双脉冲发动机Ⅱ脉冲点火瞬态工作特性研究

黄 波,李映坤,陈 雄

(南京理工大学 机械工程学院,江苏 南京 210094)

固体火箭发动机因其结构简单,使用方便和工作可靠,在众多的火箭导弹武器系统中得以广泛应用。但是,随着航空航天领域的不断发展,传统固体火箭发动机的不可控性,即点火过程中推力不可中断及调控的固有缺陷,愈发凸显,尤其是将其与液体火箭发动机优越的可控性相比[1]。因此,对固体火箭发动机可控性技术的研究尤为关键。双脉冲固体火箭发动机是用具有阻燃隔热功能的级间隔离装置将发动机分成2个相对独立的燃烧室,且每个独立燃烧室拥有各自的点火系统,控制系统分别控制2个燃烧室先后点火启动,达到推力可控的效果,进而引入能量管理机制,使能量最充分地使用,全面提升导弹武器系统的进攻体系和防御体系[2]。

早在20世纪60年代美国就进行了脉冲发动机的关键技术研究,且顺利开展了轴向隔离式二次启动试验。DOMBROWSKI等[3]对双脉冲发动机的点火系统、控制系统及生产工艺进行了改进,并设计了一种软隔层式隔离装置,控制Ⅱ脉冲点火时间,保证点火压力,以确保发动机顺利点火、稳定燃烧,该设计为双脉冲发动机的实际工程应用提供了支持。德国柏林航空航天博览会展出了新一代以双脉冲发动机为动力装置的LFK-NG防空导弹,且顺利通过了2次试验验证[4]。我国国防科研研究中心对研制的新型双脉冲发动机展开了试验,为之后的双脉冲发动机研究奠定了基础,同时也提出了一系列亟待解决的问题:研制针对于Ⅰ脉冲的防护层,设计结构和性能更为优越的级间隔离装置,研究双脉冲发动机的点火燃烧及内流场等[5]。曹熙炜等[6]应用商用软件对隔舱式双脉冲发动机的内流场进行了纯气相和气固两相数值模拟,得到燃烧室内温度、压力和马赫数等参数的分布规律,并对隔舱式双脉冲发动机的内流场特性进行了总结。王春光等[7]通过ABAQUS非线性有限元分析软件研究了隔层式双脉冲发动机的隔层打开过程。

本文结合双脉冲发动机的真实工作情况,建立点火瞬态过程数值计算模型,采用用户自定义函数(UDF)模拟动态点火具质量流率边界及装药燃烧加质过程,通过商业软件FLUENT对Ⅱ脉冲点火过程进行数值仿真,分析点火不同阶段的瞬态特性。

1 数学模型

1.1 基本控制方程

控制方程采用二维轴对称非定常可压缩黏性流动Navier-Stokes方程[8],其积分形式为

式中:U为守恒变量;Fc为无黏通量,Fc=Fi+Gj,(i,j)为直角坐标系中2个方向(x,y)的单位矢量;Fv为黏性通量,Fv=Fvi+Gvj;H为轴对称几何源项。

式中:ρ为密度;x,y为坐标方向;u,v为速度分量;E为总能;p为压强;τ为应力张量;T为温度,其他参数参考文献[8]。

1.2 点火具质量流率模型

点火是发动机工作中的重要过程,具有强烈瞬态特性,点火具流量预示是模拟这一过程的关键。但点火具流量受诸多参数如点火药量、药型、喷孔尺寸等影响,随机性较大,难以预示。传统计算方法是运用经验公式估计,通用性差。本文采用模拟自由容积法,使模拟发动机的自由容积与真实双脉冲发动机的Ⅱ脉冲燃烧室自由容积相等,将点火具置于模拟发动机中,实测压强变化历程如图1所示。

图1 模拟发动机压强-时间曲线

若p1/p2=q1/q2,则流量-时间曲线满足如下关系[9]:

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

式中:q为流量,mig为点火药量。实验处理后得到点火具流量变化情况,如图2所示。

图2 点火具质量流率-时间曲线

1.3 装药燃烧加质模型

为建立装药燃烧加质模型,做以下假设:

①点火过程忽略两相流,点火燃气和装药燃气具有一致的物化性质;

②推进剂燃烧物化反应在源相加质的装药表面薄层内进行,且忽略反应过程;

③点火时间相对发动机工作过程较为短暂,认为燃烧室体积恒定,不考虑装药燃面退移;

