李 平，李文龍，何國強

(1.西北工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院，西安 710072;2.西安航天動力研究所，西安 710100)

0 引言

空氣渦輪火箭發(fā)動機(Air Turbo Rocket/Ramjet，ATR)是一種適用于臨近空間飛行器的新型組合循環(huán)動力。ATR使用獨立于空氣來流的火箭燃氣發(fā)生器驅(qū)動渦輪帶動壓氣機吸入空氣，與驅(qū)動渦輪做功后的富燃燃氣在主燃燒室摻混燃燒。單組元或固體推進劑ATR易于應(yīng)用，而凝膠肼單組元ATR則在保持高性能和易于控制等優(yōu)勢的同時，可顯著改善安全性，具有較好的發(fā)展前景［1－3］。

混流燃燒室內(nèi)富燃燃氣與空氣的高效摻混燃燒對于ATR性能至關(guān)重要。ATR摻混燃燒包括富燃燃氣與空氣在渦輪局部進氣條件下的高效均勻摻混及湍流流動中進行的劇烈化學(xué)反應(yīng)。提高內(nèi)涵富燃燃氣與外涵空氣摻混均勻度是混流燃燒室實現(xiàn)高效率燃燒最有效的途徑。富燃燃氣與空氣摻混不足，將導(dǎo)致點火壓力峰值過大，或出現(xiàn)低頻間歇性燃燒。

波瓣混流器是一種能在較短距離和較低壓強損失條件下，實現(xiàn)內(nèi)外涵氣流高效摻混的強化混合裝置。新穎的流向渦強化混合機制，使其在航空航天領(lǐng)域得到較為廣泛的應(yīng)用［4－9］。航空發(fā)動機排氣系統(tǒng)采用波瓣混流器降低排氣噪聲、抑制紅外輻射或提高推力增益。美國Aerojet公司、日本宇航科學(xué)研究所(ISAS)的ATR均采用波瓣混流器促進混合、改善燃燒，美國CFD RC公司和陸軍導(dǎo)彈指揮部(AMCOM)的研究也表明，波瓣混流器方案是一種有發(fā)展前景的高效摻混方案。

本文對無化學(xué)反應(yīng)、均勻進氣條件下ATR混流燃燒室與尾噴管的內(nèi)流場進行了數(shù)值計算，并與熱試車結(jié)果進行對比分析。旨在進一步揭示強迫混合條件下波瓣混流器強化摻混的內(nèi)在機理，定量分析波瓣混流器摻混方案的摻混效率，為篩選混流燃燒室高效摻混方案奠定基礎(chǔ)。

1 內(nèi)外涵氣流摻混方案

3種典型的波瓣混流器型面見圖1，其結(jié)構(gòu)參數(shù)見圖2和表1，包括波瓣數(shù)目n、內(nèi)擴張角αin、外擴張角αout、波瓣長度L和無量綱波瓣穿透率H—(波瓣高度H與尾緣截面流道高度之比)。波瓣混流器A是將波瓣尾緣在瓣高1/3處斜切33°(β)后生成的。

表1 波瓣混流器結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Configuration parameters of lobed mixers

2 數(shù)值計算模型

2.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

混流燃燒室(直徑Dc=2R=130 mm)和尾噴管為中心軸對稱結(jié)構(gòu)，其流場結(jié)構(gòu)存在對稱性，取燃燒室和尾噴管簡化實體模型的1/4作為計算域，見圖3。計算域網(wǎng)格為全六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，壁面處劃分較密的貼體邊界層網(wǎng)格，并對混流器尾緣下游初始距離內(nèi)的網(wǎng)格進行局部加密。

2.2 控制方程與數(shù)值計算方法

流動與傳熱的連續(xù)方程、動量方程、能量方程及組分質(zhì)量守恒方程可表示成如下通用形式:

式中 φ 代表1、ui、T及Y′i等變量;Γφ為廣義擴散系數(shù);Sφ為廣義源項。

湍流模型選用Realizable k－ε模型，近壁區(qū)采用標準壁面函數(shù)法進行處理。多組分、可壓縮流的流動與傳熱控制方程采用基于有限體積法的二階迎風差分格式離散，離散代數(shù)方程組采用密度基耦合隱式算法求解。

2.3 邊界條件

(1)進口邊界面。針對強迫混合條件，內(nèi)外涵入口均采用質(zhì)量流進口邊界條件，即給定入口質(zhì)量流量、總溫及組分摩爾分數(shù)等，速度和溫度分布均勻。內(nèi)涵進口邊界面肼分解燃氣總溫及組分摩爾分數(shù)見表2。

表2 內(nèi)涵進口邊界總溫及組分摩爾分數(shù)Table 2 Total temperature and chemical species mole fractions for the core flows boundary condition

(2)出口邊界面。冷流場的尾噴管出口為亞聲速流動，給定其出口背壓(環(huán)境壓強)，其他變量沿流動方向的梯度為0。

(3)壁面及對稱邊界面。采用無滑移、絕熱、無質(zhì)量交換壁面條件;對稱邊界面上的流動變量通量和法向梯度均為0。

3 數(shù)值計算結(jié)果分析

3.1 強迫混合流場渦系結(jié)構(gòu)

