陳志明 張磊揚 單睿子 王希亮 王同輝 劉愛華

摘要： 采用試驗設計方法， 基于雙側水平二元空氣進氣布局固沖發(fā)動機， 針對固沖補燃室空氣進口長寬比和空氣進氣面積這兩種因素對固沖補燃室摻混燃燒性能的影響進行仿真分析。 結果表明：空氣進口長寬比和進氣面積對補燃室摻混燃燒性能的影響較大， 且在特定水平下兩因素對補燃室摻混燃燒性能的影響存在交互作用； 隨著空氣進口長寬比的增大， 補燃室溫升效率呈先基本恒定、 然后減小、 再增大的趨勢， 而補燃室總壓恢復系數(shù)均呈減小的趨勢； 當空氣進口長寬比大于1.000時， 空氣進氣面積較小時補燃室溫升效率相對較高； 相同空氣進口長寬比時， 空氣進氣面積較小時的補燃室總壓恢復系數(shù)均相對較高。

關鍵詞： 空氣進口長寬比； 空氣進氣面積； 補燃室； 溫升效率； 總壓恢復系數(shù)

中圖分類號： TJ763； V435文獻標識碼： A文章編號： 1673-5048（2018）04-0046-06

0引言

固體火箭沖壓發(fā)動機結合沖壓發(fā)動機和固體火箭發(fā)動機的優(yōu)點， 具有比沖高、 可靠性好、 結構緊湊等特點， 能夠有效提升導彈的射程和飛行速度， 強化其突防和末段攻擊能力， 是未來空射超聲速戰(zhàn)術導彈的理想動力裝置。 固沖補燃室內(nèi)富燃燃氣和來流空氣的高效摻混燃燒對固沖發(fā)動機性能至關重要。

針對固沖補燃室摻混燃燒組織技術， 國外在20世紀90年代就進行了相應的研究， 主要側重于不同摻混結構的對比分析和結構參數(shù)的優(yōu)化設計[1-2]。 國內(nèi)首先從空氣進氣和燃氣進氣兩方面入手進行了固沖補燃室摻混燃燒性能方面的研究[3-4]， 進而進行了不同摻混結構參數(shù)作用下固沖補燃室內(nèi)流場結構的研究[5]，以及在固沖補燃室頭部引入高溫燃氣強化摻混燃燒效果[6]等方面的研究。 目前國內(nèi)主要采用試驗設計和優(yōu)化設計的方法， 進行不同摻混結構作用下固沖補燃室摻混燃燒性能的變化規(guī)律分析和摻混結構的優(yōu)化設計等方面的研究[7-11]。

針對固沖補燃室摻混結構設計中關于空氣進口長寬比對固沖補燃室摻混燃燒性能影響的研究國內(nèi)外鮮有報道。 本文在空燃比為14的條件下， 采用全因子試驗設計方法， 針對固沖補燃室空氣進口長寬比和空氣進氣面積這兩種因素對固沖補燃室摻混燃燒性能的影響進行仿真分析， 獲得這兩種因素對固沖補燃室摻混燃燒性能的影響規(guī)律， 為固沖補燃室摻混燃燒組織技術研究提供技術支撐。

1物理模型

本文所用固沖補燃室物理模型見圖1， 采用雙水平空氣進氣布局， 燃氣通過雙直孔噴口進入補燃室。 為減小計算量， 取1/4模型進行計算。 為避免進氣道所帶來的耦合影響， 物理模型中不考慮進氣道， 僅將補燃室空氣進氣彎頭前方等直段延長作為空氣來流通道。 其基本結構參數(shù)如表1所示。

2計算模型

固沖發(fā)動機補燃室內(nèi)流動、 摻混和燃燒過程極其復雜， 真實模擬其中的三維兩相化學反應流場是不現(xiàn)實的， 為簡化計算采用文獻[12]中基于PDF湍流燃燒模型的計算模型， 其中一次燃氣組分通過對含硼富燃料推進劑的熱力計算得到。

航空兵器2018年第4期陳志明， 等： 二元空氣進口結構參數(shù)對固沖補燃室摻混燃燒性能的影響采用專業(yè)網(wǎng)格生成軟件ICEM對計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分。 為了提高計算的精度及效率， 部分模型采用混合網(wǎng)格生成技術， 其中摻混裝置之前部分采用非結構網(wǎng)格； 補燃室和空氣進氣部分采用結構化網(wǎng)格； 在摻混結構作用區(qū)域、 補燃室頭部等型面復雜、 壓力梯度大的區(qū)域進行網(wǎng)格局部加密。 網(wǎng)格總數(shù)為120萬左右， 壁面網(wǎng)格示意圖如圖2所示。

仿真邊界條件采用空氣質(zhì)量入口、 燃氣質(zhì)量入口、 尾噴管壓力出口、 對稱面和固體壁面邊界。 其中， 空氣進口流量為7 kg/s， 總溫606 K； 燃氣進口流量為0.5 kg/s， 總溫1 990 K； 尾噴管出口壓力26 500 Pa， 溫度216.7 K。

3計算結果分析

3.1總體效應分析

分別對不同空氣進口長寬比和空氣進氣面積作用下補燃室摻混燃燒的仿真結果進行算術平均， 得到兩者對補燃室溫升效率和總壓恢復系數(shù)的主效應圖， 如圖3～4所示。

可以看出， 在空氣進口長寬比較小時補燃室溫升效率基本保持恒定， 隨著空氣進口長寬比的增大， 補燃室溫升效率呈先減小后增大的趨勢， 最大變化范圍為7.5%左右； 補燃室總壓恢復系數(shù)隨著空氣進口長寬比的增大呈下降趨勢， 最大變化范圍為3.5%左右。

