0 引言
1 物理模型
补燃室构型采用三段扩张设计方案,富燃燃气采用头部进气模式;进气道采用三维轴对称进气道形式,即超声速空气从环形通道进入补燃室内。其中补燃室的结构如图1所示。3段燃烧室长度分别为0.1 m,0.2 m与0.4 m,扩张半角分别是0°,1°与2°。空气入口外径为0.05 m,内径为0.045 m。
2 数值计算方法
2.1 计算方法
采用稳态N-S方程描述空气与富燃燃气的掺混燃烧过程。假设燃气满足理想气体状态方程,不考虑气体的辐射作用,且忽略燃气重力的影响效应。
考虑到超声速状态下气体具有明显的可压缩性,在基于密度条件下,利用二阶迎风格式离散对流项,Roe-FDS求解界面通量。采用自适应SST k-ω湍流模型,结合增强壁面函数法可有效预测反压作用下的边界层流动及分离,并保证补燃室壁面的第一层网格高度为2。为考虑湍流对化学反应过程的影响效应,采用广泛使用的涡团耗散模型描述补燃室内燃烧过程,其模型计算时均化学反应速率的公式见文献[13]。
为节省计算量取1/4计算域进行对称计算,采用六面体结构网格,并对壁面区域网格进行加密处理,确保壁面第一层网格满足计算要求,总网格数为75万,如图3所示。
计算边界条件如下:
1) 喷孔入口
采用压力入口边界条件。燃气发生器设计方案与文献[4]保持一致。其中,燃气发生器室温2 200 K,组分为50%的C2H4、25%的CO2与25%的H2O,燃气发生器喷孔出口Ma=1。简化富燃燃气与空气的化学反应过程,采用C2H4与O2的单步不可逆反应描述燃烧过程。
2) 空气入口
采用压力入口边界条件。空气组分简化N2为73.6%、O2为23.2%、H2O为3.2%。入口空气的马赫数1.6,总压为1.61 MPa,总温为1 200 K。
3) 出口、壁面与对称面
由于补燃室内的燃气流动是超声速流动,因此补燃室出口的流场参数采用外推方式得到。壁面选择绝热、无滑移及零压力梯度壁面边界条件。对称面采用对称边界条件,即流场内的各参数在对称面上的梯度均为零。
2.2 算例验证
3 计算结果与分析
图5为补燃室截面的静压分布云图。不同喷孔结构的静压分布差异较大。圆形喷孔的静压分布只在径向存在差异,椭圆形喷孔的静压分布在径向与周向均存在差异,表明椭圆形喷孔对流场的扰动在补燃室径向与周向均存在,具有增强掺混燃烧的潜力。采用椭圆形喷孔时补燃室内的静压明显高于圆形喷孔,且随着喷孔长半轴的增加而增加。分析认为补燃室静压增大是C2H4与空气掺混燃烧更充分所致。
图6为补燃室C2H4质量分数分布,采用不同喷孔结构方案补燃室头部均存在低速回流区,回流区的存在能够有效增强掺混燃烧,并起到点火与火焰稳定的作用。采用椭圆形喷孔时,补燃室头部低速回流区环向的非对称性,使得C2H4的分布更分散,且分散程度随着椭圆长半轴的增加而增大,有效提高C2H4与空气的接触面积,对增强掺混燃烧是有利的。同时,随着椭圆形喷孔长半轴的增加,C2H4流线的扭曲程度逐渐增强,有利于C2H4与空气的掺混。采用圆形喷孔时,补燃室头部低速回流区环向的对称性,导致C2H4仅集中在补燃室中心区,且流线没有发生明显扭曲,不利于富燃燃气与空气掺混燃烧。随着椭球比(a/b)的增大补燃室出口C2H4的质量分数越小,表明C2H4与空气的掺混燃烧更加充分。
图7为补燃室截面平均化学反应速率的轴向分布。
燃烧效率作为衡量燃料化学能转化为热能的程度,是反映发动机燃烧性能的重要指标。其定义为是已燃烧燃料的质量占燃料总质量的百分比:
式中:YF为燃气的质量分数;ρ为燃气密度;u为燃气的轴向速度; 为补燃室入口燃气的质量流量;A为补燃室横截面面积。
总压损失主要反映燃气的做功能力,总压损失越大,表明燃气的做功能力越弱。燃烧效率计算为:
式中:pt,e为补燃室出口燃气总压; 为补燃室出口燃气质量流量;pt,i为补燃室入口燃气总压; 为补燃室入口燃气质量流量。
使用补燃室推力及比冲增益来衡量燃烧性能。基于动量定理的原理,补燃室推力增益为:
ΔF= ue- ui+peAe-piAi
式中:ue为燃气出口轴向速度;ui为燃气入口轴向速度;pe为燃气出口静压;pi为燃气入口静压;Ae为补燃室出口横截面面积;Ai为补燃室入口横截面面积。
补燃室比冲增益为:
ΔIp=ΔF/
式中: 为补燃室燃气的质量流量。
表2为不同喷孔结构下补燃室总体性能。采用椭圆形喷孔时补燃室的燃烧效率明显高于圆形喷孔,且燃烧效率随着椭圆形喷孔长半轴的增加而提高。由于燃烧效率的大幅增加,使得燃烧加热带来的总压损失明显提高,因此总压恢复系数与燃烧效率的变化规律相反。补燃室推力及比冲增益随着燃烧效率的增大而增大。因此,椭圆形喷孔能有效提高补燃室的性能,后续可采用椭圆形喷孔代替圆形喷孔。
表2 补燃室性能参数 |
| 喷孔截 面参数 | 燃烧效 率σ/% | 总压恢复 系数η/% | 推力增 益ΔF/N | 比冲增益 ΔIp/s |
|---|---|---|---|---|
| a=b | 31.64 | 46.83 | 167.1 | 568.6 |
| a=2b | 64.05 | 30.25 | 186.8 | 635.7 |
| a=4b | 71.13 | 29.25 | 198.4 | 675.1 |
4 结论
针对头部进气固体火箭超燃冲压发动机,研究了喷孔结构对发动机燃烧性能的影响,结论如下:
1) 补燃室头部均存在低速回流区,且椭圆形喷孔的低速回流区环向不对称,对整个补燃室流场形成扰动,使得流场参数在径向与周向均存在明显差异。
2) 椭圆形喷孔头部回流区环向的不对称效应,促进了C2H4在补燃室内与空气掺混,提高了C2H4与空气的掺混效率。
3) 随着长半轴与短半轴比值(a/b)的增大,补燃室燃烧效率、推力及比冲增益逐渐增大,总压恢复系数逐渐减小,后续可采用椭圆形喷孔取代圆形喷孔。