旁側(cè)進氣凹腔燃燒室三維流場對比分析研究

鄭旭陽，劉賽華

(中國空空導彈研究院，河南 洛陽 471009)

0 引言

隨著科技進步和空戰(zhàn)條件變化，先敵發(fā)現(xiàn)、先敵發(fā)射、先敵命中作為空戰(zhàn)制勝的關鍵，超視距作戰(zhàn)將成為未來空戰(zhàn)的主要作戰(zhàn)方式；第四代隱形戰(zhàn)斗機的不斷發(fā)展和服役，將成為戰(zhàn)斗機的主戰(zhàn)產(chǎn)品，其隱身性能要求空空導彈內(nèi)埋掛裝；傳統(tǒng)低比沖的固體火箭發(fā)動機比沖為200～300 s，很難適應未來發(fā)展。從第五代空空導彈的總體系統(tǒng)設計角度來講，采用沖壓發(fā)動機后，導彈氣動、制導控制和發(fā)動機幾個分系統(tǒng)將高度耦合。沖壓發(fā)動機具有飛行馬赫數(shù)寬(1.5～5.0)、比沖高(固體燃料600～800 s，液體燃料1 200～1 400 s)、全程有動力飛行、高的末端突防速度、高機動、推力可調(diào)節(jié)、結(jié)構(gòu)簡單、成本低等特點，是未來遠程空空導彈的優(yōu)選動力裝置。沖壓發(fā)動機主要由進氣道、燃燒室和尾噴管3部分組成，自由流經(jīng)過進氣道減速增壓后，進入沖壓發(fā)動機燃燒室，燃燒室將高溫氣體送入尾噴管做功產(chǎn)生推力，導彈在推力作用下飛行。燃燒室在這個過程中承前啟后，其出口氣流的溫度和壓力將對發(fā)動機性能產(chǎn)生很大影響。

燃燒室通過火焰穩(wěn)定器降低進氣道出口的氣流速度，以組織穩(wěn)定高效燃燒。傳統(tǒng)的燃燒室火焰穩(wěn)定方式有旋流式火焰穩(wěn)定技術、突擴式火焰穩(wěn)定技術和非流線體火焰穩(wěn)定技術。近年來凹腔火焰穩(wěn)定技術應用廣泛，多用于超燃沖壓發(fā)動機，或以駐渦燃燒室的形式應用于航空發(fā)動機，逐漸被用于亞燃沖壓發(fā)動機燃燒室。凹腔火焰穩(wěn)定器能夠?qū)崿F(xiàn)煤油在低壓條件下的點火和穩(wěn)定燃燒，且容易與其它火焰穩(wěn)定器組合使，同時能夠在下游形成較大的回流區(qū)，有利于組織高效燃燒。相對簡單的幾何結(jié)構(gòu)也不會導致太大的總壓損失。當前先進導彈采用的沖壓發(fā)動機多為第三代的旁側(cè)進氣的整體式?jīng)_壓發(fā)動機，現(xiàn)役空空導彈中唯一采用沖壓發(fā)動機為動力裝置的“流星”空空導彈的進氣布局方式也采用的是旁側(cè)進氣。

文中將凹腔應用于沖壓發(fā)動機旁側(cè)進氣燃燒室，采用商用軟件對燃燒室流場進行了4.5，海拔高度26 km三維數(shù)值模擬，對比分析了凹腔在360°圓周和270°圓周的流場和性能特點，對凹腔火焰穩(wěn)定器在旁側(cè)進氣燃燒室的應用提供一定參考。

1 物理模型

圖1為幾種典型的使用突擴或凹腔火焰穩(wěn)定器的燃燒室構(gòu)型示意圖。

圖1 沖壓發(fā)動機典型燃燒室構(gòu)型示意圖

表1為滿足總體設計要求的旁側(cè)進氣突擴凹腔燃燒室的設計結(jié)果(方案I)。

表1 旁側(cè)進氣突擴凹腔燃燒室設計條件和設計結(jié)果(方案I)

