渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)渦流室渦流結(jié)構(gòu)分析①

魏祥庚，李 江，陳 劍，何國(guó)強(qiáng)

(西北工業(yè)大學(xué)燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場(chǎng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

0 引言

渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)的工作原理是通過(guò)加入的切向控制流的角動(dòng)量誘發(fā)主燃?xì)庠跍u流室內(nèi)旋轉(zhuǎn)，產(chǎn)生壓強(qiáng)梯度，增加主燃?xì)饬鞯牧鲃?dòng)阻力，提高燃燒室壓強(qiáng)，增加主流流量，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)推力的調(diào)節(jié)。這種噴流控制具有獨(dú)特的優(yōu)點(diǎn)是軟調(diào)節(jié)，比較安全;沒(méi)有活動(dòng)部件，不存在動(dòng)密封問(wèn)題，燒蝕和熱結(jié)構(gòu)問(wèn)題不嚴(yán)重。因此，渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)備受國(guó)內(nèi)外研究人員關(guān)注[1－8]，且具有很好的應(yīng)用前景。由渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)的工作原理可知，渦流室內(nèi)的流動(dòng)是影響推力調(diào)節(jié)的關(guān)鍵，且渦流室流動(dòng)分析也為發(fā)動(dòng)機(jī)的推力調(diào)節(jié)機(jī)理分析提供重要依據(jù)。文獻(xiàn)[3]利用NASA蘭利中心開(kāi)發(fā)的CFL3D工具，進(jìn)行了渦流閥幾何參數(shù)對(duì)調(diào)節(jié)性能的影響研究，獲得了幾何參數(shù)對(duì)性能的影響規(guī)律。文獻(xiàn)[4]利用Vatistas等建立的n=2的旋渦模型及連續(xù)方程和能量方程，建立了研究渦流室角速度徑向壓強(qiáng)分布的新方法。目前，開(kāi)展渦流室渦流結(jié)構(gòu)的數(shù)值及流場(chǎng)測(cè)試研究較少，而渦流室渦流結(jié)構(gòu)又較為復(fù)雜，有必要揭示其流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，為推力調(diào)節(jié)機(jī)理分析提供參考依據(jù)。本文利用徑向壓強(qiáng)測(cè)試實(shí)驗(yàn)裝置及數(shù)值模擬方法，開(kāi)展了渦流室渦流結(jié)構(gòu)分析研究。

1 實(shí)驗(yàn)研究

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

本文采用的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及渦流閥的主要結(jié)構(gòu)特征參見(jiàn)文獻(xiàn)[6－7]。為了能實(shí)現(xiàn)渦流室徑向壓強(qiáng)的測(cè)試，本文在前期實(shí)驗(yàn)器的基礎(chǔ)上進(jìn)行了改進(jìn)，增加了徑向壓強(qiáng)測(cè)試裝置。帶有徑向壓強(qiáng)測(cè)試裝置的渦流閥裝置結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。不同徑向壓強(qiáng)通過(guò)斜置測(cè)壓通道入口，在渦流室內(nèi)距軸線的位置不同實(shí)現(xiàn)。由于渦流室后壁中心是發(fā)動(dòng)機(jī)噴管，因此靠近軸線位置的測(cè)點(diǎn)布置較為困難，目前測(cè)點(diǎn)布置是盡量向軸線方向靠近。

圖1 徑向壓強(qiáng)測(cè)試渦流閥結(jié)構(gòu)Fig.1 Schematic diagram of radial pressure test vortex valve

實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)采用低含鋁量的低燃溫高燃速壓強(qiáng)指數(shù)的復(fù)合推進(jìn)劑，燃?xì)鉁囟燃s為1 789 K，燃速壓強(qiáng)指數(shù)為0.6，端面燃燒，燃面直徑為180 mm?？刂屏鞑捎脡嚎s氮?dú)狻?/p>

