粉末燃料沖壓發(fā)動機頭部組織摻混流動數(shù)值模擬

任蒙飛,席文雄,羅世彬,鄧 哲,張正澤

(1.中南大學 航空航天學院，湖南 長沙 410083；2.西安近代化學研究所，陜西 西安 710065)

0 引言

粉末燃料沖壓發(fā)動機是一種以高能量金屬或非金屬粉末為燃料的新概念發(fā)動機。該發(fā)動機兼具液體燃料沖壓發(fā)動機比沖大、燃燒效率高、流量可調(diào)和固體火箭沖壓發(fā)動機結(jié)構(gòu)簡單、可靠性高、維護使用方便、適合機載發(fā)射等優(yōu)點，在航空航天領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用前景。美國NASA和法國研究機構(gòu)ONERA[1-4]都先后對該種發(fā)動機開展相關(guān)技術(shù)研究。Miller[5]研究了粉末供應(yīng)技術(shù)及粉末流化技術(shù)。Abbud-Madrid等[6]驗證了金屬或高能非金屬粉末作為發(fā)動機燃料的可行性。Shafirovich等[7-8]驗證了鎂粉顆粒與二氧化碳燃燒的可行性。國防科技大學和西北工業(yè)大學在此方向也開展了大量研究，文獻[9-12]分別就粉末供應(yīng)裝置和流化技術(shù)進行深入探索；楊晉朝等[13-14]對粉末的裝填技術(shù)及顆粒著火特性開展了仿真研究；劉龍、申慧君等[15-17]對粉末沖壓發(fā)動機內(nèi)部燃燒兩相流的仿真結(jié)果進行了梳理；文獻[18-21]調(diào)研了粉末質(zhì)量流量測量技術(shù)和高壓流化機制并進行了實驗分析。

目前，國內(nèi)外研究人員針對粉末沖壓發(fā)動機內(nèi)部燃燒流動情況進行了大量試驗，卻鮮有人針對旁側(cè)進氣式粉末沖壓發(fā)動機非燃燒摻混流場進行仿真研究。目前公開發(fā)表的文獻中，僅有少量關(guān)于固體火箭沖壓發(fā)動機旁側(cè)、環(huán)形、中心等進氣方式影響的研究[22-24]。王希亮等[25-26]通過固沖發(fā)動機頭部兩側(cè)進氣和單側(cè)進氣的分析和實驗，驗證了單側(cè)進氣比雙側(cè)進氣的二次燃燒性能要高，但是由于其燃燒室內(nèi)流場分布不均，總壓損失較大，導(dǎo)致最終的推力提高不明顯；王金金等[27]通過研究進氣道結(jié)構(gòu)對固體火箭沖壓發(fā)動機補燃室及內(nèi)壁流場的影響，驗證了固體火箭沖壓發(fā)動機雙側(cè)180°進氣結(jié)構(gòu)的一次燃氣與空氣摻混燃燒效果更佳，總效率更高；胡建新[28]通過大量仿真實驗發(fā)現(xiàn)了在固體火箭沖壓發(fā)動機中雙下側(cè)90°進氣結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢，并對燃氣發(fā)生器進入補燃室的噴注角度和噴嘴形狀等影響進行了深入分析。

目前已經(jīng)研究的結(jié)構(gòu)配置主要表現(xiàn)在以下方面：例如雙下側(cè)空氣進氣口的噴射角大約為30°～90°；空氣入口的截面形狀；從燃燒室的頭部到兩個進氣口中心的軸向距離；對于雙下側(cè)進氣系統(tǒng)，進氣口彼此相對的角度大約為90°或180°；從軸向噴射到徑向噴射的燃油噴射方法截然不同。粉末燃料沖壓發(fā)動機燃燒室內(nèi)部的冷態(tài)研究面臨的主要問題是如何增強空氣和高溫燃氣的混合性能。因此，迫切需要對粉末燃料發(fā)動機的頭部結(jié)構(gòu)混合進行積極的研究工作。

本文針對雙下側(cè)90°進氣結(jié)構(gòu)的粉末燃料沖壓發(fā)動機，開展不同補燃室頭部結(jié)構(gòu)對內(nèi)部流場影響的研究，分別設(shè)計方形和圓形兩種頭部結(jié)構(gòu)的粉末沖壓發(fā)動機模型進行數(shù)值模擬，同時結(jié)合壓力損失和高溫燃氣與空氣摻混效率的評估方法，對比分析了兩種頭部結(jié)構(gòu)的粉末燃料沖壓發(fā)動機補燃室內(nèi)部流動的總壓損失情況和摻混效果。

