《凝结激波的数值模拟及其在蒸汽引射式超声速风洞设计中的应用》由会员分享，可在线阅读，更多相关《凝结激波的数值模拟及其在蒸汽引射式超声速风洞设计中的应用（5页珍藏版）》请在金锄头文库上搜索。
1、第十一届全国激波与激波管学术会议凝结激波的数值模拟及其在蒸汽引射式超声速风洞设计中的应用黄生洪1 李俊杰2 徐胜利1( 1 中国科学技术大学力学与机械工程系合肥2 3 0 0 2 6 ：2 航天科工集团3 1 所，北京，1 0 0 0 7 4 )摘要：在大型引射式超声速风洞建设中采用高温高压水蒸汽代替压缩空气作为引射气源是正在探讨的一种方案。其中的关键技术之一是必须能够预估可能产生凝结激波的条件和水蒸汽凝结对引射系统性能的影响。本文采用H I L L 动量模型建立了能模拟高速流动中水蒸汽自然凝结的数值模型，并进行了数值校验，对蒸汽引射系统进行了初步的设计和理论预估，结果采用两级引射装置，在不增
2、加总蒸汽流量的条件下，成功满足了引射系统的性能要求。分析表明，只要合理设计引射系统结构，水蒸汽的凝结对引射性能的影响可以控制到较小程度。1 引言超声速风洞引射气源通常采用压缩空气( 高压、常温状态) 。由于所需引射空气流量较 大，因此，要求庞大的储气系统，而且经济性较差、试验准备时间长【l 】。采用火箭发动机燃烧 产生的高温燃气作为引射气源，与压缩空气相比，具有气源系统简单、引射能力强，但该方 法对火箭发动机安全及可靠性要求高、运行成本高( 需液氧等推进剂供给) 并需考虑高温燃 气( 1 2 0 0 k 以上) 对引射器管路的长期损害问题。另外，还可以采用加热空气的方法，但需设 计较大流量的加
3、热器，同样也存在热力结构等问题。日本N A LK a k u d a 推进研究中心在超燃风 洞运行中采用了热蒸汽引射方案。其基本原理是( 如图1 ) ：利用加热装置( 如锅炉等) 将水加热到高温、高压状态( 5 l O M p a ，5 1 3 5 7 3 k ，接近饱和状态) 并通过蒸汽发生装置产生大量较高温度和压力( 0 8 1 5 M p a , 4 5 0 4 8 0 k ) 的水蒸汽，利用该状态水蒸汽作为引射气源，不仅 有较高的引射效率，而且具有成本低、可靠性高、占用空间小等诸多优点。由于国内还没有 蒸汽引射式超声速风洞设计和建设的成功经验，因此，需对相关的原理性技术和主要影响因 素
4、开展预研。分析表明，设计蒸汽引射式超声速风洞的关键技术之一是必须能够预估可能产 生凝结激波的条件和水蒸汽凝结对引射系统性能的影响。本文采用H I L L 动量模型建立了能 模拟高速流动中水蒸汽自然凝结的数值模型，并对此开展了深入研究。图1 蒸汽引射式风洞基本原理2 理论模型及数值校验由水蒸汽凝结理论可知，水蒸汽在高速流动时由于温度和压强的迅速变化，可能会有大量自然凝结发生，因此必须建立能评估水蒸汽自然凝结的理论模型才能保证蒸汽引射系统设计的和理性。2 1 蒸汽自然凝结模型本研究采用了希尔动量模型【2 】来考虑水蒸汽的自然凝结过程。其基本假设是：由于自然凝 结的水蒸汽液滴数量在1 e 1 2 1
5、 e 2 5 个k g ，液滴直径范围：2 e - 1 0 1 e 一7 m ，非常细小但数量巨 大，可以不考虑液相的速度滑移和温度滑移，建立如下的液相运动方程组。 等+ 孚玎3 脚3 空d t 彪a f赢：等+ 3 p 孤Q 2 ：u , _ r 2 j + 2 d t 彪d ，d ：2 6 2( 1 )( 2 )凝结激波的数值模拟及其在蒸汽引射式超声速风洞设计中的应用其中，警+ 挈| 脚瓢d r ) , O Q o d t1 1 “西。孤：V1 a p Q _ o + _ a p g _ o U , ：( ，)m孤：吖( 3 )( 4 )Q 器d f由上述方程组求出Q 3 后，则根据酏)
