超聲速進(jìn)氣道與脈沖爆震燃燒室匹配工作特性研究

馬曉敏, 李清安, 張永輝, 范瑋

(西北工業(yè)大學(xué) 動力與能源學(xué)院, 陜西 西安 710072)

一般而言,吸氣式脈沖爆震發(fā)動機(jī)(air-breathing pulse detonation engine,APDE)由進(jìn)氣道、燃燒室與尾噴管組成。典型的脈沖爆震發(fā)動機(jī)循環(huán)包括爆震波起始、爆震波傳播、燃燒產(chǎn)物的排出以及混氣的填充過程[1],其非穩(wěn)態(tài)的工作過程導(dǎo)致進(jìn)排氣系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與現(xiàn)有的穩(wěn)態(tài)設(shè)計(jì)存在很大差別。當(dāng)工作頻率很高時,可以近似認(rèn)為APDE的工作過程是連續(xù)的,基于此假設(shè)可以借鑒現(xiàn)有的穩(wěn)態(tài)設(shè)計(jì)方法來進(jìn)行APDE的進(jìn)氣系統(tǒng)設(shè)計(jì)。即便如此,亦須考慮進(jìn)氣道與爆震燃燒室相互作用的問題。例如,在無閥工作模式下,反傳高壓氣體可能從進(jìn)氣道進(jìn)口溢出,產(chǎn)生負(fù)推力,在超聲速來流工況下,甚至?xí)苯悠茐倪M(jìn)氣道進(jìn)口激波系,導(dǎo)致進(jìn)氣道無法起動;同時,進(jìn)氣道內(nèi)流場結(jié)構(gòu)的變化會影響燃燒室的性能,進(jìn)氣道與燃燒室間形成的上述反饋機(jī)制會導(dǎo)致兩者之間產(chǎn)生嚴(yán)重的耦合作用[2-3]。目前,已有不少學(xué)者采用數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)的方法對APDE超聲速進(jìn)氣道進(jìn)行了研究。Oh等[4]對軸對稱超聲速進(jìn)氣道擴(kuò)張段內(nèi)激波與聲波的相互作用進(jìn)行了詳細(xì)的非定常數(shù)值模擬,將穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果的出口背壓作為基準(zhǔn)量,在此基礎(chǔ)上施加了正弦壓力脈動分量,分析了由聲波振蕩引起的激波/邊界層相互作用。Mullagiri等[5-6]在進(jìn)氣道出口安裝了4個具有90°相位差的活塞,模擬了多管APDE進(jìn)口工作狀態(tài),發(fā)現(xiàn)壓力振蕩的幅度隨著阻塞比的增大而增大,隨著激勵頻率的增加而減小。上述研究對反傳壓縮波進(jìn)行了大幅簡化,僅考慮了壓力對進(jìn)氣道的影響,且在壓力波形相似性上也有很大提升空間。后來,Segal等[7]通過在擴(kuò)壓器出口橫截面拐角處向主流周期性噴注二次流模擬脈沖爆震燃燒室反壓,研究了振蕩背壓對脈沖爆震發(fā)動機(jī)超聲速進(jìn)氣道的影響。結(jié)果表明,楔板上的分離泡會破壞流動,形成復(fù)雜的壓縮波與膨脹波系。關(guān)祥東等[8]在瞬態(tài)數(shù)值模擬過程中將進(jìn)氣道出口邊界條件設(shè)定為壓力出口/固體壁面,模擬機(jī)械閥門開閉形式的推力壁對進(jìn)氣道內(nèi)部流場的影響。雖然該假設(shè)略顯粗糙,但計(jì)算結(jié)果仍有助于獲得流場變化規(guī)律的初步認(rèn)識。王丁喜等[9]通過數(shù)值模擬在某軸對稱超聲速進(jìn)氣道出口處添加了3種不同的擾動,得到了進(jìn)氣道內(nèi)結(jié)尾正激波隨出口條件變化的運(yùn)動規(guī)律。以上研究對反傳壓縮波的模擬更加逼真,但未考慮脈動燃?xì)鉁囟鹊纫蛩氐挠绊?與實(shí)際情形存在一定差異。

