王洪遠(yuǎn)， 徐義華， 胡旭， 曾卓雄

(南昌航空大學(xué) 飛行器工程學(xué)院， 江西 南昌 330063)

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空氣旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣對(duì)含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒性能影響的研究

王洪遠(yuǎn)， 徐義華， 胡旭， 曾卓雄

(南昌航空大學(xué) 飛行器工程學(xué)院， 江西 南昌 330063)

采用Realizablek-ε湍流模型、單步渦團(tuán)耗散燃燒模型，應(yīng)用Fluent軟件UDF功能，編寫考慮硼顆粒在高速氣流中氣動(dòng)剝離效應(yīng)下的KING點(diǎn)火燃燒計(jì)算程序，對(duì)典型的雙下側(cè)90°含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室進(jìn)行不同旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣下三維兩相流動(dòng)與燃燒數(shù)值計(jì)算。計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)進(jìn)氣道兩側(cè)空氣同向與反向旋轉(zhuǎn)進(jìn)入補(bǔ)燃室時(shí)，氣流產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)均使燃?xì)馀c空氣的混合更充分，燃燒效率更高，并且隨著旋流數(shù)的增加而增加；對(duì)于顆粒燃燒效率與總的燃燒效率，當(dāng)旋流數(shù)小于0.179時(shí)，同旋條件高于反旋條件，當(dāng)旋流數(shù)大于0.385時(shí)，反旋條件高于同旋條件，當(dāng)旋流數(shù)約為0.2時(shí)，同旋與反旋效果相當(dāng)；對(duì)于硼顆粒點(diǎn)火時(shí)間，旋流進(jìn)氣減小了點(diǎn)火時(shí)間，在旋流數(shù)為0.385時(shí)最小。

航空、航天推進(jìn)系統(tǒng)； 硼； 固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)； 兩相流； 二次燃燒

0　引言

由于硼顆粒表面覆蓋著一層氧化層，以及其高沸點(diǎn)特性，決定了其難以點(diǎn)火燃燒，為了提高含硼貧氧推進(jìn)劑固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)性能，合理組織固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒是該發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵技術(shù)之一。提高二次燃燒效率的方法通常有：優(yōu)化推進(jìn)劑配方及工藝方法; 改變一次燃?xì)馍淞魍ǖ赖臄?shù)量、角度和通道間燃?xì)饬髁糠峙? 改變空氣射流進(jìn)氣的溫度、壓力、速度、方向、進(jìn)氣位置；改變空燃比等[1-2]，其中，旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣是一種通過(guò)改變氣流大小和方向組織固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)含硼貧氧推進(jìn)劑二次燃燒的新方式，得到學(xué)者們廣泛關(guān)注[3-6]。Pein等[3]對(duì)燃?xì)庑D(zhuǎn)條件下含硼固體燃料沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明，旋流的引入可能提高了硼的點(diǎn)火和燃燒溫度，同時(shí)也增加了硼顆粒與燃?xì)獾幕旌虾屯Ａ魰r(shí)間，從而導(dǎo)致燃燒效率的提高和推力的改善。馮喜平等[4]研究了同向旋轉(zhuǎn)空氣進(jìn)氣對(duì)旁側(cè)固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室純氣相組分燃燒效率的影響，燃燒效率隨旋流強(qiáng)度呈先增后減的規(guī)律。郭瑩等[5]研究了一次燃?xì)庑鹘菍?duì)含硼推進(jìn)劑固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室流場(chǎng)和效率的影響，燃燒效率隨著同向旋流角的增加先增后減并存在最佳值，反向旋流角惡化補(bǔ)燃室摻混效果, 降低燃燒效率。劉杰等[6]對(duì)周向進(jìn)氣道夾角為90°含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒進(jìn)行數(shù)值模擬，分析了燃?xì)馔蛐D(zhuǎn)對(duì)二次燃燒的影響, 隨著旋流數(shù)的增加，硼粒子二次燃燒效率提高，氣相二次燃燒效率先提高后降低，總的二次燃燒效率呈逐漸增高的趨勢(shì)。綜上所述，國(guó)內(nèi)外主要研究了一次燃?xì)庑鬟M(jìn)氣對(duì)含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒的影響和空氣同向旋轉(zhuǎn)對(duì)純氣相組分燃燒效率的影響，然而對(duì)于空氣同旋或者反旋對(duì)含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒影響的相關(guān)研究較少。

