波瓣摻混裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)SPATR燃燒室性能影響仿真研究

陳志明+吳川+白濤濤+張?chǎng)?/p>

摘要： 對(duì)某波瓣摻混裝置不同結(jié)構(gòu)參數(shù)工況作用下的SPATR燃燒室摻混燃燒流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值研究， 分析了單一結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)燃燒室性能的影響， 并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)組合對(duì)燃燒室性能影響的綜合分析。 結(jié)果表明： 波瓣外涵與內(nèi)涵寬度比， 長(zhǎng)高比和切扇方式對(duì)燃燒室溫升影響較大， 波瓣長(zhǎng)高比、內(nèi)涵與外涵傾角比對(duì)燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)影響較大； 波瓣摻混裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)需要考慮燃燒室空燃比和長(zhǎng)徑比等因素的影響。

關(guān)鍵詞： 固體燃料沖壓渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)； 燃燒室； 波瓣摻混裝置； 摻混燃燒

中圖分類號(hào)： V435文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼： A文章編號(hào)： 1673-5048（2016）05-0056-05

Abstract： Numerical studies on the mixing and combustion folw field of SPATRs combustion chamber are carried out under different configuration parameters of lobed mixer. Then the effects of changing the single configuration parameter on the performance of combustion chamber are studied， based on this， the effects of different configuration parameters combinations on the performance of combustion chamber are analyzed. The results show that the ratio of outside width to inside width， the ratio of length to height and the elliptical cut mode of lobe have greater influence on the temperature rise of combustion chamber， and the ratio of length to height and the ratio of inside slope to outside slope of lobe have greater influence on the total pressure recovery coefficient of combustion chamber. The optimal design of lobed mixers configuration parameters should consider the airfuel ratio and draw ratio of combustion chamber.

Key words： SPATR； combustion chamber； lobed mixer； mixing and combustion

0引言

固體燃料沖壓渦輪發(fā)動(dòng)機(jī)（Solid Propellant Air Turbo Rocket， SPATR）兼具渦輪噴氣發(fā)動(dòng)機(jī)和沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)點(diǎn)， 是未來(lái)空射戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈的理想動(dòng)力裝置。 在燃燒室內(nèi)組織富燃燃?xì)馀c空氣的高效、 穩(wěn)定摻混燃燒對(duì)SPATR的性能至關(guān)重要[1]。

波瓣摻混裝置能在較短距離和較低總壓損失條件下實(shí)現(xiàn)內(nèi)、 外涵氣流高效摻混。 對(duì)波瓣摻混裝置在航空發(fā)動(dòng)機(jī)上的應(yīng)用已有大量研究， 顯示出很好的摻混和燃燒效果[2-10]。 文獻(xiàn)[1]對(duì)三種穿透率的波瓣摻混裝置作用下SPATR燃燒室性能進(jìn)行了對(duì)比研究， 并與基準(zhǔn)燃燒室摻混燃燒性能進(jìn)行對(duì)比分析， 表現(xiàn)出優(yōu)異的摻混燃燒性能。 文獻(xiàn)[11]研究了以單組元肼為燃料的空氣渦輪火箭發(fā)動(dòng)機(jī)波瓣摻混裝置作用下的燃燒室內(nèi)、 外涵氣流摻混過(guò)程和摻混效率， 表現(xiàn)出優(yōu)異的摻混性能。

在航空發(fā)動(dòng)機(jī)領(lǐng)域， 波瓣摻混裝置的應(yīng)用研究主要針對(duì)單一結(jié)構(gòu)參數(shù)和工況變化或雙級(jí)以及交變波瓣對(duì)摻混性能的影響[2-10]， 在ATR燃燒室摻混裝置研究中也主要側(cè)重于摻混[11]或僅研究單一波瓣結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃燒室摻混燃燒性能的影響[1]。 因此， 本文基于文獻(xiàn)[1]所設(shè)計(jì)的波瓣摻混裝置， 用數(shù)值模擬的方法系統(tǒng)研究其在SPATR燃燒室結(jié)構(gòu)限制下可行的幾種結(jié)構(gòu)參數(shù)組合對(duì)燃燒室性能的影響規(guī)律， 得出SPATR燃燒室性能隨波瓣摻混裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化特性， 為SPATR燃燒室內(nèi)波瓣摻混裝置的設(shè)計(jì)提供技術(shù)支撐。