基于上述問題,出現(xiàn)了一批將進(jìn)氣道與燃燒室相接以保證反壓真實(shí)性的研究。Wang等[10]通過實(shí)驗(yàn)研究了無閥式APDE反壓傳播的規(guī)律,結(jié)果表明,進(jìn)氣道中的擾動強(qiáng)度隨填充度的變化呈非線性波動,未進(jìn)一步深入分析進(jìn)氣道內(nèi)流動機(jī)理。Chen等[11]設(shè)計(jì)了進(jìn)氣道中心錐與氣門結(jié)構(gòu),通過實(shí)驗(yàn)研究了其對APDE推力與壓力/燃?xì)夥磦鞯淖饔?。結(jié)果表明,中心錐對進(jìn)氣穩(wěn)定性有積極影響,氣動閥會增加進(jìn)氣道阻力,但對抑制反壓有明顯效果。上述研究雖獲得了真實(shí)的反壓,但對進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)考慮不周,均采用皮托式進(jìn)氣道。除此之外,中心錐對流道的堵塞作用會使得燃燒室進(jìn)口流場分布不均勻,總壓畸變程度增大。

近年來,涌現(xiàn)出若干真實(shí)進(jìn)氣道與燃燒室匹配工作的研究。溫玉芬等[12]采用非定常仿真方法,在混壓式進(jìn)氣道與燃燒室、尾噴管耦合模型上組織了單次爆震,得到了超聲速進(jìn)氣道在反傳壓縮波作用下的內(nèi)部流場及工作特性,對比了不同擴(kuò)張段進(jìn)氣道與燃燒室匹配工作的差異。然而,其研究的重心是進(jìn)氣道工作過程,并未分析推力與比沖等性能參數(shù)。Zangiev等[13]設(shè)計(jì)了帶有往復(fù)式機(jī)械閥的燃燒室與超聲速進(jìn)氣道模型,模擬了馬赫數(shù)為3.0與5.0條件下的多循環(huán)爆震。結(jié)果表明,在28 km高空、馬赫數(shù)為5.0條件下,APDE的比沖(1 600 s)和比推力(1.03 kN/(kg·s))均大于沖壓發(fā)動機(jī)的比沖(900～1 200 s)和比推力(0.5 kN/(kg·s)),而耗油率與沖壓發(fā)動機(jī)相當(dāng),均為0.21 kg/(N·h)。該研究結(jié)果證明了APDE采用沖壓進(jìn)氣方式工作的潛在優(yōu)勢,但未對進(jìn)氣道工作過程進(jìn)行分析。Qiu等[14]一維數(shù)值模擬的結(jié)果表明,與孔板型氣動閥相比,超聲速內(nèi)壓式進(jìn)氣道使APDE有可能獲得與理想Brayton循環(huán)相當(dāng)?shù)耐屏υ鲆?能否與Brayton循環(huán)效率相當(dāng)取決于結(jié)構(gòu)優(yōu)化是否能夠最大程度地減小總壓損失,指出了APDE超聲速進(jìn)氣道優(yōu)化的必要性。

綜上所述,國內(nèi)外在APDE超聲速進(jìn)氣道的研究方面積累了一些經(jīng)驗(yàn),但仍存在以下問題:①由于對燃燒室復(fù)雜的進(jìn)口條件簡化程度過大,得到的結(jié)果與真實(shí)進(jìn)氣道的工作情況差異較大;②目前大多數(shù)研究均采用無閥方案,側(cè)重分析反壓對進(jìn)氣道的影響,很少有學(xué)者考慮研究機(jī)械閥對進(jìn)氣道與燃燒室的影響;③兼顧進(jìn)氣道與燃燒室的研究或側(cè)重進(jìn)氣道的工作,或側(cè)重燃燒室的性能,未對二者相互作用的影響做出詳盡分析。為此,有必要研究二者的匹配工作特性。本研究建立了以馬赫數(shù)2.5為設(shè)計(jì)點(diǎn)的三波系混壓式進(jìn)氣道與脈沖爆震燃燒室模型,并在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了3種工作方案。采用帶化學(xué)反應(yīng)的非定常仿真方法,模擬通過直接起爆方式形成的自持傳播爆震波,并分析不同方案中的反傳效應(yīng)對進(jìn)氣道內(nèi)流場的非定常干擾過程及對燃燒室內(nèi)流動特性與推進(jìn)特性的影響。