為研究空氣旋流進(jìn)氣對(duì)含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒效率的影響，采用 Realizablek-ε湍流模型、單步渦團(tuán)耗散燃燒模型，應(yīng)用Fluent軟件UDF功能，編寫考慮硼顆粒在高速氣流中的氣動(dòng)剝離效應(yīng)下的KING點(diǎn)火燃燒模型計(jì)算程序，對(duì)典型的雙下側(cè)90°空氣旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣下含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，分析空氣旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣對(duì)二次燃燒的影響規(guī)律，為旋流技術(shù)在含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)上的應(yīng)用提供理論參考。

1　物理模型

圖1為典型的雙下側(cè)90°空氣旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖，補(bǔ)燃室長(zhǎng)700 mm，直徑120 mm. 沖壓噴管長(zhǎng)119 mm，喉徑88 mm，出口直徑120 mm. 一次燃?xì)庥芍睆綖?3 mm的圓形噴口沿發(fā)動(dòng)機(jī)軸線進(jìn)入補(bǔ)燃室?？諝庥蓛蓚€(gè)45 mm×45 mm的方形入口進(jìn)入，進(jìn)氣道出口軸線與發(fā)動(dòng)機(jī)軸線呈45°，兩進(jìn)氣道周向夾角為 90°.

圖1　補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.1　Configuration of secondary combustion

為使入射空氣起旋，在進(jìn)氣道入口處安裝無(wú)中樞軸的旋流器，如圖 2所示。兩進(jìn)氣道空氣旋轉(zhuǎn)方向如圖3所示。通過(guò)改變旋流器入口葉片導(dǎo)角β，即可獲得不同旋流強(qiáng)度的入射空氣。旋流強(qiáng)度用旋流數(shù)表征，旋流數(shù)是射流角動(dòng)量的軸向通量和軸向動(dòng)量通量的比值，文中旋流數(shù)S=2/3tanβ.

圖2　旋流器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2　Configuration of swirler

圖3　進(jìn)氣道空氣旋轉(zhuǎn)方向示意圖Fig.3　Swirling direction of air in inlet

為簡(jiǎn)化分析，降低數(shù)值計(jì)算難度，對(duì)補(bǔ)燃室中的流場(chǎng)作如下簡(jiǎn)化假設(shè):

1) 補(bǔ)燃室中燃?xì)鉃闇?zhǔn)定常流動(dòng)，與外界無(wú)熱交換。

2) 忽略燃?xì)飧鹘M分之間的輻射作用，忽略徹體的影響。

3) 補(bǔ)燃室燃?xì)鉃槔硐霘怏w，服從理想氣體狀態(tài)方程p=ρRT.

2　計(jì)算模型

2.1控制方程

根據(jù)以上假設(shè)，包括連續(xù)方程、動(dòng)量方程、能量方程以及各組分輸運(yùn)方程的控制方程在笛卡爾坐標(biāo)系下的通用形式為

(1)

式中：φ為流動(dòng)變量；Γφ為變量φ的有效輸運(yùn)系數(shù)；Sφ為氣相源項(xiàng)(包括氣相反應(yīng)和異相反應(yīng))及方程中不能寫入上式左邊各項(xiàng)中的項(xiàng)。

2.2湍流模型和硼顆粒點(diǎn)火燃燒模型

湍流模型選用帶旋流修正的 Realizablek-ε模型。該模型不僅保留了標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型收斂穩(wěn)定、精度適當(dāng)?shù)膬?yōu)點(diǎn)，同時(shí)修正了k-ε模型對(duì)含有較大壓力梯度或旋渦的復(fù)雜流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果與實(shí)際偏差較大的缺點(diǎn)。

氣相燃燒模型應(yīng)用渦團(tuán)耗散模型，該模型能有效控制各組分的凈反應(yīng)速率，更好地計(jì)算固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室中復(fù)雜流動(dòng)情況下的化學(xué)反應(yīng)過(guò)程。

在發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室中氣流與顆粒間相對(duì)速度較高，高速氣流將對(duì)硼顆粒表面液態(tài)氧化層產(chǎn)生氣動(dòng)剝離效應(yīng)，因此對(duì)硼顆粒的點(diǎn)火將產(chǎn)生促進(jìn)作用。參考文獻(xiàn)[7]中推導(dǎo)的氣動(dòng)剝離計(jì)算公式，在KING模型[8-11]基礎(chǔ)上，建立考慮高速氣流剝離效應(yīng)的硼顆粒點(diǎn)火模型，其數(shù)學(xué)模型為

