燃?xì)鈬娚浣嵌葘鸸腆w火箭超燃沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室燃燒效率的影響

凌 江，徐義華，孫?？?，馮喜平

(1.南昌航空大學(xué) 飛行器工程學(xué)院 江西省微小航空發(fā)動機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌 330063；2.西北工業(yè)大學(xué) 燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710072)

0 引言

超燃沖壓發(fā)動機(jī)目前是高超聲速飛行器較為理想的動力裝置，按燃料類型主要分為液體超燃沖壓發(fā)動機(jī)與固體超燃沖壓發(fā)動機(jī)。液體超燃沖壓發(fā)動機(jī)具有流量易調(diào)節(jié)、燃燒效率高等優(yōu)點(diǎn)，而固體超燃沖壓發(fā)動機(jī)則具有成本低、密度比沖較高、作戰(zhàn)反應(yīng)時(shí)間較短、安全性較好等優(yōu)勢，固體超燃沖壓發(fā)動機(jī)又分為固體燃料超燃沖壓發(fā)動機(jī)和固體火箭超燃沖壓發(fā)動機(jī)。

固體燃料超燃沖壓發(fā)動機(jī)存在火焰穩(wěn)定性差、流量較難調(diào)節(jié)、燃燒效率低等缺點(diǎn)。相較于固體燃料超燃沖壓發(fā)動機(jī)而言，固體火箭超燃沖壓發(fā)動機(jī)具有火焰穩(wěn)定、燃燒效率高、摻混方式多樣、流量易調(diào)節(jié)等優(yōu)勢。梁磊等設(shè)計(jì)了中心支板式固體火箭超燃沖壓發(fā)動機(jī)燃燒室，并對其進(jìn)行直連實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了燃?xì)獍l(fā)生器中產(chǎn)生的富燃燃?xì)饪梢栽诔曀偃紵抑腥紵?。高勇剛等?yīng)用數(shù)值計(jì)算方法研究了分流道與波瓣結(jié)構(gòu)兩種摻混增強(qiáng)方式對中心支板式固體火箭超燃沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室燃燒特性的影響，結(jié)果證明，兩種摻混增強(qiáng)方式明顯提高了補(bǔ)燃室燃燒效率，所以合理的摻混增強(qiáng)方式可以提升高發(fā)動機(jī)性能。劉仔等通過數(shù)值模擬方法對固體火箭超燃沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)燃?xì)馀c空氣的摻混燃燒過程開展研究，分析了噴孔數(shù)量、燃?xì)鈬娚浣嵌鹊葘ρa(bǔ)燃室性能的影響，通過結(jié)果得出結(jié)論，對補(bǔ)燃室燃燒性能影響最大的是燃?xì)鈬娚浣嵌鹊母淖?。遲雪等采用數(shù)值模擬方法針對固體火箭超燃沖壓發(fā)動機(jī)不同燃?xì)鈬娚浣嵌鹊牧鲌鎏匦约叭細(xì)馀c來流空氣的摻混效率進(jìn)行了研究，總結(jié)了不同燃?xì)鈬娚浣嵌认碌娜紵覂?nèi)流場特性，隨著噴射角度的增加，噴射的燃?xì)馀c空氣混合形成的漩渦區(qū)域越大，摻混度越高。

綜上所述，一些學(xué)者研究了提高燃?xì)馀c空氣摻混、增強(qiáng)燃?xì)馊紵实姆椒?，如一次燃?xì)鈬娍诓捎梅至鞯馈⒉ò杲Y(jié)構(gòu)以及不同的燃?xì)鈬娚浣嵌扰c噴口形狀等，不過并未使用純硼顆粒作為顆粒添加劑，相較于其他的顆粒添加劑，硼顆粒具有更高的體積和質(zhì)量熱值，是較理想的燃料添加劑。然而，固體火箭超燃沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)燃?xì)饬魉俑?，并且硼顆粒表面有一層較難揮發(fā)的氧化層，這使得硼在超音速燃?xì)庵械娜紵蚀蟠蠼档停虼藶榱颂岣呷細(xì)馀c硼顆粒在補(bǔ)燃室的駐留時(shí)間，增強(qiáng)混合燃?xì)狻⑴痤w粒與空氣摻混，提升燃?xì)馀c硼顆粒的燃燒效率，本文擬研究側(cè)向安裝燃?xì)獍l(fā)生器的含硼固體火箭超燃沖壓發(fā)動機(jī)，不同的一次燃?xì)鈬娚浣嵌葘Τ紱_壓發(fā)動機(jī)燃燒性能影響，為發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)提供參考。