1 物理模型

本文的仿真對象為由進(jìn)氣道與燃燒室構(gòu)成的內(nèi)流域及部分遠(yuǎn)場流域。進(jìn)氣道外壓段根據(jù)Oswatitch最佳波系理論計(jì)算獲得。針對該模型設(shè)計(jì)了3種工作方案,如圖1所示,燃料選擇氫氣,氧化劑為來流空氣。待進(jìn)氣道建立起穩(wěn)定的波系后,3種方案均按圖2所示的循環(huán)工作,其中,填充混氣指自加入氫氣質(zhì)量源項(xiàng)起,至混氣填充至燃燒室出口止;點(diǎn)火與爆震波傳播階段指自設(shè)置高溫高壓區(qū)起,至混氣燃燒完止;泄壓階段指自燃?xì)馔耆懦鋈紵移?至反傳壓力對上游的影響消失時止。方案A與方案B均為無閥方案,燃燒室與進(jìn)氣道內(nèi)流域連通,方案B較方案A的燃燒室在出口壁面上增加了5個泄壓小孔,旨在加快泄壓過程,提高工作頻率;泄壓孔在進(jìn)氣、起爆、爆震波傳播與排氣階段關(guān)閉,僅在泄壓階段打開。方案C為機(jī)械閥方案,在進(jìn)排氣與泄壓階段,燃燒室頭部閥門打開,與進(jìn)氣道內(nèi)流域連通,進(jìn)氣道出口泄壓孔關(guān)閉;點(diǎn)火時燃燒室頭部閥門關(guān)閉,作為燃燒室頭部推力壁,同時為了減小進(jìn)氣道沖壓阻力,將其出口泄壓孔打開。3種方案中,H2質(zhì)量源項(xiàng)與高溫高壓區(qū)的起始位置均相同。

圖1 3種工作方案示意圖

圖2 一個循環(huán)內(nèi)的不同階段

三波系進(jìn)氣道設(shè)計(jì)馬赫數(shù)為2.5,設(shè)計(jì)點(diǎn)飛行高度為11 km,其幾何參數(shù)見表1,一維等熵計(jì)算所得的氣動參數(shù)見表2。

表1 進(jìn)氣道幾何參數(shù)

表2 進(jìn)氣道氣動參數(shù)

3種方案的燃燒室長高比Lc/Hc均為9.7,方案B與方案C中燃燒室出口的泄壓小孔均為5個,中心位于距燃燒室出口25%Lc處,單個泄壓孔寬4 mm。方案C中,閥門關(guān)閉時其頂端距燃燒室出口398 mm,與燃燒室中軸線夾角30°,進(jìn)氣道泄壓孔寬38 mm,參數(shù)如圖3所示。

圖3 方案C燃燒室尺寸示意圖

2 數(shù)值模擬方法

2.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

本研究在上述模型的基礎(chǔ)上,將進(jìn)氣道進(jìn)口分別向上游和外側(cè)延長2H和H,燃燒室出口分別向下游和外側(cè)延長10H和H之后的流體域作為計(jì)算域。在整個計(jì)算域中填充結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。網(wǎng)格單元總數(shù)約12萬。對流體域中所有的近壁面網(wǎng)格沿垂直于流動的方向進(jìn)行加密,內(nèi)流域大部分近壁面網(wǎng)格的y+保持在35左右,外流域大部分近壁面網(wǎng)格的y+為40左右,方案A的計(jì)算網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 方案A計(jì)算網(wǎng)格

為排除網(wǎng)格對仿真結(jié)果的影響,分別采用網(wǎng)格單元總數(shù)為15萬(細(xì)網(wǎng)格)、12萬(中網(wǎng)格)與8萬(粗網(wǎng)格)的3套網(wǎng)格在如2.2節(jié)中所述的計(jì)算設(shè)置與邊界條件下進(jìn)行了仿真對比,選取對網(wǎng)格疏密程度較敏感的壁面靜壓進(jìn)行分析。圖5給出了通過3種網(wǎng)格計(jì)算的進(jìn)氣道建立起激波系后壓縮面的靜壓分布,可以看出細(xì)網(wǎng)格與中網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果在量級與分布規(guī)律上一致性較高,粗網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果較其余兩者偏差較大,為降低仿真過程的總體計(jì)算量,同時不致對結(jié)果帶來較大誤差,選用中網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

