入射壓力對連續超聲速射流對撞的影響*

趙 坤,刁志成,何立明,曾 昊,張勝利,謝祥勇

(1 空軍工程大學航空工程學院,西安 710038;2 95896部隊,河北滄州 061700;3 93716部隊,天津 300000;4 94855部隊,浙江衢州 324000)

0 引言

兩級脈沖爆震發動機(Two-stage pulses detonation engine,2-stage PDE)[1-3]是由俄羅斯的Levin等人[4]首次提出的一種基于環形連續超聲速射流對撞誘導激波聚焦起爆爆震原理的新形式脈沖爆震發動機,主要由一級預燃裝置和二級激波聚焦起爆裝置構成,具有結構簡單、尺寸小、頻率高等優點。目前國外關于2-stage PDE的研究比較多,繼俄羅斯于2001年成功起爆連續爆震之后,美國日本等國[5-6]分別開展了凹面腔內激波聚焦過程的實驗與數值模擬并取得了一定的成果;國內關于2-stage PDE的研究[7-11]開始較晚,而且多集中于暫沖式激波聚焦起爆爆震的實驗與數值模擬,少數單位[12-13]開展過連續超聲速射流對撞誘導激波聚焦的實驗,但是仍不夠深入。由于凹面腔內聚焦的激波是由連續超聲速射流對撞產生的,所以研究清楚射流對撞的機理很有必要。文中結合前人的相關研究[14-15],開展了不同入射壓力條件下自由空間內連續超聲速射流對撞的實驗和數值模擬,通過分析對撞區域的動態壓力和輻射噪聲來揭示射流入射壓力對連續超聲速射流對撞的影響規律。

1 實驗系統及數值算法介紹

1.1 實驗系統

文中采用的實驗系統主要包括供氣系統、干燥系統、實驗段以及壓力測量系統,如圖1所示。

圖1 實驗段及測試系統示意圖

實驗段主要由對稱布置的兩個穩壓罐以及射流噴管組成,噴管的截面積尺寸為寬度5 mm、厚度30 mm,噴管出口間距為126 mm。在穩壓罐內布置一個總壓傳感器用來測量超聲速射流的入射壓力,在兩噴管中點布置PCB動態壓力傳感器用來測量射流對撞位置的動態壓力,在距離噴管2 000 mm的垂直位置布置聲壓傳感器用來測量射流對撞時產生的輻射噪聲,其中動態壓力采樣頻率為500 kHz,聲壓采樣頻率為21.3 kHz。

1.2 數值算法及驗證

物理模型尺寸與實驗段實物的結構尺寸相同,鑒于其對稱性,文中使用二維軸對稱模型。為節約計算資源并提高計算精度,初始網格尺寸為0.1 mm,根據密度梯度自適應加密網格,射流噴口為壓力入口邊界,壓力與實驗取值相同,溫度為Tin=300 K,計算區域為壓力Pa=0.101 MPa、溫度Ta=300 K、填充空氣的環境條件。采用FLUENT軟件進行數值模擬,求解器為分離式求解器,湍流模型為Realizablek-ε模型,算法為PISO算法,方程離散格式為二階迎風格式。

為驗證文中算法的有效性,采用文獻[16]中所訴工況條件進行數值模擬,并與實驗結果進行對比,如圖2所示。圖2(a)為文獻中實驗得到的動態壓力時域局部放大圖,圖2(b)為文中數值算法計算出來的結果。通過對比可以發現,實驗所得的動態壓力幅值、周期均與數值模擬所得結果吻合的較好,故可以說明文中采用的數值算法具有很好的可信度。

圖2 計算結果與實驗結果的對比

2 實驗結果分析

分別在0.30 MPa、0.35 MPa、0.40 MPa、0.45 MPa、0.50 MPa、0.55 MPa等6個不同的入射壓力下進行實驗,依次測量對撞中心的動態壓力、對撞區域的輻射噪聲并結合FFT變換,分析了超聲速射流入射壓力對射流對撞的影響規律。

2.1 對動態壓力的影響

圖3為入射壓力分別為0.30 MPa、0.45 MPa、0.55 MPa三個典型入射壓力條件下對撞中心壓力脈動時域圖,可以看出,隨著入射壓力的不斷提高,動態壓力傳感器所測量到的壓力脈動幅值逐漸增大,故可以得出,入射壓力越高,射流對撞強度越大的結論。同時發現動態壓力幅值整體上具有較大的波動,這是因為動態壓力傳感器位置固定,而射流對撞位置會左右擺動,當對撞中心與傳感器重合時,傳感器測得的動態壓力幅值較大。

圖3 不同入射壓力下動態壓力時域圖

對上述6種入射壓力條件下的動態壓力數據進行FFT變換,得到如圖4所示的頻率變化曲線。從圖中可以看出,各入射壓力條件下都出現了基頻1 100 Hz左右和基頻3 900 Hz左右的頻率,根據文獻[14]中的分析可以知道,1 100 Hz左右是射流對撞的頻率,而3 900 Hz左右是射流對撞中心的動態壓力傳感器固定支柱的固有振蕩頻率。隨著射流入射壓力的升高,射流對撞引起的壓力脈動頻率逐漸增大,由P=0.30 MPa時的1 036 Hz上升至P=0.55 MPa時的1 169 Hz。