1 物理模型

本文采用的物理模型如圖1所示，補(bǔ)燃室擴(kuò)張角為1°，一次燃?xì)鈬娚浞较蚺c顆粒段出口來流空氣方向的夾角為，4個相同的燃?xì)獍l(fā)生器按90°周向均勻分布，補(bǔ)燃室入口(隔離段出口)直徑為150 mm，一次燃?xì)馊肟谥睆綖?6 mm，補(bǔ)燃室整體長度為1 372.8 mm。通過改變一次燃?xì)鈬娚浞较蚺c空氣進(jìn)氣方向的角度，利用Fluent數(shù)值模擬軟件計(jì)算對比一次燃?xì)鈬娚浣嵌葘ρa(bǔ)燃室燃燒的影響，各工況的燃?xì)鈬娚浣嵌热绫?所示。

表1 各工況燃?xì)鈬娚浣嵌圈?/p>

圖1 物理模型Fig.1 Physical model

為簡化分析，降低計(jì)算難度，流場作如下簡化假設(shè)：

1)補(bǔ)燃室中的燃?xì)鉃闇?zhǔn)定常流動，與外界無熱交換。

2)忽略燃?xì)飧鹘M分之間的輻射作用，忽略體積力的影響。

3)補(bǔ)燃室燃?xì)鉃橥耆珰怏w，服從完全氣體狀態(tài)方程。

2 計(jì)算模型

2.1 控制方程

依據(jù)上述假設(shè)，采用三維穩(wěn)態(tài)可壓縮的N-S方程組及組分守恒方程作為描述整個物理過程的控制方程組，控制方程形式為

(1)

其中

=

(2)

式中為燃?xì)鈿怏w常數(shù)。

本次數(shù)值模擬選擇的湍流模型是Realizable-。

2.2 硼顆粒點(diǎn)火燃燒模型

基于King模型，并考慮在高速氣流中顆粒氧化層產(chǎn)生的氣動剝離效應(yīng)，利用Fluent中的UDF編輯功能建立硼顆粒點(diǎn)火燃燒模型：

King的硼顆粒點(diǎn)火燃燒模型控制方程為

(3)

(4)

<2 450 K,=1

(5)

>2 450 K,=1

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

(12)

式中:、、、、、分別代表氧化層厚度、顆粒半徑、液態(tài)硼質(zhì)量分?jǐn)?shù)、顆粒溫度、環(huán)境溫度、輻射溫度;、、、、、分別代表初始角度、發(fā)生氣動剝離時(shí)的角度、初始BO厚度、發(fā)生氣動剝離時(shí)的BO厚度、硼顆粒液態(tài)BO的表面切應(yīng)力、液態(tài)BO的動力黏度;BO、pBO、BO分別為BO的密度、比熱容、摩爾質(zhì)量,、、分別為硼的顆粒密度、比熱容、摩爾質(zhì)量;、、分別為氧化硼的蒸發(fā)速率、通過液態(tài)氧化硼擴(kuò)散至顆粒表面的氧氣與顆粒表面的硼發(fā)生反應(yīng)的反應(yīng)速率、氧化硼與水發(fā)生反應(yīng)的反應(yīng)速率;為玻爾茲曼常數(shù)。式(5)、式(6)分別是在硼顆粒熔化前后,硼顆粒溫度與時(shí)間的函數(shù)變化關(guān)系。當(dāng)BO揮發(fā)完全時(shí),點(diǎn)火過程完成并開始進(jìn)入純凈硼顆粒燃燒階段。純凈硼顆粒的燃燒速率為

(13)

式中：、分別為擴(kuò)散系數(shù)與顆粒周圍燃?xì)饷芏龋?span id="j5i0abt0b" class="subscript">O2∞為顆粒周圍燃?xì)猱?dāng)中氧氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

2.3 邊界條件

壁面采用無滑移絕熱條件，隔離段出口的馬赫數(shù)為1.65，總壓為1.17 MPa，總溫為1 160 K，隔離段出口的氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)為23%；一次燃?xì)庥蒀O、H、CO、HO和N組成，質(zhì)量百分比分別為35%、15%、15%、5%、30%；顆粒的質(zhì)量流量為0.14 kg/s,顆粒與一次燃?xì)獬跏伎倻貫? 800 K，初始粒徑為1 μm。

2.4 燃燒效率表征方法

噴管出口截面燃燒效率反映了補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)、一次燃?xì)膺M(jìn)氣、沖壓空氣進(jìn)氣對燃燒的綜合影響。