圖5 3種網(wǎng)格計(jì)算出的壓縮面上的靜壓分布

2.2 控制方程、湍流模型及邊界條件

本研究采用商業(yè)CFD軟件進(jìn)行仿真,對流項(xiàng)采用隱式格式進(jìn)行計(jì)算,N-S方程的求解采用有限體積法,其中無黏對流通量采用Roe平均方式進(jìn)行MUSCL(monotonic upwind scheme for conservation laws)插值,黏性通量采用2階中心差分方式進(jìn)行離散,湍流模型選用k-ε模型。

仿真時,設(shè)置自由來流馬赫數(shù)為2.5,靜參數(shù)按11 km高度標(biāo)準(zhǔn)大氣(p0=22 670 Pa)條件給定。進(jìn)氣道建立起波系后,監(jiān)測燃燒室進(jìn)口空氣流量,按化學(xué)恰當(dāng)比將氫氣質(zhì)量源項(xiàng)添加在燃燒室進(jìn)口。當(dāng)氫氣基本充滿燃燒室時,在燃燒室頭部添加壓力為2 MPa,溫度為3 000 K,寬度約為燃燒室長度5%的高溫高壓區(qū),模擬直接起爆過程?；瘜W(xué)反應(yīng)機(jī)理采用FLUENT中的氫氣-空氣單步反應(yīng)機(jī)理,組分輸運(yùn)模型中的化學(xué)反應(yīng)項(xiàng)選擇體積反應(yīng)模型,湍流-化學(xué)相干模型選擇有限速率模型,化學(xué)反應(yīng)求解器選擇剛性求解器。根據(jù)阿累尼烏斯定律計(jì)算得到的化學(xué)反應(yīng)特征時間約為1×10-6s,選取計(jì)算時間步長為化學(xué)反應(yīng)特征時間的10%,即1×10-7s。在一個循環(huán)周期里,方案B、C中燃燒室出口泄壓小孔處邊界條件在燃燒產(chǎn)物基本排出燃燒室,即排氣過程完成時由壁面改為壓力出口,方案C中燃燒室進(jìn)口閥門在點(diǎn)火時刻由內(nèi)部面改為壁面,同時進(jìn)氣道出口側(cè)壁上泄壓孔由壁面改為壓力出口。在有效推力由正變?yōu)樨?fù)時,燃燒室進(jìn)口閥門由壁面改為內(nèi)部面,同時進(jìn)氣道出口側(cè)壁上泄壓孔由壓力出口改為壁面。

3 算例檢驗(yàn)

為檢驗(yàn)數(shù)值模擬方法對進(jìn)氣道內(nèi)非定常流動計(jì)算的準(zhǔn)確性,采用上述方法對文獻(xiàn)[15]中的二元混壓式超聲速進(jìn)氣道進(jìn)行了仿真,并將仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。在文獻(xiàn)[15]的研究結(jié)果中,改變了進(jìn)氣道出口背壓,獲得了進(jìn)氣道從不起動到再起動的工作過程,對進(jìn)氣道內(nèi)非穩(wěn)態(tài)流動特性也有較詳細(xì)研究,故該文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以用來檢驗(yàn)本文第2節(jié)中的研究方法。

安全管理機(jī)制的構(gòu)建目的在于最大限度降低網(wǎng)絡(luò)破壞行為對計(jì)算機(jī)內(nèi)數(shù)據(jù)資料的影響，同時通過這一管理機(jī)制減弱系統(tǒng)內(nèi)部的沖突，提高與外部信息網(wǎng)絡(luò)交流的安全性。故而，計(jì)算機(jī)使用者需要與系統(tǒng)管理員共同實(shí)施對計(jì)算機(jī)的防護(hù)工作，才能夠更好地保護(hù)網(wǎng)絡(luò)信息安全。

圖6為自由來流馬赫數(shù)2.51,攻角2°,進(jìn)氣道處于亞臨界狀態(tài)時,使用本文仿真方法獲得的壓縮面靜壓分布規(guī)律與文獻(xiàn)[15]中實(shí)驗(yàn)測得的進(jìn)氣道壓縮面靜壓分布規(guī)律一致。

