固沖發動機進氣道堵蓋對起動性能影響

陳　義，高　波，董新剛，楊玉新，李　璞

(中國航天科技集團四院四十一所，西安　710025)

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固沖發動機進氣道堵蓋對起動性能影響

陳義，高波，董新剛，楊玉新，李璞

(中國航天科技集團四院四十一所，西安710025)

為研究固沖發動機轉級過程中進氣道入口堵蓋、出口堵蓋開啟過程對進氣道起動性能的影響，采用非定常仿真和動網格技術，對進氣道流場進行了數值模擬，獲得了進氣道流場動態特性。結果表明，入口堵蓋開啟過程能夠提高進氣道起動性能；在入口開啟，出口封堵時，進氣道流場呈現周期性振蕩；出口堵蓋開啟時刻對進氣道起動性能有較大影響，充填階段開啟出口堵蓋更有利于進氣道起動。

進氣道入口堵蓋；出口堵蓋；起動性能；數值仿真

0　引言

固沖發動機具有比沖高、結構簡單、可靠性高、機動性好等優點，已成為各國大力研制的新型推進裝置[1]。固沖發動機工作過程包括2個階段——助推段和沖壓續航段。助推段提供足夠推力，使飛行器迅速達到沖壓發動機可正常工作的高度和速度。沖壓續航段，進氣道開始工作，捕獲一定流量的空氣并減速增壓，與預燃室產生的富燃氣體摻混燃燒產生推力[2-5]。

在助推階段，為防止進氣道兜風對進氣道和發動機產生結構破壞，通常將進氣道入口封堵；為保證進氣道與燃燒室可靠密封，進氣道出口也將被封堵。助推段工作結束后，進氣道入口、出口打開，轉級進入沖壓續航段。進氣道入口封堵形式主要有2種：拋離式堵蓋，如澳大利亞Hyshotll 飛行試驗[6]；無拋出物式堵蓋，如美國的X-43A[7]。進氣道出口堵蓋形式國內外使用較普遍為可拋易碎式[8-9]。目前，雖然國內外針對沖壓發動機二元進氣道起動特性的方面已開展了大量研究，但都集中在進氣道設計型面的起動特性研究。而實際工作中，進氣道堵蓋開啟過程將直接對內外流場產生擾動，從而影響進氣道起動性能。

基于此，本文建立了包含入口堵蓋、出口堵蓋的進氣道數值仿真模型，開展非定常數值仿真，獲得進氣道流場的動態特性，為確定固沖發動機工作包絡提供參考。

1　物理模型及計算方法

1.1物理模型

本文研究的進氣道為四波系超音速二元進氣道，入口堵蓋采用機械式，通過外壓縮面的轉動，實現進氣道的封堵與打開。出口堵蓋則采用可拋易碎式，按預定時序爆破開啟。圖1為進氣道入口堵蓋示意圖。

(a)封堵狀態

(b)開啟狀態

1.2計算模型

入口堵蓋打開仿真中涉及到計算邊界的移動，需采用動網格技術。本文將計算區域分為固定區域和運動區域，分別生成結構化網格和非結構化網格，網格總數約5萬；為準確模擬邊界層內復雜流動，對近壁網格進行了加密處理，保證Y+在30左右。網格模型如圖2所示。

利用Fluent軟件提供的動網格技術，本文編寫UDF控制入口堵蓋打開的運動規律。采用網格光順和局部網格重構方法，在每一時間步對網格進行更新。在計算區域中采用了壓力遠場、壓力出口和無滑移絕熱壁面等邊界條件。

圖2　帶堵蓋進氣道網格模型

1.3數值方法及校驗

數值模擬采用基于密度的隱式求解器， Roe-FDS矢通量分裂格式，湍流模型采用k-ε湍流模型，近壁采用標準壁面函數處理。計算中比熱容取定值，空氣粘性采用Sutherland公式計算。

