鞏倫昆,陳雄*,李唯暄,楊海濤,周長省

南京理工大學 機械工程學院,南京 210094

固體燃料沖壓發(fā)動機自持燃燒的影響因素

鞏倫昆,陳雄*,李唯暄,楊海濤,周長省

南京理工大學 機械工程學院,南京 210094

采用試驗和仿真方法,研究了固體燃料沖壓發(fā)動機(SFRJ)自持燃燒的主要影響因素。研究結(jié)果表明:SFRJ內(nèi)為典型的擴散火焰,化學反應(yīng)特征時間與反應(yīng)物停留特征時間的比值是影響發(fā)動機自持燃燒的關(guān)鍵參數(shù),該值越小,擴散火焰越穩(wěn)定;本文研究工況下,較小的后臺階高度即可保證發(fā)動機實現(xiàn)自持燃燒,后臺階穩(wěn)定火焰的物理原因是在固體燃料表面附近形成一個低速區(qū),保證了固體燃料的分解燃燒,當臺階高度為0時,由于化學反應(yīng)特征時間與反應(yīng)物停留特征時間的比值迅速增加,SFRJ無法自持燃燒;臺階高度較小時,點火過程會對SFRJ的穩(wěn)定燃燒產(chǎn)生影響,SFRJ可能會出現(xiàn)熄火復(fù)燃現(xiàn)象。

沖壓發(fā)動機;固體燃料;自持燃燒;后臺階;直連式試驗;數(shù)值仿真

固體燃料沖壓發(fā)動機(Solid Fuel Ramjet,SFRJ)結(jié)構(gòu)簡單、比沖高,在超聲速導(dǎo)彈或者增程炮彈中有著較大的應(yīng)用潛力。但是,SFRJ存在一些不足,阻礙了其在實際工程中的應(yīng)用。SFRJ對飛行速度、高度等飛行狀態(tài)比較敏感[1],工作性能在不同飛行狀態(tài)下的變化較大。在20世紀90年代,國外針對該問題進行了大量的探索研究。Elands等[2]對聚乙烯(Polyethylene,PE)的燃燒性能進行了理論與試驗研究;Ferreira等[3]研究了PE在不同結(jié)構(gòu)發(fā)動機中的燃燒性能;Zvuloni等[4]研究了小尺寸SFRJ的燃燒性能。而國內(nèi)在20世紀末開始進行探索研究。其中,郭健[5]對丁羥(Hydroxyl-Terminated Polybutadiene,HTPB)及貧氧推進劑的燃燒性能進行了研究;夏強[6]和成紅剛[7]分別對有機玻璃(Polymethyl Methacrylate,PMMA)和PE的燃燒性能進行了仿真與試驗研究;謝愛元和武曉松[8]對外側(cè)面結(jié)構(gòu)固體燃料的燃燒性能進行了試驗與仿真研究;鞏倫昆等[9-10]對固體燃料PE燃速的影響因素進行了分析。而SFRJ較差的火焰穩(wěn)定性是阻礙其工程應(yīng)用的另一個重要因素,為了保證SFRJ能夠持續(xù)穩(wěn)定工作,往往需要在發(fā)動機入口處放置一后臺階結(jié)構(gòu),如圖1所示。SFRJ能否實現(xiàn)自持燃燒是SFRJ設(shè)計中需要考慮的關(guān)鍵問題。所謂自持燃燒,是指在點火器工作結(jié)束之后,SFRJ中的固體燃料能夠持續(xù)穩(wěn)定地燃燒,發(fā)動機燃燒室能夠建立穩(wěn)定的壓力場。

圖1 SFRJ示意圖Fig.1 Diagram of SFRJ

針對后臺階結(jié)構(gòu)對SFRJ自持燃燒的作用問題,國外進行了一些試驗研究,得到了SFRJ自持燃燒需要的最小臺階高度。Schulte[11]研究了不同燃料內(nèi)徑以及不同來流總溫下的SFRJ自持燃燒性能,研究結(jié)果表明:當來流總溫和燃料內(nèi)徑固定時,自持燃燒需要一個最小突擴比(燃料內(nèi)徑與入口內(nèi)徑的比值),來流總溫和燃料內(nèi)徑的增加會使該值減小,當來流總溫大于600℃時,無臺階情況下,SFRJ依然可以實現(xiàn)自持穩(wěn)定燃燒。Netzer和Gany[12]研究了燃料內(nèi)徑dp=10 mm工況下的SFRJ自持燃燒問題,并對比了Schulte的研究結(jié)果,結(jié)果顯示:燃料內(nèi)徑的減小會提高自持燃燒需要的最小突擴比。在仿真研究方面,Elands[13]和Liou[14]等對PE和PMMA固體燃料的自持燃燒條件進行了計算。仿真中,固體燃料燃速均采用固定值,仿真結(jié)果顯示:隨著來流空氣質(zhì)量流率的增加,特征速度下降,當特征速度達到某一固定值時,開始迅速下降,該值被認為是SFRJ自持燃燒的特征速度下限。兩位研究者得到的特征速度下限分別為800～900 m/s和775 m/s。國內(nèi)在這方面的研究較少,朱國強[15]采用數(shù)值仿真以及試驗方法對SFRJ的點火過程進行了詳細的研究,但是,并沒有對SFRJ自持燃燒問題進行分析。而在目前公開文獻中,并沒有其他的相關(guān)研究成果。

