含鋁凝膠燃料脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程瞬態(tài)特性

胡洪波，翁春生

(1.西安航天動(dòng)力研究所 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安　710100；2.南京理工大學(xué) 瞬態(tài)物理國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京　210094)

?

含鋁凝膠燃料脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程瞬態(tài)特性

胡洪波1,2，翁春生2

(1.西安航天動(dòng)力研究所 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安710100；2.南京理工大學(xué) 瞬態(tài)物理國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，南京210094)

為了解含鋁凝膠燃料脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程的瞬態(tài)機(jī)理，建立了含鋁凝膠燃料脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)學(xué)物理模型。采用守恒元與求解元數(shù)值計(jì)算方法，對(duì)單循環(huán)含鋁凝膠燃料脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值仿真，分析了其爆轟反應(yīng)過(guò)程與沖量產(chǎn)生過(guò)程的瞬態(tài)特征。計(jì)算結(jié)果表明，爆轟波作用下，凝膠燃料液滴變化以剝離破碎為主，燃料液滴中鋁顆粒隨液滴剝離彌散于爆轟管內(nèi)并參與反應(yīng)，累積在最后階段反應(yīng)的鋁顆粒較少。凝膠燃料爆轟燃?xì)馀欧胚^(guò)程可劃分為爆轟附著膨脹、燃?xì)狻佰杖迸蛎浐团蛎洔p弱等3個(gè)典型特征階段。研究結(jié)果對(duì)凝膠燃料脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)用研究具有參考意義。

脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)；凝膠燃料；爆轟；瞬態(tài)；數(shù)值計(jì)算

0　引言

為了更好地滿足飛行器推進(jìn)系統(tǒng)的需求，人們對(duì)先進(jìn)推進(jìn)技術(shù)的期待越來(lái)越強(qiáng)烈。在廣大科研工作者對(duì)先進(jìn)推進(jìn)技術(shù)的探索過(guò)程中，由于凝膠燃料同時(shí)結(jié)合了固體燃料和液體燃料的許多優(yōu)點(diǎn)，被認(rèn)為是具有美好前景的未來(lái)推進(jìn)燃料之一[1-3]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其流動(dòng)、霧化與燃燒等進(jìn)行了廣泛研究[4]。

與緩燃波模式工作的推進(jìn)系統(tǒng)相比，爆轟波模式工作的推進(jìn)系統(tǒng)可獲得更高的熱循環(huán)效率[5]。為進(jìn)一步提升推進(jìn)系統(tǒng)性能，人們正致力于實(shí)現(xiàn)包括脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)(Pulse Detonation Engine, PDE)在內(nèi)的以爆轟波模式工作的推進(jìn)系統(tǒng)技術(shù)突破[6]。

將凝膠燃料與脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)相結(jié)合，可充分利用兩者的優(yōu)勢(shì)，在開(kāi)發(fā)新型高性能推進(jìn)系統(tǒng)方面有著誘人的應(yīng)用前景。雖然，目前國(guó)內(nèi)外在脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)性能預(yù)測(cè)、數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究方面開(kāi)展了大量工作，但多以氣相和液相燃料為主[7]，而較少采用凝膠燃料[8]。截至目前，尚未見(jiàn)到對(duì)含鋁凝膠燃料爆轟進(jìn)行數(shù)值仿真的報(bào)道。因此，本文通過(guò)建立含鋁凝膠燃料與氣相氧化劑多相爆轟模型，采用守恒元與求解元(conservation element and solution element,CE/SE)數(shù)值計(jì)算方法，對(duì)含鋁凝膠燃料脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)爆轟流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值仿真，并對(duì)其爆轟反應(yīng)過(guò)程和沖量產(chǎn)生過(guò)程進(jìn)行了分析。

1　數(shù)學(xué)物理模型與計(jì)算方法

含鋁凝膠燃料爆轟是耦合了氣、液、固多相流動(dòng)與燃燒反應(yīng)的復(fù)雜物理化學(xué)問(wèn)題，需進(jìn)行合理簡(jiǎn)化，以建立適合求解的數(shù)學(xué)物理模型。

