固冲发动机进气道堵盖对起动性能影响

陈　义，高　波，董新刚，杨玉新，李　璞

(中国航天科技集团四院四十一所，西安　710025)



固冲发动机进气道堵盖对起动性能影响

陈义，高波，董新刚，杨玉新，李璞

(中国航天科技集团四院四十一所，西安710025)

为研究固冲发动机转级过程中进气道入口堵盖、出口堵盖开启过程对进气道起动性能的影响，采用非定常仿真和动网格技术，对进气道流场进行了数值模拟，获得了进气道流场动态特性。结果表明，入口堵盖开启过程能够提高进气道起动性能；在入口开启，出口封堵时，进气道流场呈现周期性振荡；出口堵盖开启时刻对进气道起动性能有较大影响，充填阶段开启出口堵盖更有利于进气道起动。

进气道入口堵盖；出口堵盖；起动性能；数值仿真

0　引言

固冲发动机具有比冲高、结构简单、可靠性高、机动性好等优点，已成为各国大力研制的新型推进装置[1]。固冲发动机工作过程包括2个阶段——助推段和冲压续航段。助推段提供足够推力，使飞行器迅速达到冲压发动机可正常工作的高度和速度。冲压续航段，进气道开始工作，捕获一定流量的空气并减速增压，与预燃室产生的富燃气体掺混燃烧产生推力[2-5]。

在助推阶段，为防止进气道兜风对进气道和发动机产生结构破坏，通常将进气道入口封堵；为保证进气道与燃烧室可靠密封，进气道出口也将被封堵。助推段工作结束后，进气道入口、出口打开，转级进入冲压续航段。进气道入口封堵形式主要有2种：抛离式堵盖，如澳大利亚Hyshotll 飞行试验[6]；无抛出物式堵盖，如美国的X-43A[7]。进气道出口堵盖形式国内外使用较普遍为可抛易碎式[8-9]。目前，虽然国内外针对冲压发动机二元进气道起动特性的方面已开展了大量研究，但都集中在进气道设计型面的起动特性研究。而实际工作中，进气道堵盖开启过程将直接对内外流场产生扰动，从而影响进气道起动性能。

基于此，本文建立了包含入口堵盖、出口堵盖的进气道数值仿真模型，开展非定常数值仿真，获得进气道流场的动态特性，为确定固冲发动机工作包络提供参考。

1　物理模型及计算方法

1.1物理模型

本文研究的进气道为四波系超音速二元进气道，入口堵盖采用机械式，通过外压缩面的转动，实现进气道的封堵与打开。出口堵盖则采用可抛易碎式，按预定时序爆破开启。图1为进气道入口堵盖示意图。

(a)封堵状态

(b)开启状态

1.2计算模型

入口堵盖打开仿真中涉及到计算边界的移动，需采用动网格技术。本文将计算区域分为固定区域和运动区域，分别生成结构化网格和非结构化网格，网格总数约5万；为准确模拟边界层内复杂流动，对近壁网格进行了加密处理，保证Y+在30左右。网格模型如图2所示。

利用Fluent软件提供的动网格技术，本文编写UDF控制入口堵盖打开的运动规律。采用网格光顺和局部网格重构方法，在每一时间步对网格进行更新。在计算区域中采用了压力远场、压力出口和无滑移绝热壁面等边界条件。

图2　带堵盖进气道网格模型

1.3数值方法及校验

数值模拟采用基于密度的隐式求解器， Roe-FDS矢通量分裂格式，湍流模型采用k-ε湍流模型，近壁采用标准壁面函数处理。计算中比热容取定值，空气粘性采用Sutherland公式计算。

仿真模型为非定常流场，瞬态时间步长为10-6s。计算的收敛准则为连续方程、动量方程及能量方程的残差下降3个数量级以上，且监测面压强、质量流量趋于稳定。

计算条件选择典型工况：飞行高度H=10 km，静压p0=26 500 Pa，静温T0= 223.15 K，攻角α=2°。

为验证Fluent软件对超声速流动的处理能力，对典型进气道基本构型进行了数值模拟。文献[10]给出了一系列超声速进气道内部压缩的试验研究结果，现选择喉道长度L=79.3mm、出口封堵度Δ=0 %、来流马赫数Ma∞=2.5、攻角α=10°的构型及状态进行仿真。图3给出了本文数值模拟的马赫数分布图和试验纹影图对比，可看出，激波系结构非常吻合，Fluent仿真结果很好地反映了激波在隔离段内的反射情况，说明本文数值模拟方法能较准确地模拟进气道的内外流场结构，计算结果具有较高的可信度。

