牛 楠，董新剛，霍東興，李 璞

(中國航天科技集團(tuán)公司第四研究院第41所，西安 710025)

0 引言

固沖發(fā)動機(jī)具有比沖高、結(jié)構(gòu)緊湊、可靠性高、機(jī)動性好等優(yōu)點(diǎn)[1]，是新一代超聲速戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈的理想動力裝置。固沖發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室和進(jìn)氣道具有強(qiáng)烈的耦合作用，燃?xì)饬髁康恼{(diào)節(jié)使補(bǔ)燃室內(nèi)壓力出現(xiàn)大范圍的變化，直接對進(jìn)氣道的性能和工作狀態(tài)產(chǎn)生強(qiáng)烈影響，而進(jìn)氣道工作狀態(tài)的改變又會影響進(jìn)入補(bǔ)燃室的空氣參數(shù)。同時，作為吸氣式發(fā)動機(jī)，繞彈身外流場對固沖發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道來流品質(zhì)的影響也不容忽視。目前，國內(nèi)外對固沖發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室[2-4]、進(jìn)氣道[5－6]以及彈身/進(jìn)氣道一體化等方向分別開展了大量的研究，但對固沖發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道/補(bǔ)燃室一體化流場的研究尚不多見。

文中建立固沖發(fā)動機(jī)進(jìn)氣道/補(bǔ)燃室一體化流場三維數(shù)值計算模型，并結(jié)合地面直連試驗分析空燃比對固沖發(fā)動機(jī)性能和流場結(jié)構(gòu)的影響，為可變流量固沖發(fā)動機(jī)的研制工作提供技術(shù)支持。

1 計算模型和分析方法

1.1 計算模型

計算模型以某可變流量固沖發(fā)動機(jī)為研究對象，包含前彈身、進(jìn)氣道以及補(bǔ)燃室三部分。進(jìn)氣道為雙下側(cè)二元進(jìn)氣道，進(jìn)氣角度45°。計算網(wǎng)格為結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，采用了對稱面網(wǎng)格生成技術(shù)，沿著彈體縱剖面做了一半網(wǎng)格，在流動參數(shù)變化較劇烈的區(qū)域，網(wǎng)格進(jìn)行了局部加密，網(wǎng)格總數(shù)約170萬。圖1為計算網(wǎng)格示意圖。

圖1 計算網(wǎng)格示意圖

湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn) k-ω模型，一階迎風(fēng)格式離散?？紤]補(bǔ)燃室內(nèi)湍流對兩相流動的影響，對顆粒運(yùn)動采用隨機(jī)軌道模型控制凝相顆粒的運(yùn)動，燃燒模型采用渦團(tuán)耗散模型來模擬補(bǔ)燃室內(nèi)氣相的燃燒反應(yīng)，用化學(xué)動力/擴(kuò)散控制模型來模擬補(bǔ)燃室內(nèi)凝相的燃燒反應(yīng)。

1.2 流場簡化

對復(fù)雜的固沖發(fā)動機(jī)一體化流場進(jìn)行假設(shè)和簡化:

1)流動準(zhǔn)定常;

2)壁面為絕熱的，整個流場與外界無熱交換，流動為絕熱流動;

3)不考慮重力等徹體力的影響;

4)通過分析某推進(jìn)劑配方一次燃?xì)鉄崃τ嬎憬Y(jié)果，參與二次燃燒的凝相組分主要是B顆粒和C顆粒，氣相組分主要是CO和H2，其他組分含量很少，忽略不計。

1.3 燃燒效率分析方法

補(bǔ)燃室某個截面上可燃?xì)怏w的燃燒效率定義為:

式中:Yi為燃?xì)庵械趇中可燃?xì)怏w的質(zhì)量分?jǐn)?shù);˙mi為燃?xì)馊肟诳偭髁俊?/p>

補(bǔ)燃室某個截面上凝相顆粒的燃燒效率定義為:

補(bǔ)燃室某個截面上燃?xì)獾娜紵时硎緸槿細(xì)庵兴锌扇細(xì)怏w和顆粒的實際反應(yīng)放熱量和理想反應(yīng)放熱量之比，公式為:

式中:α為一次燃?xì)庵邢鄳?yīng)組分的質(zhì)量含量，Q為一次燃?xì)庵邢鄳?yīng)組分的燃燒熱。

2 結(jié)果分析

2.1 計算工況

導(dǎo)彈飛行高度10km，飛行馬赫數(shù) 3.0，攻角 2°，側(cè)滑角0°。飛行狀態(tài)不變時，進(jìn)氣道捕獲的空氣流量不變，通過改變噴入補(bǔ)燃室的一次燃?xì)獾牧髁?，進(jìn)而改變空燃比，空燃比分別為 7、10、12、15、18。

