雙脈沖發動機Ⅱ脈沖點火瞬態工作特性研究

黃 波,李映坤,陳 雄

(南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094)

固體火箭發動機因其結構簡單,使用方便和工作可靠,在眾多的火箭導彈武器系統中得以廣泛應用。但是,隨著航空航天領域的不斷發展,傳統固體火箭發動機的不可控性,即點火過程中推力不可中斷及調控的固有缺陷,愈發凸顯,尤其是將其與液體火箭發動機優越的可控性相比[1]。因此,對固體火箭發動機可控性技術的研究尤為關鍵。雙脈沖固體火箭發動機是用具有阻燃隔熱功能的級間隔離裝置將發動機分成2個相對獨立的燃燒室,且每個獨立燃燒室擁有各自的點火系統,控制系統分別控制2個燃燒室先后點火啟動,達到推力可控的效果,進而引入能量管理機制,使能量最充分地使用,全面提升導彈武器系統的進攻體系和防御體系[2]。

早在20世紀60年代美國就進行了脈沖發動機的關鍵技術研究,且順利開展了軸向隔離式二次啟動試驗。DOMBROWSKI等[3]對雙脈沖發動機的點火系統、控制系統及生產工藝進行了改進,并設計了一種軟隔層式隔離裝置,控制Ⅱ脈沖點火時間,保證點火壓力,以確保發動機順利點火、穩定燃燒,該設計為雙脈沖發動機的實際工程應用提供了支持。德國柏林航空航天博覽會展出了新一代以雙脈沖發動機為動力裝置的LFK-NG防空導彈,且順利通過了2次試驗驗證[4]。我國國防科研研究中心對研制的新型雙脈沖發動機展開了試驗,為之后的雙脈沖發動機研究奠定了基礎,同時也提出了一系列亟待解決的問題:研制針對于Ⅰ脈沖的防護層,設計結構和性能更為優越的級間隔離裝置,研究雙脈沖發動機的點火燃燒及內流場等[5]。曹熙煒等[6]應用商用軟件對隔艙式雙脈沖發動機的內流場進行了純氣相和氣固兩相數值模擬,得到燃燒室內溫度、壓力和馬赫數等參數的分布規律,并對隔艙式雙脈沖發動機的內流場特性進行了總結。王春光等[7]通過ABAQUS非線性有限元分析軟件研究了隔層式雙脈沖發動機的隔層打開過程。

本文結合雙脈沖發動機的真實工作情況,建立點火瞬態過程數值計算模型,采用用戶自定義函數(UDF)模擬動態點火具質量流率邊界及裝藥燃燒加質過程,通過商業軟件FLUENT對Ⅱ脈沖點火過程進行數值仿真,分析點火不同階段的瞬態特性。

1 數學模型

1.1 基本控制方程

控制方程采用二維軸對稱非定常可壓縮黏性流動Navier-Stokes方程[8],其積分形式為

式中:U為守恒變量;Fc為無黏通量,Fc=Fi+Gj,(i,j)為直角坐標系中2個方向(x,y)的單位矢量;Fv為黏性通量,Fv=Fvi+Gvj;H為軸對稱幾何源項。

式中:ρ為密度;x,y為坐標方向;u,v為速度分量;E為總能;p為壓強;τ為應力張量;T為溫度,其他參數參考文獻[8]。

1.2 點火具質量流率模型

點火是發動機工作中的重要過程,具有強烈瞬態特性,點火具流量預示是模擬這一過程的關鍵。但點火具流量受諸多參數如點火藥量、藥型、噴孔尺寸等影響,隨機性較大,難以預示。傳統計算方法是運用經驗公式估計,通用性差。本文采用模擬自由容積法,使模擬發動機的自由容積與真實雙脈沖發動機的Ⅱ脈沖燃燒室自由容積相等,將點火具置于模擬發動機中,實測壓強變化歷程如圖1所示。

圖1 模擬發動機壓強-時間曲線

若p1/p2=q1/q2,則流量-時間曲線滿足如下關系[9]:

0.5q1t1+0.5(q1+q2)(t2-t1)+0.5q2(t3-t2)=mig

式中:q為流量,mig為點火藥量。實驗處理后得到點火具流量變化情況,如圖2所示。

圖2 點火具質量流率-時間曲線

1.3 裝藥燃燒加質模型

為建立裝藥燃燒加質模型,做以下假設:

①點火過程忽略兩相流,點火燃氣和裝藥燃氣具有一致的物化性質;

②推進劑燃燒物化反應在源相加質的裝藥表面薄層內進行,且忽略反應過程;

③點火時間相對發動機工作過程較為短暫,認為燃燒室體積恒定,不考慮裝藥燃面退移;