(a)数值模拟马赫数分布图

(b)试验纹影图

2　计算结果与分析

2.1无堵盖进气道起动特性分析

作为对比，首先对无堵盖进气道起动特性进行数值仿真分析。采用ICEM划分结构化网格，约4.7万个网格；对近壁网格进行了加密处理，如图4所示。

图4　无堵盖进气道网格模型

仿真采用流场准定常假设，进气道出口压力设置为p0。从Ma=2.20开始逐步增加来流马赫数，模拟进气道的自起动过程，计算中采用上一来流条件下收敛的流场结果作为下一流场的初始条件。

图5给出了进气道自起动过程总压恢复系数和流量系数随马赫数的变化曲线。可看出，随马赫数增大，进气道流量系数逐步提高，总压恢复系数逐步降低；在Ma=2.31时，进气道流量系数增幅突然加剧，总压恢复系数也突然增大。结合图6给出的进气道自起动马赫数分布图，可判定进气道在来流马赫数Ma=2.31时由不起动转变为起动状态。无堵盖进气道的自起动马赫数为Ma=2.31。

(a)总压恢复系数σ

(b)流量系数φ

(a)Ma=2.30(不起动)

(b)Ma=2.31(起动)

2.2带入口堵盖进气道自起动仿真

本文分别模拟了Ma为2.26、2.28、2.29、2.30、2.31 来流工况下，进气道入口堵盖打开过程中进气道流场特性。数值仿真中，按照出口堵盖开启进行仿真，进气道出口设置压力出口边界，压力设置为1倍来流静压p0。仿真非定常流场时，先计算该工况下入口封堵状态的定常流场，将其作为非定常计算的初始流场。

图7给出了入口堵盖开启后流量系数随时间变化曲线，结合Ma=2.29工况下入口堵盖进气道不同时刻马赫数等值线图(图8)可发现，当t=16 ms时，流量系数φ=0.84，进气道唇口处正激波变为斜激波，进气道内流场全部为超声速流，进气道顺利起动。对比其他马赫数工况下的流量系数和马赫数云图，都发现当流量系数达到φ=0.84时，进气道流场全部为超声速，进气道起动。因此，认为流量系数φ=0.84可作为该进气道起动的标志。

图7　入口堵盖开启后流量系数随时间变化曲线

由图7可见，Ma=2.29、2.30、2.31工况下，进气道都可起动，且马赫数越高进气道起动所需时间越短。进气道起动后，随时间不断增加，3个工况下进气道流量系数将逐渐趋于一致。在Ma=2.26、2.28工况下，进气道则无法起动。因此，带入口堵盖进气道的起动马赫数Ma=2.29，略低于无堵盖进气道自起动马赫数Ma=2.31。

从图8可看出，当进气道入口封堵时，进气道第一级压缩面前有1道较强斜激波。随入口堵盖逐步打开，该道斜激波不断后移、分离，逐渐形成3道斜激波和1道正激波。入口堵盖完全打开后，正激波被吸入唇口内，减弱变为斜激波，进气道顺利起动。分析认为有入口堵盖进气道有利于起动，可能是由于入口堵盖打开初期(开口较小时)，进气道最小截面积在唇口处，较强斜激波后的亚声速气流经过唇口形成超声速气流；此时进气道内收缩段流场分上下2层，上层为超声速流区，下层为堵盖后的低能流区，如图8(b)所示；其后随着堵盖逐步打开，超声速流区不断扩大，低能流区逐步减小，直至全部为超声速区，如图8(c)、(d)、(e)所示。文献[2]研究认为低能流区可能存在分离涡，虽然未能完全消除，被超声速主流逐渐“切削”变薄，最终完成进气道的启动。因此，入口堵盖打开过程将有利于进气道起动。