1.1模型簡(jiǎn)化與假設(shè)

根據(jù)凝膠燃料爆轟過(guò)程的特點(diǎn)，考慮凝膠燃料的非牛頓流體特性，將冪律模型(Power-Law Model，P-L模型)和液滴氣動(dòng)剝離的臨界判據(jù)引入氣液兩相爆轟模型[9-10]，對(duì)爆轟管內(nèi)以二氧化硅為凝膠劑的含鋁凝膠燃料與氣相氧化劑混合物多相爆轟過(guò)程，進(jìn)行簡(jiǎn)化與假設(shè)如下：

(1)爆轟管內(nèi)凝膠燃料、氣相氧化劑混合物多相爆轟過(guò)程簡(jiǎn)化為軸對(duì)稱無(wú)粘過(guò)程，即流場(chǎng)計(jì)算時(shí)不考慮粘性，而氣體粘度及液滴非牛頓流體特性對(duì)液滴反應(yīng)過(guò)程的影響，則在液滴剝離蒸發(fā)過(guò)程中加以考慮；(2)凝膠燃料液滴群?jiǎn)为?dú)作為液相，液滴為球形，且溫度分布均勻；(3)爆轟管管壁絕熱，不考慮熱輻射對(duì)凝膠燃料液滴與鋁顆粒的影響[10]；(4)凝膠燃料液滴表觀粘度符合P-L模型；(5)將凝膠燃料液滴發(fā)生袋狀破碎作為液滴剝離的臨界判據(jù)；(6)凝膠燃料液滴僅在氣流作用下發(fā)生剝離，液滴剝離部分所含液態(tài)汽油瞬間氣化，所含鋁顆粒群則分散于爆轟管內(nèi)，并單獨(dú)作為固相。同時(shí)假定鋁以固態(tài)參與反應(yīng)，不考慮反應(yīng)過(guò)程中鋁相變的中間過(guò)程；(7)凝膠劑在液滴中不發(fā)生相變，爆轟波作用下，液滴發(fā)生剝離，剝離部分的凝膠劑瞬間蒸發(fā)為氣相；(8)將鋁顆粒的燃燒產(chǎn)物氧化鋁處理為氣相方程中的一種組分，假定其溫度、速度與氣體相同，但對(duì)壓力沒(méi)有貢獻(xiàn)[10]。

1.2數(shù)學(xué)方程

基于以上簡(jiǎn)化與假設(shè)，爆轟管內(nèi)含鋁凝膠燃料與氣相氧化劑混合物多相爆轟的控制方程為

(1)

其中

總能E1計(jì)算為

(2)

式中Cvj(j=1,2,3,4,5,6,7)分別為氧氣、二氧化碳、水蒸氣、汽油蒸氣、凝膠劑蒸氣、氮?dú)夂脱趸X的定容比熱容；Yj為對(duì)應(yīng)組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

由于氧化鋁對(duì)氣相壓力無(wú)貢獻(xiàn)，壓力p根據(jù)氣相中除氧化鋁之外的各組分分壓力計(jì)算為[10]：

(3)

式中Wi(i=1,2,3,4,5,6)分別為氧氣、二氧化碳、水蒸氣、汽油蒸氣、凝膠劑蒸氣和氮?dú)獾南鄬?duì)分子質(zhì)量。

總能E2、E3分別計(jì)算為

(4)

根據(jù)模型中對(duì)含鋁凝膠燃料液滴剝離和蒸發(fā)過(guò)程的假設(shè)，凝膠燃料液滴剝離和蒸發(fā)對(duì)氣相質(zhì)量的貢獻(xiàn)率m21計(jì)算為

(5)

燃料液滴剝離對(duì)固相質(zhì)量的貢獻(xiàn)率m23為

式(5)和式(6)中，含鋁凝膠燃料液滴剝離與蒸發(fā)質(zhì)量計(jì)算為

(7)

因剝離引起的液滴半徑變化率計(jì)算為

(8)

