喷孔结构对头部进气固体火箭超燃冲压发动机燃烧性能的影响

2022-10-12李叙华王立武陈林泉

弹箭与制导学报 2022年4期

刘仔，李叙华，王立武，陈林泉

(中国航天科技集团有限公司第四研究院，西安 710025)

0 引言

固体火箭超燃冲压发动机具有密度比冲高、结构简单、作战反应迅速等优势，因此在高超声速导弹武器中具有较高的应用价值。头部进气固体火箭超燃冲压发动机是将燃气发生器安装在进气道中心锥内，与来流超声速空气流平行进入补燃室发生掺混燃烧。吕仲率先针对该种发动机开展了可行性实验验证及仿真分析，获得了推力及比冲增益。刘仔等研究了补燃室长度及扩张比、来流条件等因素对燃烧性能的影响，在采用圆形截面喷孔且无任何增强掺混燃烧措施的条件下，发动机燃烧效率较低，不具备工程化运用条件。因此，如何提高固体火箭超燃冲压发动机的燃烧性能是进入工程化运用前的重点研究工作。

李轩等采用数值模拟方法研究了凹腔、扰流装置对头部进气固体火箭超燃冲压发动机燃烧性能的影响，研究发现扰流装置在提升燃烧性能方面优于凹腔。黄礼铿等采用地面直连实验手段研究了一次燃气喷注位置、喷注结构等参数对掺混燃烧性能的影响，获得了较优的燃气喷注总体方案。朱韶华等针对燃气喷注方式、扰流装置及燃烧室扩张比等因素，基于数值模拟方法研究相关因素对燃烧性能的影响。凌江等研究了燃气进气方向与轴线之间夹角对补燃室燃烧性能的影响，获得了补燃室燃烧性能随夹角的变化规律，优化了补燃室的进气角度。李潮隆基于数值仿真研究了圆形截面与方形截面两种喷孔结构对补燃室性能的影响。

针对固体火箭超燃冲压发动机增强掺混燃烧的研究工作还较少。借鉴固体火箭冲压发动机中非圆形截面喷孔可有效增强补燃室内亚声速空气流与富燃燃气的掺混燃烧的成果，研究喷孔结构对掺混燃烧的影响，为后续富燃燃气的喷孔结构设计提供参考。

1 物理模型

补燃室构型采用三段扩张设计方案，富燃燃气采用头部进气模式；进气道采用三维轴对称进气道形式，即超声速空气从环形通道进入补燃室内。其中补燃室的结构如图1所示。3段燃烧室长度分别为0.1 m，0.2 m与0.4 m，扩张半角分别是0°，1°与2°。空气入口外径为0.05 m，内径为0.045 m。

图1 补燃室模型

喷孔安装在补燃室轴线上，并采用单喷孔结构设计，喷孔结构如图2所示。为保证计算结果具有可比性，所有模型中喷孔的横截面积相等，且保证富燃燃气与空气的进气参数一致。研究圆形喷孔与椭圆形喷孔(长半轴与短半轴)对补燃室掺混燃烧性能的影响，其中，与的比值取1，2和4三种情况，与取值如表1所示。

图2 喷孔截面形状

表1 喷孔的结构参数单位：mm

2 数值计算方法

2.1 计算方法

采用稳态N-S方程描述空气与富燃燃气的掺混燃烧过程。假设燃气满足理想气体状态方程，不考虑气体的辐射作用，且忽略燃气重力的影响效应。

考虑到超声速状态下气体具有明显的可压缩性，在基于密度条件下，利用二阶迎风格式离散对流项，Roe-FDS求解界面通量。采用自适应SST-湍流模型，结合增强壁面函数法可有效预测反压作用下的边界层流动及分离，并保证补燃室壁面的第一层网格高度为2。为考虑湍流对化学反应过程的影响效应，采用广泛使用的涡团耗散模型描述补燃室内燃烧过程，其模型计算时均化学反应速率的公式见文献[13]。

为节省计算量取1/4计算域进行对称计算，采用六面体结构网格，并对壁面区域网格进行加密处理，确保壁面第一层网格满足计算要求，总网格数为75万，如图3所示。

图3 计算域网格

计算边界条件如下：

1) 喷孔入口

采用压力入口边界条件。燃气发生器设计方案与文献[4]保持一致。其中，燃气发生器室温2 200 K，组分为50%的CH、25%的CO与25%的HO，燃气发生器喷孔出口=1。简化富燃燃气与空气的化学反应过程，采用CH与O的单步不可逆反应描述燃烧过程。