(a)t=0 ms　　　　　　(b)t=4 ms

(c)t=6 ms　　　　　　(d)t=7 ms

(e)t=8 ms　　　　　　(f)t=10 ms

(g)t=14 ms　　　　　(h)t=16 ms

2.3出口封堵时进气道流场振荡特性仿真

入口堵盖和出口堵盖打开时序方案有3种：(a)入口先打开，出口后打开；(b)出口先打开，入口后打开；(c)入口出口同时打开。对于出口堵盖为可抛易碎式的打开时序方案通常选用方案a或方案b[3]。选用方案b时，进气道起动过程与2.2节所研究过程一致。

选用方案a时，则存在入口打开，出口封堵的状态，进气道为一端开口的空腔，内外流场将会产生振荡。针对这一问题，本文进行了入口打开、出口封堵的状态下进气道流场振荡特性仿真。

仿真工况选择通常转级点Ma=2.5，流场内设置7个压力监测点，分布位置如图9所示。其中P1、P2、P3位于外压缩面，P4、P5位于唇口，P6位于喉道，P7位于出口堵盖。

图9　进气道压力监测点示意图

仿真中将进气道出口设置为固定壁面。在数值模拟非定常流场前，先计算入口封堵状态的定常流场，并将其作为非定常仿真的初始流场。

图10为进气道内各监测点压力随时间的变化曲线。

由图10可看出，各监测点压力随时间呈周期性变化，振荡周期约为10.7 ms。进气道内压力振荡实质是进气道空腔的充填、释放过程。初始时进气道内压力较低，来流气体不断流入进气道，但由于出口堵塞，气体在进气道内壅塞，即是充填阶段。随着气体增加，进气道内压力不断增大，将产生正激波并不断向前推进，直至推出唇口，与外压缩波系相互作用，并继续向前推进。正激波推出唇口后，进气道内流动分离包向前推进，流动分离区推出唇口后，进气道内气体减少，即是释放阶段。气体不断流出，进气道内压力下降，流动分离包重新进入进气道，同时外压缩波系也逐渐后移，重新进入充填状态。

图11给出了入口开启、出口封堵时不同时刻进气道马赫数分布图。结合分析马赫数分布图和监测点压力随时间变化曲线，可获得压力振荡与流场变化的对应关系。

(a)外压缩面监测点　　(b)唇口及喉道监测点　　(c)出口堵盖监测点

(a)t=9.9 ms　　　　　(b)t=11 ms

(c)t=12.9 ms　　　　　(d)t=14.3 ms

(e)t=16.2 ms　　　　　(f)t=17.6 ms

(g)t=17.8 ms　　　　　(h)t=18.2 ms

图10(a)为外压缩面监测点P1、P2、P3压力振荡曲线。P1、P2、P3点压力振荡显示了外压缩波系的变化。9.9 ms时，进气道内正激波推出唇口，见图11(a)，与外压缩波系相互作用并向前推进，监测点压力阶跃式上升，P3点峰值达到13p0，P1、P2点峰值为9p0；11 ms后，激波脱体，见图11(b)～(c)，外压缩面压力缓慢下降；14.3 ms弓形激波再附体，外压缩斜激波系逐步形成，见图11(d)～(g)，监测点压力阶跃式下降。

图10(b)为唇口和喉道处监测点P4、P5、P6压力变化曲线。12.9 ms时，进气道处于超声速逆流状态，见图11(c)，唇口及喉道处压力最低；由于进气道内无质量源，逆流状态下，进气道内气体压力不断下降，直至逆流气体压力无法与外界气压匹配(13.4 ms)，则将会在唇口形成一道正激波，并逐渐被吸入进气道内，见图11(d)，监测点压力出现小幅阶跃上升；随后逆流消失，进气道进入充填阶段，16.2 ms时，超声速气体进入进气道，见图11(e)，监测点压力阶跃下降；17.8 ms时，腔体内正激波向前传播到喉道，见图11(g)，监测点压力阶跃上升；而之后进气道仍处于充填阶段，压力继续上升，20.2 ms充填阶段结束，压力达到最大，接近来流总压17p0。

图10(c)为出口堵盖处压力振荡曲线。P7点压力基本反映了进气道的充填、释放状态，压力振荡的波峰、波谷与进气道状态转折点基本吻合。出口堵盖处压力峰值达到20p0，高于来流总压17p0。