仿真模型為非定常流場，瞬態時間步長為10-6s。計算的收斂準則為連續方程、動量方程及能量方程的殘差下降3個數量級以上，且監測面壓強、質量流量趨于穩定。

計算條件選擇典型工況：飛行高度H=10 km，靜壓p0=26 500 Pa，靜溫T0= 223.15 K，攻角α=2°。

為驗證Fluent軟件對超聲速流動的處理能力，對典型進氣道基本構型進行了數值模擬。文獻[10]給出了一系列超聲速進氣道內部壓縮的試驗研究結果，現選擇喉道長度L=79.3mm、出口封堵度Δ=0 %、來流馬赫數Ma∞=2.5、攻角α=10°的構型及狀態進行仿真。圖3給出了本文數值模擬的馬赫數分布圖和試驗紋影圖對比，可看出，激波系結構非常吻合，Fluent仿真結果很好地反映了激波在隔離段內的反射情況，說明本文數值模擬方法能較準確地模擬進氣道的內外流場結構，計算結果具有較高的可信度。

(a)數值模擬馬赫數分布圖

(b)試驗紋影圖

2　計算結果與分析

2.1無堵蓋進氣道起動特性分析

作為對比，首先對無堵蓋進氣道起動特性進行數值仿真分析。采用ICEM劃分結構化網格，約4.7萬個網格；對近壁網格進行了加密處理，如圖4所示。

圖4　無堵蓋進氣道網格模型

仿真采用流場準定常假設，進氣道出口壓力設置為p0。從Ma=2.20開始逐步增加來流馬赫數，模擬進氣道的自起動過程，計算中采用上一來流條件下收斂的流場結果作為下一流場的初始條件。

圖5給出了進氣道自起動過程總壓恢復系數和流量系數隨馬赫數的變化曲線。可看出，隨馬赫數增大，進氣道流量系數逐步提高，總壓恢復系數逐步降低；在Ma=2.31時，進氣道流量系數增幅突然加劇，總壓恢復系數也突然增大。結合圖6給出的進氣道自起動馬赫數分布圖，可判定進氣道在來流馬赫數Ma=2.31時由不起動轉變為起動狀態。無堵蓋進氣道的自起動馬赫數為Ma=2.31。

(a)總壓恢復系數σ

(b)流量系數φ

(a)Ma=2.30(不起動)

(b)Ma=2.31(起動)

2.2帶入口堵蓋進氣道自起動仿真

本文分別模擬了Ma為2.26、2.28、2.29、2.30、2.31 來流工況下，進氣道入口堵蓋打開過程中進氣道流場特性。數值仿真中，按照出口堵蓋開啟進行仿真，進氣道出口設置壓力出口邊界，壓力設置為1倍來流靜壓p0。仿真非定常流場時，先計算該工況下入口封堵狀態的定常流場，將其作為非定常計算的初始流場。

圖7給出了入口堵蓋開啟后流量系數隨時間變化曲線，結合Ma=2.29工況下入口堵蓋進氣道不同時刻馬赫數等值線圖(圖8)可發現，當t=16 ms時，流量系數φ=0.84，進氣道唇口處正激波變為斜激波，進氣道內流場全部為超聲速流，進氣道順利起動。對比其他馬赫數工況下的流量系數和馬赫數云圖，都發現當流量系數達到φ=0.84時，進氣道流場全部為超聲速，進氣道起動。因此，認為流量系數φ=0.84可作為該進氣道起動的標志。

圖7　入口堵蓋開啟后流量系數隨時間變化曲線

由圖7可見，Ma=2.29、2.30、2.31工況下，進氣道都可起動，且馬赫數越高進氣道起動所需時間越短。進氣道起動后，隨時間不斷增加，3個工況下進氣道流量系數將逐漸趨于一致。在Ma=2.26、2.28工況下，進氣道則無法起動。因此，帶入口堵蓋進氣道的起動馬赫數Ma=2.29，略低于無堵蓋進氣道自起動馬赫數Ma=2.31。