航空兵器2016年第5期陳志明等： 波瓣摻混裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)SPATR燃燒室性能影響仿真研究1計(jì)算模型

本文所用的波瓣摻混裝置與文獻(xiàn)[1]同， 具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。 其中， 波瓣平行側(cè)壁切扇為長(zhǎng)軸0.1D、 短軸0.05D的半橢圓， 其示意圖如圖1（c）所示， 分為單切和雙切兩種結(jié)構(gòu)形式。 圖中L為波瓣長(zhǎng)度； h為波瓣高度； h0為環(huán)形流道高度； α1為波瓣外涵傾角； ɑ2為波瓣內(nèi)涵傾角； b1為波瓣外涵寬度； b2為波瓣內(nèi)涵寬度。波瓣摻混裝置布置在燃燒室環(huán)形流道的中心， 其出口截面與中心錐平直段和圓弧段交界面對(duì)齊。 波瓣摻混裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)組合工況如表1所示。

2仿真結(jié)果分析

2.1波瓣外涵與內(nèi)涵寬度比對(duì)燃燒室性能影響

不同波瓣外涵與內(nèi)涵寬度比時(shí)， 燃燒室沿程

可以看出， 隨著b1/b2的增大， 高溫燃燒區(qū)域向燃燒室中心軸附近移動(dòng)且面積越來(lái)越小。 這是由于隨著b1/b2的增大， 外涵空氣流速與內(nèi)涵燃?xì)饬魉僦仍絹?lái)越大， 流向渦逐漸由內(nèi)涵燃?xì)怛?qū)動(dòng)向外涵空氣驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)變。 在b1/b2較大時(shí)， 大量空氣和燃?xì)饧塾谌紵抑行奶帲?減少了空氣和燃?xì)庵g的接觸和燃燒面積， 弱化了摻混燃燒效果。

2.2波瓣長(zhǎng)高比對(duì)燃燒室性能影響

不同波瓣長(zhǎng)高比時(shí)， 燃燒室沿程截面溫升如圖4所示。 可以看出， 隨著L/h的增大， 在燃燒室頭部各沿程截面的溫升呈減小的趨勢(shì)， 而在燃燒室尾部各沿程截面的溫升呈先大幅減小、 后小幅增大的趨勢(shì)。 在燃燒室尾部L/h為1和L/h為2時(shí)的溫升相當(dāng)， 而L/h為1.33時(shí)的溫升較小。

不同L/h時(shí)， 燃燒室在距摻混裝置出口為0.5， 2和3.5截面處的靜溫分布如圖5所示。 可以看出， 燃燒區(qū)域的高度逐漸降低且摻混燃燒發(fā)展逐距摻混裝置出口為0.5時(shí)， 隨著L/h的增大， 高溫漸滯后。 隨著流動(dòng)的發(fā)展， L/h為1時(shí)， 扇面上下兩個(gè)高溫燃燒區(qū)域分布均勻， 通過(guò)其較強(qiáng)的流向渦驅(qū)動(dòng)， 在距摻混裝置出口為3.5時(shí)， 高溫燃燒區(qū)域幾乎充滿整個(gè)扇面， 強(qiáng)化了燃燒室內(nèi)的摻混和燃燒。 L/h為1.33時(shí)， 上下兩個(gè)燃燒區(qū)域分布沒(méi)有L/h為2時(shí)均勻， 使得其高溫燃燒區(qū)域在距摻混裝置出口為3.5時(shí)， 主要集中在燃燒室壁面附近， 弱化了燃燒室的摻混和燃燒。 而L/h為2時(shí)， 雖然流向渦形成相對(duì)滯后， 但其較小的流速?gòu)较蚍至渴蛊渖舷聝蓚€(gè)高溫燃燒區(qū)域分布較為均勻， 隨著流動(dòng)的發(fā)展， 其高溫燃燒區(qū)域在距摻混裝置出口為3.5時(shí)也幾乎充滿整個(gè)扇面， 但比L/h為1時(shí)小。

