燃料貼壁式固體超燃沖壓發動機推力性能研究

張 皓，黃 萌，鄧 恒，田小濤，顏 密，賈勝錫

(1 西安現代控制技術研究所，陜西 西安 710065；2 現代控制技術重點實驗室，陜西 西安 710065)

0 引言

作為高超聲速巡航飛行器潛在動力系統之一,固體燃料超燃沖壓發動機(以下簡稱：固體超燃)具有比沖高、結構簡單、成本低、維護方便等優點。與固體火箭發動機不同,由于固體超燃具有進氣道部件,發動機內部工作效率與外部飛行環境強相關,導致采用固體超燃的飛行器在總體設計時無法將發動機作為獨立部件模塊化處理[1]。采用固體超燃的高超聲速巡航飛行器總體設計高度依賴發動機-飛行器機體一體化設計技術。內彈道計算與設計作為固體超燃高超聲速飛行器一體化設計的關鍵技術,其準確計算與預估至關重要。與固體火箭發動機不同,固體超燃內彈道與外界環境相關性強,且內彈道的計算涉及到高超聲速流場中激波的產生、相交、反射,火焰穩定區低速回流燃燒放熱,固體顆粒兩相流燃燒等物理化學現象,一般需要開展二維/三維數值計算進行預測。二維/三維數值計算雖然可以較為準確預測內彈道性能,但計算時間較長。在進行內彈道計算與設計時,設計變量較多,往往需要開展多工況計算,計算時間成本較大,不利于飛行器一體化總體設計的快速迭代。一維或準一維內彈道計算模型在允許的精度范圍內,簡化各個物理化學過程,考慮主要因素,能極大減少計算時間,快速對發動機內彈道性能進行評估與預測。

目前,超燃沖壓發動機的準一維計算模型主要有兩類：一類是以空間為基礎的常微分方程組穩態求解法[2];另一類是以時間為基礎的偏微分方程組的非穩態求解法[3]。二者都考慮了超聲速流動的主要物理過程。在此基礎上,張鵬等[4]對幾種公開的典型燃燒室流場建立了一維模型,完善了相關實驗分析。范學軍等[5]利用一維模型開展了普通煤油、加熱煤油和超臨界煤油在超聲速流場中的燃燒效率研究,認為超臨界煤油燃燒效率高于冷態煤油。陳強[6-7]通過實驗數據對一維模型的釋熱模塊進行參數優化,并用該一維模型對燃燒室結構進行了優化。王厚慶等[8]通過一維計算模型開展了超燃內彈道計算,并以該計算結果為邊界條件輸入,對碳化硅陶瓷復合材料的燃燒室冷卻結構進行了優化設計。Srinivasan等[9]對一維計算模型進行了補充,主要考慮了液滴蒸發、有限速率化學反應、傳熱與摩擦等因素對計算結果的影響。Micka等[10]基于化學熒光測量法測試了燃燒室釋熱分布,并用壁面壓力修正了一維計算模型的相關參數,提高了一維模型對該類燃燒室構型的預估精度。Tomioka等[11-12]在一維模型中加入了燃油噴注簡化模型,并利用該模型,以燃燒效率、推力、摩擦阻力作為目標參數,研究了燃油噴注位置對超燃性能的影響。Kliche等[13]建立了基于Euler方程的一維非定常計算模型,該模型考慮了有限速率化學反應模型、平衡點火模型的影響。

目前為止,對超聲速流場的一維計算模型已開展了較為豐富的研究,模型功能也較為豐富。但由于固體超燃燃燒室內流場中普遍存在亞聲速-跨聲速-超聲速流動現象[14],一維計算模型在進行此類問題計算時,控制方程會在聲速臨界點存在數學奇異性。此外,在進行部分工況計算時,由于方程組參數數量級相差過大,會引起嚴重的數值剛性問題。在進行飛行器總體設計時,外彈道計算希望將發動機看做一個“黑盒”部件,確定的輸入對應一個確定的輸出,對發動機內部工作細節并不關心。因此,文中對一維模型進一步簡化,基于能量守恒方程,建立一個以推力為目標的零維模型,研究燃料質量流量與空氣流量變化對貼壁式固體超燃沖壓發動機推力的影響。