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

利用徑向壓強(qiáng)測(cè)試渦流閥進(jìn)行了2次實(shí)驗(yàn)。2次實(shí)驗(yàn)的渦流閥結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1，2次控制流具體參數(shù)見(jiàn)表2。實(shí)驗(yàn)1測(cè)試渦流室徑向壓強(qiáng)的位置分別為距軸線40 mm和30 mm。實(shí)驗(yàn)2測(cè)試渦流室徑向壓強(qiáng)的位置分別為距軸線18 mm和12 mm。

表1 渦流閥結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Vortex valve geometry parameters

表2 控制流參數(shù)Table 2 Control flow parameters

圖2為實(shí)驗(yàn)1的徑向壓強(qiáng)-時(shí)間曲線圖。由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可得出，在沒(méi)有加入控制流發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作時(shí)，3處的壓強(qiáng)分別為 3.03、2.96、2.93 MPa;在加入控制流后發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作時(shí)，3處的壓強(qiáng)分別為8.12、8.02、7.98 MPa。在控制流加入前后，發(fā)動(dòng)機(jī)3處的壓強(qiáng)都呈現(xiàn)出靠近發(fā)動(dòng)機(jī)的軸線，壓強(qiáng)逐漸降低的規(guī)律，且相鄰2點(diǎn)處的壓強(qiáng)差值在加入控制流前后相差不大。

圖3為實(shí)驗(yàn)2的壓強(qiáng)-時(shí)間曲線圖。由于實(shí)驗(yàn)中第1個(gè)峰出現(xiàn)了調(diào)節(jié)前一傳感器沒(méi)有正常工作，在后面分析中采用第2個(gè)峰的數(shù)據(jù)。

圖2 實(shí)驗(yàn)1壓強(qiáng)-時(shí)間曲線Fig.2 Pressure vs tim e of test 1

圖3 實(shí)驗(yàn)2壓強(qiáng)-時(shí)間曲線Fig.3 Pressure vs time of test 2

由圖3可得出，在沒(méi)有加入控制流發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作時(shí)，3 處的壓強(qiáng)分別為 3.46、3.36、3.32 MPa;在加入控制流后發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作時(shí)3處的壓強(qiáng)分別為8.44、8.19、8.03 MPa。在控制流加入前后，發(fā)動(dòng)機(jī)3處的壓強(qiáng)都呈現(xiàn)出靠近發(fā)動(dòng)機(jī)的軸線，壓強(qiáng)逐漸降低的規(guī)律，且相鄰2點(diǎn)處的壓強(qiáng)差值在加入控制流前后出現(xiàn)了明顯的差別:燃燒室與距軸線18 mm處的壓強(qiáng)差值由0.1 MPa變化到0.25 MPa;距軸線18 mm處與距軸線12 mm處的壓強(qiáng)差值由0.04 MPa變化到0.16 MPa。相鄰2點(diǎn)處壓強(qiáng)差值在加入控制流前后的變化值，呈現(xiàn)出越靠近發(fā)動(dòng)機(jī)軸線變化越明顯。

實(shí)驗(yàn)后對(duì)2次實(shí)驗(yàn)的渦流閥進(jìn)行了拆解，發(fā)現(xiàn)2次實(shí)驗(yàn)的渦流室后壁面上靠近出口的范圍內(nèi)形成了很多旋轉(zhuǎn)紋路，如圖4所示。這就說(shuō)明，2次實(shí)驗(yàn)的渦流室內(nèi)都發(fā)生了氣流旋轉(zhuǎn)。實(shí)驗(yàn)1的渦流室徑向壓強(qiáng)測(cè)試表明，在半徑為30mm以外的區(qū)域內(nèi)，徑向壓強(qiáng)梯度并不明顯;實(shí)驗(yàn)2的渦流室徑向壓強(qiáng)測(cè)試表明，在半徑為18 mm的區(qū)域內(nèi)，徑向壓強(qiáng)梯度比較明顯。綜上分析可認(rèn)為，渦流室內(nèi)的氣流發(fā)生旋轉(zhuǎn)，即驗(yàn)證了渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)的工作原理;渦流室內(nèi)的徑向壓強(qiáng)梯度在一較小范圍內(nèi)較明顯。