6、铂等Q 3( 9 )可求得凝结的水蒸汽质量分数g 。上述公式中：J 代表单位时间单位体积的水蒸汽中凝结的临 界尺寸的凝结核数量。r 是凝结核临界半径。d r d t 代表凝结核半径的增长速度。 上述方程再与流体运动方程组耦合求解，增加凝结相对气相的质量、动量、能量源项， 就能求出自然凝结在引射系统内发生的位置，大小，以及凝结出来的水占整体的质量百分数。 本文流体运动方程组的求解建立在F l u e n t6 1 平台上，通过自定义模块与蒸汽自然凝结模型向耦合。2 2 数值校验为了验证理论模型是否正确，对P h i l i pK e l l e n e r s 发表在C e n t e rf o
7、 rT u r b u l e n c eR e s e a r c h 【3 】 上的带凝结激波的喷管模型进行了模拟。由于文献没有给定喷管的型面尺寸，本文根据图示的尺寸用本文在F l u e n t 平台上建立的程序进行了模拟，结果对比如图2 、3 ：s 0 1 】 4 2 14 9 37 b K 】 2 9 8 82 9 7 1P o 【p a 1 0 0 9 0 01 0 0 9 0 0a ) P h i l i pK e l l e n e r s 结果b ) 本文计算结果图2 数值校验结果( 马赫数场比较)砂d防馨带辫m琊硼，rr，JO，rJOrrJO=I II IQQ9第十一届全国
8、激波与激波管学术会议a ) P h i l i pK e l l e n e r s 结果b ) 本文计算结果图3 数值校验结果2 ( 中心线上的g ，J ，P 比较)从图2 、3 来看：1 ) 本文计算结果与文献计算结果相近，均计算出了凝结激波，且出现的位置相近。凝 结分数和p P t 0 变化也很相近。 2 ) 文献凝结出现的位置( J 0 ) L L 本文的计算结略靠前。这可能是本文模拟的喷管前段型面曲线与文献略有差别的缘故。这一点可以从p P t 0 曲线的对比看出来。 3 ) 应该说明本文计算的J m a x 在l e 2 2 量级，与文献计算结果是相近的。由于T e c p l o
9、 t 不能画成文献样式图形，故处理成J J m a x 图形。3 方案设计及性能预估3 1 初始方案设计及性能预估 根据气源参数和给定的工况和结构条件，设计初始方案如图4 所示。该方案采用单级引 射，工作参数为：蒸汽总压9 b a r ，总温4 6 1 k 。对该系统进行初步的理论预估，结果表明初步 设计的引射子系统在抽吸真空时遇到困难。主要原因是引射喷管出口压强与封闭端压强不匹 配，当抽吸到1 0 0 0 0 P a 以下，引射器喷管出口射流膨胀非常厉害，引起向低压封闭端的回流，而在急剧膨胀的射流中蒸汽凝结使得出口激波严重畸变，如图5 ，进一步影响了抽真空能力。图4 初始设计方案图5 抽真空
10、时引射喷管出u 畸变3 2 改进方案设计及性能预估对蒸汽引射子系统进行改进设计。以达到在不增加蒸汽源要求情况下完全满足引射子系 统的性能要求。从前面的结果来看，最大的问题在于抽真空时引射喷管出口压强太高，与周 围环境压强不匹配。经过仔细考虑，改进方案如下： 1 ) 采用两级引射。第一级用较低的总压，初选为6 b a r ，第二级采用较高总压，初选为】2 b a r 。 总温均为4 6 1 k 。2 ) 两级引射器流量分配如下：第一级采用较小流量：l k g s ，第二级采用较大流量2 4 k g s 。总计流量为3 4 k g s ，与原来相同。 3 ) 两级之间采用二此喉道隔离。如图6 所示
11、。 4 ) 二级引射段也采用了二次喉道。凝结激波的数值模拟及其在蒸汽引射式超声速风洞设计中的应用图6 改进方案1 ) 两级引射喷管计算结果为了评估改进方案的可行性，首先对两级引射的引射喷管展开计算，结果如表1 和图7 ：表l两级引射器喷管出口参数对比引射喷管出口马赫数出口温度出口速度( m s )出口压总压损失凝结相质量( k )强( b a r )系数分数一级2 33 4 l1 0 4 40 2 70 6 09 一船2 13 6 79 9 7 20 8 30 6 41 2 a ) 一级引射喷管b ) 二级引射喷管图7 两级引射喷管凝结水质量分数分布主要有以下几点：( 1 )本文设计的喷管采用
