微型涡喷发动机引射特性研究

饶珠明, 王 兵

(清华大学航天航空学院, 北京 100084)

0 引言

随着新军事变革和国防科技的发展[1-2],组合循环发动机成为空天融合的重要动力推进方式,主要包括涡轮基组合循环发动机(turbine based combined cycle,TBCC)和火箭基组合循环发动机(rocket based combined cycle,RBCC)[3]。TBCC通常由燃气涡轮发动机和冲压发动机组合而成,其工作过程大致分3个阶段:涡轮加速阶段(Ma≤2.5),涡轮发动机和冲压发动机共同工作阶段(2.5

文中以微型涡喷发动机为研究对象,建立TBCC引射过程的物理模型,通过实验台架的测量和计算获得微型涡喷发动机尾喷管出口参数,以实际尺寸并经过简化建立数值模型,利用CFD软件进行模拟仿真,研究了引射管长度、直径和相对位置等因素对引射特性的影响规律,研究结果以期对TBCC引射掺混段的设计提供参考。

1 计算模型和方法

文中选用King Tech公司的K100G微型涡喷发动机,最高转速为141 000 r/min,最大推力为100 N。由于引射过程的实验测量难度大、成本高,影响因素多,因此,文中以数值模拟为主要研究手段,辅以实验测量。国内外大量的研究表明[10-15],经过仔细的模型考核和算法验证,数值仿真能够给出足够的流场细节和流动规律,并能给出实验难以获得的物理量,已经成为航天航空问题研究的重要手段。

在对微型涡喷发动机的引射过程进行数值模拟时遵循以下基本假设:

1)本算例为二维稳态问题,计算均在微型涡喷发动机固定转速的工况进行。

2)将一次流和二次流视为两种物性不同的“纯净”气体,且均为理想完全气体。

3)一次流和二次流掺混过程不发生化学反应。

4)忽略微型涡喷发动机尾喷管之前的气流对计算域的影响,忽略重力的影响。

文中计算工况选取转速为80 000 r/min时的工况,通过实验室台架的测量,此时发动机尾喷管出口的静温为873 K,总压107 325 Pa。物理模型示意图如图1(a)所示,微型涡喷发动机尾喷管后接一同轴的引射管,从尾喷管流出的一次流高速燃气与从引射管入口进来的二次流空气混合,进行动量和能量的交换,在距离足够远的地方混合气流的速度场、温度场以及化学成分逐渐趋于均匀[16]。在忽略重力的影响下,整个模型是对称的,建立图1(b)所示的计算模型,A1为尾喷管的入口截面,A2为尾喷管的出口截面。收敛型的尾喷管入口内径62 mm,出口内径48 mm,壁厚1 mm,引射管为2 mm厚的壁面。为了模拟大气环境,计算域取1.2 m×1 m的区域。网格采用结构网格,图1(c)是一、二次流入口处的局部网格,尾喷管和引射管的壁面附近均采用边界层网格进行加密。

图1 物理模型几何示意图与网格

流体视为可压缩流体,选用基于密度的求解器,湍流模型选择Standardk-ε湍流模型。尾喷管喷射出来的燃气与引射的空气在组成成分及各组分的比例上存在差异[17],经过CEA计算结果显示,燃烧产物主要包括氮气、氧气、二氧化碳和水,根据工况参数确定摩尔分数分别为76.7%、15.3%、4%、4%。为了减小计算量,把燃气和空气视为纯净物,定压比热容和导热系数可以通过对各组分加权平均得到。考虑到温度对气体比热比的影响,文中采用了变比热的计算方法,即定压比热容随温度的变化而改变。根据尾喷管出口(A2)的实验测量数据,可以计算得到微喷管入口(A1)参数为:总压107 325 Pa,静压105 254 Pa,温度881 K。计算域左边界采用压力入口边界,上边界和右边界采用压力出口边界。

2 计算结果与分析

为了研究引射管的长度、直径以及与尾喷管的相对位置对引射作用的影响,保持尾喷管入口的总压、静压和温度不变,分别计算了引射管长度L从200～600 mm,直径D从85～134 mm,相对位置(如图1(a)中的ΔL)从-50～100 mm变化时流场的空间分布以及引射管出口截面参数沿径向的分布情况,并计算引射系数。