④不考慮點火延遲和侵蝕燃燒。

基于上述假設,認為裝藥表面有一包含各種燃燒物化反應的薄層,當表面溫度達到點火臨界溫度,推進劑被點燃,開始產生燃氣,薄層對流場進行徑向加質。

薄層向流場內加質源項如下。

表面溫度未達到點火臨界溫度,即推進劑未被點燃,加質源項均為0。

表面溫度達到點火臨界溫度,推進劑被點燃。

質量源項為

動量源項為

能量源項為

將上述點火具質量流率模型和裝藥燃燒加質模型,通過用戶自定義函數(UDF)模塊編譯與FLUENT對接。

2 幾何模型及邊界條件

2.1 幾何模型

雙脈沖發動機的二維軸對稱模型如圖3所示。其中包括點火具、Ⅱ脈沖燃燒室、Ⅱ脈沖裝藥、脈沖隔離裝置(PSD)、Ⅰ脈沖燃燒室及噴管組件。

圖3 雙脈沖發動機模型

為了更好地觀測發動機內部瞬態變化歷程,在對PSD截面進行監測的同時,還設置了一系列監測點,如圖4所示。

圖4 計算域內各監測點和監測面位置示意圖

2.2 邊界條件和初始條件

Ⅰ脈沖發動機工作結束,一定的脈沖間隔時間后,Ⅱ脈沖點火啟動,開始工作。Ⅱ脈沖裝藥采用內、外孔同時燃燒的圓孔裝藥。

點火具入口:質量流率入口邊界,點火流量依據圖2的質量流率-時間曲線給定,通過UDF編譯寫入FLUENT。

裝藥加質源項:復合推進劑的氣相反應在裝藥表面約0.5 mm區域內進行[10],故裝藥表面0.5 mm厚度薄層設定為加質源項區燃燒物化反應源,如圖5所示。將裝藥加質模型通過UDF編譯寫入FLUENT。

圖5 裝藥加質模型

軸線:對稱邊界。

出口:壓力出口邊界,常溫常壓。

初始條件:參考真實情況,全場初始條件與外界環境一致,即u=v=0,T0=300 K,p0=101 325 Pa。

計算所用的結構參數、裝填參數,推進劑、燃氣物性參數:裝藥內徑為30 mm,裝藥外徑為82 mm,裝藥長度為113 mm;推進劑密度為1 800 kg/m3,推進劑比熱為2 256.7 J/(kg·K),推進劑點火臨界溫度為700 K;燃氣比熱比為1.26,燃氣分子量為22.4 kg/kmol。

3 仿真結果與分析

3.1 破開前Ⅱ脈沖燃燒室內流場特性分析

圖6為Ⅱ脈沖燃燒室在不同時刻流場瞬態特性及流線分布情況。

圖6 Ⅱ脈沖燃燒室不同時刻流場瞬態特性及流線分布情況

如圖6(a)所示,點火具開始工作,點火燃氣進入燃燒室,點火具出口處速度較大,火焰峰向前傳播,產生高度欠膨脹射流,溫度和壓強逐漸上升,此時B1監測點溫度為307.38 K。如圖6(b)所示,燃氣貼著裝藥表面傳播,裝藥表面速度較其他位置快,燃燒室頭部有渦流形成,B1監測點溫度為953.03 K,大于臨界點火溫度700 K,裝藥被點燃,加質區開始加質,加質燃氣與點火燃氣一同填充燃燒室,加快了推進劑的點燃,溫度和壓強仍在逐漸增大。在圖6(c)中,裝藥完全被點燃,燃燒室主流速度較大,壓強上升變快。燃氣抵達燃燒室尾部,傳播受PSD阻礙,在級間孔前聚集,裝藥內外燃面加質產物在燃燒室尾部相遇,形成存在質量交換的2個較小渦流,高溫區已經傳播到燃燒室中部,尾部下方小渦流逐漸向上移動,上方小渦流逐漸向上移動,規模不斷減小,最后完全消失。如圖6(d)所示,t=1.47 ms,級間孔前壓強接近1.5 MPa,即PSD破開前瞬間,內流場趨于穩定,Ⅱ脈沖燃燒室內的速度略有降低,壓強依然在不斷增大。大部分點火燃氣和加質燃氣一同沿內孔通道向下游傳播,受阻后經燃燒室尾部向外孔通道流去,到達發動機頭部后,與小部分燃氣匯合形成一個大渦流。

圖7為裝藥內外燃面上6個監測點的壓強-時間曲線,其中,B1、B2、B3為內燃面監測點,T1、T2、T3為外燃面監測點。分析圖7(a)可知,在0.88 ms之前,內燃面依次被點燃,壓強上升速率沿軸向遞增。0.88～1.48 ms時,燃氣在級間孔前聚集,燃氣沖擊波沿內外孔通道反向傳播,導致燃燒室尾部壓強上升速率反超頭部,此時壓強沿軸向呈遞增趨勢。圖7(b)所示的外燃面監測點壓強-時間曲線結果與內燃面類似。對比兩圖發現,點火燃氣進入燃燒室向下游傳播,內孔通道壓強傳播速率顯然比外孔通道更快。