12、了较大的扩张角，喉部形状也没有特别处理，目的是考察未避免凝结激波，喷管形状是否需要特别设计。计算结果显示，在目前的工况参数下，喷管内不会产生凝结激波。喷管形状不需要特殊设计，采用常规形状的喷管即可。不过，由于喉部的过渡不够圆滑，喷管内还是产生了两道较强的激波，这在实际设计中可以加以避免( 2 )水蒸汽在喷管内的凝结引起了较大的总压损失，主要在喉部附近损失较大。这和喷管进口采用纯蒸汽条件有关：纯蒸汽使得喉部的自然凝结非常剧烈，导致较大的总压损失。实际的蒸汽很难达到1 0 0 的干度，蒸汽中将含有一定数量的液滴，这些液滴的存在将部分抵消自然凝结的发生，使喉部附近的凝结过程变化稍缓，从而有助于降低总
13、压损失。至于，何种干度的蒸汽最有利，有待于进一步的研究。2 ) 两级引射器抽吸能力验证分别计算了两级引射方案抽真空和有一定来流( 0 5 6 k g ) 时的引射流场，并考虑了带凝结和不带凝结两种工况，结果如图8 、9 、1 0 所示。( 1 ) 改进的两级引射系统成功的将封闭端抽吸到4 0 0 0 P a 以下，其中不考虑凝结的理想蒸汽抽吸到的最低压强是：2 3 7 7 P a ，而考虑凝结抽吸到的最低压强为：3 0 8 3 P a ，相差近3 0 。不过总的比设计要求提高2 5 。( 2 ) 给定来流流量0 5 6 k g s 工况下，理想蒸汽均能将来流静压抽吸到0 4 a t r n 以
14、下，其中理想蒸汽抽吸到2 8 5 2 1 P a ，考虑凝结后抽吸到2 9 1 4 3 ，非常接近。另外，由图8 理想蒸汽工况与考虑凝结的工况的壁面压强非常相近。由此看来，蒸汽凝结对当前工况的引射性能影响很小。另外，改进方案性能比原方案提高近2 0 ，比设计要求提高2 5 。2 6 5第十一届全国激波与激波管学术会议a ) 抽真空b ) 0 5 6 k g s 来流图8 抽吸能力满足要求后管道壁面压强对比( 考虑凝结与不考虑凝结)( 3 ) 从图9 来看，本引射方案凝结主要发生在喷管出口附近。不过凝结主要是喷管内已凝结液滴的继续增长，而自然结核的数量很少。这对引射性能损害较小。由此，在引射系统
15、结构设计合理的情况下，水蒸汽的凝结对引射性能的影响可以控制到较小程度。图9 抽真空满足要求后流道内的凝结水的质量分数分布图1 00 , 5 6 k g s 来流引射满足要求后流场内凝结水的质量分数分布4 结论 本研究建立了能准确评估水蒸汽凝结对引射性能影响的理论模型，初步预估了蒸汽引射 式风洞中可能产生凝结激波的条件和水蒸汽凝结对引射系统性能的影响，主要获得如下结论： 1 ) 在目前的工况参数下，引射喷管内不会产生凝结激波。可以用常规形状喷管。2 ) 对蒸汽引射来说，引射喷管出口压强与被引射流压强要匹配，应避免引射器喷管 出口射流急剧膨胀，否则会使得出口激波严重畸变，影响抽吸能力。 3 ) 对
16、蒸汽引射来说，采用多级引射装置，可以较好的满足性能要求。整体性能优于 单级引射。分析表明，只要合理设计引射系统结构，水蒸汽的凝结对引射性能的 影响可以控制到较小程度。参考文献【l 】刘政崇等，高低速风洞气动与结构设计，国防工业出版社，2 0 0 3【2 】2H i l l ，P G 1 9 6 6C o n d e n s a t i o no f W a t e rV a p o u rd u r i n gS u p e r s o n i cE x p a n s i o ni nN o z z l e s ，J o u r n a lo f F l u i dM e c h a n i c s 。V 0 1 2 5 ，p a r t3 ，P P 5 9 3 - 6 2 0 f 3 1P h i l i pK e l l e n e r s ，S i m u l a t i o no fi n