圖4 渦流室后壁的旋轉(zhuǎn)紋路Fig.4 Rotating trace of vortex chamber aft wall

2 數(shù)值模擬研究

雖然利用實(shí)驗(yàn)獲得了渦流室徑向壓強(qiáng)數(shù)據(jù)，但對(duì)于理解渦流室內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)還不夠，還需進(jìn)行更為細(xì)節(jié)的數(shù)值模擬計(jì)算。利用獲得的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

2.1 數(shù)值計(jì)算模型

在FLUENT軟件的基礎(chǔ)上，針對(duì)渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)的特點(diǎn)，在一定簡(jiǎn)化的基礎(chǔ)上建立了渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)三維數(shù)值計(jì)算模型。建立的三維流動(dòng)數(shù)值模型采用的控制方程為雷諾平均N-S方程、湍流模型為SSTk-ω模型，計(jì)算區(qū)域采用全流場(chǎng)進(jìn)行，渦流室入口邊界條件為UDF寫(xiě)入的質(zhì)量流率入口，控制流入口采用壓強(qiáng)入口，噴管出口為壓強(qiáng)出口邊界條件，網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)與非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的和混合，并采用了局部加密措施，詳細(xì)計(jì)算模型參見(jiàn)文獻(xiàn)[8]。計(jì)算中參數(shù)設(shè)置采用實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥參數(shù)。

2.2 計(jì)算驗(yàn)證

針對(duì)2次實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算。為了說(shuō)明計(jì)算模型的準(zhǔn)確性及合理性，將2次計(jì)算結(jié)果的徑向壓強(qiáng)與實(shí)驗(yàn)的進(jìn)行了對(duì)比分析。渦流室徑向壓強(qiáng)徑線選擇在渦流室的中間截面上，位置如圖5所示，徑向壓強(qiáng)結(jié)果如圖6所示。

由圖6可看出，數(shù)值計(jì)算的結(jié)果都要比實(shí)驗(yàn)略高，最大誤差為9.5%，由于數(shù)值模型中沒(méi)有考慮氣流混合的熱損失、向殼體的傳熱及流動(dòng)損失等因素，實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)為厚壁且無(wú)隔熱措施，熱損失較大;數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果變化規(guī)律一致。由此可說(shuō)明，所建立的計(jì)算模型完全可用于渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)的研究中，計(jì)算結(jié)果可信，具有一定的計(jì)算精度。

圖5 徑向壓強(qiáng)顯示路徑Fig.5 Position of radial route

圖6 計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison between computational and experimental

由圖6(a)可看出，調(diào)節(jié)前后渦流室徑向壓強(qiáng)變化率只在很小范圍內(nèi)發(fā)生變化，在大部分區(qū)域基本沒(méi)有變化。由圖6可看出，徑向壓強(qiáng)變化劇烈區(qū)域集中在以10 mm為半徑的圓域內(nèi)。實(shí)驗(yàn)1的徑向壓強(qiáng)測(cè)點(diǎn)布置在了壓強(qiáng)變化平緩區(qū)，而實(shí)驗(yàn)2的徑向壓強(qiáng)測(cè)點(diǎn)布置在了壓強(qiáng)變化由劇烈到平緩的過(guò)渡區(qū)，這也就說(shuō)明了實(shí)驗(yàn)中為何實(shí)驗(yàn)2的徑向壓強(qiáng)結(jié)果較實(shí)驗(yàn)1的變化明顯了。

2.3 計(jì)算結(jié)果及分析

為了更好地說(shuō)明渦流室內(nèi)壓強(qiáng)分布情況，利用實(shí)驗(yàn)2的計(jì)算工況進(jìn)行更深入的分析。下面給出了加入控制流后渦流室內(nèi)徑向壓強(qiáng)及渦流室中軸面上的速度矢量圖及密度云圖。渦流室中軸面的流場(chǎng)分布如圖7所示。