1 推力零維模型

1.1 基本假設

基于典型燃燒室構型(圖1),建立燃料供應量對貼壁式固體超燃沖壓發動機推力的影響模型。為建立燃料供應量與推力之間的零維模型,現假設如下：

圖1 固體超燃沖壓發動機典型構型Fig.1 Typical configuration of sold fuel scramjet

1)不考摩擦的影響。由于燃燒室長度較短,而固體燃料貼壁式超燃沖壓發動機內氣流流動速度為1 000 m/s以上的,如此短的行程導致摩擦的影響較小。

2)認為燃燒室內的氣體為理想氣體。

3)不考慮發動機的點火過程,認為燃燒室內已經建立起穩定工作狀態。

4)不考慮燃料的熱解過程,認為固體燃料瞬間熱解并向燃燒室內注入燃料氣體。

1.2 模型建立

基于以上假設,根據能量守恒原則,可以列出方程：

(1)

根據質量守恒,可以列出方程：

(2)

式中：ρe為出口氣流密度;ue為出口氣流速度;Ae為燃燒室出口截面積。

根據理想氣體定律：

Pe=ρeRTe

(3)

式中：Pe為出口靜壓;R為氣體常數;Te為出口靜溫。

根據總溫與靜溫的等熵關系式,有如下方程：

(4)

式中：k為比熱比;M為出口馬赫數。

馬赫數可以通過式(5)計算：

(5)

聯立求解式(1)～式(5),可得：

(6)

按照文獻[15]中的方程計算地面直連試驗的發動機推力為：

(7)

式中Pa為出口反壓,即大氣壓。

聯立式(5)和式(7),可得出口馬赫數的計算方程：

(8)

1.3 模型驗證

對比Ben-Yakar的試驗數據[15]與上節推力零維模型的計算結果以驗證該模型的正確性。根據Yakar的實驗條件,取計算條件如表1所示。

表1 根據Yakar實驗確定的計算條件Table 1 Computational condition determined based on Yakar′s experiment

推力零維模型計算所得的理論推力曲線與Yakar的實驗結果對比如圖2所示。從圖中可以發現,理論推力與Yakar的實驗推力結果總體吻合的較好。理論推力與實驗結果相比,理論推力整體偏低,且隨著發動機工作過程的進行,理論推力與實驗結果偏差逐漸增大。這可能是由于零維推力模型計算中只考慮了平均燃面退移速率,且使用了平均燃燒效率造成的。

圖2 推力對比Fig.2 Thrust contrast

零維推力模型的馬赫數和出口速度與Yakar的實驗結果對比如圖3和圖4所示。從圖中可以看出,出口馬赫數的理論結果較實驗值整體偏低,而出口速度的計算結果與實驗中吻合的較好。文中的零維推力模型主要用于研究空氣流量與燃料供應量對推力的影響,因此在建立模型時未考慮燃料的熱解行為,而是將燃料供應量作為輸入量用于發動機推力的計算。零維推力模型未考慮摩擦的影響,導致計算的理論結果偏低。但從圖2和圖4可以看出,理論結果與實驗結果偏差較小,且趨勢一致,因此,建立的零維推力模型是考慮了固體超燃工作過程中的主要因素,具有一定的精度,可以用來初步研究空氣流量與燃料供應量對發動機推力的影響。

圖3 馬赫數對比Fig.3 Mach contrast

圖4 出口速度對比Fig.4 Outlet velocity contrast

2 結果與討論

將式(6)代入式(7)中可得：

(9)

式中：De,0為發動機出口初始直徑;而Ae可表示為：

(10)

當t=0時,

(11)

將式(11)代入式(9)中可得：

(12)

對式(12)求關于De,0的導數可得：

(13)

整理式(13)得：

(14)

在式(14)中,顯然有：

(15)

那么對于任意的De,0,式(16)成立：

(16)

由式(16)可知,初始出口直徑越大,推力越小。該結論在李彪[16]的數值仿真計算結果中也有所體現。李彪的計算模型與文中討論的固體燃料超燃沖壓發動機典型構型與圖1相同,因此,擴張半角越大,出口的初始直徑越大。推力與比沖隨著出口的初始直徑下降,這也符合式(16)的結論。

為研究在貼壁式固體燃料超燃沖壓發動機燃燒室工作過程中空氣流量與燃料質量流量的變化對推力的影響。對式(12)求時間t的導數：

(17)