综合分析可知，进气道越靠后位置，压力振荡峰值越高，出口堵盖处压力峰值甚至超过来流总压。因此，在进气道结构设计时，要充分考虑出口封堵状态下压力振荡的影响。

2.4出口堵盖开启时刻的影响研究

根据2.3节中研究出的振荡特性，本文选定了6个时间点，研究出口堵盖打开时刻对进气道起动性能的影响。6个时间点及其流场特性见表1。仿真中，采用2.3节计算模拟获得的上述6个时间点的流场作为仿真的初始流场，将进气道出口边界条件由固定壁面改为压力出口，出口背压为0.2 MPa。

图12给出了各工况下流量系数随时间变化曲线。可见，在15 ms-open、17 ms-open、18 ms-open、19 ms-open工况中，流量系数经过一次短时间的振荡后，逐渐趋于稳定，稳定后流量系数约为0.92，进气道起动。其中，17 ms-open和18 ms-open工况中，流量系数振幅较小；15 ms-open和19 ms-open工况中，流量系数振幅较大。由图12(b)可看出，在20.5 ms-open、23 ms-open工况中，流量系数将反复振荡，且振幅较大，进气道无法起动。

表1　6个时间点进气道流场状态

分析各个工况下的非稳态流场可知，在15 ms-open算例中，进气道在24.5 ms起动；17 ms-open算例中，进气道将在22 ms起动；18 ms-open算例中，进气道将在24 ms起动；19 ms-open算例中，进气道将在25 ms起动。可见，17 ms-open算例中，进气道起动所需时间最短。

(a)充填阶段

(b)释放阶段

图13给出了各工况中外激波系振荡时外激波系距唇口最远位置示意图。由图13可看出，在15 ms-open、17 ms-open、18 ms-open、19 ms-open工况中，正激波推出唇口后最远位置仍在外压缩面上。

而在20.5 ms-open、23 ms-open工况中，激波不断向前推移，直至推离压缩面形成脱体弓形激波。当弓形激波后移到压缩面时，会在第一级压缩面上反复振荡，进气道无法起动，且对进气道结构不利，甚至可能造成结构破坏。

综上可知，出口堵盖开启时刻对进气道起动性能有较大影响。在进气道空腔的充填阶段开启出口堵盖时进气道可顺利起动；而在释放阶段开启出口堵盖时，外激波系将反复振荡，进气道无法起动。

(a) 15 ms-open　　　　(b) 17 ms-open

(c) 18 ms-open　　　　(d) 19 ms-open

(e) 20.5 ms-ope　　　　(f) 23 ms-open

3　结论

(1)入口堵盖开启过程可提高进气道起动性能，可降低进气道自启动马赫数，使文中原本自起动马赫数Ma=2.31的进气道在Ma=2.29下起动。

(2)入口开启，出口封堵时，进气道为空腔结构，腔体内反复充填、释放气体过程，会使进气道流场出现周期性压力振荡；出口堵盖处压力峰值高于来流总压，对进气道结构设计时应充分考虑其影响。

(3)出口堵盖开启时刻对进气道起动性能有较大影响。在充填阶段(尤其是充填中段)开启出口堵盖时，更有利于进气道起动。

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(编辑：薛永利)

Effect of ramjet inlet entrance closure and port cover on the start performance

CHEN Yi，GAO Bo，DONG Xin-gang，YANG Yu-xin，LI Pu

(The 41st Institute of the Fourth Academy of CASC，Xi’an710025，China)

In order to investigate effect of inlet entrance closure and port cover opening process on start performance of solid ramjet inlet,unsteady simulations of inlet flow field were performed.Dynamic characteristics in the inlet were acquired.Results reveal that the moving entrance door can improve the starting ability of the inlet. When the inlet entrance closure is opened and port cover is closed,the flow field of the inlet is periodic.The open time of the inlet port cover has a great influence on start performance of the inlet,and the filling stage is more favorable for the inlet start.

inlet entrance closure；port cover；start performance；numerical simulation

2015-10-08；

2015-12-01。

陈义(1990—)，男，硕士生，研究方向为固体火箭冲压发动机设计及仿真。E-mail：cascshenyi@163.com

V435

A

1006-2793(2016)05-0625-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2016.05.005