綜上所述,國內(nèi)外針對SFRJ的自持燃燒問題的研究,仍然存在一些不足之處。通過試驗方法,目前已經(jīng)獲得了一些SFRJ自持燃燒條件的規(guī)律,但是,針對后臺階結(jié)構(gòu)對SFRJ自持燃燒的影響,并沒有進行較深入的分析。在數(shù)值仿真研究方面,仍然存在一些問題,在仿真計算中,固體燃料燃速均采用固定值,這與實際情況差別較大,獲得的SFRJ自持燃燒條件的可信性有待商榷。

針對目前存在的問題,本文采用地面直連式系統(tǒng)對SFRJ自持燃燒問題進行了試驗研究。同時,編制了二維軸對稱湍流燃燒程序,對SFRJ的自持燃燒性能進行仿真計算。探索后臺階結(jié)構(gòu)對SFRJ自持燃燒性能的影響規(guī)律,并分析影響SFRJ自持燃燒的物理原因。由于目前公開文獻中,PE固體燃料的研究成果較多,有較詳細的化學反應(yīng)模型,因此,本文將使用PE作為固體燃料,由于不同固體燃料的差別主要是化學性能的差別,內(nèi)流場結(jié)構(gòu)基本一致,因此,本文得到的結(jié)果對使用其他固體燃料的SFRJ仍然有較大的參考價值。

1 數(shù)值計算方法

1.1 控制方程

本文采用有限體積法對Navier-Stokes控制方程進行離散求解。在數(shù)值計算中,固體燃料燃速采用阿累尼烏斯定律,其中,影響燃速的主要因素是固體燃料表面溫度Tw。因而,為了能夠更加準確地計算Tw,本文同時采用數(shù)值方法計算了固體溫度場,通過保證流固交界面的熱流密度以及邊界溫度相等,實現(xiàn)流固熱耦合計算。具體的控制方程、數(shù)值方法以及計算方法的驗證參考文獻[10]。

1.2 化學反應(yīng)模型

在燃燒室內(nèi),固體燃料聚乙烯的分解產(chǎn)物仍然會存在高聚物以及相應(yīng)的化學反應(yīng),由于反應(yīng)過程非常復(fù)雜,很難采用精確模型進行數(shù)值仿真計算。簡化起見,假設(shè)固體燃料分解產(chǎn)物為單質(zhì)乙烯氣體C2H4,固體燃料燃速采用半經(jīng)驗公式,滿足阿累尼烏斯定律,表示為[16]

式中:Ru為通用氣體常數(shù);Apy為分解反應(yīng)的指前因子;Eapy為分解反應(yīng)的活化能;Tw為燃料表面溫度;˙r為固體燃料的局部燃速。關(guān)于指前因子Apy和活化能Eapy的值,不同文獻中差別較大,特別是在SFRJ這種快速升溫的環(huán)境下的研究結(jié)果較少。本文采用文獻[17]中的結(jié)果,取Apy=8 750 m/s,Eapy=130 kJ/mol。

氣相化學反應(yīng)對火焰穩(wěn)定有著關(guān)鍵的影響,本文將采用兩種化學反應(yīng)模型對火焰穩(wěn)定進行預(yù)測:一種為層流有限速率(Finite-rate)模型,氣相化學反應(yīng)模型以及化學反應(yīng)動力學參數(shù)見表1[18],表中:A為氣相反應(yīng)的指前因子,n為溫度指數(shù),Ea為氣相反應(yīng)的活化能;另外一種為2階矩湍流燃燒模型(Second-Order Moment Turbulence-Chemistry Model,SOM)[19],該模型考慮了湍流對氣相化學反應(yīng)速率的影響,化學反應(yīng)速率的計算公式參考文獻[19]。

表1 乙烯化學反應(yīng)模型［18］Table 1 Chemistry reaction model of ethylene［18］

1.3 計算模型

SFRJ計算模型以及邊界條件如圖2所示,圖中沒有標明的邊界均為壁面邊界。其中,陰影部分表示固相計算區(qū)域。

仿真中,來流條件保持不變,空氣質(zhì)量流率為0.3 kg/s,來流空氣總溫為540 K。不同計算工況的燃料內(nèi)徑dp以及入口內(nèi)徑din的數(shù)值見表2。表2同時標明了不同計算工況采用的化學反應(yīng)模型。