2.3波瓣內(nèi)涵與外涵傾角比對(duì)燃燒室性能影響

不同波瓣內(nèi)涵與外涵傾角比時(shí)， 燃燒室沿程截面溫升如圖6所示。 可以看出， 隨著α2/α1的增大， 燃燒室頭部沿程截面的溫升呈先增大后減小的趨勢(shì)。 隨著流動(dòng)的發(fā)展， α2/α1為1時(shí)， 燃燒室沿程截面的溫升逐漸緩慢增加， 在燃燒室尾部與α2/α1為0.5時(shí)的溫升持平； 而α2/α1為0.5和α2/α1為2時(shí)， 沿程截面溫升均勻增大， 但也逐漸趨近， 在燃燒室尾部α2/α1為2時(shí)的溫升相對(duì)比較高。

不同α2/α1時(shí)， 燃燒室距摻混裝置出口為0.5， 2和3.5截面處的靜溫分布見(jiàn)圖7。 可以看出， 距摻混裝置出口為0.5時(shí)， 隨著α2/α1的增大， 高溫燃燒區(qū)域逐漸向燃燒室中心軸附近集中； 距摻混裝置出口為2時(shí)， 隨著α2/α1的增大， 高溫燃燒區(qū)域由靠近燃燒室壁面逐漸向燃燒室中心移動(dòng)； 距摻混裝置出口為3.5時(shí)， 隨著α2/α1的增大， 高溫燃燒區(qū)域由兩個(gè)逐漸變?yōu)橐粋€(gè)， 且高溫燃燒區(qū)域逐漸增大。 結(jié)合圖6可以看出， α2/α1為1時(shí)， 由于高溫燃燒區(qū)域位置適中， 其在燃燒室頭部燃燒組織相對(duì)較好， 因而其燃燒室頭部的溫升較高。 隨著流動(dòng)的發(fā)展， α2/α1為2時(shí)， 由于流向渦作用較強(qiáng)， 燃燒室沿程截面溫升的增長(zhǎng)較快， 在距摻混裝置出口為3.5時(shí)， 已大于α2/α1為1時(shí)的溫升； 而α2/α1為0.5時(shí)， 由于流向渦強(qiáng)度較弱， 燃燒室沿程截面溫升相對(duì)較低， 隨著流動(dòng)的發(fā)展， 由于流向渦的輸運(yùn)作用， 燃?xì)夥植贾饾u均勻， 使得溫升增長(zhǎng)速率較α2/α1為1時(shí)大。

2.4波瓣切扇方式對(duì)燃燒室性能影響

不同切扇方式時(shí)， 燃燒室沿程截面溫升如圖8所示。 可以看出， 不同切扇方式作用下， 燃燒室頭部的沿程截面溫升相近。 隨著流動(dòng)的發(fā)展， 雙切扇和無(wú)切扇時(shí)的沿程截面溫升增長(zhǎng)相近， 而單切扇的增長(zhǎng)相對(duì)緩慢， 且差距越來(lái)越大。

不同切扇方式時(shí)， 燃燒室距摻混裝置出口為0.5， 2和3.5截面處的靜溫分布如圖9所示。 可以看出， 距摻混裝置出口為0.5時(shí)， 三種切扇方式的高溫燃燒區(qū)域略有差異。 隨著流動(dòng)的發(fā)展， 對(duì)稱雙切扇和無(wú)切扇時(shí)的高溫燃燒區(qū)域分布近似相同且對(duì)稱性較好， 而非對(duì)稱單切扇的高溫分布區(qū)域呈明顯的非對(duì)稱性， 且不均勻流場(chǎng)使得燃燒室中心軸附近高溫燃燒區(qū)域相對(duì)較小， 使其在燃燒室尾端的溫升相對(duì)較低。

2.5波瓣結(jié)構(gòu)組合對(duì)燃燒室性能影響

不同波瓣結(jié)構(gòu)參數(shù)時(shí)， 燃燒室溫升如圖10所示。 結(jié)合表1和圖10可以看出， 波瓣外涵與內(nèi)涵寬度比、 長(zhǎng)高比和切扇方式對(duì)燃燒室溫升影響較大， 波瓣長(zhǎng)高比對(duì)應(yīng)的三個(gè)工況燃燒性能較好， 其中工況4的溫升最高， 為1 794.3 K。

