二元空氣進(jìn)口結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響

陳志明 張磊揚(yáng) 單睿子 王希亮 王同輝 劉愛華

摘要： 采用試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法， 基于雙側(cè)水平二元空氣進(jìn)氣布局固沖發(fā)動(dòng)機(jī)， 針對(duì)固沖補(bǔ)燃室空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和空氣進(jìn)氣面積這兩種因素對(duì)固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響進(jìn)行仿真分析。 結(jié)果表明：空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和進(jìn)氣面積對(duì)補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響較大， 且在特定水平下兩因素對(duì)補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響存在交互作用； 隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大， 補(bǔ)燃室溫升效率呈先基本恒定、 然后減小、 再增大的趨勢(shì)， 而補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)均呈減小的趨勢(shì)； 當(dāng)空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比大于1.000時(shí)， 空氣進(jìn)氣面積較小時(shí)補(bǔ)燃室溫升效率相對(duì)較高； 相同空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比時(shí)， 空氣進(jìn)氣面積較小時(shí)的補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)均相對(duì)較高。

關(guān)鍵詞： 空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比； 空氣進(jìn)氣面積； 補(bǔ)燃室； 溫升效率； 總壓恢復(fù)系數(shù)

中圖分類號(hào)： TJ763； V435文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼： A文章編號(hào)： 1673-5048（2018）04-0046-06

0引言

固體火箭沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)合沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)和固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)點(diǎn)， 具有比沖高、 可靠性好、 結(jié)構(gòu)緊湊等特點(diǎn)， 能夠有效提升導(dǎo)彈的射程和飛行速度， 強(qiáng)化其突防和末段攻擊能力， 是未來空射超聲速戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈的理想動(dòng)力裝置。 固沖補(bǔ)燃室內(nèi)富燃燃?xì)夂蛠砹骺諝獾母咝交烊紵龑?duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)性能至關(guān)重要。

針對(duì)固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒組織技術(shù)， 國外在20世紀(jì)90年代就進(jìn)行了相應(yīng)的研究， 主要側(cè)重于不同摻混結(jié)構(gòu)的對(duì)比分析和結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)[1-2]。 國內(nèi)首先從空氣進(jìn)氣和燃?xì)膺M(jìn)氣兩方面入手進(jìn)行了固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒性能方面的研究[3-4]， 進(jìn)而進(jìn)行了不同摻混結(jié)構(gòu)參數(shù)作用下固沖補(bǔ)燃室內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的研究[5]，以及在固沖補(bǔ)燃室頭部引入高溫燃?xì)鈴?qiáng)化摻混燃燒效果[6]等方面的研究。 目前國內(nèi)主要采用試驗(yàn)設(shè)計(jì)和優(yōu)化設(shè)計(jì)的方法， 進(jìn)行不同摻混結(jié)構(gòu)作用下固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的變化規(guī)律分析和摻混結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)等方面的研究[7-11]。

針對(duì)固沖補(bǔ)燃室摻混結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中關(guān)于空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比對(duì)固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒性能影響的研究國內(nèi)外鮮有報(bào)道。 本文在空燃比為14的條件下， 采用全因子試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法， 針對(duì)固沖補(bǔ)燃室空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和空氣進(jìn)氣面積這兩種因素對(duì)固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響進(jìn)行仿真分析， 獲得這兩種因素對(duì)固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響規(guī)律， 為固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒組織技術(shù)研究提供技術(shù)支撐。

1物理模型

本文所用固沖補(bǔ)燃室物理模型見圖1， 采用雙水平空氣進(jìn)氣布局， 燃?xì)馔ㄟ^雙直孔噴口進(jìn)入補(bǔ)燃室。 為減小計(jì)算量， 取1/4模型進(jìn)行計(jì)算。 為避免進(jìn)氣道所帶來的耦合影響， 物理模型中不考慮進(jìn)氣道， 僅將補(bǔ)燃室空氣進(jìn)氣彎頭前方等直段延長(zhǎng)作為空氣來流通道。 其基本結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

2計(jì)算模型

固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)流動(dòng)、 摻混和燃燒過程極其復(fù)雜， 真實(shí)模擬其中的三維兩相化學(xué)反應(yīng)流場(chǎng)是不現(xiàn)實(shí)的， 為簡(jiǎn)化計(jì)算采用文獻(xiàn)[12]中基于PDF湍流燃燒模型的計(jì)算模型， 其中一次燃?xì)饨M分通過對(duì)含硼富燃料推進(jìn)劑的熱力計(jì)算得到。

航空兵器2018年第4期陳志明， 等： 二元空氣進(jìn)口結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)固沖補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響采用專業(yè)網(wǎng)格生成軟件ICEM對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。 為了提高計(jì)算的精度及效率， 部分模型采用混合網(wǎng)格生成技術(shù)， 其中摻混裝置之前部分采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格； 補(bǔ)燃室和空氣進(jìn)氣部分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格； 在摻混結(jié)構(gòu)作用區(qū)域、 補(bǔ)燃室頭部等型面復(fù)雜、 壓力梯度大的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格局部加密。 網(wǎng)格總數(shù)為120萬左右， 壁面網(wǎng)格示意圖如圖2所示。