仿真中,開始階段,點火燃氣和空氣同時從入口處進入,0.5 s之后,點火燃氣流量為0,點火過程完成,點火燃氣的溫度為2 500 K,主要成分為N2、H2O、CO2。大約在1.5 s時刻,流場基本穩(wěn)定,因此,每個能夠穩(wěn)定燃燒的工況的計算時間為1.5 s。由于計算時間短,燃面退移量很小,因此,仿真中沒有考慮燃料表面的網(wǎng)格變形。

圖2 SFRJ計算模型Fig.2 Computational model for SFRJ

表2 計算工況Table 2 Computation conditions

2 試驗設(shè)備及方法

SFRJ直連式系統(tǒng)由空氣供應(yīng)系統(tǒng)、空氣加熱系統(tǒng)、空氣測量控制系統(tǒng)和試驗發(fā)動機組成。本系統(tǒng)能夠模擬海平面馬赫數(shù)Ma=2.5的工況,空氣流量可達到2.0 kg/s。通過航空煤油加熱空氣的方式,可以使空氣的溫度達到678 K。燃燒消耗的氧氣通過補氧方式補充,使得高溫空氣的氧氣質(zhì)量百分比始終保持為23%。試驗發(fā)動機包括入口臺階、燃燒室、補燃室、噴管、點火裝置、氣流轉(zhuǎn)換裝置以及測試系統(tǒng)。

圖3為SFRJ試驗裝置示意圖,圖4為試驗發(fā)動機實物照片。氣流轉(zhuǎn)換裝置主要包括3個電磁閥,用來控制來流空氣和氮氣的流動。點火裝置是利用推進劑的高溫噴射氣體點燃固體燃料,點火裝置位于發(fā)動機入口處。在補燃室中,放置一壓力傳感器,用來測試補燃室內(nèi)的壓強。

圖3 SFRJ試驗裝置示意圖Fig.3 Diagram of SFRJ test system

圖4 SFRJ試驗系統(tǒng)Fig.4 Test system of SFRJ

試驗開始階段,空氣和氮氣電磁閥關(guān)閉,排氣閥打開,來流空氣通過前端的亞聲速壅塞噴管進入試驗發(fā)動機系統(tǒng);當來流空氣的溫度、壓強穩(wěn)定之后,關(guān)閉排氣閥,打開空氣主閥,同時,點火器工作,點燃固體燃料;20 s后,關(guān)閉空氣主閥,打開排氣閥,同時打開氮氣閥,吹熄發(fā)動機內(nèi)火焰;最后,關(guān)閉供氣閥門,試驗結(jié)束。

本試驗?zāi)M了海平面Ma=2.0的工況,因此,來流空氣穩(wěn)定在壓強p∞=0.78 MPa,溫度T∞=540 K的狀態(tài)。為了研究入口臺階對SFRJ自持燃燒的影響,試驗使用了不同的入口臺階以及固體燃料內(nèi)徑,固體燃料的長度固定為300 mm,空氣流量保持0.3 kg/s不變。本研究共進行了9發(fā)試驗,試驗工況如表3所示。

表3 試驗工況Table 3 Test conditions

3 SFRJ自持燃燒影響因素分析

目前國外試驗研究顯示,臺階高度對SFRJ的自持燃燒起著關(guān)鍵作用,但是,對臺階高度影響自持燃燒的物理原因并沒有進行更加詳細的分析。本文將首先敘述SFRJ自持燃燒性能的仿真與試驗結(jié)果;隨后,根據(jù)仿真與試驗結(jié)果,提出影響SFRJ自持燃燒的主要因素;最后,詳細分析臺階高度影響SFRJ自持燃燒的物理原因,并對點火過程對SFRJ自持燃燒的影響進行分析。

3.1 火焰穩(wěn)定性試驗結(jié)果

直連式試驗結(jié)果顯示,試驗工況1～5、7和8中,固體燃料均能夠?qū)崿F(xiàn)穩(wěn)定燃燒。由于穩(wěn)定燃燒情況下的壓強變化趨勢基本一致,本文僅列舉了工況4和5的壓強曲線,如圖5(a)所示,圖中t為試驗時間,p為補燃室壓強。在前3 s時間內(nèi),由于高溫點火燃氣的存在,固體燃料的燃速會偏高,空燃比降低,使得空燃比更加接近化學當量比,燃燒溫度升高,因而,發(fā)動機內(nèi)出現(xiàn)了壓力峰值。點火器停止工作之后,燃速下降,溫度下降,壓強隨之下降,隨后緩慢上升,在最后5～10 s,發(fā)動機基本達到穩(wěn)定工作狀態(tài),壓強變化不大。