④不考虑点火延迟和侵蚀燃烧。

基于上述假设,认为装药表面有一包含各种燃烧物化反应的薄层,当表面温度达到点火临界温度,推进剂被点燃,开始产生燃气,薄层对流场进行径向加质。

薄层向流场内加质源项如下。

表面温度未达到点火临界温度,即推进剂未被点燃,加质源项均为0。

表面温度达到点火临界温度,推进剂被点燃。

质量源项为

动量源项为

能量源项为

将上述点火具质量流率模型和装药燃烧加质模型,通过用户自定义函数(UDF)模块编译与FLUENT对接。

2 几何模型及边界条件

2.1 几何模型

双脉冲发动机的二维轴对称模型如图3所示。其中包括点火具、Ⅱ脉冲燃烧室、Ⅱ脉冲装药、脉冲隔离装置(PSD)、Ⅰ脉冲燃烧室及喷管组件。

图3 双脉冲发动机模型

为了更好地观测发动机内部瞬态变化历程,在对PSD截面进行监测的同时,还设置了一系列监测点,如图4所示。

图4 计算域内各监测点和监测面位置示意图

2.2 边界条件和初始条件

Ⅰ脉冲发动机工作结束,一定的脉冲间隔时间后,Ⅱ脉冲点火启动,开始工作。Ⅱ脉冲装药采用内、外孔同时燃烧的圆孔装药。

点火具入口:质量流率入口边界,点火流量依据图2的质量流率-时间曲线给定,通过UDF编译写入FLUENT。

装药加质源项:复合推进剂的气相反应在装药表面约0.5 mm区域内进行[10],故装药表面0.5 mm厚度薄层设定为加质源项区燃烧物化反应源,如图5所示。将装药加质模型通过UDF编译写入FLUENT。

图5 装药加质模型

轴线:对称边界。

出口:压力出口边界,常温常压。

初始条件:参考真实情况,全场初始条件与外界环境一致,即u=v=0,T0=300 K,p0=101 325 Pa。

计算所用的结构参数、装填参数,推进剂、燃气物性参数:装药内径为30 mm,装药外径为82 mm,装药长度为113 mm;推进剂密度为1 800 kg/m3,推进剂比热为2 256.7 J/(kg·K),推进剂点火临界温度为700 K;燃气比热比为1.26,燃气分子量为22.4 kg/kmol。

3 仿真结果与分析

3.1 破开前Ⅱ脉冲燃烧室内流场特性分析

图6为Ⅱ脉冲燃烧室在不同时刻流场瞬态特性及流线分布情况。

图6 Ⅱ脉冲燃烧室不同时刻流场瞬态特性及流线分布情况

如图6(a)所示,点火具开始工作,点火燃气进入燃烧室,点火具出口处速度较大,火焰峰向前传播,产生高度欠膨胀射流,温度和压强逐渐上升,此时B1监测点温度为307.38 K。如图6(b)所示,燃气贴着装药表面传播,装药表面速度较其他位置快,燃烧室头部有涡流形成,B1监测点温度为953.03 K,大于临界点火温度700 K,装药被点燃,加质区开始加质,加质燃气与点火燃气一同填充燃烧室,加快了推进剂的点燃,温度和压强仍在逐渐增大。在图6(c)中,装药完全被点燃,燃烧室主流速度较大,压强上升变快。燃气抵达燃烧室尾部,传播受PSD阻碍,在级间孔前聚集,装药内外燃面加质产物在燃烧室尾部相遇,形成存在质量交换的2个较小涡流,高温区已经传播到燃烧室中部,尾部下方小涡流逐渐向上移动,上方小涡流逐渐向上移动,规模不断减小,最后完全消失。如图6(d)所示,t=1.47 ms,级间孔前压强接近1.5 MPa,即PSD破开前瞬间,内流场趋于稳定,Ⅱ脉冲燃烧室内的速度略有降低,压强依然在不断增大。大部分点火燃气和加质燃气一同沿内孔通道向下游传播,受阻后经燃烧室尾部向外孔通道流去,到达发动机头部后,与小部分燃气汇合形成一个大涡流。

图7为装药内外燃面上6个监测点的压强-时间曲线,其中,B1、B2、B3为内燃面监测点,T1、T2、T3为外燃面监测点。分析图7(a)可知,在0.88 ms之前,内燃面依次被点燃,压强上升速率沿轴向递增。0.88～1.48 ms时,燃气在级间孔前聚集,燃气冲击波沿内外孔通道反向传播,导致燃烧室尾部压强上升速率反超头部,此时压强沿轴向呈递增趋势。图7(b)所示的外燃面监测点压强-时间曲线结果与内燃面类似。对比两图发现,点火燃气进入燃烧室向下游传播,内孔通道压强传播速率显然比外孔通道更快。