其中,

(18)

只要求出式(17)的零點,即式(19)的解,便可以了解推力的變化過程。

(19)

(20)

對式(20)求時間t的導數：

(21)

假設入口空氣質量流量為：

(22)

則有：

(23)

系數a,b,c的物理含義分別為：系數a與燃燒過程中燃面退移速率與燃面面積相關;系數b為燃燒室初始時刻燃面面積與燃面退移速率的乘積;系數c為空氣質量流量。通過設計不同的燃燒室燃面構型及選用不同燃面退移速率的固體燃料,可以得到不同的a,b值。需要注意的是,系數a有負值,而系數b和系數c必須是正值才有意義。

對式(19)使用4-5階龍格庫塔法迭代求解,所得零點為t*,稱之為零點時間。圖5所示為零點時間t*隨系數a的變化曲線。從圖中可以看出,當設定b=0.04和c=0.5時,不同系數a下的零點時間t*不同,且t*與系數a呈現正相關特性。當t*<0時,則在t>0的范圍內不存在零點時間,即推力F在t>0的時間段內是單調的;而當t*>0時,在t>0的時間段內存在零點;當0t*時,推力開始下降,當t=t*時,推力到達理論峰值。

圖5 零點時間隨系數a的變化曲線Fig.5 Zero-point time varies with a

設b=0.04,c=0.5。當系數a=0時的推力曲線如圖6所示。a=0表示燃料質量流量不隨時間變化,此時零點時間t*<0,從圖中可以看出,這種情況下推力會隨時間逐漸降低,且降低幅度明顯,在20 s時,理論推力就已經降低了30%左右。到50 s時,理論推力下降程度已經超過了初始推力的一半。

圖6 系數a=0時的推力曲線Fig.6 Thrust curve when a=0

當系數a=0.002時的推力曲線如圖7所示。

圖7 系數a=0.002時的推力曲線Fig.7 Thrust curve when a=0.002

由圖5可知,此時零點時間t*>0。則在t>0的時間段內存在推力變化率為0的點。從圖7可以明顯看出,推力隨時間先增大,在20 s左右到達推力的峰值,然后推力開始下降。雖然這種情況下的推力有增加的趨勢,但初始推力與峰值推力相差不大。在50 s 的工作時間內,推力整體變化的幅值不大。

當系數a=0.003時的推力曲線如圖8所示。在這種情況下,推力在前50 s內會一直增加,且推力增加幅度較a=0.002情況有明顯增大。雖然推力在前50 s內一直增大,但從圖5中可以看出,這種情況下存在零點時間t*,即存在一個推力的峰值,在到達峰值前,推力會一直上升。

圖8 系數a=0.002時的推力曲線Fig.8 Thrust curve when a=0.003

從上述關于系數a對推力影響的討論中,可以了解到在質量流量恒定的情況下,推力會隨著時間一直降低;選取一個合適的系數a可以讓推力在工作期間的變化幅度小很多,而選取較大的系數a會使得推力在發動機工作期間迅速增大,且系數a越大,推力的峰值到來越晚。

下面討論系數b對推力的影響。在系數a=0.002,c=0.5的計算條件下,不同系數b下的零點時間t*如圖9所示。

圖9 不同系數b下的零點時間t*Fig.9 Zero-point time varies with b

零點時間t*隨系數b的變化趨勢與零點時間t*隨系數a的變化趨勢相反。系數b的取值較小時t*>0,即推力存在一個峰值,使得推力先增大后減小。當b的取值較大時,t*<0,此時推力隨時間變化沒有峰值,推力隨時間變化呈現單調性。

當b=0.03時,推力隨時間的變化曲線如圖10所示,此時t*>0,即推力存在一個峰值。從圖中可以得知,推力在初始時刻的大小為760 N,在25 s前推力隨時間緩慢增加,在25 s左右時達到推力峰值,隨后開始緩慢下降。從0～25 s和25～50 s的推力曲線對比可以看出,推力上升的幅度要高于推力下降的幅度。