仿真邊界條件采用空氣質(zhì)量入口、 燃?xì)赓|(zhì)量入口、 尾噴管壓力出口、 對(duì)稱面和固體壁面邊界。 其中， 空氣進(jìn)口流量為7 kg/s， 總溫606 K； 燃?xì)膺M(jìn)口流量為0.5 kg/s， 總溫1 990 K； 尾噴管出口壓力26 500 Pa， 溫度216.7 K。

3計(jì)算結(jié)果分析

3.1總體效應(yīng)分析

分別對(duì)不同空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和空氣進(jìn)氣面積作用下補(bǔ)燃室摻混燃燒的仿真結(jié)果進(jìn)行算術(shù)平均， 得到兩者對(duì)補(bǔ)燃室溫升效率和總壓恢復(fù)系數(shù)的主效應(yīng)圖， 如圖3～4所示。

可以看出， 在空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比較小時(shí)補(bǔ)燃室溫升效率基本保持恒定， 隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大， 補(bǔ)燃室溫升效率呈先減小后增大的趨勢(shì)， 最大變化范圍為7.5%左右； 補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大呈下降趨勢(shì)， 最大變化范圍為3.5%左右。

補(bǔ)燃室溫升效率隨著空氣進(jìn)氣面積的增大呈減小趨勢(shì)， 變化范圍為3%左右， 而補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)隨著空氣進(jìn)氣面積的增大呈增大趨勢(shì)， 變化范圍為6.5%左右。

分別對(duì)不同空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和空氣進(jìn)氣面積各水平組合下的補(bǔ)燃室摻混燃燒仿真結(jié)果進(jìn)行算術(shù)平均， 得到兩者對(duì)補(bǔ)燃室溫升效率和總壓恢復(fù)系數(shù)的交互效應(yīng)圖， 如圖5～6所示。

可以看出， 在空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比等于1.000和0.634時(shí)， 空氣進(jìn)氣面積變化引起的補(bǔ)燃室溫升效率變化趨勢(shì)與其余三對(duì)工況不同， 空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和空氣進(jìn)氣面積對(duì)補(bǔ)燃室溫升效率存在交互影響。

在空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比等于1.000時(shí)， 空氣進(jìn)氣面積變化引起的補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)變化趨勢(shì)與其余四對(duì)工況不同， 空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和空氣進(jìn)氣面積對(duì)補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)存在交互影響。

3.2耦合影響分析

為進(jìn)一步分析空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和空氣進(jìn)氣面積對(duì)補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響， 分別計(jì)算不同空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和不同空氣進(jìn)氣面積作用下補(bǔ)燃室溫升效率、 總壓恢復(fù)系數(shù)， 并截取補(bǔ)燃室沿程截面靜溫分布圖， 如圖7～13所示。

圖7給出了不同空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和不同空氣進(jìn)氣面積時(shí)的補(bǔ)燃室總溫升效率分布。 從圖中可以看出， 空氣進(jìn)氣面積較大時(shí)（Sair-entry2）， 補(bǔ)燃室的溫升效率相對(duì)較小， 只在空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比為1時(shí)兩者相近， 并且， 隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大， 大進(jìn)氣面積工況（Sair-entry2）下補(bǔ)燃室溫升效率呈先減小后增大的趨勢(shì)， 而小進(jìn)氣面積工況（Sair-entry1）下呈先小幅增大后減小再增大的趨勢(shì)。

圖8給出了不同空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和不同空氣進(jìn)氣面積下的補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)分布。 從圖中可以看出， 在空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比相同的條件下， 空氣進(jìn)氣面積較大（Sair-entry2）時(shí)， 補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)相對(duì)較大； 并且， 隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大， 補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)基本呈下降趨勢(shì)。

圖9～13為不同工況下補(bǔ)燃室沿程截面靜溫分布圖。 可以看出， 不同工況補(bǔ)燃室內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)相近， 兩股空氣射流將兩股燃?xì)馍淞鲾D壓到補(bǔ)燃室中心軸附近， 然后高溫燃?xì)庠诳諝馍淞鞯某掷m(xù)擠壓下沿對(duì)稱面向補(bǔ)燃室壁面附近移動(dòng)， 在補(bǔ)燃室內(nèi)形成對(duì)稱的四個(gè)流向渦結(jié)構(gòu)， 高溫燃?xì)饬飨驕u流動(dòng)， 在補(bǔ)燃室出口處形成四個(gè)相對(duì)高溫區(qū)域。