從圖8可看出，當進氣道入口封堵時，進氣道第一級壓縮面前有1道較強斜激波。隨入口堵蓋逐步打開，該道斜激波不斷后移、分離，逐漸形成3道斜激波和1道正激波。入口堵蓋完全打開后，正激波被吸入唇口內，減弱變為斜激波，進氣道順利起動。分析認為有入口堵蓋進氣道有利于起動，可能是由于入口堵蓋打開初期(開口較小時)，進氣道最小截面積在唇口處，較強斜激波后的亞聲速氣流經過唇口形成超聲速氣流；此時進氣道內收縮段流場分上下2層，上層為超聲速流區，下層為堵蓋后的低能流區，如圖8(b)所示；其后隨著堵蓋逐步打開，超聲速流區不斷擴大，低能流區逐步減小，直至全部為超聲速區，如圖8(c)、(d)、(e)所示。文獻[2]研究認為低能流區可能存在分離渦，雖然未能完全消除，被超聲速主流逐漸“切削”變薄，最終完成進氣道的啟動。因此，入口堵蓋打開過程將有利于進氣道起動。

(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出口封堵時進氣道流場振蕩特性仿真

入口堵蓋和出口堵蓋打開時序方案有3種：(a)入口先打開，出口后打開；(b)出口先打開，入口后打開；(c)入口出口同時打開。對于出口堵蓋為可拋易碎式的打開時序方案通常選用方案a或方案b[3]。選用方案b時，進氣道起動過程與2.2節所研究過程一致。

選用方案a時，則存在入口打開，出口封堵的狀態，進氣道為一端開口的空腔，內外流場將會產生振蕩。針對這一問題，本文進行了入口打開、出口封堵的狀態下進氣道流場振蕩特性仿真。

仿真工況選擇通常轉級點Ma=2.5，流場內設置7個壓力監測點，分布位置如圖9所示。其中P1、P2、P3位于外壓縮面，P4、P5位于唇口，P6位于喉道，P7位于出口堵蓋。

圖9　進氣道壓力監測點示意圖

仿真中將進氣道出口設置為固定壁面。在數值模擬非定常流場前，先計算入口封堵狀態的定常流場，并將其作為非定常仿真的初始流場。

圖10為進氣道內各監測點壓力隨時間的變化曲線。

由圖10可看出，各監測點壓力隨時間呈周期性變化，振蕩周期約為10.7 ms。進氣道內壓力振蕩實質是進氣道空腔的充填、釋放過程。初始時進氣道內壓力較低，來流氣體不斷流入進氣道，但由于出口堵塞，氣體在進氣道內壅塞，即是充填階段。隨著氣體增加，進氣道內壓力不斷增大，將產生正激波并不斷向前推進，直至推出唇口，與外壓縮波系相互作用，并繼續向前推進。正激波推出唇口后，進氣道內流動分離包向前推進，流動分離區推出唇口后，進氣道內氣體減少，即是釋放階段。氣體不斷流出，進氣道內壓力下降，流動分離包重新進入進氣道，同時外壓縮波系也逐漸后移，重新進入充填狀態。

圖11給出了入口開啟、出口封堵時不同時刻進氣道馬赫數分布圖。結合分析馬赫數分布圖和監測點壓力隨時間變化曲線，可獲得壓力振蕩與流場變化的對應關系。

(a)外壓縮面監測點　　(b)唇口及喉道監測點　　(c)出口堵蓋監測點

(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

圖10(a)為外壓縮面監測點P1、P2、P3壓力振蕩曲線。P1、P2、P3點壓力振蕩顯示了外壓縮波系的變化。9.9 ms時，進氣道內正激波推出唇口，見圖11(a)，與外壓縮波系相互作用并向前推進，監測點壓力階躍式上升，P3點峰值達到13p0，P1、P2點峰值為9p0；11 ms后，激波脫體，見圖11(b)～(c)，外壓縮面壓力緩慢下降；14.3 ms弓形激波再附體，外壓縮斜激波系逐步形成，見圖11(d)～(g)，監測點壓力階躍式下降。

圖10(b)為唇口和喉道處監測點P4、P5、P6壓力變化曲線。12.9 ms時，進氣道處于超聲速逆流狀態，見圖11(c)，唇口及喉道處壓力最低；由于進氣道內無質量源，逆流狀態下，進氣道內氣體壓力不斷下降，直至逆流氣體壓力無法與外界氣壓匹配(13.4 ms)，則將會在唇口形成一道正激波，并逐漸被吸入進氣道內，見圖11(d)，監測點壓力出現小幅階躍上升；隨后逆流消失，進氣道進入充填階段，16.2 ms時，超聲速氣體進入進氣道，見圖11(e)，監測點壓力階躍下降；17.8 ms時，腔體內正激波向前傳播到喉道，見圖11(g)，監測點壓力階躍上升；而之后進氣道仍處于充填階段，壓力繼續上升，20.2 ms充填階段結束，壓力達到最大，接近來流總壓17p0。

