表现形式,具体表现为一个面。在氢气分布结构弯曲时,该线也发生弯曲,说明斜爆震波滑移面是一个受到进口氢气分布结构干扰的可弯曲平面。
由于三维起爆模型中斜爆震起爆结构具有空间结构特征,直接评判起爆特性较为困难。本文对起爆模型z轴方向不同位置进行截面,选取稳定起爆中起爆距离最短的截面将其作为评判三维斜爆震起爆的基准,截面的位置如表4所示。
Table 4 z-axis position corresponding to the shortest cross-section of detonation distance

表4 起爆距离最短截面相对应的z轴位置

支板角度/(°) 4 6 8 10
z/m 0.012 0.012 0.011 0.0105
截面后得到表5所示的压力和温度云图。分析云图可知,在4组支板角度下斜爆震成功起爆且稳定驻定在楔面的某一高度。可以清晰地看出来流在流经楔面时首先形成一道激波,激波后气流升温升压,在经过一段距离后引发爆燃现象,爆燃波迅速形成并与斜激波相互作用最终在三波点处起爆形成斜爆震波。
Table 5 Pressure and temperature profiles of the cross-section of detonation section at the shortest detonation distance

表5 起爆距离最短位置截面压力和温度云图

在工况1~工况4中均可以清晰地看到滑移线的存在,而在工况1、工况2中还可以看到反射横波的存在。为了进一步精细化探究不同角度垂直支板喷注下斜爆震起爆距离,这里定义起爆距离为爆燃波前锋位置到楔面尖角的最短距离。由理论可知,掺混气体在经过斜激波压缩后,还需要一定的点火延迟时间才能引发爆燃。由于爆燃波前锋位置也是化学反应开始放热的位置,可以找出温度云图中斜激波后与爆燃波前这一段区域中温度阶跃的位置,以此作为爆燃波前锋从而最终确定起爆距离。
图12表4截面位置处不同角度垂直支板喷注下起爆段截面处温度等值线图。通过分析工况1~工况4可知,当垂直支板角度在4°~8°时,温度均在1450K等值线处发生阶跃。在角度为10°时,通过分析可知温度在1540K和1630K之间发生阶跃,这里取1580K。
Fig.12 Temperature contour map of detonation section under different angles of vertically-arranged strut

图12 不同角度垂直支板情况下起爆段温度等值线图

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为了更加清晰地表现起爆中心位置处爆燃波前锋温度与整个起爆区域温度场的相对关系。对上述不同角度垂直支板起爆中心位置处爆燃波前锋温度做等值面得到图13所示的温度等值面图。
Fig.13 Emperature contour surface map of detonation wave front under different angles of vertically-arranged strut

图13 不同垂直支板角度下爆燃波前锋温度对应的温度等值面图

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图13可以看出,4°~8°支板的温度等值面中均存在一个向内凹陷的缺口。而且随着角度的增大这个缺口逐渐减小。通过分析z轴正半轴部分可知,由于垂直支板喷注下掺混段出口氢气质量分数在z轴方向上呈现高斯分布,即中间高两边低。根据理论可以知道,在相同的来流速度下,单位面积上氢气质量分数越高,相应的马赫数越小,楔面上形成的斜激波也越弱,因而在温度等值面上表现为向中心凹陷。随着垂直支板角度的增大,氢气质量分数整体开始下降,因此凹陷的缺口逐渐减小。10°支板由于氢气质量分数较低,因而斜激波较强,整体上不表现出明显的凹陷结构。
提取图13中工况1~工况4爆燃波锋面所对应的温度等值线,得到如图14所示的起爆距离对比曲线和起爆距离变化曲线。由图14可以看出,随着角度的增大,起爆距离呈现一种先略微增大后减小的规律,其中在6°~8°之间时减小的较为明显。
Fig.14 The detonation temperature contour corresponding to detonation wave front and the variation curve of detonation distance under different angles of vertically-arranged strut

图14 不同垂直支板角度下起爆温度等值线对比和起爆距离变化

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根据斜爆震起爆机理进行分析可知,斜爆震起爆距离大小受到氢气质量分数和来流静温的影响。当支板角度由4°变化为6°时,氢气质量分数对起爆距离的影响占主导作用,但比重不大,因此支板角度增大时氢气质量分数下降使得起爆距离略微增大。当支板角度继续增大时,来流静温对于起爆距离的影响开始占主导地位,同时比重迅速上升,因此呈现出起爆距离减小的趋势。

3 结论

本文针对内喷构型斜爆震发动机掺混距离短、燃料分布不均匀的问题,提出一种垂直布置的支板喷注结构。通过分析斜爆震起爆机理以及模拟验证得出,垂直支板能够保证楔面底部存在燃料,因而较水平支板更容易触发爆燃波,从而实现斜爆震波稳定起爆。在此基础上,本文将燃烧室全流场分为掺混段和起爆段进行数值模拟。从数值模拟结果得出,对于掺混段,垂直支板角度的增大可以增强氢气掺混,但同时会增大总压损失以及氢气分布结构弯曲度。对于起爆段,垂直支板角度增大会减小起爆距离,但同时会使斜爆震波结构产生倾斜和扭曲现象。因此在实际应用中,需要综合考虑燃料掺混、总压损失、起爆距离以及斜爆震波倾斜扭曲等因素,从中选取满足斜爆震发动机工作需求的最佳支板角度。得出以下主要结论:
1)垂直布置支板喷注能够保证楔面底部存在燃料,从而稳定触发爆燃波实现稳定起爆,较水平布置支板更符合斜爆震发动机的设计逻辑。
2)支板角度增大会增强燃烧室流场中心区域氢气的扩散和掺混,但同时会增大总压损失以及氢气分布结构弯曲度。
3)垂直支板角度增大对斜爆震波波后温度影响不大,但会导致起爆段起爆区域发生倾斜同时使高压区向z=0m位置两侧移动。
4)当垂直支板角度增大时,起爆距离主要受到氢气质量分数以及来流静温的影响,并在两种因素的合力下呈现出先略微增大、后迅速减小的趋势。

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