2.2 數(shù)值模擬和地面直連試驗對比

圖2 固沖發(fā)動機(jī)推力曲線

首先針對該固沖發(fā)動機(jī)開展了在不同空燃比下的地面直連驗證試驗，地面直連試驗發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)和數(shù)值模擬模型相同。圖2為固沖發(fā)動機(jī)推力曲線，其中推力以最大值進(jìn)行了無量綱化處理。從圖中可見兩者具有趨勢上的一致性，吻合較好，誤差在4%以內(nèi)，表明文中所建一體化數(shù)值計算模型能夠較合理的預(yù)示固沖發(fā)動機(jī)的推力性能。

2.3 固沖發(fā)動機(jī)性能分析

表1為不同空燃比時發(fā)動機(jī)性能參數(shù)，其中推力和比沖分別以最大值進(jìn)行了無量綱化處理。結(jié)合圖2可以看出隨著空燃比減小推力呈增大趨勢，且空燃比從10減小到7時，推力增加的幅度較大。隨著燃?xì)饬髁康脑黾樱屏﹄m有大幅度的提升，但由于二次燃燒效率降低，比沖有所減小，因此當(dāng)增大燃?xì)饬髁刻岣咄屏r，會引起比沖下降，使得導(dǎo)彈射程減小。

表1 發(fā)動機(jī)性能參數(shù)計算結(jié)果

2.4 固沖發(fā)動機(jī)流場分析

圖3給出了不同空燃比時燃?xì)庠谘a(bǔ)燃室內(nèi)運(yùn)動軌跡。補(bǔ)燃室突擴(kuò)構(gòu)型和大量空氣沖擊使一部分入射燃?xì)庠谘a(bǔ)燃室頭部起旋，該漩渦運(yùn)動增加了氣相組分在該區(qū)域的燃燒時間，同時延長了組分中凝相顆粒的運(yùn)動軌跡，有利于凝相顆粒加熱。所以，適當(dāng)增加燃?xì)馊肟谥吝M(jìn)氣道出口的容積，有利于一次燃?xì)獾膿交烊紵?。燃?xì)庠谶M(jìn)氣道出口之后呈螺旋狀流向噴管出口，該流動形態(tài)有助于燃?xì)夂涂諝膺M(jìn)行摻混，從而提高燃燒效率。補(bǔ)燃室頭部區(qū)域，大空燃比時產(chǎn)生的燃?xì)饣亓髁肯鄬π】杖急葧r少;進(jìn)氣道出口后區(qū)域，大空燃比時燃?xì)膺\(yùn)動軌跡相對集中的分布在補(bǔ)燃室的中部，小空燃比時燃?xì)膺\(yùn)動軌跡較分散，流動狀態(tài)呈大螺旋狀，且大量燃?xì)庋匮a(bǔ)燃室上部流動。

圖3 不同空燃比時燃?xì)庠谘a(bǔ)燃室內(nèi)運(yùn)動軌跡

圖4給出了不同空燃比下流場的溫度分布云圖?？梢钥闯?，由于燃燒非預(yù)混，補(bǔ)燃室內(nèi)溫度的分布極不均勻并且變化劇烈。補(bǔ)燃室頭部突擴(kuò)構(gòu)型形成的回流起到了穩(wěn)定火焰的作用，氣相組分在該區(qū)域燃燒使溫度升高;在進(jìn)氣道出口附近，來流空氣強(qiáng)烈的沖擊作用使該區(qū)域部分燃?xì)庋匮a(bǔ)燃室壁面流動，高溫區(qū)主要集中在上半部補(bǔ)燃室壁面附近;燃?xì)馀c來流空氣摻混后繼續(xù)向下游流動，補(bǔ)燃室上部溫度較低，在補(bǔ)燃室下部近壁面處形成局部高溫區(qū)?？杖急葴p小使補(bǔ)燃室下部高溫區(qū)面積增加，當(dāng)空燃比等于7時，大量燃?xì)庋匮a(bǔ)燃室中上部流動，在該區(qū)域形成了高溫區(qū)。