式中μ為氣體粘度；We為凝膠燃料液滴韋伯?dāng)?shù)；η為凝膠燃料液滴表觀粘度；Wecr為臨界韋伯?dāng)?shù)[11]。

因蒸發(fā)引起的燃料液滴半徑變化率為[12]

(9)

式中λ為氣體導(dǎo)熱系數(shù)；Nu為努賽爾(Nusselt)數(shù)；T為溫度；L為凝膠燃料液滴的蒸發(fā)潛熱。

[6]和文獻(xiàn)[10]，計(jì)算氣相與液相、氣相與固相鋁顆粒群間軸向作用力Fx21、Fx31和徑向作用力Fy21、Fy31以及對(duì)流傳熱Qconv、Qconv3。

含鋁凝膠燃料爆轟過(guò)程中，同時(shí)存在汽油和鋁粉顆粒。計(jì)算中，通過(guò)各自點(diǎn)火溫度，控制其反應(yīng)進(jìn)程。汽油主要成分為辛烷，為簡(jiǎn)化計(jì)算，采用辛烷的化學(xué)反應(yīng)方程式代替汽油的燃燒反應(yīng)過(guò)程[12]，辛烷一步總包反應(yīng)方程式為

aC8H18+12.5aO2+eN2

→8aCO2+9aH2O+eN2

(10)

不考慮鋁的氮化，彌散于爆轟管內(nèi)的固相鋁顆粒與富氧空氣燃燒反應(yīng)的化學(xué)反應(yīng)方程式為

4bAl+3bO2+eN2→2bAl2O3+eN2

(11)

鋁顆粒燃燒反應(yīng)中顆粒半徑變化率為[13]

(12)

式中系數(shù)c0=2.36×106；活化能Eb=73.6 kJ/mol；Xeff為有效氧濃度；Ru為普適氣體常數(shù)。

由于鋁顆粒反應(yīng)過(guò)程中不斷產(chǎn)生與消耗，r3取為鋁顆粒的體積平均半徑，并由此計(jì)算鋁顆粒數(shù)密度N3。

鋁顆粒燃燒反應(yīng)質(zhì)量消耗率m31為

(13)

化學(xué)反應(yīng)引起的汽油蒸氣質(zhì)量消耗率與氣相中其他組分質(zhì)量變化率由相應(yīng)的化學(xué)當(dāng)量關(guān)系式確定。

1.3數(shù)值計(jì)算方法

采用CE/SE方法，對(duì)控制方程進(jìn)行離散求解，該方法將空間與時(shí)間作為同等變量，無(wú)需黎曼分解，在求解爆轟這種具有強(qiáng)間斷的物理問(wèn)題方面獲得了成功的應(yīng)用[9,12]。二維CE/SE方法離散格式與雅克比系數(shù)矩陣的詳細(xì)推導(dǎo)見(jiàn)文獻(xiàn)[14]。

由于化學(xué)反應(yīng)的特征時(shí)間遠(yuǎn)小于對(duì)流的特征時(shí)間，方程(1)中的化學(xué)反應(yīng)源項(xiàng)為剛性源項(xiàng)。因此，采用四階龍格-庫(kù)塔方法進(jìn)行特殊處理[14]。

1.4邊界條件與初始條件

含鋁凝膠燃料PDE的計(jì)算模型為直徑φ60 mm、長(zhǎng)1.2 m的爆轟管，爆轟管一端封閉，一端開(kāi)口。為了更準(zhǔn)確地計(jì)算爆轟燃?xì)馀欧胚^(guò)程，計(jì)算區(qū)域包括爆轟管內(nèi)流場(chǎng)和適當(dāng)區(qū)域的外流場(chǎng)[6]，計(jì)算網(wǎng)格寬度取為1 mm?？紤]到軸對(duì)稱性，計(jì)算區(qū)域?yàn)閷?shí)際物理區(qū)域的一半，如圖1所示。參考文獻(xiàn)[6]，封閉端和壁面取為固壁邊界條件，爆轟管出口取為出口邊界條件，對(duì)稱軸取為軸對(duì)稱邊界條件，外流場(chǎng)邊界取為遠(yuǎn)場(chǎng)邊界。