在空氣進(jìn)氣面積相同時(shí)， 隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大， 進(jìn)入補(bǔ)燃室頭部的空氣量逐漸減小， 使得補(bǔ)燃室頭部渦強(qiáng)度減弱， 弱化了補(bǔ)燃室頭部的摻混燃燒效果。 同時(shí)隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大， 有更多的空氣和燃?xì)馍淞髦苯酉嗷プ饔茫?并且兩者相互作用的軸向距離也增大， 一方面強(qiáng)化了補(bǔ)燃室摻混段的摻混燃燒效果， 同時(shí)在補(bǔ)燃室長(zhǎng)度不變的條件下減小了補(bǔ)燃室空氣進(jìn)氣口下游流向渦的作用距離。 這幾種作用相互影響， 使得補(bǔ)燃室溫升效率隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。

隨空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大， 補(bǔ)燃室摻混段空氣和燃?xì)庀嗷プ饔迷鰪?qiáng)， 在流場(chǎng)結(jié)構(gòu)相近的條件下， 補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)隨空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大呈下降趨勢(shì)。

而當(dāng)空氣進(jìn)氣面積較大時(shí)， 補(bǔ)燃室高溫燃燒區(qū)域的發(fā)展相對(duì)于小空氣進(jìn)氣面積時(shí)明顯滯后， 使得其溫升效率相對(duì)較低。 這是由于進(jìn)氣面積增大， 使得單位面積內(nèi)空氣流量減少， 進(jìn)而使得空氣射流對(duì)燃?xì)馍淞鳑_擊作用減小引起的， 使得其補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)相對(duì)較高。

4結(jié)論

綜合以上空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比和空氣進(jìn)氣面積對(duì)補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響分析結(jié)果， 可以得到如下結(jié)論：

（1） 空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比對(duì)補(bǔ)燃室的溫升效率影響相對(duì)于空氣進(jìn)氣面積較大， 而后者對(duì)補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)的影響較大， 總體上兩者對(duì)補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響相當(dāng)， 最大變化范圍均在7%左右； 兩因素在特定水平下對(duì)補(bǔ)燃室摻混燃燒性能的影響存在交互作用。

（2） 隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大， 補(bǔ)燃室頭部摻混燃燒效果減弱、 補(bǔ)燃室摻混段摻混燃燒效果增強(qiáng)， 而補(bǔ)燃室空氣進(jìn)口下游流向渦的作用距離減小。

（3） 隨著空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比的增大， 補(bǔ)燃室溫升效率呈先基本恒定、 然后減小， 再增大的趨勢(shì)， 而補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)均呈減小的趨勢(shì)。

（4） 在空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比小于等于1.000時(shí)， 不同空氣進(jìn)氣面積的補(bǔ)燃室溫升效率差異不大； 當(dāng)空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比大于1.000時(shí)， 空氣進(jìn)氣面積較小時(shí)補(bǔ)燃室溫升效率相對(duì)較高； 相同空氣進(jìn)口長(zhǎng)寬比時(shí)， 空氣進(jìn)氣面積較小時(shí)的補(bǔ)燃室總壓恢復(fù)系數(shù)均相對(duì)較高。

參考文獻(xiàn)：

[1] Christopher B， Clark H， John B. An Investigation of FourInlet Ducted Rocket Engine Flameholding Characteristics[C]∥33rd Joint Propulsion Conference and Exhibit， AIAA， 1997.

[2] Onn S C， Chiang H J， Hwang H C， et al. Optimization of Operation Conditions and Configurations for SolidPropellant Ducted Rocket Combustors[J].Radio Science， 1993， 28（5）： 785-793.

[3] 趙洪章， 李進(jìn)賢， 曹琪. 進(jìn)氣形式對(duì)沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒的影響[J]. 彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào)， 2011， 31（2）： 114-116.

Zhao Hongzhang， Li Jinxian， Cao Qi. The Effect of Inlet Mode on AfterBurning of Ramjet[J]. Journal of Projectiles， Rockets， Missiles and Guidance， 2011， 31（2）： 114-116. （in Chinese）

[4] 王同輝， 白濤濤， 莫展， 等. 特型燃?xì)鈬娍趯?duì)補(bǔ)燃室摻混燃燒的影響[J].彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào)， 2015， 35（2）： 97-100.

Wang Tonghui， Bai Taotao， Mo Zhan， et al. Effects of Special FuelGas Jet on Mixing and Combustion in After Burning Chamber[J].Journal of Projectiles， Rockets， Missiles and Guidance， 2015， 35（2）： 97-100. （in Chinese）

[5] 王希亮， 孫振華， 賀永杰， 等. 頭部?jī)蓚?cè)進(jìn)氣固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)流場(chǎng)研究[J]. 航空兵器， 2011（5）： 51-55.

Wang Xiliang， Sun Zhenhua， He Yongjie， et al. Research on Internal Flowfield in Afterburning Chamber of Ducted Rocket with a Head Bilateral Inlet Configuration[J].Aero Weaponry， 2011（5）： 51-55.（in Chinese）

[6] 曹軍偉， 何國強(qiáng)， 單睿子， 等. 高溫燃?xì)馍淞鲗?duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒效率影響研究[J].彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào)， 2016， 36（2）： 87-90.