空氣渦輪火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)外涵氣流摻混研究①

李 平，李文龍，何國(guó)強(qiáng)

(1.西北工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院，西安 710072;2.西安航天動(dòng)力研究所，西安 710100)

0 引言

空氣渦輪火箭發(fā)動(dòng)機(jī)(Air Turbo Rocket/Ramjet，ATR)是一種適用于臨近空間飛行器的新型組合循環(huán)動(dòng)力。ATR使用獨(dú)立于空氣來流的火箭燃?xì)獍l(fā)生器驅(qū)動(dòng)渦輪帶動(dòng)壓氣機(jī)吸入空氣，與驅(qū)動(dòng)渦輪做功后的富燃燃?xì)庠谥魅紵覔交烊紵?。單組元或固體推進(jìn)劑ATR易于應(yīng)用，而凝膠肼單組元ATR則在保持高性能和易于控制等優(yōu)勢(shì)的同時(shí)，可顯著改善安全性，具有較好的發(fā)展前景［1－3］。

混流燃燒室內(nèi)富燃燃?xì)馀c空氣的高效摻混燃燒對(duì)于ATR性能至關(guān)重要。ATR摻混燃燒包括富燃燃?xì)馀c空氣在渦輪局部進(jìn)氣條件下的高效均勻摻混及湍流流動(dòng)中進(jìn)行的劇烈化學(xué)反應(yīng)。提高內(nèi)涵富燃燃?xì)馀c外涵空氣摻混均勻度是混流燃燒室實(shí)現(xiàn)高效率燃燒最有效的途徑。富燃燃?xì)馀c空氣摻混不足，將導(dǎo)致點(diǎn)火壓力峰值過大，或出現(xiàn)低頻間歇性燃燒。

波瓣混流器是一種能在較短距離和較低壓強(qiáng)損失條件下，實(shí)現(xiàn)內(nèi)外涵氣流高效摻混的強(qiáng)化混合裝置。新穎的流向渦強(qiáng)化混合機(jī)制，使其在航空航天領(lǐng)域得到較為廣泛的應(yīng)用［4－9］。航空發(fā)動(dòng)機(jī)排氣系統(tǒng)采用波瓣混流器降低排氣噪聲、抑制紅外輻射或提高推力增益。美國(guó)Aerojet公司、日本宇航科學(xué)研究所(ISAS)的ATR均采用波瓣混流器促進(jìn)混合、改善燃燒，美國(guó)CFD RC公司和陸軍導(dǎo)彈指揮部(AMCOM)的研究也表明，波瓣混流器方案是一種有發(fā)展前景的高效摻混方案。

本文對(duì)無(wú)化學(xué)反應(yīng)、均勻進(jìn)氣條件下ATR混流燃燒室與尾噴管的內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，并與熱試車結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。旨在進(jìn)一步揭示強(qiáng)迫混合條件下波瓣混流器強(qiáng)化摻混的內(nèi)在機(jī)理，定量分析波瓣混流器摻混方案的摻混效率，為篩選混流燃燒室高效摻混方案奠定基礎(chǔ)。

1 內(nèi)外涵氣流摻混方案

3種典型的波瓣混流器型面見圖1，其結(jié)構(gòu)參數(shù)見圖2和表1，包括波瓣數(shù)目n、內(nèi)擴(kuò)張角αin、外擴(kuò)張角αout、波瓣長(zhǎng)度L和無(wú)量綱波瓣穿透率H—(波瓣高度H與尾緣截面流道高度之比)。波瓣混流器A是將波瓣尾緣在瓣高1/3處斜切33°(β)后生成的。

表1 波瓣混流器結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Configuration parameters of lobed mixers

2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

混流燃燒室(直徑Dc=2R=130 mm)和尾噴管為中心軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，其流場(chǎng)結(jié)構(gòu)存在對(duì)稱性，取燃燒室和尾噴管簡(jiǎn)化實(shí)體模型的1/4作為計(jì)算域，見圖3。計(jì)算域網(wǎng)格為全六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，壁面處劃分較密的貼體邊界層網(wǎng)格，并對(duì)混流器尾緣下游初始距離內(nèi)的網(wǎng)格進(jìn)行局部加密。

2.2 控制方程與數(shù)值計(jì)算方法

流動(dòng)與傳熱的連續(xù)方程、動(dòng)量方程、能量方程及組分質(zhì)量守恒方程可表示成如下通用形式:

式中 φ 代表1、ui、T及Y′i等變量;Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù);Sφ為廣義源項(xiàng)。

湍流模型選用Realizable k－ε模型，近壁區(qū)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行處理。多組分、可壓縮流的流動(dòng)與傳熱控制方程采用基于有限體積法的二階迎風(fēng)差分格式離散，離散代數(shù)方程組采用密度基耦合隱式算法求解。

2.3 邊界條件

(1)進(jìn)口邊界面。針對(duì)強(qiáng)迫混合條件，內(nèi)外涵入口均采用質(zhì)量流進(jìn)口邊界條件，即給定入口質(zhì)量流量、總溫及組分摩爾分?jǐn)?shù)等，速度和溫度分布均勻。內(nèi)涵進(jìn)口邊界面肼分解燃?xì)饪倻丶敖M分摩爾分?jǐn)?shù)見表2。

表2 內(nèi)涵進(jìn)口邊界總溫及組分摩爾分?jǐn)?shù)Table 2 Total temperature and chemical species mole fractions for the core flows boundary condition

(2)出口邊界面。冷流場(chǎng)的尾噴管出口為亞聲速流動(dòng)，給定其出口背壓(環(huán)境壓強(qiáng))，其他變量沿流動(dòng)方向的梯度為0。

(3)壁面及對(duì)稱邊界面。采用無(wú)滑移、絕熱、無(wú)質(zhì)量交換壁面條件;對(duì)稱邊界面上的流動(dòng)變量通量和法向梯度均為0。

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

3.1 強(qiáng)迫混合流場(chǎng)渦系結(jié)構(gòu)

空燃比(空氣與富燃燃?xì)赓|(zhì)量流量比)K=3.92條件下各混流器尾緣截面內(nèi)的速度矢量如圖4所示。由圖4可知，內(nèi)、外涵氣流經(jīng)波瓣混流器 A～C凹凸褶曲波瓣型面的誘導(dǎo)，在尾緣截面內(nèi)產(chǎn)生了以波瓣輪廓線為界、方向相反的徑向速度分量，并由此形成了互相逆轉(zhuǎn)的大尺度二次環(huán)流。大尺度陣列二次環(huán)流在下游誘發(fā)形成若干對(duì)具有對(duì)流性質(zhì)的互為逆轉(zhuǎn)，但其方向與流動(dòng)方向一致的非黏性旋渦，即流向渦。流向渦可定義為渦量的流向分量 Ωs=Ωx=?w/?y－ ?v/?z，其無(wú)量綱形式定義為

式中 H為波瓣高度;us為外涵進(jìn)口處的平均速度。

以典型的波瓣混流器 B為例，圖5為其波瓣尾緣下游沿程無(wú)量綱流向渦分布。流向渦在波瓣尾緣處產(chǎn)生，并沿波瓣輪廓的兩側(cè)邊緣呈正負(fù)交替排列，其尺度基本與波瓣高度相當(dāng)，此時(shí)渦強(qiáng)度最大，但影響區(qū)域僅局限于波瓣輪廓的兩側(cè)邊緣;流向渦在下游發(fā)展成幾對(duì)具有明顯渦核的旋渦結(jié)構(gòu)，其影響區(qū)域在下游3倍瓣高距離內(nèi)逐漸增大，促使內(nèi)涵富燃燃?xì)獠粩嗑砦車臻g的空氣，從而強(qiáng)化了內(nèi)外涵氣流之間的摻混，同時(shí)橫向速度分量梯度的顯著減小，也導(dǎo)致流向渦強(qiáng)度在該階段內(nèi)迅速衰減;在下游6倍瓣高的流向距離內(nèi)，流向渦發(fā)展受壁面約束，在一定程度上出現(xiàn)了自混合的相互干擾，其影響區(qū)域幾乎覆蓋了整個(gè)尾噴管截面，強(qiáng)度和作用進(jìn)一步減弱。

正交渦是由波瓣尾緣界面內(nèi)外涵氣流速度差在粘性剪切力作用下沿著邊界線卷繞生成的，旋渦的指向與兩股流體界面的走向基本一致，其初始尺度與尾緣界面剪切層的厚度相當(dāng)。正交渦定義為與渦量流向分量正交的 2個(gè)橫向分量的矢量和 Ωn=其無(wú)量綱形式定義為= ΩnH/us。