图8为装药内外燃面压强差Δp随时间变化曲线,该压强差为内燃面压强减去外燃面压强。如图8所示,点火初期,内孔压强上升速率较外孔快,内外压差逐渐增大,而在燃气传播受阻反向传播后,外孔燃气被来流压缩,压强上升,内外孔压差减小。随着燃气在PSD前聚集,燃烧室尾部压差急剧攀升,且上升速率大于头部,在PSD破开前达到最高点。在1.48 ms后,即PSD破开后,流场内激波振荡,压差也不断振荡。平衡压强建立后,压差趋于稳定,内孔压强小于外孔,燃烧室头部内外压差达到0.2 MPa;中段尤为明显,内外压差达到0.32 MPa;尾部因燃气流速较低,内外压差接近0。

图8 推进剂内外孔燃面压强差随时间变化曲线

3.2 破开后燃烧室内流场特性分析

图9为PSD破开前后压强-时间曲线。如图9所示,装药被点燃,燃气传播到级间孔前受阻聚集,该处压强迅速攀升,达到临界破开压强1.5 MPa后,PSD瞬间破开,燃气迅速涌入Ⅰ脉冲燃烧室,该处压强急剧下降至最低0.6 MPa,随后燃气不断填充,压强在轻微振荡中逐渐增大。

图9 PSD破开前后压强-时间曲线

图10为Ⅱ脉冲燃烧室中6个监测点的压强-时间曲线。由图10(b)可知,PSD破开对Ⅱ脉冲燃烧室不同位置造成的影响不一,1.48 ms破开后,直接导致Ⅱ脉冲燃烧室内流场剧烈振荡,隔层破开对装药内孔的影响大于外孔,距级间孔越近,影响越大,反之则越小。如图10(a)所示,在7.44 ms,各监测点的压强达到峰值,最小峰值为T3处5.0 MPa,最大峰值为T2处5.3 MPa。

图11为Ⅰ脉冲燃烧室内2个监测点压强-时间曲线。由图11(b)可知,PSD破开初期,燃气迅速涌入Ⅰ脉冲燃烧室,压缩燃烧室内的低压气体产生压力冲击波,内流场剧烈振荡。压力冲击波依次扫过P2,P3监测点,两点压强先后上升,振荡衰弱的同时压强不断上升,趋势基本一致。如图11(a)所示,P2压强比P3稍大,于29 ms时达到最大值3.07 MPa。

图10 Ⅱ脉冲燃烧室监测点压强-时间曲线

图11 Ⅰ脉冲燃烧室监测点压强-时间曲线

图12为燃烧室内8个监测点的压强-时间曲线。如图所示,从点火具开始工作到装药被点燃,两燃烧室内的压差逐渐减小,PSD破开产生的压力冲击波衰弱消失,燃烧室内建立平衡压强。Ⅱ脉冲燃烧室于8.64 ms形成初始压力峰5.33 MPa,在20 ms时Ⅱ脉冲燃烧室建立起平衡压强4.96 MPa;Ⅰ脉冲燃烧室在30 ms建立起平衡压强3.07 MPa,即30 ms后整个发动机步入稳定工作阶段。

图12 双脉冲发动机燃烧室内监测点压强-时间曲线

4 结束语

本文运用FLUENT商业软件结合用户自定义函数(UDF)成功地模拟了双脉冲发动机Ⅱ脉冲点火瞬态过程,通过对该过程瞬态特性的分析研究,得到如下结论:

①利用UDF二次开发,模拟了双脉冲发动机Ⅱ脉冲点火工作过程,获得了较为真实的仿真结果,为Ⅱ脉冲点火瞬态特性的研究提供了较为可靠的数据。

②点火初期,装药内孔压力传播速率比外孔快,燃气在装药表面传播速度较其他位置快;PSD破开前,燃气受阻聚集、反向传播,尾部压力上升速率反超头部;破开后,燃气压缩Ⅰ脉冲燃烧室内的低压气体产生压力冲击波,内流场剧烈振荡;平衡压强建立,装药内外孔压差减小,中段压差最大,尾部压差最小。

③PSD破开,内流场振荡,对燃烧室不同位置造成的影响不一,对装药内孔影响大于外孔,距级间孔越近,影响越大,反之则小。