圖2所示為旁側(cè)進氣突擴凹腔燃燒室三維模型示意圖；圖3所示為旁側(cè)進氣突擴凹腔燃燒室二維幾何尺寸示意圖，圖中噴油點表示噴油位置，對于供油設置，采用壁面噴射，噴射方向垂直于氣流方向，供油位置主要有3個典型位置：進氣道彎管等直段(噴油點1)，燃燒室頭部(噴油點2)，凹腔內(nèi)部(噴油點3)。

圖2 旁側(cè)進氣突擴凹腔燃燒室三維模型示意圖

圖3 旁側(cè)進氣突擴凹腔燃燒室和供油位置示意圖

考慮到進氣道轉(zhuǎn)彎前截面到燃燒室入口截面的擴張，選用了適當?shù)膹濐^擴張比進行處理。由于未采用導流葉片，計算模型對燃燒室入口前的進氣道彎管等直段延長處理，以獲得較為均勻的60°射流。

旁側(cè)進氣燃燒室在雙下側(cè)90°布局的情況下，燃燒室三維流場不對稱，凹腔火焰穩(wěn)定器不必完全按照360°圓周進行設計，為了進一步探究凹腔火焰穩(wěn)定器對旁側(cè)進氣燃燒室三維流場和性能的影響，在方案I的基礎上控制變量，將凹腔改為270°圓周，給出方案II的物理模型，如圖4所示。

圖4 凹腔270°圓周燃燒室模型示意圖

2 燃燒室計算模型與計算方法及驗證

利用ICEM軟件將構(gòu)型劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，近壁面附近網(wǎng)格加密處理，取燃燒室的一半進行計算，計算區(qū)域網(wǎng)格如圖5所示。將結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格導入Fluent進行數(shù)值計算，計算設置條件如下：基于密度基的隱式求解器；標準-湍流模型；壁面邊界條件采用無滑移壁面邊界條件；質(zhì)量入口邊界條件；壓力出口邊界條件；對稱邊界條件，取原幾何模型的1/2為計算域；使用顆粒隨機軌道模型處理氣液兩相流問題；燃燒模型為有限速率/渦耗散模型。

圖5 沖壓發(fā)動機燃燒室計算網(wǎng)格

為了驗證燃燒室的三維數(shù)值計算方法，選擇文獻[15]試驗研究的相關數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬計算結(jié)果進行對比。表2為試驗結(jié)果與三維數(shù)值仿真計算結(jié)果的對比，燃燒效率計算采用溫升法，可以看出試驗結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果接近，相對誤差較小，驗證了沖壓發(fā)動機燃燒室數(shù)值模擬計算方法的可行性。

表2 燃燒室試驗結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果對比

3 計算結(jié)果及分析

采用上述三維數(shù)值計算方法，按表3給出的計算狀態(tài)進行兩種燃燒室方案的數(shù)值計算。為了方便觀察燃燒室的三維流場，取進氣道中心截面進行觀察分析，對于方案II來講，中心截面處于270°凹腔的邊界位置。圖6給出了兩種燃燒室中心截面氣流參數(shù)分布云圖，為當量油氣比?？梢钥闯鰞煞N方案在燃燒室頭部均能夠形成大尺寸回流區(qū)，說明凹腔構(gòu)型調(diào)整對燃燒室頭部回流區(qū)影響不大；同時，兩者均能夠在二次回流區(qū)和凹腔附近保持較大的尺寸；在燃燒室下游區(qū)域，方案I的低速區(qū)尺寸更加明顯。觀察靜溫分布可以看出，360°圓周的凹腔燃燒室氣體和燃料混合得更加充分，火焰在燃燒室下游得到了更加充分的擴散，火焰飽滿，溫度更高且分布更為均勻，能夠組織更為高效的燃燒。觀察靜壓分布看出，二者靜壓分布流場相近，方案II在凹腔區(qū)域具有較高的壓力。