1 物理模型

為了實驗結(jié)果便于比較，物理模型采用地面直連試驗狀態(tài)。計算流場包括進氣道噴管、兩旁側(cè)進氣道擴張段、進氣道出口轉(zhuǎn)彎段、6個燃氣發(fā)生器進口、中心粉末燃料入口、粉末沖壓發(fā)動機第一段補燃室、粉末沖壓發(fā)動機第二段補燃室及尾噴管等部分。燃氣發(fā)生器采用6個出口環(huán)向等間距布置，中間留有粉末燃料注入的區(qū)域。6個燃氣噴嘴在噴入的過程中對粉末有剝蝕作用有助于粉末在燃氣包圍的氛圍中充分燃燒。為了使網(wǎng)格和結(jié)構(gòu)便于劃分，對現(xiàn)有的粉末燃料沖壓發(fā)動機合理地簡化其結(jié)構(gòu)。由于研究對象是對稱體，流動也具有一定的對稱性，為了使計算量大大降低，計算域取整個結(jié)構(gòu)的一半。計算區(qū)域示意圖如圖 1所示。借助固體火箭沖壓發(fā)動機補燃室進氣形式，對補燃室頭部構(gòu)型進行設(shè)計和改進，圖 2(a)為方形頭部、圖 2(b)為圓形頭部的簡化模型結(jié)構(gòu)圖，各簡化模型圖設(shè)計數(shù)據(jù)如圖2所示。

圖1 計算區(qū)域示意圖Fig.1 Schematic diagram of calculation area

圖2 粉末沖壓發(fā)動機計算模型Fig.2 Calculation model of powder ramjet engine

2 計算模型

2.1 數(shù)學模型

粉末沖壓發(fā)動機的補燃室流場中存在復(fù)雜的湍流流動，為了體現(xiàn)冷態(tài)流場簡單真實的效果，現(xiàn)對流場做如下假設(shè)：

1)含硼推進劑的組分含量為B(30%)、碳氫化合物(30%)、AP(40%)；

2)燃氣發(fā)生器燃燒后高溫燃氣僅有二氧化碳、水蒸氣等成分，且為理想氣體，即補燃室中進口燃氣成分為二氧化碳和水蒸氣，且符合理想氣體狀態(tài)方程;

3)粉末燃料沖壓發(fā)動機補燃室第一段和第二段的流動均為定常三維流動；

4)發(fā)動機壁面的絕熱層設(shè)置為固定壁面，不參與任何變化和反應(yīng)。

粉末沖壓發(fā)動機補燃室入口燃氣組分及摩爾分數(shù)通過熱力計算軟件Chemical Equilibrium Applications(CEA)獲得。

綜上，結(jié)合流體力學中動量、能量、質(zhì)量和組分的守恒方程，可采用商業(yè)軟件FLUENT進行計算，湍流模型為Standard 模型，采用二階迎風格式離散。使用有限體積法求解雷諾平均后的三維N-S方程。壁面附近流體計算采用標準壁面函數(shù)處理。

2.2 邊界條件

流體計算中用到的邊界條件類型有對稱邊界、質(zhì)量流量入口邊界、無滑移絕熱固壁邊界和壓力出口邊界等。具體邊界條件設(shè)置為：進氣道出口組分為空氣，總溫806.6 K，總壓6.23×105Pa，質(zhì)量流量為2.385 kg/s；燃氣發(fā)生器出口燃氣溫度為2 200 K，質(zhì)量流量為0.104 kg/s；流化氣為空氣，質(zhì)量流量為0.019 25 kg/s；噴管出口壓力為2.0×104Pa。

2.3 計算網(wǎng)格

圖 3為粉末沖壓發(fā)動機補燃室及進氣道的壁面網(wǎng)格分布，分別表示了方形頭部和圓形頭部的壁面網(wǎng)格分布情況。根據(jù)粉末沖壓發(fā)動機補燃室的結(jié)構(gòu)特點，采用專業(yè)網(wǎng)格生成軟件Pointwise對燃氣發(fā)生器出口、進氣道、兩段補燃室內(nèi)部及尾噴管等流動區(qū)域進行網(wǎng)格劃分。為了使計算的精度和速度提高，采用了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格生成技術(shù)。在粉末沖壓發(fā)動機補燃室頭部等型面復(fù)雜部位進行局部網(wǎng)格加密。網(wǎng)格總數(shù)為100萬左右。

3 計算結(jié)果與分析

3.1 補燃室流場特征分析

圖4～圖6為方形頭部和圓形頭部兩種結(jié)構(gòu)的補燃室流場圖，各圖中case 1表示方形頭部，case 2表示圓形頭部。

圖4 補燃室對稱面組分云圖和流線圖Fig.4 Component cloud diagram and streamline diagram of the symmetry plane in afterburner chamber