圖10 系數b=0.03時的推力曲線。Fig.10 Thrust curve when b=0.03

當b=0.1時的推力隨時間變化曲線如圖11所示,該種情況下t*<0,即在發動機工作過程中不存在推力峰值,推力隨時間單調變化。從圖中可知,推力在初始時刻的大小約為1 260 N,隨著時間的退移,推力一直下降,到50 s時,推力已經下降到1 120 N左右。通過對比圖10和圖11中推力的變化幅度,可以發現推力在單調變化時變化幅度較大。

圖11 系數b=0.1的推力曲線圖Fig.11 Thrust curve when b=0.1

為考察系數a,b,c對推力變化幅度的影響,定義推力變化率如下：

(24)

式中：Fmax為工作時間內的最大推力;Fmin為工作時間內的最小推力;F|t=0為初始時刻的推力。

當系數b=0.04,c=0.5時推力變化率隨系數a的變化曲線如圖12所示。推力變化率ΔF為1的情況對應于推力在工作期間下降為0的理論極限情況。從圖中可以看出,當系數a=0.002時,推力變化率ΔF最小;當a<0.002時,推力變化率隨著系數a的增大而降低;當系數a>0.002時,推力變化率ΔF會隨著系數a的增大而增大。

圖12 推力變化率隨系數a的變化曲線Fig.12 Curve of thrust change rate with a

當系數a=0.002,c=0.5時推力變化率ΔF隨系數b的變化曲線如圖13所示。當b=0.04時,推力變化率ΔF最小;當b<0.04時,推力變化率ΔF隨系數b的增加而降低;而當b>0.04后,推力變化率ΔF隨著系數b的增加先增加,然后趨于平穩。對比圖12和圖13可以發現,系數a對推力變化率ΔF的影響要遠遠強于系數b。

圖13 推力變化率隨系數b的變化曲線Fig.13 Curve of thrust change rate with b

當系數c發生變化時,零點時間隨系數a和系數b的改變而變化的曲線如圖14和圖15所示。圖中a*和b*表示零點時間t*=0時的系數a和系數b,稱之為系數a,b的臨界值。從圖中可以發現,不同的系數c下,臨界值a*和b*幾乎不發生變化。且在ab*的區域內,4種情況的曲線幾乎重合。而在ab*區域內,推力是單調遞減的。說明增大空氣質量流量并不會讓固體燃料超燃沖壓發動機推力變化的趨勢發生變化。系數c的變化在區域a>a*與b

圖14 不同系數c下的零點時間t*隨系數a增加而變化的曲線(b=0.04)Fig.14 Zero-point time varies with a under different c(b=0.04)

圖15 不同系數c下的零點時間t*隨系數b增加而變化的曲線(a=0.002)Fig.15 Zero-point time varies with b under different c(a=0.002)

當系數c發生變化時,推力變化率ΔF隨系數a和系數b的改變而變化的曲線如圖16和圖17所示。

圖16 不同系數c下的推力變化率隨系數a增加而變化的曲線(b=0.04)Fig.16 Thrust change rate varies with a under different c(b=0.04)

圖17 不同系數c下的推力變化率隨系數b增加而變化的曲線(a=0.002)Fig.17 Thrust change rate varies with b under different c(a=0.002)

從圖中可以看出,當系數c增大時,在相同的系數a或系數b處,推力變化率ΔF都降低了,這說明增大空氣質量流量可以使固體燃料超燃沖壓發動機推力更加穩定。且從圖中還可以看出,在推力變化率較大的系數a和系數b處,增大系數c降低推力變化率的效果更加明顯。

3 結論

建立了固體超燃沖壓發動機的零維推力模型,系統研究了燃料質量流量與空氣流量對發動機推力的影響。

固體超燃沖壓發動機在工作過程中燃料質量流量特性對推力的穩定性有顯著影響,通過燃面退移速率與燃燒室構型的匹配,理論上可以構造出使推力變化幅度較小的發動機構型。增大空氣流量更有利于固體超燃沖壓發動機推力的穩定。然而,影響推力的因素不僅僅為燃料質量流量和空氣流量,燃燒室內流場結構同樣對其有影響。因此,文中僅從理論上對燃料質量流量和空氣流量對固體超燃沖壓發動機推力的影響有一個定性認識,即合適的燃面退移速率特性搭配合理的燃面構型能夠讓固體燃料超燃沖壓發動機在規定工作時間內推力變化幅度較小,推力更加穩定。