表3 飛行狀態(tài)下的自由流參數(shù)

圖6 ER=0.6時中心截面氣流參數(shù)分布對比

為了進一步分析三維流場特點，圖7給出了燃燒室對稱截面氣流參數(shù)分布云圖，可以看出方案I在燃燒室下游存在更加明顯的低速區(qū)，低速區(qū)分布較為均勻，方案II在下游低速區(qū)尺寸較小且呈片狀分布；二者在燃燒室頭部以及凹腔內(nèi)部均能夠形成大尺寸回流區(qū)，凹腔附近火焰飽滿，溫度較高，說明凹腔在旁側(cè)進氣燃燒室中形成組合火焰穩(wěn)定器使用時，能夠降低流速，組織高效燃燒。二者燃燒室下游高溫區(qū)域與馬赫數(shù)云圖中低速區(qū)域吻合，方案I在燃燒室下游區(qū)域氣體和燃料混合得更加充分，火焰得到了更加充分的擴散，火焰飽滿，溫度更高且分布更為均勻，能夠組織更為高效的燃燒；相較于方案I，方案II凹腔結(jié)構(gòu)的不對稱導致三維流場結(jié)構(gòu)的更加復雜和不對稱，對稱截面中燃燒室下游表現(xiàn)出較為分散的低速區(qū)使得溫度場分布不夠均勻。二者靜壓分布流場相近，在凹腔區(qū)域均具有較高的壓力。

圖7 ER=0.6時對稱截面氣流參數(shù)分布對比

圖8給出了7個燃燒室沿軸向截面位置示意圖，圖9和圖10給出了兩種方案沿程橫截面氣流參數(shù)分布對比。

圖8 x1～x7截面位置示意圖

圖9 沿程橫截面流場氣流參數(shù)分布馬赫數(shù)對比

圖10 沿程橫截面流場氣流參數(shù)分布溫度對比

由圖9～圖10可以看出，在、二者具有相似的流場氣流參數(shù)分布；二者在、均存在大尺寸低速區(qū)，凹腔附近火焰飽滿，溫度較高，在進氣道出口方向上流速較高，局部區(qū)域不宜組織高效燃燒，方案II在凹腔內(nèi)部具有更高的溫度；方案I在、、低速區(qū)尺寸較大，火焰飽滿，溫度均勻，在燃燒室出口截面上低速區(qū)域尺寸較大、較為均勻，二者具有較為相似的溫度場分布。速度場差異產(chǎn)生的主要原因是：氣流經(jīng)過兩個不同結(jié)構(gòu)的凹腔火焰穩(wěn)定器后，氣流參數(shù)發(fā)生相應變化，360°圓周凹腔比270°圓周凹腔在降低主流流速方面較為明顯。

三維數(shù)值計算給出了兩種燃燒室方案的性能參數(shù)，分析對比了不同氣流參數(shù)的流場分布。顯然相同的燃燒室構(gòu)型使用不同的火焰穩(wěn)定器使得流場和性能產(chǎn)生差異；同時，三維的數(shù)值模擬會使兩種燃燒室流場在空間上的差異更加明顯，雙下側(cè)90°的進氣布局也會使得三維流場更加復雜和不對稱。為了進一步探究復雜的三維流場，圖11和表4所示對兩種燃燒室方案的渦結(jié)構(gòu)進行了對比分析。

圖11 兩種方案流線圖分布對比(Ma 4.5，ER=0.6)

表4 兩種方案沿程橫截面流線表(Ma 4.5，ER=0.6)