圖6 Ma=2.51,α=2°抬高背壓過程進(jìn)氣道處于亞臨界狀態(tài)時實(shí)驗(yàn)與仿真獲得的壓縮面靜壓

圖中,縱坐標(biāo)表示壓縮面靜壓,通過來流總壓對其進(jìn)行無量綱化(p/p0);橫坐標(biāo)表示進(jìn)氣道沿流向的位置,通過進(jìn)氣道長度對其進(jìn)行無量綱化(x/L),將外壓面頂點(diǎn)作為橫坐標(biāo)零點(diǎn)。可以看出通過數(shù)值仿真方法獲得的壓縮面靜壓分布與實(shí)驗(yàn)測量值的分布規(guī)律相符,最大相對誤差存在于x/L=0.3,約為13.6%,15個測點(diǎn)的平均相對誤差為4.3%。綜上,可以認(rèn)為本文仿真方法能夠較準(zhǔn)確地獲得進(jìn)氣道內(nèi)非定常流動特性。

4 結(jié)果與分析

4.1 爆震波傳播特性

圖7是爆震波與反傳壓縮波無量綱軸向位置及兩者波鋒面無量綱壓強(qiáng)(通過來流靜壓進(jìn)行無量綱化)隨時間變化的曲線?？煽闯?自點(diǎn)火開始,反傳壓縮波與爆震波鋒面均具有穩(wěn)定的移動速度。爆震波相對于地面參考系的絕對速度為2 602.61 m/s,減去當(dāng)?shù)貧饬魉俣?57.5 m/s后,爆震波相對于未燃混氣的移動速度為1 745.11 m/s。數(shù)值模擬計(jì)算得到的未燃混氣壓強(qiáng)為56 514.3 Pa,對應(yīng)條件下使用CEA估算的波速為1 686.4 m/s,相對誤差為3.5%。根據(jù)文獻(xiàn)[16],數(shù)值模擬所得波速較CEA計(jì)算的波速高出5%以內(nèi)是可以接受的。采用2.2節(jié)中的仿真方法無法獲得爆震波胞格結(jié)構(gòu),但對于研究所關(guān)注的爆震波物性參數(shù),可以認(rèn)為本文模擬方法獲得的爆震波特性可靠。從爆震波形成至傳出燃燒室出口,爆震波鋒面與反應(yīng)區(qū)都未發(fā)生解耦,波后已燃?xì)怏w相對于波前未燃?xì)怏w的靜壓比值p/p1約為15.87,靜溫比T/T1約為10.81,如表3所示,與CEA計(jì)算結(jié)果基本一致。綜上,可以認(rèn)為數(shù)值研究可以較準(zhǔn)確地模擬爆震波的直接起爆與傳播過程。

圖7 爆震波鋒面與反傳壓縮波鋒面軸向位置及波鋒面無量綱壓強(qiáng)的時間歷程

表3 CEA計(jì)算與數(shù)值模擬所得的爆震波參數(shù)

4.2 進(jìn)氣道內(nèi)流動特性分析

圖8為點(diǎn)火前進(jìn)氣道喉道截面(x=0.17 m)與燃燒室進(jìn)口截面(x=0.59 m)處氣流沿水平方向的速度?？梢钥闯?在進(jìn)氣道喉道處,上下邊界層厚度不一,且主流區(qū)流速也有較大的空間不均勻度,這是進(jìn)氣道內(nèi)流道的幾何不對稱性導(dǎo)致的。氣流經(jīng)過0.42 m長的擴(kuò)張段,到達(dá)燃燒室進(jìn)口時,主流區(qū)速度基本保持在668.3 m/s,且上下壁面邊界層厚度也基本一致,故由進(jìn)氣道幾何結(jié)構(gòu)不對稱性對爆震燃燒帶來的影響可以忽略不計(jì)。

圖8 點(diǎn)火前進(jìn)氣道喉道截面(x=0.17 mm)與燃燒室進(jìn)口截面(x=0.59 mm)氣流x方向速度

方案A與方案B中進(jìn)氣道內(nèi)流動特征相似,僅反傳距離有所不同;而方案C中機(jī)械閥的關(guān)閉會導(dǎo)致機(jī)械閥前產(chǎn)生斜激波,與方案A與方案B進(jìn)氣道內(nèi)流動特征有較大差別。故在本小節(jié)主要對方案A與方案C進(jìn)氣道內(nèi)流動特性進(jìn)行分析。