空燃比(空氣與富燃燃氣質(zhì)量流量比)K=3.92條件下各混流器尾緣截面內(nèi)的速度矢量如圖4所示。由圖4可知，內(nèi)、外涵氣流經(jīng)波瓣混流器 A～C凹凸褶曲波瓣型面的誘導(dǎo)，在尾緣截面內(nèi)產(chǎn)生了以波瓣輪廓線為界、方向相反的徑向速度分量，并由此形成了互相逆轉(zhuǎn)的大尺度二次環(huán)流。大尺度陣列二次環(huán)流在下游誘發(fā)形成若干對具有對流性質(zhì)的互為逆轉(zhuǎn)，但其方向與流動方向一致的非黏性旋渦，即流向渦。流向渦可定義為渦量的流向分量 Ωs=Ωx=?w/?y－ ?v/?z，其無量綱形式定義為

式中 H為波瓣高度;us為外涵進口處的平均速度。

以典型的波瓣混流器 B為例，圖5為其波瓣尾緣下游沿程無量綱流向渦分布。流向渦在波瓣尾緣處產(chǎn)生，并沿波瓣輪廓的兩側(cè)邊緣呈正負交替排列，其尺度基本與波瓣高度相當，此時渦強度最大，但影響區(qū)域僅局限于波瓣輪廓的兩側(cè)邊緣;流向渦在下游發(fā)展成幾對具有明顯渦核的旋渦結(jié)構(gòu)，其影響區(qū)域在下游3倍瓣高距離內(nèi)逐漸增大，促使內(nèi)涵富燃燃氣不斷卷吸周圍空間的空氣，從而強化了內(nèi)外涵氣流之間的摻混，同時橫向速度分量梯度的顯著減小，也導(dǎo)致流向渦強度在該階段內(nèi)迅速衰減;在下游6倍瓣高的流向距離內(nèi)，流向渦發(fā)展受壁面約束，在一定程度上出現(xiàn)了自混合的相互干擾，其影響區(qū)域幾乎覆蓋了整個尾噴管截面，強度和作用進一步減弱。

正交渦是由波瓣尾緣界面內(nèi)外涵氣流速度差在粘性剪切力作用下沿著邊界線卷繞生成的，旋渦的指向與兩股流體界面的走向基本一致，其初始尺度與尾緣界面剪切層的厚度相當。正交渦定義為與渦量流向分量正交的 2個橫向分量的矢量和 Ωn=其無量綱形式定義為= ΩnH/us。

波瓣混流器B尾緣下游沿程無量綱正交渦分布如圖6所示。正交渦在波瓣尾緣處產(chǎn)生，具有與尾緣輪廓相同的幾何外形，渦強度在臨近波瓣尾緣的局部區(qū)域內(nèi)最大，但初始正交渦受波瓣尾緣界面剪切層厚度的限制，影響區(qū)域較小;在波瓣尾緣下游4.5倍瓣高距離內(nèi)，由于受大尺度流向渦陣列的作用，正交渦結(jié)構(gòu)發(fā)生明顯的“S”形擠壓變形和拉伸，且部分逐漸破裂成不連續(xù)的子結(jié)構(gòu)，其作用范圍和強度衰減顯著。

圖7為波瓣混流器B尾緣下游無量綱渦強度最大值沿程分布曲線。渦強度最大值在下游1倍瓣高距離內(nèi)急劇衰減，但流向渦最大值在中心錐體后的回流區(qū)內(nèi)呈增大趨勢。因此，在局部區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生了一個極大值。至下游1～5倍波瓣高度區(qū)域，無量綱渦強度最大值衰減趨勢減緩，基本呈線性減小。綜上所述，由波瓣尾緣特殊幾何型面誘導(dǎo)產(chǎn)生的流向渦、正交渦系強化混合過程，幾乎就是在下游5倍瓣高距離內(nèi)完成的，而在此距離之后，內(nèi)外涵氣流之間以梯度擴散的形式混合。

3.2 內(nèi)外涵氣流摻混方案分析

采用熱混合效率衡量下游內(nèi)外涵氣流的摻混均勻度，考慮能量守恒并引入方差的概念，定義熱混合效率為

式中 下標f、a分別代表富燃燃氣與空氣在入口處的值;Tmix為一維流動條件下兩股氣流完全混合后的溫度

定義強迫混合流動條件下的總壓恢復(fù)系數(shù)為

式中 下標s表示該值為下游沿流向橫截面上的量。

以空燃比K=3.92工況為例，燃燒室入口截面下游熱混合效率沿程分布如圖8所示。熱混合效率值在波瓣混流器A～C尾緣至3倍燃燒室半徑的流向距離內(nèi)基本呈線性增加，意味著內(nèi)外涵氣流在此距離內(nèi)發(fā)生了較為強烈的摻混，對應(yīng)圖7流向渦強度下降趨勢，表明流向渦的對流型強化混合作用在改善流場參數(shù)分布均勻度的同時，也減弱了二次環(huán)流產(chǎn)生和賴以發(fā)展的源動力。在此之后的下游，徑向混合主要依賴于遠小于流向渦尺度的正交渦作用，該階段內(nèi)熱混合效率的增大趨勢減緩。