任意截面硼粉燃燒效率的表達(dá)式為

(14)

任意截面總?cè)紵实谋磉_(dá)式為

(15)

式中：為燃?xì)庵锌扇細(xì)怏w的組分種類數(shù)；為顆粒在一次燃?xì)庵械馁|(zhì)量分?jǐn)?shù)；、、分別為燃?xì)庵信痤w粒的燃燒焓、可燃?xì)怏w的燃燒焓和各燃?xì)饨M分燃燒效率，根據(jù)文獻(xiàn)[1]可知，H=1.208×10J/kg,=1.01×10J/kg，=1.17×10J/kg。

3 結(jié)果分析

3.1 各工況溫度、馬赫數(shù)與顆粒粒徑分布云圖

圖2為各計(jì)算工況壁面溫度云圖，由圖可見在燃?xì)鈬娚浣嵌葟?5°增加為165°后，壁面高溫區(qū)明顯增多，且逐漸往補(bǔ)燃室頭部匯集，壁面溫度有較為明顯的增加。將噴管設(shè)計(jì)在補(bǔ)燃室內(nèi)部，噴射角度為180°時(shí)，補(bǔ)燃室頭部高溫區(qū)消失，燃?xì)鈬姽芎蟛繀^(qū)域高溫區(qū)分布均勻。

圖2 各工況壁面溫度分布云圖Fig.2 Cloud image of wall temperature distribution under various working conditions

圖3顯示的是各工況補(bǔ)燃室內(nèi)部截面溫度分布云圖，在燃?xì)鈬娚浣嵌葟?5°增加為165°后，同樣可以觀察到與壁面溫度相同的趨勢，在增加燃?xì)鈬娚浣嵌群?，補(bǔ)燃室內(nèi)部溫度也有所增加，高溫區(qū)逐漸往補(bǔ)燃室頭部移動，并同樣在角度為165°時(shí)達(dá)到最佳，所以可以說明隨著燃?xì)鈬娚浣嵌鹊脑黾?，補(bǔ)燃室燃?xì)獾娜紵室搽S之增加。將噴管設(shè)置在補(bǔ)燃室內(nèi)部、噴射角度為180°后，補(bǔ)燃室頭部高溫區(qū)消失，不過噴管后端高溫區(qū)有較多增加。

圖3 中心截面與沿軸向界面溫度分布云圖Fig.3 Cloud image of temperature distribution at central section and axial interface

圖4給出了各工況補(bǔ)燃室頭部馬赫數(shù)分布云圖，由圖可見在噴射角度從45°改為165°的過程中，燃?xì)馀c空氣進(jìn)行摻混的區(qū)域，低速區(qū)域增加，并逐漸往補(bǔ)燃室頭部移動，所以在增加了燃?xì)鈬娚浣嵌群?，可以降低摻混區(qū)域混合燃?xì)獾乃俣?，增加燃?xì)庠谘a(bǔ)燃室的停留時(shí)間，從而提升燃?xì)馀c顆粒的燃燒效率。將噴管設(shè)置在補(bǔ)燃室內(nèi)部后，只在補(bǔ)燃室頭部出現(xiàn)較多的低速區(qū)域，補(bǔ)燃室后端低速區(qū)域消失。

圖4 補(bǔ)燃室頭部馬赫數(shù)分布云圖Fig.4 Cloud image of Mach number distribution at the head of secondary combustion chamber

靜壓作為影響化學(xué)反應(yīng)速率的重要因素，對補(bǔ)燃室顆粒與燃?xì)獾娜紵视兄匾挠绊?，由圖5工況的壓力分布云圖可知，隨著燃?xì)鈬娚浣嵌鹊闹饾u增加，凹腔頭部靜壓高壓區(qū)域逐漸增多，而高壓區(qū)的增加對硼顆粒與氣相燃?xì)獾娜紵侍嵘兄^好的增益效果。

圖5 壓力分布云圖Fig.5 Cloud image of pressure distribution

圖6為各工況顆粒粒徑分布云圖，可以觀察到隨著噴射角度增加，在45°～165°時(shí)顆粒路徑有所增加，補(bǔ)燃室頭部顆粒紊亂度明顯增加，增強(qiáng)了顆粒與空氣摻混，增加了顆粒在補(bǔ)燃室內(nèi)停留時(shí)間，對顆粒燃燒效率的提升有較好的增益效果。將噴管設(shè)置在補(bǔ)燃室內(nèi)部后，補(bǔ)燃室頭部硼顆粒紊亂程度與顆粒路徑有所減小，不過顆粒消耗并未減弱，可以認(rèn)為，補(bǔ)燃室頭部燃?xì)馀c空氣摻混區(qū)域靜溫、低速區(qū)域與靜壓有所增加，對顆粒消耗有一定的增益效果，可是不十分明顯。