圖5(b)顯示了工況6和9中補燃室的壓強變化。工況9中,點火器工作結(jié)束之后,固體燃料迅速熄火,補燃室壓強迅速下降至大約0.3 MPa,即在無后臺階結(jié)構(gòu)情況下,SFRJ無法實現(xiàn)自持燃燒。而工況6中,固體燃料出現(xiàn)了熄火現(xiàn)象,在最后幾秒鐘出現(xiàn)了復(fù)燃現(xiàn)象。

圖5 補燃室壓強曲線Fig.5 Evolution of pressure in the aft-chamber

3.2 火焰穩(wěn)定性仿真結(jié)果

本文首先分別采用有限速率反應(yīng)模型和SOM反應(yīng)模型對工況1～3進行數(shù)值仿真。采用有限速率反應(yīng)模型情況下,工況2、3中,SFRJ能夠自持燃燒,而工況1中,火焰無法維持穩(wěn)定;而采用SOM模型情況下,3種工況中SFRJ均能夠自持燃燒,這與直連式試驗結(jié)果比較吻合。因此,本文隨后采用SOM模型對工況4～9進行了仿真計算。仿真結(jié)果顯示,只有工況6和9中的SFRJ無法自持燃燒。即臺階高度為0時,SFRJ無法自持燃燒,較小的臺階高度依然可以維持火焰的穩(wěn)定。

對比仿真與試驗結(jié)果可知,本文建立的仿真模型能夠?qū)FRJ自持燃燒現(xiàn)象進行預(yù)測。因此,本文將根據(jù)仿真與試驗結(jié)果,提出影響SFRJ自持燃燒的主要因素,進而分析后臺階影響SFRJ自持燃燒的物理原因。

3.3 SFRJ內(nèi)流場特性

為了能夠獲得影響SFRJ自持燃燒的主要因素,首先需要得到SFRJ內(nèi)的流場結(jié)構(gòu)。圖6為din=35 mm,dp=70 mm工況的燃燒室流線圖,圖中,流線的顏色表示溫度T。由圖可知,在燃燒室前端的突擴臺階后形成了一回流區(qū),在回流區(qū)與來流空氣的剪切面上,來流空氣與回流區(qū)的富燃氣體發(fā)生燃燒,溫度達到最大值;隨后,在再發(fā)展區(qū),來流空氣與分解燃氣發(fā)生擴散燃燒。

圖7為兩個軸向位置處,燃燒室內(nèi)溫度以及組分質(zhì)量分數(shù)沿徑向的分布,兩處分別位于回流區(qū)以及再發(fā)展區(qū)。圖中,Δy表示網(wǎng)格點距離固體燃料表面的距離。對比圖7(a)和圖7(b)可見,兩個軸向位置處的組分和溫度的分布趨勢基本一致,主要差別是,再發(fā)展區(qū)的火焰面更加靠近固體燃料表面。

由組分和溫度的分布可知,在Δy=0.01 m附近,有一層較薄的化學反應(yīng)區(qū),在該區(qū)域,可燃氣體與來流空氣以接近化學當量比的比例發(fā)生擴散燃燒。在化學反應(yīng)區(qū)兩側(cè),存在著富氧和富燃的擴散區(qū)域,在靠近壁面的一側(cè),C2H4從壁面逐漸擴散到化學反應(yīng)區(qū),而在富氧區(qū)域,O2逐漸擴散到化學反應(yīng)區(qū),化學反應(yīng)區(qū)的反應(yīng)生成物CO2等組分也逐漸往兩側(cè)擴散。但是擴散區(qū)有一定的范圍,因此,在中心區(qū)域基本不存在組分溫度的擴散現(xiàn)象。

圖6 燃燒室流線圖Fig.6 Streamlines in the chamber

圖7 燃燒室內(nèi)溫度、組分沿徑向的分布Fig.7 Radial distributions of temperature and species in the chamber

3.4 影響SFRJ自持燃燒的主要因素

SFRJ的自持燃燒主要包括兩個過程,即固體燃料的分解和分解氣體與來流空氣的燃燒過程。因而,SFRJ無法自持燃燒的原因可能是由固體燃料分解或者氣相化學反應(yīng)引起的。

表4為試驗工況1～5的固體燃料平均燃速˙r,該結(jié)果是通過試驗前后的稱重方法得到的。由表4可見,隨著臺階高度的減小,臺階對燃速的影響越來越小,當臺階高度接近0時,固體燃料燃速基本沒有變化。由此說明,只要固體燃料在點火階段能夠建立起一定厚度的熔融層,分解反應(yīng)能夠持續(xù)進行,固體燃料就不會因為燃速過低導(dǎo)致熄火現(xiàn)象,據(jù)此推測,SFRJ的熄火是由氣相化學反應(yīng)導(dǎo)致的。