初始時(shí)刻，爆轟管內(nèi)充滿化學(xué)當(dāng)量比的鋁粉(球形當(dāng)量直徑2 μm)質(zhì)量分?jǐn)?shù)為60%、凝膠劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)為4%的含鋁凝膠燃料(燃料液滴粒徑為100 μm)和氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)25%的富氧空氣混合物，其初始?jí)毫εc溫度分別為0.1 MPa和288 K。以爆轟管封閉端的局部高溫高壓區(qū)作為初始點(diǎn)火條件。

圖1　含鋁凝膠燃料PDE計(jì)算模型

2　計(jì)算結(jié)果及其分析

如圖2所示，隨著爆轟波向爆轟管出口方向傳播，爆轟壓力增大，爆轟波傳播速度增大，并趨于穩(wěn)定。距爆轟管封閉端1.1 m處具有最高爆轟壓力，壓力峰值為3.85 MPa，爆轟波速度為1 906 m/s。如表1所示，基于C-J爆轟計(jì)算的該條件下壓力峰值為4.36 MPa，爆轟波速度為1 957 m/s。可見(jiàn)，數(shù)值仿真結(jié)果與C-J爆轟計(jì)算結(jié)果吻合較好。

圖2　爆轟管中心軸線上氣相壓力-時(shí)間曲線

表1　計(jì)算結(jié)果比較

從圖2可知，0.1、0.3、0.5、0.7 m處的壓力隨著時(shí)間的變化均先迅速增大，隨后快速降低到0.8 MPa附近的平臺(tái)壓力，并在維持平臺(tái)壓力一段時(shí)間后，再次降低。因距離爆轟管出口較近，爆轟波掃過(guò)之后，燃?xì)馀蛎浹杆?，距爆轟管封閉端0.9、1.0、1.1 m處的壓力，隨著爆轟波的到來(lái)，先迅速增大，到達(dá)各自峰值后，快速降低，不會(huì)形成壓力平臺(tái)。距爆轟管封閉端1.2 m的爆轟管出口位置的壓力，隨著爆轟波的到來(lái)，先迅速增大，到達(dá)3.41 MPa的峰值后，快速降低。由于爆轟管外無(wú)燃料，爆轟管出口處，受緊鄰位置壓力影響較小，膨脹較快，壓力峰值降低。1.601 ms時(shí)刻，管口處壓力降低至0.22 MPa。此后，由于爆轟管內(nèi)燃?xì)鈮毫^高，管口氣體為欠膨脹，管口壓力變化很小。2.897 ms時(shí)刻，隨著氣體排出，爆轟管內(nèi)壓力下降，管口氣體膨脹充分，管口壓力再次降低。

2.1爆轟反應(yīng)過(guò)程分析

圖3、圖4分別給出了爆轟管中心軸線上0.6 m處液滴半徑與液相中鋁顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)，固相體積分?jǐn)?shù)及其顆粒半徑隨時(shí)間的變化曲線。從圖3可看出，液滴由初始粒徑至完全消失所用時(shí)間為54 μs，0.442 ms時(shí)刻，液滴發(fā)生蒸發(fā)，液滴中鋁顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)開(kāi)始增大，但增長(zhǎng)速度緩慢。0.467 ms時(shí)刻，液滴中鋁顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為61%，相對(duì)于0.442 ms時(shí)刻60%的初始值僅增加了1%。此后，由于液滴粒徑減小及氣相溫度增大，液滴蒸發(fā)速率加快，液滴中鋁顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)迅速增大。0.473 ms時(shí)刻，液滴中鋁顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)83%。

圖3　液滴半徑與液相中鋁顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)