圖7 實(shí)驗(yàn)2中軸面流場(chǎng)Fig.7 Flow field of test 2 intermediate surface

由圖7可看出，在加入控制流后，渦流室內(nèi)氣流發(fā)生旋轉(zhuǎn)，隨著距離軸線距離的減小旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度增大，并在任意2個(gè)主燃?xì)馔ǖ乐g形成了旋流區(qū)域，流場(chǎng)呈現(xiàn)出中心對(duì)稱分布，在流場(chǎng)中心區(qū)域形成低密度區(qū)。

為了更好地說(shuō)明渦流室的流動(dòng)狀態(tài)，將渦流閥的中軸面流場(chǎng)顯示如圖8所示，將渦流室徑向馬赫數(shù)及喉部中截面徑向馬赫數(shù)分布顯示如圖9所示，渦流室切向速度及喉部中截面切向速度沿徑向的分布如圖10所示。

由圖8可看出，渦流室內(nèi)的壓強(qiáng)在靠近軸線的附近變化非常劇烈，壓強(qiáng)梯度較大，并在軸線附近很小的區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)低壓區(qū)，其壓強(qiáng)值與噴管擴(kuò)張段起始位置處的壓強(qiáng)相當(dāng)。渦流室中軸線附近與喉部的壓強(qiáng)呈現(xiàn)右倒的“V”形分布。

由圖9可看出，渦流室徑向馬赫數(shù)和喉部徑向馬赫數(shù)都呈現(xiàn)出了先增大、后減小的分布，并且呈現(xiàn)增大趨勢(shì)的區(qū)域非常小，呈現(xiàn)線性趨勢(shì)。

圖8 試驗(yàn)2軸截面壓強(qiáng)云圖Fig.8 Contours of pressure of test2 axially surface

圖9 渦流室和喉部的徑向馬赫數(shù)分布圖Fig.9 M ach number of vortex chamber and throat

圖10 渦流室和喉部的徑向角速度分布圖Fig.10 Tangential velocity of vortex chamber and throat

由圖10可看出，切向速度呈現(xiàn)的分布規(guī)律與馬赫數(shù)的相同，并在軸線處為零。根據(jù)渦動(dòng)力學(xué)理論[9]，結(jié)合圖9和圖10的分布規(guī)律，可發(fā)現(xiàn)渦流室的流動(dòng)非常符合有軸向流動(dòng)的軸對(duì)稱旋渦流動(dòng)，同時(shí)流動(dòng)也具備了旋渦流動(dòng)的渦核結(jié)構(gòu)。根據(jù)渦核的定義[9]，由圖10可知，渦流室流動(dòng)的渦核半徑為2.1 mm。結(jié)合前面渦流室截面密度云圖可知，軸線附近的低密度區(qū)是由于渦核的存在而產(chǎn)生。渦核內(nèi)部氣流流通很少，渦核的存在降低了氣體的流通面積，這也將成為減小發(fā)動(dòng)機(jī)噴管喉部有效面積的重要因素，也就是說(shuō)渦核的大小將影響發(fā)動(dòng)機(jī)喉部的有效面積，也就成為影響推力調(diào)節(jié)大小的影響因素。因此，后續(xù)可通過(guò)渦核大小的影響因素研究，來(lái)實(shí)現(xiàn)推力調(diào)節(jié)大小的影響分析研究。

3 結(jié)論

(1)數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果最大誤差為9.5%，建立的數(shù)值計(jì)算模型完全可用于渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)的后續(xù)研究中。

(2)獲得了渦流閥變推力發(fā)動(dòng)機(jī)渦流室的流動(dòng)特點(diǎn):壓強(qiáng)只在距軸線很小的范圍內(nèi)變化劇烈，而在其他大部分區(qū)域內(nèi)壓強(qiáng)變化較小;渦流室內(nèi)的馬赫數(shù)分布由中心向外呈現(xiàn)先增大、后減小的分布規(guī)律，且中心較小的區(qū)域內(nèi)為低密度區(qū)域。

(3)渦流室流動(dòng)符合有軸向流動(dòng)的軸對(duì)稱旋渦流動(dòng)，且中心區(qū)域存在渦核。渦核的存在將降低發(fā)動(dòng)機(jī)噴管的有效通氣面積，成為實(shí)現(xiàn)推力調(diào)節(jié)的原因。

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