2.1 引射管长度对引射作用的影响

取相同的引射管直径以及与尾喷管的相对位置(D=85 mm,ΔL=-50 mm),设计5种不同长度的引射管,分别为L=200 mm、250 mm、350 mm、450 mm、600 mm。图2给出了不同长度引射管的出口总压、总温、马赫数沿径向的分布曲线。

图2 不同长度引射管出口截面物理量沿径向的分布

由图2可以看出,随着引射管长度的增加,总压、总温、马赫数沿径向的分布越来越均匀,说明引射管出口流场越来越均匀,掺混愈来愈充分。当引射管长度达到引射管内径的7倍左右时(L=600 mm),出口的气流参数已经比较均匀。

引射过程中,二次流的质量流量与一次流的质量流量之比被称为引射系数,它是表征引射性能的重要参数,其表达式为:

图3给出了随着引射管长度的变化引射系数的变化曲线图。可以看出,随着引射管长度的增加,引射系数增大,但增幅减小,当引射管达到一定的长度(约为引射管直径的5倍)时,引射系数几乎不再变化,此时可以认为引射管长度不再影响引射系数。由图2可以发现,随着引射管长度增加,总压和总温的整体水平降低,这是由于引射进来的空气增多造成的,而且随着掺混更加充分,能量的损失也增加,也会导致总压和总温的总体水平降低。

图3 引射系数随引射管长度的变化

2.2 引射管直径对引射作用的影响

取相同的引射管长度以及与尾喷管的相对位置(L=600 mm,ΔL=-50 mm),设计五种不同内径的引射管,分别为D=85 mm、96 mm、110 mm、122 mm、134 mm,分析它们的引射效果如下。

随着引射管直径的变化,引射系数变化曲线如图4所示,可以看出,随着引射管直径的增加,引射系数增大。这说明随着二次流界面积的增大,更多的空气被“吸入”引射管与一次流掺混,这也导致引射管出口的总压、总温、马赫数总体水平下降的原因,这些是参数影响了引射模态的推力性能[18]。

图4 引射系数随引射管直径的变化

2.3 引射管与尾喷管的相对位置对引射作用的影响

引射管与尾喷管的相对位置主要影响引射系数的大小,取相同长度和直径的引射管(L=600 mm,D=85 mm),改变引射管与尾喷管的距离,分别为ΔL=-50 mm、-25 mm、0 mm、25 mm、50 mm、100 mm。图5给出了引射系数与相对位置的关系曲线图,可以看出,随着引射管与尾喷管距离的增加,引射系数先增大后减小。出现这种现象的原因是,当引射管和尾喷管的距离不是很远时,随着距离的增加,燃气与周围空气接触的空间变大,空气也更容易地补充进来,所以二次流流量更大,引射系数增大,但如果引射管距离尾喷管太远,一次流达到引射管入口时,流体截面直径可能大于引射管直径,导致超出引射管直径的部分气体不能流入引射管,所以引射系数又开始降低。

图5 引射系数随尾喷管和引射管相对位置的变化

3 结论

文中采用数值模拟辅以实验测量,研究了微型涡喷发动机的地面静止条件的引射特性,得到如下主要

研究结论:

1)引射管长度对一、二次流的掺混均匀程度影响显著,长度达到直径的7倍时,掺混已基本均匀。随着引射管长度的增加,引射系数增大,当达到一定长度时(约为直径的5倍),引射系数基本不再变化。

2)引射管直径增大意味着二次流的入口截面增大,更多的二次流被“卷吸”进来,所以引射系数逐渐增大,引射管出口的总压、总温、马赫数总体下降。

3)随着引射管距离尾喷管越远,引射系数先增大后减小。

涡轮-冲压组合发动机的引射模态中,一、二次流掺混的均匀程度直接影响燃烧室的稳定性,同时掺混会导致总压损失。在设计TBCC的引射段时,需同时考虑引射管的长度和直径,直径大小主要取决于二次流流量的需求,在保证一定掺混均匀程度的前提下长度尽可能小(直径的7倍以内)。值得注意的是,一旦引射管过短,如小于5倍直径长度,不仅掺混效果差,引射量也会减小。

(1) 备受关注的《煤炭深加工示范项目“十二五”规划》，已下发各省，将择机出台；该《规划》确定了15个省、区的煤化工示范项目框架，系指导和规范“十二五”煤化工发展的纲领性文件。

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