在方案A中,自點(diǎn)火開始,高壓燃?xì)庑纬傻姆磦鲏嚎s波與爆震波便分別向上下游傳播。波鋒面軸向位置及壓強(qiáng)的時間歷程如圖9所示,自起爆后爆震波波峰壓強(qiáng)始終保持在1.3 kPa左右,反傳壓縮波波峰壓強(qiáng)持續(xù)減小,且該過程在爆震波傳出燃燒室后仍在持續(xù)進(jìn)行。受燃?xì)飧邏旱挠绊?反傳壓縮波形成初期以正激波形態(tài)存在,在逐漸向上游傳播過程中與邊界層發(fā)生干擾,以分叉激波形態(tài)存在,后隨著進(jìn)氣道出口背壓的降低,形成了“蓮藕狀”的激波串結(jié)構(gòu)。圖10為反傳壓縮波到達(dá)最大位置處時擴(kuò)張段內(nèi)的數(shù)值紋影,可以看出分叉激波的2個分叉點(diǎn)已遠(yuǎn)離壁面,相交于中軸線附近,在其后形成了一系列斜激波串,誘導(dǎo)附面層發(fā)生分離,使附面層厚度增加,主流區(qū)流道變窄,流速增大,增加了進(jìn)氣道出口截面流場的不均勻度。此外,激波串中各級激波由后至前依次向后移動,激波強(qiáng)度減小,間距增大,整個流場表現(xiàn)出較強(qiáng)的湍流特征。點(diǎn)火初期,反傳壓縮波波峰壓力為0.52 kPa,當(dāng)爆震波傳播至燃燒室出口時,反傳壓縮波波峰壓力降低至0.39 kPa,持續(xù)向上游傳播的同時壓強(qiáng)減小,波鋒面壓強(qiáng)的時間歷程見圖7。

圖9 方案A點(diǎn)火后不同時刻燃燒室與擴(kuò)張段中軸線上壓強(qiáng)分布

在方案C中,當(dāng)閥門關(guān)閉時,進(jìn)氣道出口空氣沖擊在閥門上,在閥門前形成一道21°的斜激波,波后馬赫數(shù)降低至1.03且流動方向改變,從進(jìn)氣道側(cè)壁上的泄壓孔流出。在斜激波后靠近閥門頂端的位置還形成了一道弓形激波,氣流在弓形激波后被滯止,形成流動分離范圍較小的回流區(qū),如圖11所示。在整個閥門關(guān)閉的過程中,斜激波未向進(jìn)氣道上游移動,未破壞進(jìn)氣道內(nèi)流場結(jié)構(gòu)。

3種方案中,反傳壓縮波能達(dá)到的最大位置分別為62.6%L、57.4%L與26.2%L,均位于擴(kuò)張段內(nèi),進(jìn)氣道喉道及上游的流動未受到反傳效應(yīng)的影響,見圖12。

圖12 3種方案反傳壓縮波到達(dá)最大位置處時的靜壓分布

4.3 燃燒室內(nèi)流動特性分析

3種方案中,燃燒室內(nèi)高壓區(qū)的壓力波均會在上下壁面間反射振蕩。由于燃燒室?guī)缀谓Y(jié)構(gòu)具有對稱性,且進(jìn)口不存在遮擋,方案A與方案B燃?xì)庵械膲毫φ袷巸H存在于豎直方向;而在方案C中,由于燃燒室頭部與水平方向有一夾角,壓縮波在頭部壁面被反射,同時具有水平與垂直于爆震波方向的速度,在爆震波傳出燃燒室前共形成了3級反射壓縮波,如圖13所示。隨著時間的推移,一系列反射壓縮波逐漸追趕上爆震波,在爆震波后方形成弓形高壓區(qū),但自始至終反射壓縮波均未與爆震波波面重合,且爆震波波速與方案A、B中沒有反射壓縮波作用的波速相當(dāng)。爆震波與各級反射壓縮波軸向位置及與水平方向夾角如圖14所示,在反射壓縮波形成初期,燃?xì)鉁囟容^高,故波速也較大,追趕上爆震波后與爆震波保持同速,同時各級反射壓縮波與水平方向夾角也逐漸增大,最后保持在90°左右。