表4 不同試驗工況的平均燃速Table 4 Average regression rates for different test conditions

由3.3節(jié)分析可知,在SFRJ內(nèi),固體燃料分解燃氣與來流空氣發(fā)生擴散燃燒,燃燒釋放的熱量反饋給固體燃料,實現(xiàn)固體燃料的自持燃燒。當燃燒無法提供足夠的熱量反饋給固體燃料時,則會出現(xiàn)熄火現(xiàn)象。一般研究認為,穩(wěn)定擴散火焰的建立主要由化學反應(yīng)特征時間與反應(yīng)物停留時間決定[20]。當空氣流速過高時,由于反應(yīng)物停留時間較短,反應(yīng)物無法充分反應(yīng),沒有足夠的熱量反饋給固體燃料,最終導(dǎo)致發(fā)動機熄火。Matsuoka等[20]對小口徑PMMA固體燃料管道內(nèi)的火焰?zhèn)鞑栴}進行了研究,并定義達姆科勒數(shù)(Da)為反應(yīng)氣體混合特征時間與化學反應(yīng)特征時間的比值。隨著Da的減小,化學反應(yīng)由傳熱傳質(zhì)物理過程轉(zhuǎn)變?yōu)榛瘜W反應(yīng)動力學控制,最終出現(xiàn)熄火現(xiàn)象。

基于上述分析,本文定義一個無量綱變量φ,該變量表示化學反應(yīng)特征時間τch與反應(yīng)物停留時間τres的比值。反應(yīng)物停留時間定義為

τres=L/｜u｜ (2)

式中:L為特征長度,本文取L為藥柱長度0.3 m;｜u｜為氣流速度值。由3.2節(jié)的仿真結(jié)果可見,有限速率反應(yīng)模型預(yù)測的化學反應(yīng)速率較低,當采用考慮湍流影響的SOM模型時,仿真模型預(yù)測結(jié)果與試驗結(jié)果比較吻合,由此說明,在本文研究的工況范圍內(nèi),化學反應(yīng)速率受到湍流的影響較大。在馬格努斯提出的渦耗散湍流燃燒模型中[21],化學反應(yīng)特征時間τch由k/ε決定,其中,ε為湍動能耗散率,k為湍動能。參考渦耗散模型以及仿真結(jié)果,本文采用湍流特征時間來表示化學反應(yīng)特征時間。由于本文采用k-ωSST湍流模型,同時,比動能耗散率ω與k、ε存在如下轉(zhuǎn)換關(guān)系[22]:

ε=βωk (3)式中:常數(shù)β=0.09。因此,化學反應(yīng)特征時間可表示為

τch=1/(βω) (4)

綜上所述,無量綱變量φ定義為

根據(jù)φ的定義,φ值越小,化學反應(yīng)特征時間越短,或者反應(yīng)物停留時間越長,反應(yīng)越充分,能夠為固體燃料提供足夠的熱反饋,擴散火焰越穩(wěn)定。需要注意的是,上述定義會受到研究工況的影響,本文中,來流空氣總溫不變化,主要研究了臺階高度變化對SFRJ自持燃燒的影響。當來流總溫有較大幅度提高時,氣相化學反應(yīng)速率會有明顯的提高,化學反應(yīng)特征時間減小,φ減小,火焰更容易穩(wěn)定,如文獻[11]中的研究結(jié)果,當來流總溫達到600℃時,無臺階情況下,SFRJ依然可以自持燃燒。

3.5 臺階高度變化對φ的影響

3.4節(jié)提出了影響SFRJ自持燃燒的主要因素,本節(jié)將以此為依據(jù),分析后臺階影響SFRJ自持燃燒的物理原因。

由3.1節(jié)和3.2節(jié)的仿真與試驗結(jié)果可見,當臺階高度為0時,SFRJ無法自持燃燒,較小的臺階高度,即5～10 mm的臺階高度即可實現(xiàn)SFRJ自持燃燒。后臺階穩(wěn)定火焰的原因可能是:后臺階的存在會使固體表面附近產(chǎn)生一個氣流低速區(qū),該低速區(qū)域的存在使得反應(yīng)物停留時間增加,而化學反應(yīng)特征時間變化不大,因而φ值減小,從而保證了固體燃料的分解以及氣相化學反應(yīng)的初步進行,防止高速的來流空氣直接終止化學反應(yīng)過程。隨著臺階高度的增加,固體表面附近的低速區(qū)增加,另外,臺階高度的增加也使得湍流強度增加,促進了化學反應(yīng)速率的增加,這兩個因素都促進了φ值的減小,因而火焰更加穩(wěn)定。