圖4為補燃室頭部對稱面的流線分布，補燃室中的高溫燃氣組分為水蒸氣和二氧化碳，中心流化氣的組分為空氣?？梢钥闯鯿ase 1中高溫燃氣與來自入口1的空氣相遇，在補燃室頭部下側(cè)形成弱回流區(qū)，使得粉末駐留時間短，燃燒不充分，從而導(dǎo)致粉末燃燒產(chǎn)物凝聚相沉積頭部。而case 2中高溫燃氣與空氣混合，在頭部形成似對稱結(jié)構(gòu)的強回流區(qū)，使得粉末在補燃室頭部駐留時間更長，燃燒更充分。相比于case 1，case 2中高溫燃氣緊密包圍粉末顆粒，不斷沖刷剝離粉末顆粒表面氧化層和液膜，有助于粉末顆粒完全燃燒。

圖 5為補燃室對稱面處頭部的速度矢量圖，補燃室頭部的流動極為復(fù)雜，包括燃氣、流化氣以及空氣三股氣流運動，流動相互干擾。如圖 5中橢圓標注區(qū)域所示，在補燃室的頭部，燃氣射流進入補燃室后與空氣相遇，在補燃室頭部上下兩側(cè)形成漩渦。case 1為直形頭部的漩渦情況，大橢圓內(nèi)有一個大的漩渦；下側(cè)小橢圓內(nèi)部為小漩渦，矩形內(nèi)部為大量速度零的區(qū)域。case 2為圓形頭部的流動情況，上下兩橢圓包圍區(qū)域為兩個大的漩渦；未出現(xiàn)速度為零的區(qū)域。速度為零的區(qū)域被稱為流動盲區(qū)，這部分區(qū)域具有一定的不利效果。當燃燒室內(nèi)部加入粉末燃燒時，死區(qū)是流動盲區(qū)，該處燃燒劇烈產(chǎn)生高溫區(qū)，嚴重影響補燃室頭部的熱防護。由此圓形頭部在補燃室頭部熱防護方面具有一定的優(yōu)勢。

圖5 補燃室對稱面頭部速度矢量Fig.5 Head velocity vector of the symmetry plane in afterburner chamber

文獻[29]表明，復(fù)雜的頭部漩渦對于高溫射流燃氣同空氣和流化氣的摻混有重要影響，補燃室的燃燒效率明顯提高；隨著頭部形狀的改善，燃氣從噴管中噴出的總速度逐漸均勻并有減緩趨勢，空氣流、高溫燃氣流和流化氣流的總速度差增大，造成補燃室頭部漩渦的范圍和強度逐漸擴大。因此改變頭部的結(jié)構(gòu)或者優(yōu)化頭部結(jié)構(gòu)對空氣流化氣以及空氣的摻混有促進作用。由圖5中case 1和case 2的對比可以看出，圓形頭部的內(nèi)部流場更適合粉末沖壓發(fā)動機的燃燒流動。

圖6為補燃室內(nèi)各截面的射流速度矢量分布，圖6中X=-50 mm表示距離燃氣入口50 mm處的截面。截面X=-50 mm和X=-75 mm出現(xiàn)漩渦，case 2中，燃氣周向壓制中心流化空氣，使得中心粉末更容易被高溫燃氣沖刷燒蝕。截面X=-100 mm顯示兩結(jié)構(gòu)速度分布差異較大，case 2中，高溫燃氣的速度偏小且分布均勻，表明高溫燃氣與來自入口1的空氣均勻摻混。從截面X=-200 mm到截面X=-300 mm，高速區(qū)向補燃室遠離進氣道一側(cè)發(fā)展，使得補燃室遠離進氣道一側(cè)壁面受高速高溫氣流撞擊燒蝕，容易導(dǎo)致補燃室局部侵蝕破壞和熱應(yīng)力集中。在截面X=-400 mm，高速氣流主要分布在下側(cè)，其中case 2速度分布較均勻。

圖6 補燃室頭部各截面速度矢量分布Fig.6 Speed vector distribution of each section in the head of afterburning chamber

圖7為補燃室對稱面及頭部截面的壓力分布，截面間相距100 mm。從圖中可以看出，兩種結(jié)構(gòu)中，頭部壓力分布不均，呈軸對稱分布，高壓區(qū)緊靠入口1、入口2。顯然圖中所示高壓區(qū)是入口1、入口2的空氣來流導(dǎo)致的，其對應(yīng)截面與前后截面壓力差異很大，此處空氣供應(yīng)量很大。其中，case 1頭部壓力分布較均勻，在截面1壁面附近出現(xiàn)大片壓力稍低的區(qū)域。case 2在頭部出現(xiàn)“8”字形壓力稍低的區(qū)域，給粉末持續(xù)穩(wěn)定供應(yīng)提供良好的壓力條件。

圖7 補燃室壓力云圖Fig.7 Pressure cloud diagram of afterburning chamber

3.2 摻混效率

1992年Lomkov和Kopchenov[30]提出混合度在某截面的定義，其定義為

(1)