補燃室溫升效率隨著空氣進氣面積的增大呈減小趨勢， 變化范圍為3%左右， 而補燃室總壓恢復系數(shù)隨著空氣進氣面積的增大呈增大趨勢， 變化范圍為6.5%左右。

分別對不同空氣進口長寬比和空氣進氣面積各水平組合下的補燃室摻混燃燒仿真結果進行算術平均， 得到兩者對補燃室溫升效率和總壓恢復系數(shù)的交互效應圖， 如圖5～6所示。

可以看出， 在空氣進口長寬比等于1.000和0.634時， 空氣進氣面積變化引起的補燃室溫升效率變化趨勢與其余三對工況不同， 空氣進口長寬比和空氣進氣面積對補燃室溫升效率存在交互影響。

在空氣進口長寬比等于1.000時， 空氣進氣面積變化引起的補燃室總壓恢復系數(shù)變化趨勢與其余四對工況不同， 空氣進口長寬比和空氣進氣面積對補燃室總壓恢復系數(shù)存在交互影響。

3.2耦合影響分析

為進一步分析空氣進口長寬比和空氣進氣面積對補燃室摻混燃燒性能的影響， 分別計算不同空氣進口長寬比和不同空氣進氣面積作用下補燃室溫升效率、 總壓恢復系數(shù)， 并截取補燃室沿程截面靜溫分布圖， 如圖7～13所示。

圖7給出了不同空氣進口長寬比和不同空氣進氣面積時的補燃室總溫升效率分布。 從圖中可以看出， 空氣進氣面積較大時（Sair-entry2）， 補燃室的溫升效率相對較小， 只在空氣進口長寬比為1時兩者相近， 并且， 隨著空氣進口長寬比的增大， 大進氣面積工況（Sair-entry2）下補燃室溫升效率呈先減小后增大的趨勢， 而小進氣面積工況（Sair-entry1）下呈先小幅增大后減小再增大的趨勢。

圖8給出了不同空氣進口長寬比和不同空氣進氣面積下的補燃室總壓恢復系數(shù)分布。 從圖中可以看出， 在空氣進口長寬比相同的條件下， 空氣進氣面積較大（Sair-entry2）時， 補燃室總壓恢復系數(shù)相對較大； 并且， 隨著空氣進口長寬比的增大， 補燃室總壓恢復系數(shù)基本呈下降趨勢。

圖9～13為不同工況下補燃室沿程截面靜溫分布圖。 可以看出， 不同工況補燃室內(nèi)流場結構相近， 兩股空氣射流將兩股燃氣射流擠壓到補燃室中心軸附近， 然后高溫燃氣在空氣射流的持續(xù)擠壓下沿對稱面向補燃室壁面附近移動， 在補燃室內(nèi)形成對稱的四個流向渦結構， 高溫燃氣流向渦流動， 在補燃室出口處形成四個相對高溫區(qū)域。

在空氣進氣面積相同時， 隨著空氣進口長寬比的增大， 進入補燃室頭部的空氣量逐漸減小， 使得補燃室頭部渦強度減弱， 弱化了補燃室頭部的摻混燃燒效果。 同時隨著空氣進口長寬比的增大， 有更多的空氣和燃氣射流直接相互作用， 并且兩者相互作用的軸向距離也增大， 一方面強化了補燃室摻混段的摻混燃燒效果， 同時在補燃室長度不變的條件下減小了補燃室空氣進氣口下游流向渦的作用距離。 這幾種作用相互影響， 使得補燃室溫升效率隨著空氣進口長寬比的增大呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢。

隨空氣進口長寬比的增大， 補燃室摻混段空氣和燃氣相互作用增強， 在流場結構相近的條件下， 補燃室總壓恢復系數(shù)隨空氣進口長寬比的增大呈下降趨勢。

而當空氣進氣面積較大時， 補燃室高溫燃燒區(qū)域的發(fā)展相對于小空氣進氣面積時明顯滯后， 使得其溫升效率相對較低。 這是由于進氣面積增大， 使得單位面積內(nèi)空氣流量減少， 進而使得空氣射流對燃氣射流沖擊作用減小引起的， 使得其補燃室總壓恢復系數(shù)相對較高。

4結論

綜合以上空氣進口長寬比和空氣進氣面積對補燃室摻混燃燒性能的影響分析結果， 可以得到如下結論：

（1） 空氣進口長寬比對補燃室的溫升效率影響相對于空氣進氣面積較大， 而后者對補燃室總壓恢復系數(shù)的影響較大， 總體上兩者對補燃室摻混燃燒性能的影響相當， 最大變化范圍均在7%左右； 兩因素在特定水平下對補燃室摻混燃燒性能的影響存在交互作用。

（2） 隨著空氣進口長寬比的增大， 補燃室頭部摻混燃燒效果減弱、 補燃室摻混段摻混燃燒效果增強， 而補燃室空氣進口下游流向渦的作用距離減小。

（3） 隨著空氣進口長寬比的增大， 補燃室溫升效率呈先基本恒定、 然后減小， 再增大的趨勢， 而補燃室總壓恢復系數(shù)均呈減小的趨勢。

（4） 在空氣進口長寬比小于等于1.000時， 不同空氣進氣面積的補燃室溫升效率差異不大； 當空氣進口長寬比大于1.000時， 空氣進氣面積較小時補燃室溫升效率相對較高； 相同空氣進口長寬比時， 空氣進氣面積較小時的補燃室總壓恢復系數(shù)均相對較高。

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