圖4　固相體積分?jǐn)?shù)及其顆粒半徑

從圖4可看出，隨爆轟波的到達(dá)，液滴開(kāi)始剝離和蒸發(fā)，彌散的鋁顆粒使得固相體積分?jǐn)?shù)增大。0.434 ms時(shí)刻，固相體積分?jǐn)?shù)達(dá)到1.5×10-6的最大值后開(kāi)始下降，該最大值對(duì)應(yīng)時(shí)刻的鋁顆粒半徑為1 μm。0.438 ms時(shí)刻，固相體積分?jǐn)?shù)降低為1.2×10-7，對(duì)應(yīng)時(shí)刻的氣相溫度為2 170 K，鋁顆粒半徑為2.1×10-3μm。此后，在液滴剝離與蒸發(fā)引起的鋁顆粒生成與燃燒引起的鋁顆粒消耗的共同作用下，固相體積分?jǐn)?shù)和鋁顆粒半徑分別維持在1.2×10-7和2.1×10-2μm以下。0.478 ms時(shí)刻，液滴消失并同時(shí)產(chǎn)生部分鋁顆粒，使得固相體積分?jǐn)?shù)與鋁顆粒質(zhì)量平均半徑突然增大。

如圖5所示，爆轟波到達(dá)初期，由于氣液兩相間速度差大，液滴剝離效應(yīng)強(qiáng)，液滴半徑變化率大。隨著氣液兩相間速度差減小，液滴剝離效應(yīng)減弱，液滴半徑變化率減小。0.467 ms時(shí)刻，氣液兩相間速度差小，液滴剝離效應(yīng)弱，液滴半徑為29 μm(圖3)，液滴蒸發(fā)效應(yīng)顯著增強(qiáng)，促使液滴半徑變化率增大。由于液滴蒸發(fā)效應(yīng)明顯強(qiáng)于液滴剝離效應(yīng)，液滴中鋁顆粒體積分?jǐn)?shù)增加(圖3)。

圖5　無(wú)量綱氣液相軸向速度差、液滴半徑變化率曲線

2.2爆轟沖量特征分析

圖7為爆轟管中心軸線上距封閉端0.5m處氣相速度隨時(shí)間的變化曲線。如圖7所示，0.366ms時(shí)刻，在緊隨爆轟波后的膨脹波作用下，氣相速度迅速增大，并在0.380ms時(shí)刻，獲得1 228m/s的峰值。

圖6　二氧化碳生成過(guò)程中氣相壓力與溫度的變化曲線

(14)

隨后，由于緊鄰位置(靠近爆轟管出口一端)處爆轟形成的反向壓縮波，氣相速度快速下降，0.609 ms時(shí)刻，氣相在速度降為0后，開(kāi)始向封閉端(逆向)流動(dòng)。0.693 ms時(shí)刻，氣相逆向速度達(dá)到最大值-39 m/s，并在封閉端反射的壓縮波作用下開(kāi)始減速。0.983 ms時(shí)刻，氣相逆向速度降為0，氣相正向速度開(kāi)始緩慢增大，1.312 ms時(shí)刻，氣相正向速度為6 m/s。此后，在爆轟管管口膨脹波作用下，氣相再次膨脹加速，向爆轟管出口方向流動(dòng)。

圖7　爆轟管內(nèi)距封閉端0.5 m處氣相速度曲線

如圖8所示，距爆轟管封閉端0.3、0.5、0.7 m處，由爆轟波后緊隨的膨脹波引起的氣相動(dòng)量積分值依次為0.27、0.45、0.63 kg·m/s?？梢?jiàn)，0.2 m內(nèi)爆轟波后，膨脹波引起的動(dòng)量積分值相同，均為0.18 kg·m/s，表明自持爆轟穩(wěn)定后，爆轟引起的沖量值也是穩(wěn)定的。

圖8　緊隨爆轟波后的膨脹波引發(fā)的動(dòng)量積分曲線

圖9為爆轟管中心軸線上1.2 m(管口)處氣相速度隨時(shí)間的變化曲線。從圖9可看出，爆轟波掃過(guò)后，管口氣相速度迅速達(dá)到1 491 m/s峰值后開(kāi)始下降。與爆轟管內(nèi)不同，由于沒(méi)有受到爆轟波反向壓縮效應(yīng)的影響，管口氣相速度沒(méi)有快速下降到0，而是在降到883 m/s后就開(kāi)始回升。1.613 ms時(shí)刻，氣相速度增加到936 m/s。由于爆轟管內(nèi)壓力較高，燃?xì)馀欧懦跗跒椤佰杖绷鲃?dòng)，氣相速度保持在936～945 m/s間的平臺(tái)速度。隨燃?xì)馀懦觯Z管內(nèi)壓力降低，2.725 ms時(shí)刻，管口氣相速度為945m/s，隨后氣相速度開(kāi)始下降。5.974 ms時(shí)刻，管口氣相速度降為0，排放過(guò)程結(jié)束。