圖4 不同入射壓力下動態壓力頻率

2.2 對輻射噪聲的影響

圖5 不同入射壓力下輻射噪聲頻率

圖5是超聲速射流入射壓力在0.3～0.55 MPa條件下,射流對撞產生的輻射噪聲頻率變化曲線。根據文獻[14]中的論述,超聲速射流對撞過程中通常包括三種噪聲:湍流結構所輻射出的湍流摻混噪聲,主要存在于低頻段,頻帶較寬,對應的聲壓較小;非定常小擾動在噴口與激波胞格間正反饋產生的嘯叫,頻帶相對較窄,對應的聲壓較高,呈現出突出的峰值;胞格結構與湍流不穩定波動的相互作用產生的寬頻帶激波相關噪聲,其頻率較高,對應的聲壓較小。在文中,射流對撞后引起的壓力脈動作為初始的外界擾動在噴口與胞格結構相互作用,產生了嘯叫,圖5中入射壓力條件下的頻率即為嘯叫頻率。

通過與圖5中對應工況的射流對撞頻率對比,發現嘯叫頻率普遍要略小一些,根據文獻[14]中所述的嘯叫聲反饋放大機制可知,由射流對撞引起的壓力脈動作為初始擾動經歷了較長的聲反饋回路,導致嘯叫頻率低于聲源的壓力脈動頻率。射流對撞引起的嘯叫頻率基本保持在1 100 Hz左右,且隨射流入射壓力增大而增大。

3 數值模擬結果分析

選擇與實驗相同的射流入射壓力條件下進行數值模擬,結合FFT變換,分析射流對撞中心動態壓力及輻射噪聲的變化,進一步研究入射壓力對射流對撞的影響。

3.1 對動態壓力的影響

圖6為數值模擬得到的三個典型入射壓力下兩噴口射流對撞中點的動態壓力時域圖。可以看出,數值模擬結果與實驗結果較為吻合,即隨著射流入射壓力增大,射流對撞中心動態壓力越大,射流對撞強度越大。同時還可以看出,圖6中的壓力曲線整體上沒有出現實驗結果中類似的波動,說明數值模擬中兩側射流強度一致,對撞區域相對穩定。

對6種射流入射壓力條件下的動態壓力數據進行FFT變換,發現各工況下都只存在一個頻率,即射流對撞導致的壓力脈動頻率,其大小隨射流入射壓力的增大而增大,如圖7所示。從中可以看出,隨著射流入射壓力的不斷增大,射流對撞中心的壓力脈動頻率由P=0.30 MPa時的890 Hz單調上升至P=0.55 MPa時的1 780 Hz,趨勢與實驗結果變化趨勢一致。但是在頻率的具體數值上,數值模擬結果與實驗結果差別較大,這主要是因為限于計算資源以及網格尺寸,無法捕捉到小尺寸渦的變化,而且數值模擬沒有考慮到實驗中的外界干擾、試驗器尺寸誤差。在6種入射壓力下都沒有發現3 900 Hz左右的頻率峰值,這進一步說明了實驗中出現的這種頻率是傳感器固定支柱的固有振蕩頻率。

3.2 對輻射噪聲的影響

圖8是數值模擬得到的6種入射壓力下輻射噪聲頻率變化曲線。

從中可以看出,隨著入射壓力的逐漸提高,射流對撞所產生的嘯叫頻率的變化規律與實驗中所測得的規律吻合:當入射壓力處于最低的0.30 MPa時,嘯叫的頻率為851 Hz,此后隨著入射壓力的不斷提高,嘯叫頻率值單調上升,直至入射壓力升高至0.55 MPa時,嘯叫頻率達到最大值1 701 Hz。本組數據與實驗結果具有一定的差別,同樣是限于計算資源,網格仍然相對較大,無法捕捉到更加細微的流場結構所致。

圖6 數值模擬不同入射壓力下動態壓力時域圖

圖7 數值模擬不同入射壓力下動態壓力頻率

4 結論

文中通過實驗與數值模擬相結合的方法,通過分析射流對撞中心的動態壓力和輻射噪聲,研究了入射壓力對射流對撞的影響規律,得到的主要結論如下:

1)隨著射流入射壓力的增大,射流對撞導致的動態壓力幅值逐漸增大,頻率也逐漸增大。

2)隨著射流入射壓力的增大,射流對撞引起的嘯叫頻率逐漸增大。

3)數值模擬結果與實驗結果具有同樣的變化趨勢,但是在具體數值上差別較大,這主要是因為網格尺寸相對較大,無法捕捉細微的流場結構,下一步需要提高數值模擬精度。

圖8 數值模擬不同入射壓力下輻射噪聲頻率