(2)

(3)

Tp<2 450 K,ωB=0,

(4)

(5)

Tp>2 450 K,ωB=1,

(6)

Q1=RBQRX-REHVAP-RHHH+

(7)

Q2=RBQRX2-REHVAP-RHHH+

(8)

(9)

(10)

(11)

式中：rp、x、Tp、T0、Trad、ωB分別為顆粒半徑、氧化層厚度、顆粒溫度、環(huán)境溫度、輻射溫度以及液態(tài)硼質(zhì)量分?jǐn)?shù)；τ、μ、x1、x2、θ1、θ2分別為硼顆粒液態(tài)氧化層表面切應(yīng)力、液態(tài)氧化層動(dòng)力粘度、初始氧化層厚度、發(fā)生氣動(dòng)剝離時(shí)的氧化層厚度、初始角度以及發(fā)生氣動(dòng)剝離時(shí)的角度；MB、ρB、cpB,s、MB2O3、ρB2O3、cpB2O3分別為硼的顆粒摩爾質(zhì)量、密度、比熱容和三氧化二硼的顆粒摩爾質(zhì)量、密度、比熱容；RB、RE、RH分別為硼與通過(guò)液態(tài)氧化層擴(kuò)散至顆粒表面的氧氣的反應(yīng)速率，液態(tài)三氧化二硼蒸發(fā)速率，三氧化二硼與水的反應(yīng)速率；σ為玻爾茲曼常數(shù)。(4)式是當(dāng)顆粒溫度低于硼熔點(diǎn)(2 450 K)時(shí)，顆粒溫度隨時(shí)間的變化；(5)式是當(dāng)顆粒溫度等于硼熔點(diǎn)時(shí)，顆粒溫度不變，液態(tài)硼質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化；(6)式是當(dāng)顆粒溫度高于硼熔點(diǎn)時(shí)，液態(tài)硼質(zhì)量分?jǐn)?shù)不變，顆粒溫度隨時(shí)間的變化。當(dāng)硼顆粒氧化層厚度減小為0或者液態(tài)硼質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1時(shí)，點(diǎn)火完成并轉(zhuǎn)入硼顆粒燃燒階段。硼顆粒燃燒速率[12]為

(12)

式中：ρD為顆粒周圍環(huán)境氣體密度與擴(kuò)散系數(shù)的乘積，取為2×10-4kg/(m2·s)；ωO2,∞為顆粒周圍環(huán)境氣體中氧氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

2.3邊界條件

采用無(wú)滑移絕熱壁面條件，壓力、各組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)梯度為0；空氣質(zhì)量流率為4 kg/s，總溫573 K，氧氣質(zhì)量百分比為23%；一次燃?xì)赓|(zhì)量流率為 0.4 kg/s，燃?xì)鉁囟葹? 800 K，一次燃?xì)夂?jiǎn)化為 CO、H2、CO2、H2O和N2組成，質(zhì)量百分比分別為 47%、10%、1%、1%和41%；硼顆粒質(zhì)量流率為0.148 kg/s，顆粒初始溫度1 800 K，顆粒初始直徑為5 μm，氧化層初始厚度為顆粒初始半徑的1%；出口邊界為沖壓噴管出口，噴管出口壓強(qiáng)和溫度分別為1 atm和 300 K.

2.4計(jì)算模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計(jì)算模型，應(yīng)用Fluent軟件UDF功能，編寫硼顆粒在高速氣流中的氣動(dòng)剝離效應(yīng)下的KING點(diǎn)火燃燒程序計(jì)算文獻(xiàn)[13]的實(shí)驗(yàn)工況，圖4為本文數(shù)值計(jì)算得到的補(bǔ)燃室頭部三氧化二硼質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖(出現(xiàn)三氧化二硼認(rèn)為點(diǎn)火成功)，圖5為文獻(xiàn)[13]中實(shí)驗(yàn)捕獲的穩(wěn)定燃燒階段硼顆粒燃燒火焰圖。從圖4、圖5中可以看出本文數(shù)值計(jì)算點(diǎn)火距離為43 mm，實(shí)驗(yàn)點(diǎn)火距離為50 mm.