不同波瓣結(jié)構(gòu)參數(shù)時(shí)， 燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)見(jiàn)圖11。 結(jié)合表1和圖11可以看出， 波瓣長(zhǎng)高比、內(nèi)涵與外涵傾角比對(duì)燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)影響較大， 工況3的總壓恢復(fù)系數(shù)最大， 為0.941， 但其溫升最小， 僅為1 553.6 K。

3結(jié)論

（1） 波瓣外涵與內(nèi)涵寬度比、 長(zhǎng)高比較小時(shí)有利于摻混燃燒， 但同時(shí)總壓恢復(fù)系數(shù)相對(duì)較小， 較大的波瓣長(zhǎng)高比在燃燒室長(zhǎng)徑比較大時(shí)也能獲得較好的摻混燃燒效果；

（2） 波瓣內(nèi)涵與外涵傾角比對(duì)燃燒室摻混燃燒影響不大， 但對(duì)燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)有較大影響， 切扇方式對(duì)摻混燃燒性能影響不大， 需減質(zhì)設(shè)計(jì)時(shí)可考慮對(duì)稱雙切扇方案；

（3） 波瓣外涵與內(nèi)涵寬度比、 長(zhǎng)高比和切扇方式對(duì)燃燒室溫升影響較大， 波瓣長(zhǎng)高比、內(nèi)涵與外涵傾角比對(duì)燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)影響較大；

（4） 結(jié)合文獻(xiàn)[1]可知， 波瓣摻混裝置的結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)要考慮空燃比和燃燒室長(zhǎng)徑比等因素的影響， 在燃燒組織上既要保證流向渦的產(chǎn)生、 發(fā)展和耗散過(guò)程不受燃燒室壁面的影響， 又要均勻配置燃燒室壁面和中心軸附近的高溫燃燒區(qū)域， 使得在流向渦的輸運(yùn)下， 燃燒室內(nèi)高溫燃燒區(qū)域迅速增大。

參考文獻(xiàn)：

[1] 陳志明， 吳川， 白濤濤， 等.波瓣摻混裝置作用下SPATR沖壓燃燒室內(nèi)流場(chǎng)研究[J].航空兵器， 2013（6）： 53-57.

[2] Elliott J K， Manning T A， Qiu Y J， et al. Computational and Experimental Studies of Flow in MultiLobed Forced Mixers[C]∥28th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference and Exhibit， Nashville， Tennessee，1992.

[3] 趙建超， 謝翌， 劉友宏.內(nèi)外涵波瓣寬度比對(duì)波瓣強(qiáng)迫混合排氣系統(tǒng)性能影響[J].科學(xué)技術(shù)與工程， 2010， 10（34）： 8476-8481.

[4] 謝翌， 劉友宏. 波瓣穿透率對(duì)波瓣混合排氣系統(tǒng)性能影響[J].推進(jìn)技術(shù)， 2011， 32（2）： 207-213.

[5] 謝翌， 劉友宏. 波瓣高寬比對(duì)波瓣強(qiáng)迫混合排氣系統(tǒng)性能影響[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)， 2010， 25（12）： 1736-1743.

[6] 劉友宏， 杜力偉， 謝翌， 等.波瓣凹扇修形對(duì)波瓣強(qiáng)迫混合排氣系統(tǒng)性能影響[J].科學(xué)技術(shù)與工程， 2013， 13（18）： 5226-5233.

[7] 劉友宏， 樊超， 謝翌， 等.波瓣數(shù)對(duì)波瓣強(qiáng)迫混合排氣系統(tǒng)性能影響[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào). 2010， 25（8）： 1683-1689.

[8] 劉友宏， 郭楠， 李江寧， 等.后緣切角對(duì)波瓣混合器性能影響[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào). 2009， 24（9）： 1917-1922.

[9] Yu S C M， Hou Y， Chan W K. Scarfing and Scalloping Effects on Lobed Forced Mixer at LowSpeed Conditions[J]. Journal of Propulsion and Power， 2000， 16（3）： 440-448.

[10] Presz W M， Jr， Werle M. MultiStage Mixer/Ejector Systems[C]∥38th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference and Exhibit， Indianapolis， Indiana，2002.

[11] 李平， 李文龍， 何國(guó)強(qiáng). 空氣渦輪火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)外涵氣流摻混研究[J]. 固體火箭技術(shù)， 2012， 35（1）： 47-52.