為了更加直接明了地了解臺階高度對φ的影響,本文將定量描述不同工況下φ的分布。圖8為仿真工況7和9中,不同時刻的φ沿軸向x的分布,其中,每個軸向位置的φ值根據(jù)式(5)計算得到,式中,速度等自變量的值均為該軸向位置處火焰面,即溫度最大點處的值。由于工況9中,SFRJ不能夠自持燃燒,在點火燃氣結(jié)束的0.1～0.2 s內(nèi)即出現(xiàn)了完全熄火現(xiàn)象,因此,圖8(b)顯示了點火燃氣剛剛結(jié)束之后的3個時刻,即t=0.51,0.53,0.55 s時刻的φ分布。從圖8可以看出,同一工況中,3個不同時刻的φ數(shù)值差別不大,分布規(guī)律基本相似,沿著軸向方向,φ值逐漸增加,火焰穩(wěn)定性相應(yīng)降低。

圖8 不同時刻的φ沿軸向的分布(仿真結(jié)果)Fig.8 Distributions ofφalong axial direction at different time instants(simulation results)

圖9為不同仿真工況下的φ沿軸向的分布。對于能夠穩(wěn)定燃燒的工況,φ值為1.5 s時刻的分布。圖9(a)為燃料內(nèi)徑為50 mm工況的φ分布,其中,對于工況9,圖9(a)僅僅顯示了0.55 s時刻的φ值分布規(guī)律。由圖9(a)可以看到,工況7和8的φ值差別不大,而工況9的φ值大約為工況7和8的2～4倍。φ值越大,意味著反應(yīng)物停留時間相對于化學反應(yīng)時間更短,使得化學反應(yīng)無法充分完成,沒有足夠的熱量反饋到固體燃料表面,最終出現(xiàn)熄火現(xiàn)象。由此可見,φ值的增大是導(dǎo)致SFRJ無法自持燃燒的關(guān)鍵原因。

圖9(b)為燃料內(nèi)徑為70 mm工況的φ沿軸向的分布。對于工況6,φ值根據(jù)0.55 s時刻的流場計算得到。φ的分布規(guī)律與燃料內(nèi)徑為50 mm的工況基本相似,當臺階高度為0時,φ值迅速增加,這是工況6中的SFRJ無法自持燃燒的主要原因。

圖9 不同工況下φ沿軸向的分布(仿真結(jié)果)Fig.9 Distributions ofφalong axial direction at different conditions(simulation results)

3.6 點火過程對SFRJ自持燃燒的影響

由3.4節(jié)的分析可知,影響SFRJ自持燃燒的主要因素是化學反應(yīng)特征時間與反應(yīng)物停留時間的比值。但是,該結(jié)論的前提是,點火燃氣必須能夠提供足夠的能量,使得固體燃料在點火階段熔融分解燃燒,固體燃料表面附近建立起一定厚度的熔融分解層,從而保證點火結(jié)束后,固體燃料能夠持續(xù)分解燃燒。

由3.1節(jié)圖5可知,在試驗工況6中,固體燃料在點火器工作結(jié)束之后出現(xiàn)了熄火,大約7～8 s之后,固體燃料再次復(fù)燃,補燃室壓強再次升高。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因可能是:臺階高度較低的情況下,固體燃料表面附近的流速相對較高,對點火階段的高溫燃氣對固體燃料的加熱有負面的影響,固體燃料高溫分解區(qū)較薄,沒有形成穩(wěn)定的溫度場。點火器結(jié)束工作之后,固體燃料表面附近,因為有低速流動區(qū)域的存在,可能仍然存在緩慢的分解放熱反應(yīng),對固體燃料持續(xù)加熱,但是該加熱過程較慢,大約7～8 s后,固體燃料形成了穩(wěn)定的溫度場,隨后,固體燃料穩(wěn)定持續(xù)地分解燃燒,燃燒室壓強上升。在試驗工況8中,臺階高度同樣較小,但是沒有出現(xiàn)這種現(xiàn)象,由此說明,點火階段的高溫燃氣對固體燃料的加熱,以及固體燃料表面區(qū)域穩(wěn)定溫度場的形成不僅僅受到臺階高度的影響,還受到發(fā)動機結(jié)構(gòu)尺寸,來流條件等參數(shù)的影響,不確定性因素較多。

對于dp=70 mm和din=60 mm的工況,仿真結(jié)果顯示,SFRJ能夠自持燃燒,而試驗中出現(xiàn)了先熄火后復(fù)燃的情況,本文的仿真模型很難對該現(xiàn)象進行預(yù)測。這主要有以下幾方面原因:① 本文仿真研究中,點火過程與試驗中的點火過程存在一些不同,這導(dǎo)致本文仿真模型無法對試驗點火階段的固體燃料的傳熱過程進行準確的描述;② 由于聚乙烯的分解燃燒過程復(fù)雜,很難進行準確的建模,簡化的化學反應(yīng)模型無法對聚乙烯表面的分解以及初始燃燒過程進行準確的描述,而該過程對固體燃料的熄火再復(fù)燃現(xiàn)象有著重要的影響;③ 二階矩湍流燃燒模型對湍流與化學反應(yīng)的相互作用的描述是不足的,而固體燃料附近的熄火復(fù)燃現(xiàn)象比較復(fù)雜,需要更加準確的數(shù)學模型,比如概率密度函數(shù)等,來描述湍流與化學反應(yīng)的相互作用。