波瓣混流器B尾緣下游沿程無(wú)量綱正交渦分布如圖6所示。正交渦在波瓣尾緣處產(chǎn)生，具有與尾緣輪廓相同的幾何外形，渦強(qiáng)度在臨近波瓣尾緣的局部區(qū)域內(nèi)最大，但初始正交渦受波瓣尾緣界面剪切層厚度的限制，影響區(qū)域較小;在波瓣尾緣下游4.5倍瓣高距離內(nèi)，由于受大尺度流向渦陣列的作用，正交渦結(jié)構(gòu)發(fā)生明顯的“S”形擠壓變形和拉伸，且部分逐漸破裂成不連續(xù)的子結(jié)構(gòu)，其作用范圍和強(qiáng)度衰減顯著。

圖7為波瓣混流器B尾緣下游無(wú)量綱渦強(qiáng)度最大值沿程分布曲線。渦強(qiáng)度最大值在下游1倍瓣高距離內(nèi)急劇衰減，但流向渦最大值在中心錐體后的回流區(qū)內(nèi)呈增大趨勢(shì)。因此，在局部區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生了一個(gè)極大值。至下游1～5倍波瓣高度區(qū)域，無(wú)量綱渦強(qiáng)度最大值衰減趨勢(shì)減緩，基本呈線性減小。綜上所述，由波瓣尾緣特殊幾何型面誘導(dǎo)產(chǎn)生的流向渦、正交渦系強(qiáng)化混合過程，幾乎就是在下游5倍瓣高距離內(nèi)完成的，而在此距離之后，內(nèi)外涵氣流之間以梯度擴(kuò)散的形式混合。

3.2 內(nèi)外涵氣流摻混方案分析

采用熱混合效率衡量下游內(nèi)外涵氣流的摻混均勻度，考慮能量守恒并引入方差的概念，定義熱混合效率為

式中 下標(biāo)f、a分別代表富燃燃?xì)馀c空氣在入口處的值;Tmix為一維流動(dòng)條件下兩股氣流完全混合后的溫度

定義強(qiáng)迫混合流動(dòng)條件下的總壓恢復(fù)系數(shù)為

式中 下標(biāo)s表示該值為下游沿流向橫截面上的量。

以空燃比K=3.92工況為例，燃燒室入口截面下游熱混合效率沿程分布如圖8所示。熱混合效率值在波瓣混流器A～C尾緣至3倍燃燒室半徑的流向距離內(nèi)基本呈線性增加，意味著內(nèi)外涵氣流在此距離內(nèi)發(fā)生了較為強(qiáng)烈的摻混，對(duì)應(yīng)圖7流向渦強(qiáng)度下降趨勢(shì)，表明流向渦的對(duì)流型強(qiáng)化混合作用在改善流場(chǎng)參數(shù)分布均勻度的同時(shí)，也減弱了二次環(huán)流產(chǎn)生和賴以發(fā)展的源動(dòng)力。在此之后的下游，徑向混合主要依賴于遠(yuǎn)小于流向渦尺度的正交渦作用，該階段內(nèi)熱混合效率的增大趨勢(shì)減緩。

在內(nèi)外涵氣流的混合初期，氣流微團(tuán)之間的粘性剪切較為強(qiáng)烈，波瓣混流器B方案總壓恢復(fù)系數(shù)迅速減小，流向渦與正交渦的相互作用在該階段內(nèi)尤為明顯。隨流向速度梯度減小，沿流動(dòng)方向的粘性剪切和能量損失不斷減小，故其總壓恢復(fù)系數(shù)的下降速率放緩，至燃燒室出口達(dá)0.987。其他3種方案的總壓損失沿流動(dòng)方向的增加幅度很小，總壓恢復(fù)系數(shù)維持在0.998 量級(jí)。

直接混合方案(Directly mixed)單純依靠?jī)?nèi)外涵氣流速度差的粘性剪切及梯度擴(kuò)散混合，其熱混合效率在各工況下均維持在較低量級(jí)，但內(nèi)外涵氣流在下游的總壓損失很小。