圖6 顆粒粒徑分布云圖Fig.6 Cloud image of particle size distribution

3.2 各工況燃燒效率、總壓恢復(fù)系數(shù)與比沖分析

圖7為各個工況硼顆粒燃燒效率、燃?xì)馊紵逝c總?cè)紵实姆植稼厔?，由圖7可知，燃燒效率隨著角度的增加而逐漸增加，在燃?xì)鈬娚浣嵌葹?80°時(shí)，補(bǔ)燃室的燃?xì)馀c顆粒的燃燒效率達(dá)到最高，由此可以判斷增加燃?xì)鈬娚浣嵌龋梢云鸬皆鰪?qiáng)燃?xì)馀c空氣摻混，增加補(bǔ)燃室燃?xì)馀c顆粒的停留時(shí)間，提高燃?xì)馀c顆粒的燃燒效率的作用。

圖7 燃燒效率Fig.7 Combustion efficiency

表2為各工況的比沖、總壓恢復(fù)系數(shù)數(shù)值以及相對值，通過觀察表2可以得出，當(dāng)噴射角度為180°時(shí)，發(fā)動機(jī)比沖為最高，而總壓恢復(fù)系數(shù)在45°～165°時(shí)，隨著噴射角度的增加，補(bǔ)燃室頭部馬赫數(shù)降低，靜溫、靜壓增加，一次燃?xì)馀c空氣摻混增強(qiáng)，總壓損失也逐漸增加。當(dāng)噴管設(shè)置在補(bǔ)燃室內(nèi)部后，總壓恢復(fù)系數(shù)則有所提升，與之前的工況不同的是，4個補(bǔ)燃室內(nèi)部的噴管可以視為鈍體，燃?xì)馀c空氣摻混反應(yīng)的區(qū)域主要集中在噴管后部的高溫高壓低速區(qū)域內(nèi)，因此該工況的摻混方式有不小的改變。由馬赫數(shù)云圖可知，當(dāng)噴管設(shè)置在補(bǔ)燃室內(nèi)部后，補(bǔ)燃室后端接近壁面處的低速區(qū)域消失，而在45°～165°時(shí)，接近壁面處的低速區(qū)域隨著噴射角度的增加而逐漸增加，根據(jù)此結(jié)果可以說明當(dāng)噴管設(shè)置在補(bǔ)燃室內(nèi)部后，噴管后部的馬赫數(shù)并未有明顯降低。圖8為沿軸向150～1 350 mm截面上的165°與180°馬赫數(shù)對比圖，由圖可以直觀地觀察到180°工況的馬赫數(shù)要略高于165°的工況。圖9為165°與180°總壓對比圖，由此圖可以觀察到，180°造成的總壓損失整體小于165°，尤其在靠近補(bǔ)燃室入口處較為明顯。

表2 各工況比沖與總壓恢復(fù)系數(shù)

圖8 165°與180°的馬赫數(shù)對比曲線圖Fig.8 Mach number comparison curve at 165° and 180°

圖9 165°與180°總壓曲線圖Fig.9 Curve of total pressure at 165° and 180°

4 結(jié)論

采用Realiazble-湍流模型，在King點(diǎn)火燃燒模型的基礎(chǔ)上編寫考慮硼顆粒在高速氣流當(dāng)中的氣動剝離效應(yīng)的點(diǎn)火燃燒模型的UDF程序，利用四階龍格-庫塔算法對點(diǎn)火燃燒模型進(jìn)行迭代計(jì)算，利用Fluent對10個工況進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了一次燃?xì)鈬娚浣嵌葘θ細(xì)狻⑴痤w粒的燃燒效率，以及比沖和總壓恢復(fù)系數(shù)的影響，得出結(jié)論如下：隨著一次燃?xì)鈬娚浣嵌仍黾?，摻混燃?xì)馑俣冉档?，燃?xì)馀c顆粒停留時(shí)間增加；燃?xì)馀c空氣摻混增強(qiáng)；燃?xì)馀c顆粒燃燒效率增加；發(fā)動機(jī)比沖增大；而總壓恢復(fù)系數(shù)在45°～165°逐漸減小，當(dāng)噴管設(shè)置在補(bǔ)燃室內(nèi)部、噴射角度為180°時(shí)又再次提升。