圖10(c)為出口堵蓋處壓力振蕩曲線。P7點壓力基本反映了進氣道的充填、釋放狀態，壓力振蕩的波峰、波谷與進氣道狀態轉折點基本吻合。出口堵蓋處壓力峰值達到20p0，高于來流總壓17p0。

綜合分析可知，進氣道越靠后位置，壓力振蕩峰值越高，出口堵蓋處壓力峰值甚至超過來流總壓。因此，在進氣道結構設計時，要充分考慮出口封堵狀態下壓力振蕩的影響。

2.4出口堵蓋開啟時刻的影響研究

根據2.3節中研究出的振蕩特性，本文選定了6個時間點，研究出口堵蓋打開時刻對進氣道起動性能的影響。6個時間點及其流場特性見表1。仿真中，采用2.3節計算模擬獲得的上述6個時間點的流場作為仿真的初始流場，將進氣道出口邊界條件由固定壁面改為壓力出口，出口背壓為0.2 MPa。

圖12給出了各工況下流量系數隨時間變化曲線。可見，在15 ms-open、17 ms-open、18 ms-open、19 ms-open工況中，流量系數經過一次短時間的振蕩后，逐漸趨于穩定，穩定后流量系數約為0.92，進氣道起動。其中，17 ms-open和18 ms-open工況中，流量系數振幅較小；15 ms-open和19 ms-open工況中，流量系數振幅較大。由圖12(b)可看出，在20.5 ms-open、23 ms-open工況中，流量系數將反復振蕩，且振幅較大，進氣道無法起動。

表1　6個時間點進氣道流場狀態

分析各個工況下的非穩態流場可知，在15 ms-open算例中，進氣道在24.5 ms起動；17 ms-open算例中，進氣道將在22 ms起動；18 ms-open算例中，進氣道將在24 ms起動；19 ms-open算例中，進氣道將在25 ms起動。可見，17 ms-open算例中，進氣道起動所需時間最短。

(a)充填階段

(b)釋放階段

圖13給出了各工況中外激波系振蕩時外激波系距唇口最遠位置示意圖。由圖13可看出，在15 ms-open、17 ms-open、18 ms-open、19 ms-open工況中，正激波推出唇口后最遠位置仍在外壓縮面上。

而在20.5 ms-open、23 ms-open工況中，激波不斷向前推移，直至推離壓縮面形成脫體弓形激波。當弓形激波后移到壓縮面時，會在第一級壓縮面上反復振蕩，進氣道無法起動，且對進氣道結構不利，甚至可能造成結構破壞。

綜上可知，出口堵蓋開啟時刻對進氣道起動性能有較大影響。在進氣道空腔的充填階段開啟出口堵蓋時進氣道可順利起動；而在釋放階段開啟出口堵蓋時，外激波系將反復振蕩，進氣道無法起動。

(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　結論

(1)入口堵蓋開啟過程可提高進氣道起動性能，可降低進氣道自啟動馬赫數，使文中原本自起動馬赫數Ma=2.31的進氣道在Ma=2.29下起動。

(2)入口開啟，出口封堵時，進氣道為空腔結構，腔體內反復充填、釋放氣體過程，會使進氣道流場出現周期性壓力振蕩；出口堵蓋處壓力峰值高于來流總壓，對進氣道結構設計時應充分考慮其影響。

(3)出口堵蓋開啟時刻對進氣道起動性能有較大影響。在充填階段(尤其是充填中段)開啟出口堵蓋時，更有利于進氣道起動。

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(編輯：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。

陳義(1990—)，男，碩士生，研究方向為固體火箭沖壓發動機設計及仿真。E-mail：cascshenyi@163.com

V435

A

1006-2793(2016)05-0625-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2016.05.005