4 結(jié) 論

本文采用地面直連式試驗系統(tǒng)對SFRJ的自持燃燒現(xiàn)象進行了研究,并編制了二維軸對稱湍流燃燒程序,對SFRJ自持燃燒的影響因素進行了分析。獲得了以下結(jié)論:

1)SFRJ內(nèi)為典型的擴散燃燒現(xiàn)象,化學反應(yīng)特征時間與反應(yīng)物停留時間的比值φ是影響SFRJ自持燃燒的關(guān)鍵因素,該值越小,火焰越穩(wěn)定。

2)較小的臺階高度即可保證SFRJ能夠自持燃燒,后臺階穩(wěn)定火焰的主要原因是:在固體燃料表面形成一個氣流低速區(qū),使得反應(yīng)物停留時間足夠長,保證了固體燃料的分解以及初步氣相反應(yīng)的進行;無臺階情況下,φ值迅速增大,從而造成SFRJ無法自持燃燒。

3)臺階高度較低時,點火過程會影響固體燃料表面的傳熱分解過程,使得固體燃料無法建立一定的熔融分解層,SFRJ可能出現(xiàn)熄火復(fù)燃現(xiàn)象,該過程需要更加準確的計算模型進行描述預(yù)測。

[1] 鮑福廷,黃熙君,張振鵬,等.固體火箭沖壓發(fā)動機[M].北京:中國宇航出版社,2006:25-31.BAO F T,HUANG X J,ZHANG Z P,et al.Integral solid propellant ramjet rocket motor[M].Beijing:China Astronautic Publishing House,2006:25-31(in Chinese).

[2] ELANDS P J M,KORTING P G,WIJCHERS T,et al.Comparison of combustion experiments and theory in polyethylene solid fuel ramjets[J].Journal of Propulsion and Power,1990,6(6):732-739.

[3] FERREIRA J G,CARVALHO J A,SILVA M G.Experimental investigation of polyethylene combustion in a solid fuel ramjet:AIAA-1996-2698[R].Reston:AIAA,1996.

[4] ZVULONI R,LEVY Y,GANY A.Investigation of a small solid fuel ramjet combustor[J].Journal of Propulsion and Power,1989,5(3):269-275.

[5] 郭健.固體燃料沖壓發(fā)動機工作過程理論與試驗研究[D].長沙:國防科學技術(shù)大學,2007:42-70.GUO J.Theoretical and experimental investigation on the working process of solid fuel ramjet[D].Changsha:National University of Defense Technology,2007:42-70(in Chinese).

[6] 夏強.固體燃料沖壓發(fā)動機工作過程研究[D].南京:南京理工大學,2011:82-112.XIA Q.Investigation on the working process of solid fuel ramjet[D].Nanjing:Nanjing University of Science and Technology,2011:82-112(in Chinese).

[7] 成紅剛.固體燃料沖壓發(fā)動機燃燒性能數(shù)值仿真及試驗研究[D].南京:南京理工大學,2013:38-110.CHENG H G.Numerical simulation and experimental research on combustion characteristics of solid fuel ramjet[D].Nanjing:Nanjing University of Science and Technology,2013:38-110(in Chinese).

[8] 謝愛元,武曉松.外側(cè)面燃燒固體燃料沖壓發(fā)動機燃燒室流場的數(shù)值研究[J].推進技術(shù),2014,35(7):956-964.XIE A Y,WU X S.Numerical simulation on flow field of solid fuel ramjet combustion chamber with outboard burning[J].Journal of Propulsion Technology,2014,35(7):956-964(in Chinese).

[9] 鞏倫昆,陳雄,周長省,等.結(jié)構(gòu)尺寸對固體燃料沖壓發(fā)動機燃速影響的仿真研究[J].兵工學報,2016,37(5):798-807.GONG L K,CHEN X,ZHOU C S,et al.Numerical investigation on the effect of solid fuel ramjet geometry on solid fuel regression rate[J].Acta Armamentarii,2016,37(5):798-807(in Chinese).

[10] 鞏倫昆,陳雄,周長省,等.來流條件對SFRJ燃速及自持燃燒性能的影響[J].航空學報,2016,37(5):1428-1439.GONG L K,CHEN X,ZHOU C S,et al.Effect of inlet flow condition on regression rate and self-sustained combustion of solid fuel ramjet[J].Acta Aeronautica et Astronautica Sinica,2016,37(5):1428-1439(in Chinese).