圖4 不同空燃比下流場的溫度分布云圖

圖5(a)、圖5(b)給出了不同空燃比時 CO和H2的燃燒效率沿補(bǔ)燃室軸線變化曲線，橫坐標(biāo)為無量綱化的補(bǔ)燃室長度，下同。由圖中可以看出，這兩種氣體燃燒效率變化趨勢相似。補(bǔ)燃室頭部燃燒效率比較小，這是由于通過回流和擴(kuò)散進(jìn)入這一區(qū)域的氧氣含量較小。當(dāng)大量的空氣射入與燃?xì)獬浞謸交?，兩種氣體和氧氣劇烈反應(yīng)，此時燃燒效率曲線的斜率最大，大空燃比情況下燃燒效率迅速達(dá)到100%，而小空燃比7情況下，兩種氣體的燃燒效率增加趨勢相對大空燃比緩慢，但在補(bǔ)燃室尾部燃燒徹底。圖5(c)、圖5(d)為不同空燃比時硼和碳顆粒的燃燒效率沿補(bǔ)燃室軸線變化曲線，可以看出不同空燃比下硼和碳顆粒在補(bǔ)燃室內(nèi)均未完全燃燒，空燃比的變化對燃燒效率具有一定的影響。碳顆粒的燃燒效率隨空燃比的增加而增加，而硼顆粒的燃燒效率不是簡單的隨空燃比的增加而增加，在空燃比12時燃燒效率最高。

圖5 不同空燃比時補(bǔ)燃室各組分燃燒效率沿軸向分布曲線

圖6 不同空燃比下補(bǔ)燃室靜壓沿軸向分布曲線

圖6給出了不同空燃比下補(bǔ)燃室橫截面平均靜壓沿軸向分布曲線，可以看出不同空燃比條件下，靜壓沿補(bǔ)燃室變化趨勢是一致的，壓強(qiáng)沿軸線逐漸降低，在尾噴管處由于氣流經(jīng)過膨脹加速后噴出，壓強(qiáng)變化較為劇烈。在補(bǔ)燃室同一軸向位置處，燃?xì)饬髁吭黾蛹纯杖急葴p小時補(bǔ)燃室內(nèi)靜壓升高，當(dāng)空燃比從10降到7時靜壓提高的幅度較大。對于固沖發(fā)動機(jī)而言，補(bǔ)燃室的壓強(qiáng)和進(jìn)氣道的工作狀態(tài)密切相關(guān)，因此通過提高補(bǔ)燃室內(nèi)的壓強(qiáng)追求發(fā)動機(jī)高性能時，首先要保證進(jìn)氣道在正常工作范圍內(nèi)。

圖7給出了不同空燃比下進(jìn)氣道裕度曲線，空燃比減小進(jìn)氣道裕度減小，當(dāng) N=7時，進(jìn)氣道裕度約為20%，燃?xì)饬髁咳杂性黾拥目臻g。圖8給出了不同空燃比下的進(jìn)氣道對稱面馬赫數(shù)分布云圖，可以看到在 N=18時，由于燃?xì)饬髁啃。a(bǔ)燃室壓力低，進(jìn)氣道的結(jié)尾激波位于進(jìn)氣道擴(kuò)張段的中部。在N=7時，燃?xì)饬髁看蠓岣?，補(bǔ)燃室內(nèi)壓力上升，從而影響到進(jìn)氣道的工作狀態(tài)，進(jìn)氣道的結(jié)尾激波由擴(kuò)張段中部前移到進(jìn)氣道喉道位置，如果燃?xì)饬髁窟M(jìn)一步加大，將會使進(jìn)氣道出現(xiàn)溢流甚至喘振。

圖7 不同空燃比下進(jìn)氣道裕度曲線

圖8 不同空燃比下進(jìn)氣道馬赫數(shù)分布

3 結(jié)論

文中結(jié)合地面直連試驗，研究了空燃比對固沖發(fā)動機(jī)性能和流場結(jié)構(gòu)的影響，主要結(jié)論如下:

1)導(dǎo)彈飛行姿態(tài)不變，增加燃?xì)饬髁浚屏﹄m有大幅度的提升，但比沖有所減小，使得導(dǎo)彈射程減小。

2)固沖發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)流場較為復(fù)雜，存在多個漩渦及回流區(qū)。燃?xì)饬髁枯^小時補(bǔ)燃室內(nèi)的流場結(jié)構(gòu)變化不明顯，當(dāng)空燃比為7時大量燃?xì)庋匮a(bǔ)燃室中上部流動，高溫區(qū)分布發(fā)生變化。

3)氣相組分的燃燒效率在大空燃比時迅速達(dá)到100%，空燃比減小到7時沿程增加緩慢。碳顆粒的燃燒效率隨空燃比的增加而增加，而硼顆粒的燃燒效率在空燃比12時燃燒效率最高。

4)空燃比減小進(jìn)氣道裕度減小，當(dāng)N=7時，進(jìn)氣道裕度約為20%，燃?xì)饬髁咳杂性黾拥目臻g，但應(yīng)以進(jìn)氣道安全工作為限。

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