2) 空气入口

采用压力入口边界条件。空气组分简化N为73.6%、O为23.2%、HO为3.2%。入口空气的马赫数1.6，总压为1.61 MPa，总温为1 200 K。

3) 出口、壁面与对称面

由于补燃室内的燃气流动是超声速流动，因此补燃室出口的流场参数采用外推方式得到。壁面选择绝热、无滑移及零压力梯度壁面边界条件。对称面采用对称边界条件，即流场内的各参数在对称面上的梯度均为零。

2.2 算例验证

对Evans等的超声速轴对称平行进气扩散燃烧实验进行仿真，验证仿真分析模型的准确性，仿真计算结果如图4所示。计算得到的组分分布规律与实验吻合，同一监测点组分的计算结果与试验结果最大偏差不超过10%。因此采用的计算模型与计算方法可用于补燃室内的超声速掺混燃烧过程的仿真。

图4 距离燃烧室入口78.6 mm横截面上组分质量分数的径向分布

3 计算结果与分析

图5为补燃室截面的静压分布云图。不同喷孔结构的静压分布差异较大。圆形喷孔的静压分布只在径向存在差异，椭圆形喷孔的静压分布在径向与周向均存在差异，表明椭圆形喷孔对流场的扰动在补燃室径向与周向均存在，具有增强掺混燃烧的潜力。采用椭圆形喷孔时补燃室内的静压明显高于圆形喷孔，且随着喷孔长半轴的增加而增加。分析认为补燃室静压增大是CH与空气掺混燃烧更充分所致。

图5 补燃室静压分布云图

图6为补燃室CH质量分数分布，采用不同喷孔结构方案补燃室头部均存在低速回流区，回流区的存在能够有效增强掺混燃烧，并起到点火与火焰稳定的作用。采用椭圆形喷孔时，补燃室头部低速回流区环向的非对称性，使得CH的分布更分散，且分散程度随着椭圆长半轴的增加而增大，有效提高CH与空气的接触面积，对增强掺混燃烧是有利的。同时，随着椭圆形喷孔长半轴的增加，CH流线的扭曲程度逐渐增强，有利于CH与空气的掺混。采用圆形喷孔时，补燃室头部低速回流区环向的对称性，导致CH仅集中在补燃室中心区，且流线没有发生明显扭曲，不利于富燃燃气与空气掺混燃烧。随着椭球比()的增大补燃室出口CH的质量分数越小，表明CH与空气的掺混燃烧更加充分。

图6 C2H4的质量分数分布

图7为补燃室截面平均化学反应速率的轴向分布。

图7 平均化学反应速率轴向分布

不同喷孔结构条件下补燃室截面平均化学反应速率沿轴向的分布规律基本一致，最大化学反应速率均出现在补燃室头部区域。采用椭圆形喷孔的平均化学反应速率明显高于圆形喷孔，表明椭圆形喷孔能够有效促进CH与空气的掺混燃烧，与图5及图6结论一致。随着椭圆形喷孔长半轴增加，平均化学反应速率也增加。

燃烧效率作为衡量燃料化学能转化为热能的程度，是反映发动机燃烧性能的重要指标。其定义为是已燃烧燃料的质量占燃料总质量的百分比：

(1)

总压损失主要反映燃气的做功能力，总压损失越大，表明燃气的做功能力越弱。燃烧效率计算为：

(2)

使用补燃室推力及比冲增益来衡量燃烧性能。基于动量定理的原理，补燃室推力增益为：

(3)

式中：为燃气出口轴向速度；为燃气入口轴向速度；为燃气出口静压；为燃气入口静压；为补燃室出口横截面面积；为补燃室入口横截面面积。

补燃室比冲增益为：

(4)

表2为不同喷孔结构下补燃室总体性能。采用椭圆形喷孔时补燃室的燃烧效率明显高于圆形喷孔，且燃烧效率随着椭圆形喷孔长半轴的增加而提高。由于燃烧效率的大幅增加，使得燃烧加热带来的总压损失明显提高，因此总压恢复系数与燃烧效率的变化规律相反。补燃室推力及比冲增益随着燃烧效率的增大而增大。因此，椭圆形喷孔能有效提高补燃室的性能，后续可采用椭圆形喷孔代替圆形喷孔。