在內(nèi)外涵氣流的混合初期，氣流微團之間的粘性剪切較為強烈，波瓣混流器B方案總壓恢復(fù)系數(shù)迅速減小，流向渦與正交渦的相互作用在該階段內(nèi)尤為明顯。隨流向速度梯度減小，沿流動方向的粘性剪切和能量損失不斷減小，故其總壓恢復(fù)系數(shù)的下降速率放緩，至燃燒室出口達0.987。其他3種方案的總壓損失沿流動方向的增加幅度很小，總壓恢復(fù)系數(shù)維持在0.998 量級。

直接混合方案(Directly mixed)單純依靠內(nèi)外涵氣流速度差的粘性剪切及梯度擴散混合，其熱混合效率在各工況下均維持在較低量級，但內(nèi)外涵氣流在下游的總壓損失很小。

3種波瓣混流器方案中，波瓣混流器 A～B的熱混合效率較高，但波瓣混流器 B總壓損失相對較大，而波瓣混流器 A尾緣斜切方案，減小了混流器質(zhì)量、降低自混合粘性損失的同時，實現(xiàn)了較高的摻混效率。結(jié)果也表明，熱混合效率與表征流向渦尺度的無量綱波瓣穿透率的相關(guān)性很大，流向渦是強化內(nèi)外涵氣流摻混的主導(dǎo)因素，而波瓣型面附加的剪切混合周長在增強內(nèi)外涵氣流摻混的同時，會帶來額外的總壓損失。

4 摻混方案試驗研究

以單組元肼ATR原理樣機為平臺，開展高效摻混燃燒方案的試驗研究，重點考察上述方案的摻混燃燒效率及發(fā)動機性能。

氣－氣非預(yù)混燃燒呈火焰面機制時，燃燒由湍流混合過程控制，燃燒過程的快慢主要取決于湍流摻混和氣體微團擴散速率。肼分解燃氣與空氣的接觸界面在燃燒場中將變成火焰峰面，表征湍流混合程度的熱混合效率可在一定程度上反映燃燒室內(nèi)湍流燃燒的品質(zhì)，能預(yù)示ATR發(fā)動機的性能。

典型試驗工況(實際空燃比K=4.0～4.3)下的熱混合效率及無量綱比沖分布如圖9所示。對比分析可知，3種波瓣混流器方案的實測比沖與其實際空燃比相對應(yīng)的熱混合效率分布基本一致，其中波瓣混流器A方案的熱混合效率和比沖相對較高，但各波瓣混流器方案實測比沖之間的相差幅度小于其熱混合效率計算值之間的差異。直接混合方案存在低頻不穩(wěn)定燃燒問題，其實測性能略低于波瓣混流器方案，但高于計算預(yù)測值。

波瓣混流器方案中起主導(dǎo)作用的是大尺度陣列二次環(huán)流的非粘性對流型混合;但由于所評估的ATR混流燃燒室尺寸很小，在直接混合方案中，內(nèi)外涵氣流速度差的粘性剪切與燃氣通過局部進氣渦輪動葉葉柵后的強旋流成為強化摻混的主導(dǎo)因素。因此，實測混合效率和比沖性能較計算預(yù)期值高。這表明在非均勻進氣條件下，粘性剪切與渦輪動葉后強旋流的混合增強作用，對小尺寸ATR摻混燃燒效率影響很大，致使數(shù)值計算和試驗結(jié)果的部分不一致。渦輪局部進氣條件對內(nèi)外涵氣流強化摻混地促進作用，還需在后續(xù)研究中重點考慮。

5 結(jié)論

(1)波瓣混流器強化摻混的機理在于波瓣尾緣誘導(dǎo)形成的流向渦、正交渦系，使得內(nèi)外涵氣流在下游發(fā)生劇烈的非粘性對流型混合，大大增強了動量和能量的交換;凹凸褶曲的波瓣型面增加了內(nèi)外涵氣流的接觸周長，從而加強了依靠速度差引起的粘性剪切型混合;其中，大尺度陣列二次環(huán)流的對流型混合，對內(nèi)外涵氣流摻混起主導(dǎo)作用。

(2)與直接混合方案相比，波瓣混流器方案擁有較強均勻摻混能力，是以一定的總壓損失為代價的，大波瓣穿透率、大擴張角的斜切波瓣混流器A的綜合性能較優(yōu)。

(3)在非均勻進氣條件下，粘性剪切與渦輪動葉后強旋流的混合增強作用，對小尺寸ATR摻混燃燒效率影響很大，其對波瓣尾緣下游流動狀態(tài)及摻混質(zhì)量的影響，亟待后續(xù)深入研究。

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