圖9　爆轟管出口處氣相速度變化曲線

根據(jù)文獻(xiàn)[15]推力計(jì)算公式(式(15))，整個(gè)排放過(guò)程的沖量積分曲線如圖10所示。

由圖10可知，爆轟管排放過(guò)程的沖量增長(zhǎng)表現(xiàn)為3個(gè)典型特征階段。第1階段(0.755～1.329 ms)，沖量曲線陡峭，沖量增長(zhǎng)速度快，其末端時(shí)刻沖量積分值為2.67 N·s。因其膨脹過(guò)程由爆轟波后的膨脹波引起，將之稱為爆轟附著膨脹階段。第2階段(1.329～2.815 ms)，排放處于“壅塞”流動(dòng)階段，沖量近似線性增長(zhǎng)，該階段產(chǎn)生的沖量為1.92 N·s。第3階段(2.815～5.654 ms)，由于爆轟管內(nèi)殘余燃?xì)獠蛔?，排放過(guò)程中管口壓力降低，燃?xì)馀欧胚^(guò)程表現(xiàn)為膨脹減弱階段。該階段燃?xì)馀欧潘俣扰c密度均降低，沖量增長(zhǎng)逐漸變緩，產(chǎn)生的沖量為0.98 N·s。

(15)

圖10　爆轟管排放過(guò)程的沖量積分曲線

由式(16)計(jì)算的爆轟附著膨脹階段、燃?xì)狻佰杖迸蛎涬A段和膨脹減弱階段的排氣質(zhì)量分別為1.59、1.50、1.10 g。3個(gè)階段的平均排氣溫度依次為2 797、 2 275、2 089 K?？梢?jiàn)，爆轟附著膨脹階段和燃?xì)狻佰杖迸蛎涬A段的排氣質(zhì)量約占排氣總質(zhì)量的74%。隨著排氣進(jìn)行，平均排氣溫度逐漸降低。結(jié)合圖2中1.2 m(爆轟管出口)處的壓力-時(shí)間曲線可知，爆轟附著膨脹階段和燃?xì)狻佰杖迸蛎涬A段排氣均處于欠膨脹狀態(tài)。因此，仍可通過(guò)噴管等進(jìn)一步降低排氣溫度。

(16)

3　結(jié)論

(1)數(shù)值計(jì)算結(jié)果與C-J爆轟結(jié)果符合較好，表明建立的模型能有效地模擬含鋁凝膠燃料的爆轟。

(2)建立的模型可充分反映含鋁凝膠燃料、富氧空氣混合物爆轟過(guò)程中液滴、鋁顆粒等的變化過(guò)程。爆轟波作用下，液滴變化以剝離破碎為主，凝膠燃料液滴中，鋁顆粒隨液滴剝離參與反應(yīng)，累積在最后階段反應(yīng)的鋁顆粒較少。由于液滴蒸發(fā)延遲，更多的燃料蒸氣反應(yīng)發(fā)生在波后氣體膨脹的過(guò)程中。

(3)含鋁凝膠燃料爆轟燃?xì)馀欧胚^(guò)程可劃分為3個(gè)典型特征階段：爆轟附著膨脹階段、燃?xì)狻佰杖迸蛎涬A段和膨脹減弱階段。

參考文獻(xiàn)：

[1]Santos P H S,Carignano M A,Campanella O H.Qualitative study of thixotropy in gelled hydrocarbon fuels[J].Engineering Letters,2011,19(1):13-19.

[2] 強(qiáng)洪夫,劉 虎,韓亞偉,等.基于SPH方法的凝膠推進(jìn)劑一次霧化仿真研究[J].固體火箭技術(shù),2013,36(1):61-66.