圖13 方案C起爆后40,70與100 μs時刻3級反射壓縮波靜壓分布

圖14 方案C爆震波與各級反射壓縮波軸向位置及與水平方向夾角(θ1,θ2)的時間歷程

在閥門打開前,燃燒室頭部邊界層附近形成了順時針回流區(qū),閥門打開后回流區(qū)中心移動至主流區(qū),且影響范圍擴(kuò)大,同時將下方燃?xì)饩砦辽嫌?進(jìn)入擴(kuò)壓段內(nèi),如圖15所示。

圖15 方案C閥門開啟后2.25×10-6 s時燃燒室與進(jìn)氣道出口處流線

回流區(qū)上方燃?xì)鈴拈y門打開瞬間開始始終具有與主流方向相同的速度,故可以認(rèn)為方案C中的燃?xì)馕匆驂毫︱?qū)動而反傳,下壁面附近的燃?xì)庀蛏嫌我苿邮怯赏牧髅}動導(dǎo)致的。然而,方案C中閥門關(guān)閉時,燃燒室內(nèi)燃?xì)鉄o法迅速排出,主流區(qū)燃?xì)庠邳c(diǎn)火后3.89×10-3s時才被完全吹除。而在方案A、B中,燃?xì)夥磦鞯淖畲缶嚯x為0.03%L,主流區(qū)的燃?xì)庠邳c(diǎn)火后2.85×10-3s時就被完全吹除。

4.4 燃燒室推力特性分析

為衡量3種方案性能,需要對有效推力進(jìn)行分析,有效推力Feff由(1)式計(jì)算

(1)

圖16為通過(1)式計(jì)算出的方案A、B與方案C 2個循環(huán)內(nèi)的有效推力,可以看出,方案B在工作過程中幾乎未獲得正向的瞬態(tài)有效推力,僅在排氣與泄壓過程中受到的阻力有所減小,平均有效推力約-1.446 kN,方案C的平均有效推力約為1.125 kN,見表4。方案B的有效推力較方案C小的原因在于,方案B中點(diǎn)火后形成局部高壓區(qū), 其上下游均為低壓區(qū),高壓燃?xì)鈺瑫r向上下游膨脹。反傳燃?xì)庵幸徊糠謮毫菽芡ㄟ^逆流向上游膨脹被耗散, 將燃?xì)庵醒豿軸負(fù)方向的動量傳遞給來流空氣, 使燃?xì)馀c來流空氣形成的混氣沿水平軸正方向的速度降低,但其并未作用在固體壁面上,不僅無法產(chǎn)生推力,還會影響進(jìn)氣道正常工作。由于進(jìn)氣道喉道之后是擴(kuò)張型通道,反傳燃?xì)庵袃H很少一部分能量可以作用在壁面沿y方向的投影上,產(chǎn)生部分推力,這也是方案B在點(diǎn)火時阻力稍稍減小的原因。

圖16 3種方案2個循環(huán)內(nèi)的推力

表4 3種方案性能參數(shù)

在方案C中,燃燒室頭部閥門打開時,反傳壓縮波仍會向上游移動,但移動距離較方案B短,反傳壓縮波能達(dá)到的最大位置也較方案B靠后,且平均移動速度也更低,如圖12所示。表明反傳燃?xì)鈧鬟f給來流空氣的動能與壓力勢能更少,正是由于可以作用在固體壁面上,燃?xì)獠艜俚叵蛏嫌闻蛎涀鲐?fù)功,將絕大部分能量用來向燃燒室出口膨脹做正功產(chǎn)生推力。

在超聲速工況下,機(jī)械閥不僅能最大程度地利用燃?xì)庾龉?還能加快循環(huán)速度。如表4所示,方案C中單個循環(huán)的時間約為12.77 ms,較方案B的46.25 ms減少了約72.4%。原因在于,方案B中,循環(huán)頻率受限于泄壓過程,而方案C中的機(jī)械閥能對高壓燃?xì)馄鸬秸趽踝饔?可以使更多的壓力勢能通過在燃燒室出口膨脹的方式轉(zhuǎn)化為動能,削弱了高壓燃?xì)庀蛏嫌尉徛呐蛎涀饔?加快了泄壓過程持續(xù)的時間。