3種波瓣混流器方案中，波瓣混流器 A～B的熱混合效率較高，但波瓣混流器 B總壓損失相對(duì)較大，而波瓣混流器 A尾緣斜切方案，減小了混流器質(zhì)量、降低自混合粘性損失的同時(shí)，實(shí)現(xiàn)了較高的摻混效率。結(jié)果也表明，熱混合效率與表征流向渦尺度的無(wú)量綱波瓣穿透率的相關(guān)性很大，流向渦是強(qiáng)化內(nèi)外涵氣流摻混的主導(dǎo)因素，而波瓣型面附加的剪切混合周長(zhǎng)在增強(qiáng)內(nèi)外涵氣流摻混的同時(shí)，會(huì)帶來額外的總壓損失。

4 摻混方案試驗(yàn)研究

以單組元肼ATR原理樣機(jī)為平臺(tái)，開展高效摻混燃燒方案的試驗(yàn)研究，重點(diǎn)考察上述方案的摻混燃燒效率及發(fā)動(dòng)機(jī)性能。

氣－氣非預(yù)混燃燒呈火焰面機(jī)制時(shí)，燃燒由湍流混合過程控制，燃燒過程的快慢主要取決于湍流摻混和氣體微團(tuán)擴(kuò)散速率。肼分解燃?xì)馀c空氣的接觸界面在燃燒場(chǎng)中將變成火焰峰面，表征湍流混合程度的熱混合效率可在一定程度上反映燃燒室內(nèi)湍流燃燒的品質(zhì)，能預(yù)示ATR發(fā)動(dòng)機(jī)的性能。

典型試驗(yàn)工況(實(shí)際空燃比K=4.0～4.3)下的熱混合效率及無(wú)量綱比沖分布如圖9所示。對(duì)比分析可知，3種波瓣混流器方案的實(shí)測(cè)比沖與其實(shí)際空燃比相對(duì)應(yīng)的熱混合效率分布基本一致，其中波瓣混流器A方案的熱混合效率和比沖相對(duì)較高，但各波瓣混流器方案實(shí)測(cè)比沖之間的相差幅度小于其熱混合效率計(jì)算值之間的差異。直接混合方案存在低頻不穩(wěn)定燃燒問題，其實(shí)測(cè)性能略低于波瓣混流器方案，但高于計(jì)算預(yù)測(cè)值。

波瓣混流器方案中起主導(dǎo)作用的是大尺度陣列二次環(huán)流的非粘性對(duì)流型混合;但由于所評(píng)估的ATR混流燃燒室尺寸很小，在直接混合方案中，內(nèi)外涵氣流速度差的粘性剪切與燃?xì)馔ㄟ^局部進(jìn)氣渦輪動(dòng)葉葉柵后的強(qiáng)旋流成為強(qiáng)化摻混的主導(dǎo)因素。因此，實(shí)測(cè)混合效率和比沖性能較計(jì)算預(yù)期值高。這表明在非均勻進(jìn)氣條件下，粘性剪切與渦輪動(dòng)葉后強(qiáng)旋流的混合增強(qiáng)作用，對(duì)小尺寸ATR摻混燃燒效率影響很大，致使數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)結(jié)果的部分不一致。渦輪局部進(jìn)氣條件對(duì)內(nèi)外涵氣流強(qiáng)化摻混地促進(jìn)作用，還需在后續(xù)研究中重點(diǎn)考慮。

5 結(jié)論

(1)波瓣混流器強(qiáng)化摻混的機(jī)理在于波瓣尾緣誘導(dǎo)形成的流向渦、正交渦系，使得內(nèi)外涵氣流在下游發(fā)生劇烈的非粘性對(duì)流型混合，大大增強(qiáng)了動(dòng)量和能量的交換;凹凸褶曲的波瓣型面增加了內(nèi)外涵氣流的接觸周長(zhǎng)，從而加強(qiáng)了依靠速度差引起的粘性剪切型混合;其中，大尺度陣列二次環(huán)流的對(duì)流型混合，對(duì)內(nèi)外涵氣流摻混起主導(dǎo)作用。

(2)與直接混合方案相比，波瓣混流器方案擁有較強(qiáng)均勻摻混能力，是以一定的總壓損失為代價(jià)的，大波瓣穿透率、大擴(kuò)張角的斜切波瓣混流器A的綜合性能較優(yōu)。

(3)在非均勻進(jìn)氣條件下，粘性剪切與渦輪動(dòng)葉后強(qiáng)旋流的混合增強(qiáng)作用，對(duì)小尺寸ATR摻混燃燒效率影響很大，其對(duì)波瓣尾緣下游流動(dòng)狀態(tài)及摻混質(zhì)量的影響，亟待后續(xù)深入研究。

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