圖4　三氧化二硼質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布圖Fig.4　Mass fraction of B2O3

圖5　硼顆粒燃燒火焰圖Fig.5　Combustion flame of boron particles

為了進(jìn)一步說(shuō)明本文數(shù)值計(jì)算模型精度，將計(jì)算所得到的結(jié)果與文獻(xiàn)[13]中的實(shí)驗(yàn)結(jié)果和未考慮氣動(dòng)剝離效應(yīng)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果如表1所示。從表1中可以看出，對(duì)于補(bǔ)燃?jí)簭?qiáng)，本文計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[13]計(jì)算結(jié)果一致，均為0.48 MPa，相對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差為11.63%；對(duì)于補(bǔ)燃室最高溫度，本文計(jì)算結(jié)果為2 818 K，而文獻(xiàn)[13]計(jì)算結(jié)果為2 800 K，二者結(jié)果相近；對(duì)于硼顆粒點(diǎn)火距離，本文計(jì)算結(jié)果為43 mm，而文獻(xiàn)[13]計(jì)算結(jié)果為60 mm，本文計(jì)算結(jié)果相對(duì)誤差為14%，文獻(xiàn)[13]計(jì)算結(jié)果相對(duì)誤差為26%. 由此可知，氣動(dòng)剝離效應(yīng)加快硼顆粒氧化層剝離，縮短點(diǎn)火時(shí)間，點(diǎn)火距離也相應(yīng)減小?？紤]氣動(dòng)剝離效應(yīng)的KING模型點(diǎn)火距離比未考慮氣動(dòng)剝離效應(yīng)KING模型點(diǎn)火距離減小了32%，計(jì)算精度更高。

表1　數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

3　燃燒效率表征方法

噴管出口截面燃燒效率反映了補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)、一次燃?xì)膺M(jìn)氣、沖壓空氣進(jìn)氣對(duì)燃燒的綜合影響。采用組分燃燒完成率來(lái)表示固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒效率。任意截面處的氣相組分二次燃燒效率采用如下定義：

任意截面氣相組分燃燒效率為

(13)

燃?xì)獾目側(cè)紵蕿?/p>

(14)

式中：ηg、ηCO、ηH2、λ、QCO、QH2分別為燃?xì)饪側(cè)紵?、一氧化碳燃燒效率、氫氣燃燒效率、可燃燃?xì)庵幸谎趸假|(zhì)量百分比、一氧化碳燃燒熱值、氫氣燃燒熱值。

任意截面處的硼顆粒二次燃燒效率ηB采用如下定義：

(15)

任意截面處的總?cè)紵士杀硎緸?/p>

(16)

式中：α為顆粒在一次燃?xì)庵兴假|(zhì)量百分比；Nc為燃?xì)庵锌扇細(xì)怏w的種類數(shù)；Qi,g、QB分別為燃?xì)庵锌扇細(xì)怏w的燃燒熱和顆粒的燃燒熱，根據(jù)文獻(xiàn)[14-15]可知，QH2=1.208×108J/kg，QCO=1.01×107J/kg，QB=1.17×108J/kg.

4　計(jì)算結(jié)果及分析

4.1計(jì)算工況

旋轉(zhuǎn)空氣進(jìn)入固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室可以提高二次燃燒效率，但旋流角β過(guò)大將導(dǎo)致總壓損失較大，β不宜過(guò)大，因此選取β取0°、15°、30°、45°、60°的無(wú)旋、同旋和反旋進(jìn)氣工況進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，計(jì)算工況如表2所示。

表2　計(jì)算工況

4.2各工況下流場(chǎng)溫度及氧氣組分分布

圖6所示為各工況補(bǔ)燃室內(nèi)橫截面及中心對(duì)稱面的溫度分布。從圖6可以看出，靠近進(jìn)氣道一側(cè)處于低溫區(qū)，而高溫區(qū)主要集中在遠(yuǎn)離進(jìn)氣道一側(cè)壁面附近和補(bǔ)燃室頭部，當(dāng)進(jìn)氣道兩側(cè)空氣同向旋轉(zhuǎn)時(shí)，高溫區(qū)也隨著空氣旋轉(zhuǎn)的方向一同旋轉(zhuǎn)偏移，并且隨著旋流數(shù)S的增大，高溫區(qū)旋轉(zhuǎn)偏移角度也越大；反旋時(shí)，高溫區(qū)并沒(méi)有發(fā)生旋轉(zhuǎn)偏移并且隨著旋流數(shù)的增大，溫度逐漸趨于均勻。