綜上所述,在超聲速來流工況下,盡管機(jī)械閥帶來了一定阻力,但在增推與提高工作頻率方面具有一定優(yōu)勢。

4.5 閥門開閉的影響

由圖16b)可以看出,閥門關(guān)閉時推力由-2 kN驟降為-6 kN。因起爆位置距閥門有一定距離,閥門關(guān)閉與點(diǎn)火同時進(jìn)行,閥門關(guān)閉時反傳壓縮波無法有效作用在推力壁上,增加的4 kN阻力是由閥門關(guān)閉導(dǎo)致的,對應(yīng)的瞬態(tài)流場見圖12。從現(xiàn)有結(jié)果看,增加的額外阻力并不大,但其在時間上的積累很可觀。減小該阻力影響的途徑有2種:一是通過合理的閥門型面設(shè)計(jì)等方法實(shí)現(xiàn);二是減小該瞬時阻力持續(xù)的時間,即在反傳壓縮波正好移動到閥門位置時再關(guān)閉閥門。在實(shí)際應(yīng)用中,閥門的精確控制很難實(shí)現(xiàn),所以應(yīng)盡量在設(shè)計(jì)過程中縮短起爆區(qū)域到閥門的距離,縮短阻力持續(xù)的時間。

此外,閥門打開瞬間,推力由1 kN驟降為0.5 kN。在本方案中,閥門打開的依據(jù)是有效推力由正變負(fù),實(shí)際上在該時刻閥門兩側(cè)尚存在壓力差,雖然固體結(jié)構(gòu)不再獲得正向推力,但燃?xì)馊詫瘫谧龉?起減小阻力的作用。判斷閥門開啟時間的正確方法應(yīng)該是,待閥門后高壓燃?xì)獾膲毫抵僚c閥門前沖壓作用產(chǎn)生的壓力相當(dāng)時打開閥門,充分利用燃?xì)庵械膲毫菽堋?/p>

5 結(jié) 論

針對設(shè)計(jì)點(diǎn)工況馬赫數(shù)為2.5的三波系二元混壓式超聲速進(jìn)氣道與脈沖爆震燃燒室進(jìn)行建模,并在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了3種工作方案,通過數(shù)值仿真方法模擬了其多循環(huán)工作過程,并分析了反傳效應(yīng)對進(jìn)氣道與燃燒室的非定常干擾過程及其對燃燒室內(nèi)流動特性與推進(jìn)特性的影響。主要結(jié)論如下:

1) 燃燒室出口泄壓與燃燒室進(jìn)口機(jī)械閥均能縮短反傳壓縮波向上游傳播的距離,且能加快工作頻率。與基準(zhǔn)方案A相比,燃燒室出口泄壓措施會使時均推力損失64 N,比沖減小0.2 s;機(jī)械閥遮擋措施會使時均推力增大2 507 N,比沖增大178.5 s,且頻率也會由21 Hz增加至78 Hz。

2) 機(jī)械閥會對燃?xì)庵械姆磦鲏嚎s波產(chǎn)生反射作用,增大燃燒室內(nèi)的湍流度,在開閥瞬間使燃?xì)獗痪砦辽嫌芜M(jìn)氣道擴(kuò)張段內(nèi)。燃?xì)庵械姆瓷鋲嚎s波會追趕上爆震波,但不會對爆震波形態(tài)與波速產(chǎn)生影響。

3) 在3種方案中,推力大小不同是因?yàn)橄蛏嫌闻蛎洆p耗的程度不同,反傳距離不同是因?yàn)槿紵仪胺酱嬖诓煌潭鹊墓腆w阻塞,固體阻塞能夠抑制壓力反傳,同時加快循環(huán)頻率。故為了增大推力、縮短反傳距離與獲得更高的循環(huán)頻率,在點(diǎn)火及爆震波傳播過程中,應(yīng)在燃燒室進(jìn)口盡可能多地?cái)U(kuò)大物理遮擋物阻塞比,但不應(yīng)對進(jìn)氣道出口流動造成堵塞,增加流動阻力。這樣一方面爆震波可以更少地向上游膨脹損耗,另一方面可以削弱反傳對進(jìn)氣道的影響。此外,在不對推力產(chǎn)生可觀損耗的前提下,泄壓過程應(yīng)盡可能地快,以提高頻率。