圖8為裝藥內外燃面壓強差Δp隨時間變化曲線,該壓強差為內燃面壓強減去外燃面壓強。如圖8所示,點火初期,內孔壓強上升速率較外孔快,內外壓差逐漸增大,而在燃氣傳播受阻反向傳播后,外孔燃氣被來流壓縮,壓強上升,內外孔壓差減小。隨著燃氣在PSD前聚集,燃燒室尾部壓差急劇攀升,且上升速率大于頭部,在PSD破開前達到最高點。在1.48 ms后,即PSD破開后,流場內激波振蕩,壓差也不斷振蕩。平衡壓強建立后,壓差趨于穩定,內孔壓強小于外孔,燃燒室頭部內外壓差達到0.2 MPa;中段尤為明顯,內外壓差達到0.32 MPa;尾部因燃氣流速較低,內外壓差接近0。

圖8 推進劑內外孔燃面壓強差隨時間變化曲線

3.2 破開后燃燒室內流場特性分析

圖9為PSD破開前后壓強-時間曲線。如圖9所示,裝藥被點燃,燃氣傳播到級間孔前受阻聚集,該處壓強迅速攀升,達到臨界破開壓強1.5 MPa后,PSD瞬間破開,燃氣迅速涌入Ⅰ脈沖燃燒室,該處壓強急劇下降至最低0.6 MPa,隨后燃氣不斷填充,壓強在輕微振蕩中逐漸增大。

圖9 PSD破開前后壓強-時間曲線

圖10為Ⅱ脈沖燃燒室中6個監測點的壓強-時間曲線。由圖10(b)可知,PSD破開對Ⅱ脈沖燃燒室不同位置造成的影響不一,1.48 ms破開后,直接導致Ⅱ脈沖燃燒室內流場劇烈振蕩,隔層破開對裝藥內孔的影響大于外孔,距級間孔越近,影響越大,反之則越小。如圖10(a)所示,在7.44 ms,各監測點的壓強達到峰值,最小峰值為T3處5.0 MPa,最大峰值為T2處5.3 MPa。

圖11為Ⅰ脈沖燃燒室內2個監測點壓強-時間曲線。由圖11(b)可知,PSD破開初期,燃氣迅速涌入Ⅰ脈沖燃燒室,壓縮燃燒室內的低壓氣體產生壓力沖擊波,內流場劇烈振蕩。壓力沖擊波依次掃過P2,P3監測點,兩點壓強先后上升,振蕩衰弱的同時壓強不斷上升,趨勢基本一致。如圖11(a)所示,P2壓強比P3稍大,于29 ms時達到最大值3.07 MPa。

圖10 Ⅱ脈沖燃燒室監測點壓強-時間曲線

圖11 Ⅰ脈沖燃燒室監測點壓強-時間曲線

圖12為燃燒室內8個監測點的壓強-時間曲線。如圖所示,從點火具開始工作到裝藥被點燃,兩燃燒室內的壓差逐漸減小,PSD破開產生的壓力沖擊波衰弱消失,燃燒室內建立平衡壓強。Ⅱ脈沖燃燒室于8.64 ms形成初始壓力峰5.33 MPa,在20 ms時Ⅱ脈沖燃燒室建立起平衡壓強4.96 MPa;Ⅰ脈沖燃燒室在30 ms建立起平衡壓強3.07 MPa,即30 ms后整個發動機步入穩定工作階段。

圖12 雙脈沖發動機燃燒室內監測點壓強-時間曲線

4 結束語

本文運用FLUENT商業軟件結合用戶自定義函數(UDF)成功地模擬了雙脈沖發動機Ⅱ脈沖點火瞬態過程,通過對該過程瞬態特性的分析研究,得到如下結論:

①利用UDF二次開發,模擬了雙脈沖發動機Ⅱ脈沖點火工作過程,獲得了較為真實的仿真結果,為Ⅱ脈沖點火瞬態特性的研究提供了較為可靠的數據。

②點火初期,裝藥內孔壓力傳播速率比外孔快,燃氣在裝藥表面傳播速度較其他位置快;PSD破開前,燃氣受阻聚集、反向傳播,尾部壓力上升速率反超頭部;破開后,燃氣壓縮Ⅰ脈沖燃燒室內的低壓氣體產生壓力沖擊波,內流場劇烈振蕩;平衡壓強建立,裝藥內外孔壓差減小,中段壓差最大,尾部壓差最小。

③PSD破開,內流場振蕩,對燃燒室不同位置造成的影響不一,對裝藥內孔影響大于外孔,距級間孔越近,影響越大,反之則小。