[3] 劉香翠,張煒,朱慧,等.納米鋁粉及納米鋁粉/煤油凝膠體系能量性能研究[J].固體火箭技術(shù),2005,28( 3):198-198.

[4] 李斌,張蒙正,周立新.凝膠推進(jìn)劑應(yīng)用研究進(jìn)展[C]//大連:中國(guó)化學(xué)會(huì)第五屆全國(guó)化學(xué)推進(jìn)劑學(xué)術(shù)會(huì)議論文集,2011.

[5] Piotr Wolański.Detonative propulsion[J].Proceedings of the Combustion Institute,2013,34(1):125-158.

[6]Wang Ke,Fan Wei,Lu Wei,et al.Study on a liquid-fueled and valveless pulse detonation rocket engine without the purge process[J].Energy,2014,71(7):605-614.

[7]王研艷,翁春生.尾噴管構(gòu)型對(duì)多循環(huán)兩相脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)流場(chǎng)及性能影響[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào),2013，28(10):2256-2266.

[8]Palaszewski B,Jurns J,Breisacher K,et al.Metallized gelled propellants combustion experiments in a pulse detonation engine[R].AIAA 2004-4191.

[9]Wang G,Zhang D,Liu K,et al.An improved CE/SE scheme for numerical simulation of gaseous and two-phase detonations[J].Computers & Fluids,2010,39(1):168-177.

[10]洪滔,秦承森.爆轟波管中鋁粉塵爆轟的數(shù)值模擬[J].爆炸與沖擊,2004,24(3):193-200.

[11]Hsiang L P,Faeth G M.Drop deformation and breakup due to shock wave and steady disturbances[J].International Journal of Multiphase Flow,1995,21(4):545-560.

[12]彭振,翁春生.脈沖爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)中等離子體點(diǎn)火的數(shù)值計(jì)算[J].工程力學(xué),2012,29(5):242-250.

[13]Fedorov A V,Khmel T A.Numerical simulation of formation of cellular heterogeneous detonation of aluminum particles in oxygen[J].Combustion,Explosion,and Shock Waves,2005,41( 4):435-448.

[14]翁春生,王浩.計(jì)算內(nèi)彈道學(xué)[M].北京:國(guó)防工業(yè)出版社,2006.

[15]Hu Hong-bo,Weng Chun-sheng,Lv Xiao-jing,et al.Analysis on impulse characteristics of PDRE with exhaust measurements[J].International Journal of Turbo & Jet-Engines.2014,31(2):97-103.

(編輯：崔賢彬)

Transient characteristics for working process of pulse detonation engine with aluminized gelled fuels

HU Hong-bo1,2, WENG Chun-sheng2

(1.Science and Technology on Liquid Rocket Engine Laboratory,Xi'an Aerospace Propulsion Institute,Xi'an710100,China;2.National Key Lab of Transient Physics,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing210094,China)

In order to understand the transient mechanism of pulse detonation engine with gelled fuels during the working process,the mathematical and physical model of pulse detonation engine with aluminized gelled fuels was established.The flow field of a single cycle pulse detonation engine with aluminized gelled fuels was simulated numerically by using the conservation element and solution element method,and the transient characteristics during the detonation reaction and impulse generation processes were analyzed.The calculation results show that the strip of the aluminized gelled fuels droplet under the detonation wave is predominant.The aluminum particles scatter into the detonation tube accompanying with the strip of droplets,and participate in reaction,so the aluminum quantity accumulated in the final stage is small.And the process of the gelled fuels' detonation exhaust can be divided into three typical stages,which are expansion stage attached to detonation,gas "choked" expansion stage and weaken expansion stage in sequence.The results have some significant

for application research on pulse detonation engine with gelled fuels.

pulse detonation engine;gelled fuels;detonation;transient;numerical calculation

2015-08-10；

2015-10-20。

國(guó)家自然科學(xué)基金(11372741)。

胡洪波(1987—)，男，博士生，研究方向?yàn)楸Z推進(jìn)技術(shù)。E-mail：huhongbonjusteducn@163.com

V439

A

1006-2793(2016)04-0463-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2016.04.003