[11] SCHULTE G.Fuel regression and flame stabilization studies of solid-fuel ramjets[J].Journal of Propulsion and Power,1986,2(4):301-304.

[12] NETZER A,GANY A.Burning and flameholding characteristics of a miniature solid fuel ramjet combustor[J].Propellants,Explosives,Pyrotechnics,1991,7(3):357-363.

[13] ELANDS P,DIJSWIJK F,ZANDBERGEN B.Experimental and computational flammability limits in a solid fuel ramjet:AIAA-1990-1964[R].Reston:AIAA,1990.

[14] LIOU T M,LIEN W Y,HWANG P W.Flammability limits and probability density functions in simulated solidfuel ramjet combustors[J].Journal of Propulsion and Power,1997,13(5):643-650.

[15] 朱國強.固體燃料沖壓發(fā)動機點火過程研究[D].南京:南京理工大學,2014:79-111.ZHU G Q.The research on the ignition process of solid fuel ramjet[D].Nanjing:Nanjing University of Science and Technology,2014:79-111(in Chinese).

[16] STOLIAROV S I,WALTERS R N.Determination of the heats of gasification of polymers using differential scanning calorimetry[J].Polymer Degradation and Stability,2008,93(2):422-427.

[17] GASCOIN N,FAU G,GILLARD P.Flash pyrolysis of high density polyethylene:AIAA-2013-3833[R].Reston:AIAA,2013.

[18] BAURLE R A,MATHUR T,GRUBER M R,et al.A numerical and experimental investigation of a scramjet combustor for hypersonic missile applications:AIAA-1998-3521[R].Reston:AIAA,1998.

[19] ZHOU L X,CHEN X L,ZHENG C G,et al.Second-order moment turbulence-chemistry models for simulating NOxformation in gas combustion[J].Fuel,2000,79(11):1289-1301.

[20] MATSUOKA T,MURAKAMI S,NAGATA H.Transition characteristics of combustion modes for flame spread in solid fuel tube[J].Combustion and Flame,2012,159(7):2466-2473.

[21] MAGNUSSENA B F,HJERTAGERA B H.On mathematical modeling of turbulent combustion with special emphasis on soot formation and combustion[J].Symposium on Combustion,1977,16(1):719-729.

[22] WILCOX D C.Dilatation-dissipation corrections for advanced turbulence models[J].AIAA Journal,1992,30(11):2639-2646.

lnfluencing factors for self-sustained combustion of solid fuel ramjet

GONG Lunkun,CHEN Xiong*,Ll Weixuan,YANG Haitao,ZHOU Changsheng

School of Mechanical Engineering,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing 210094,China

By simulation and test,the parameters which influence the self-sustained combustion of the solid fuel ramjet(SFRJ)are investigated.The results show that the combustion in SFRJ is diffusion-controlled,and the ratio of characteristic chemical reaction time to characteristic residence time is the critical parameter influencing the self-sustained combustion of ramjet.The smaller the ratio is,the more stable the flame will be.Under the conditions of the present research,a small step height can guarantee the self-sustained combustion of ramjet.The physical reason for the stabilization of combustion behind a backward-facing step is that existence of a low speed flow area near the solid fuel surface guarantees the pyrolysis and combustion of the solid fuel.When the step height is 0,the flame will go out as the ratio of characteristic chemical reaction time to characteristic residence time increases quickly.When the step height is small,the ignition process may have influence on stable combustion of the SFRJ,and reburning may occur after flameout.

ramjet;solid fuel;self-sustained combustion;backward-facing step;direct-connect test;numerical simulation

2016-09-28;Revised:2016-10-25;Accepted:2016-11-16;Published online:2016-12-14 16:29

URL:www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20161214.1629.006.html

General Armaments Department Pre-research Foundation(404040301)

V235

A

1000-6893(2017)07-120821-10

10.7527/S1000-6893.2016.0301

2016-09-28;退修日期:2016-10-25;錄用日期:2016-11-16;網(wǎng)絡(luò)出版時間:2016-12-14 16:29

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20161214.1629.006.html

總裝備部預(yù)先研究項目(404040301)

*通訊作者.E-mail:chenxiong@njust.edu.cn

鞏倫昆,陳雄,李唯暄,等.固體燃料沖壓發(fā)動機自持燃燒的影響因素[J].航空學報,2017,38(7):120821.GONG L K,CHEN X,Ll W X,et al.lnfluencing factors for self-sustained combustion of solid fuel ramjet[J].Acta Aeronautica et Astronautica Sinica,2017,38(7):120821.

(責任編輯:王嬌)

*Corresponding author.E-mail:chenxiong@njust.edu.cn