圖8為混合度在各截面的分布。

圖8 混合度在各截面的分布Fig.8 Distribution of mixing degree in each section

從圖8可以看出，兩曲線走向一致?；旌隙惹€有3處轉(zhuǎn)折點，分別出現(xiàn)于入口1對應(yīng)截面、入口2對應(yīng)截面和第一段補燃室中部對應(yīng)截面。從燃氣入口開始，各截面混合度逐漸增加，說明沿軸向頭部摻混效率是降低的。進氣道兩入口將燃氣包圍，混合度在第一轉(zhuǎn)折點后降低，這部分摻混效率最高。進氣道入口2氣流將燃氣阻斷無法進行有效摻混，混合度在第二轉(zhuǎn)折點后增加，摻混效率降低?？諝?、燃氣和流化氣三股氣流相互摻混，混合度在第三轉(zhuǎn)折點再次減小，逐漸達到摻混平衡狀態(tài)，摻混效率增加到最高。縱觀整個流場圓形頭部的混合度一直小于方形頭部，表明圓形頭部的摻混效率優(yōu)于方形頭部。驗證了改變補燃室頭部結(jié)構(gòu)，能直接影響補燃室頭部摻混效率和補燃室內(nèi)部分區(qū)域的摻混效果。

3.3 壓力損失

摻混過程中產(chǎn)生的壓力損失會影響發(fā)動機性能，為進一步比較兩頭部結(jié)構(gòu)的壓力損失情況，計算了補燃室內(nèi)壓力恢復(fù)系數(shù)。進氣道總壓恢復(fù)系數(shù)定義如下：進氣道出口平均總壓和未受擾動截面的平均總壓之比。用來衡量進氣流動過程中的損失的多少，總壓恢復(fù)系數(shù)等于1，說明沒有損失；總壓恢復(fù)系數(shù)接近0，說明損失嚴重。

其中平均總壓定義為

(2)

式中：p0為總壓；ρ為密度；μ為沿著X軸方向的速度；A為截面面積。

總壓恢復(fù)系數(shù)表示為

(3)

根據(jù)進氣道總壓恢復(fù)系數(shù)，定義了補燃室壓力恢復(fù)系數(shù)，壓力恢復(fù)系數(shù)定義為

(4)

圖9為補燃室壓力恢復(fù)系數(shù)沿截面變化，兩曲線走勢一致，截面壓力恢復(fù)系數(shù)沿軸向呈逐漸下降趨勢。圓形頭部各截面壓力恢復(fù)系數(shù)總是高于方形頭部，說明在補燃室內(nèi)圓形頭部壓力損失小于方形頭部。其中截面2～3曲線的切線斜率減小，表示該區(qū)域總壓恢復(fù)系數(shù)減少得慢。截面2～3正是入口1、入口2中間所夾截面，兩部分空氣來流將高溫燃氣包圍，顯然壓力損失變化不明顯。截面2之前截面空氣受到高溫燃氣的撞擊，壓力損失變化劇烈，表現(xiàn)為壓力恢復(fù)系數(shù)曲線切線斜率較大。截面3之后高溫燃氣、流化氣和空氣3股氣流混合均勻，壓力損失變化微小，對應(yīng)的曲線斜率也逐漸減小。

圖9 補燃室壓力恢復(fù)系數(shù)Fig.9 Pressure recovery coefficient of afterburner chamber

4 結(jié)論

本文采用湍流模型和三維組分輸運方法，開展了方形頭部結(jié)構(gòu)和圓形頭部結(jié)構(gòu)粉末沖壓發(fā)動機補燃室內(nèi)冷態(tài)流動數(shù)值模擬，對比分析了補燃室流場特征和壓力損失，獲得以下結(jié)論：

1) 兩種頭部結(jié)構(gòu)的補燃室內(nèi)均形成頭部回流和截面漩渦。圓形頭部結(jié)構(gòu)中，燃氣與空氣在頭部形成類對稱的強回流區(qū)，使得粉末在補燃室頭部駐留時間更長，燃燒更充分。燃氣周向壓制中心流化氣，使得中心粉末更容易被高溫燃氣沖刷燒蝕。

2)在補燃室兩空氣入口處，補燃室遠離進氣道一側(cè)壁面受高速高溫氣流撞擊燒蝕，容易導(dǎo)致補燃室局部侵蝕破壞和熱應(yīng)力集中。圓形頭部速度分布較均勻，破壞作用比方形頭部小。

3)補燃室內(nèi)1～4截面混合度呈現(xiàn)突增突減現(xiàn)象，對應(yīng)截面壓力損失曲線斜率出現(xiàn)先減小后增大情況。圓形頭部的截面壓力損失小于方形頭部，截面空氣和高溫燃氣的摻混效率大于方形頭部。