由于計算模型進行了對稱處理，為原模型的一半，為了便于描述漩渦個數(shù)，未特殊注明時，分析的漩渦個數(shù)均按原模型的一半處理?？梢钥闯觯呔陬^部形成一個大尺寸的漩渦，渦心位于頭部的中間位置，劇烈燃燒發(fā)生在回流區(qū)的邊緣，印證了圖6溫度場中燃燒室頭部溫度相對下游較低的現(xiàn)象。由于流場復雜且不對稱，凹腔內(nèi)氣流主要運動軌跡是呈螺旋狀的，混氣進入凹腔回流之后，沿著凹腔近壁面做較大直徑的周向運動，混氣運動距離增加。由于凹腔受主流影響較小，又位于二次回流區(qū)之后，具有較低軸向速度，氣流在軸向距離的變化更加緩慢，增加了燃料的駐留時間；凹腔內(nèi)已點燃的高溫氣流形成了強烈的回流區(qū)，盡可能地點燃未燃燒的燃料，在燃燒室下游組織高效燃燒。由圖11可以看出，相較于方案II，方案I在進氣道出口附近下游存在明顯二次回流區(qū)，兩種凹腔與主流均存在明顯的物質(zhì)交換，沒有出現(xiàn)漩渦被鎖在凹腔里面的現(xiàn)象。

由表4可以看出，二者在均形成了大尺度漩渦；在處二者有兩個相似的漩渦；由于凹腔內(nèi)大部分氣流運動軌跡是呈螺旋狀的，在～，270°圓周凹腔在左側(cè)由于突擴效應形成了一個小漩渦，凹腔內(nèi)部始終存在雙漩渦；結(jié)合圖11流線圖分析發(fā)現(xiàn)，周向運動是凹腔內(nèi)氣流的主要運動形式，凹腔能夠促進氣流的周向運動。在燃燒室下游～二者存在相似的雙漩渦結(jié)構(gòu)，一個大尺寸的存在于主流中心，一個小尺寸的靠近壁面，能夠很好地解釋圖9和圖10燃燒室下游一側(cè)近壁面沿徑向均存在溫度梯度的現(xiàn)象。

表5給出了不同方案燃燒室性能參數(shù)對比，為了便于比較，其中對照方案是沒有凹腔的旁側(cè)進氣突擴燃燒室。可以看出，在設計點方案I具有較高的燃燒效率和總壓恢復系數(shù)，主要原因是燃燒效率較高，煤油燃燒反應更加完全，釋放的熱量更多，溫度較高，導致加熱損失較高，而燃燒室由于壓力較高和流速較低，使總壓損失較小，綜合兩種因素，產(chǎn)生的結(jié)果是總壓損失較小。方案II燃燒效率大于對照方案，總壓恢復系數(shù)小于對照方案，是由于270°圓周的凹腔火焰穩(wěn)定器在凹腔橫截面上形成兩個大小不同的漩渦，加強了氣體和燃料摻混，同時產(chǎn)生了流動損失?？偟脕碚f，使用合適的凹腔火焰穩(wěn)定器可以提高燃燒室的綜合性能。

表5 性能參數(shù)對比

4 結(jié)束語

通過對兩種方案燃燒室的三維流場仿真分析，可得如下結(jié)論：

1)旁側(cè)進氣燃燒室采用凹腔火焰穩(wěn)定器是可行的，有利于組織燃燒，相應會產(chǎn)生一定的損失，360°圓周凹腔能夠獲得較好的綜合性能；

2)360°圓周和270°圓周兩種方案對燃燒室頭部流場影響小，凹腔火焰穩(wěn)定器主要對燃燒室入口下游流場產(chǎn)生影響；

3)360°圓周在凹腔段渦結(jié)構(gòu)的主要存在形式是一個大尺寸漩渦，能夠促進氣流的軸向運動，增加氣流的運動距離，減緩了氣流軸向距離的變化，這有助于提高燃料駐留時間，使得氣流與燃料有更好的摻混；270°圓周在凹腔段存在兩個漩渦，突擴形成了小的漩渦，兩個漩渦在一定程度上加強了摻混，有利于組織燃燒室，但產(chǎn)生了流動損失；

4)兩種方案在燃燒室下游均存在雙漩渦結(jié)構(gòu)，燃燒趨向中心燃燒，下游一側(cè)近壁面沿徑向存在溫度梯度，合理利用這種現(xiàn)象有利于熱防護。