圖6　各工況補(bǔ)燃室橫截面及中心對(duì)稱面的溫度分布Fig.6　Temperature distribution of afterburning chamber at cross section and center symmetry plane in different working conditions

圖7所示為各工況補(bǔ)燃室內(nèi)橫截面及中心對(duì)稱面的氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，由兩側(cè)進(jìn)氣道進(jìn)入補(bǔ)燃室的空氣與一次燃?xì)庠谶M(jìn)氣道出口交匯處相互摻混燃燒，一次燃?xì)庠诳諝獾淖饔孟?，分布在遠(yuǎn)離進(jìn)氣道一側(cè)的壁面附近和補(bǔ)燃室頭部，并在補(bǔ)燃室頭部形成回流區(qū)以穩(wěn)定火焰。

圖7　各工況補(bǔ)燃室橫截面及中心對(duì)稱面的氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布Fig.7　Oxygen mass fraction distribution of afterburning chamber at cross section and center symmetry plane in different working conditions

空氣由進(jìn)氣道兩側(cè)同旋進(jìn)入補(bǔ)燃室，帶動(dòng)燃?xì)馔蛐D(zhuǎn)，遠(yuǎn)離進(jìn)氣道一側(cè)壁面附近高溫區(qū)發(fā)生旋轉(zhuǎn)偏移；空氣由進(jìn)氣道兩側(cè)反旋進(jìn)入補(bǔ)燃室未引起燃?xì)庑D(zhuǎn)偏移，旋流的引入加大了空氣速度使空氣燃?xì)鈸交煨Ч?，隨著旋流數(shù)的增加，溫度分布更加均勻，反旋相對(duì)同旋燃室溫度分布更加均勻。

4.3硼顆粒點(diǎn)火特性分析

空氣由進(jìn)氣道旋轉(zhuǎn)進(jìn)入補(bǔ)燃室，增強(qiáng)了空氣與燃?xì)獾膿交煨Ч瑢?duì)硼顆粒的點(diǎn)火產(chǎn)生一定影響。圖8 為硼粒子點(diǎn)火時(shí)間t隨旋流數(shù)S變化曲線。由圖8可見(jiàn)，旋流的引入減小了點(diǎn)火時(shí)間，隨著旋流數(shù)的增加，點(diǎn)火時(shí)間先減后增，旋流數(shù)為0.385時(shí)點(diǎn)火時(shí)間最短，同旋相對(duì)于無(wú)旋，點(diǎn)火時(shí)間最大減小了2.12%，反旋情況下點(diǎn)火時(shí)間減小了1.10%；同旋相對(duì)于反旋，相同旋流數(shù)，同旋條件下點(diǎn)火時(shí)間越短。

圖8　硼粒子點(diǎn)火時(shí)間隨旋流數(shù)變化曲線Fig.8　Curves of particles ignition time with swirl number

4.4燃燒效率分析

圖9為硼顆粒、燃?xì)饧翱側(cè)紵师荁、ηg、η隨旋流數(shù)S變化曲線。由圖9可知，燃?xì)馊紵蕩缀踹_(dá)到了100%，不隨旋流數(shù)變化而變化；對(duì)于硼顆粒與總?cè)紵?，有旋大于無(wú)旋(旋流數(shù)為0)，并且隨著旋流數(shù)的增大而增大。在旋流數(shù)為1.155時(shí)，同旋與反旋相對(duì)無(wú)旋硼粒子燃燒效率分別提高了56.3%與66.4%，總?cè)紵史謩e提高了19.5%和27.1%，這是由于顆粒的燃燒效率主要取決于顆粒周圍的氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)，空氣旋流提高了空氣的速度，減小了空氣與燃?xì)獾乃俣炔?，?qiáng)化了空氣與燃?xì)獾膿交欤黾恿祟w粒周圍環(huán)境中的氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)，從而提高了顆粒的燃燒效率；當(dāng)旋流數(shù)小于0.179時(shí)，同旋時(shí)顆粒燃燒效率大于反旋時(shí)的燃燒效率，當(dāng)旋流數(shù)大于0.385時(shí)，反旋時(shí)顆粒燃燒效率大于同旋時(shí)燃燒效率。當(dāng)旋流數(shù)約為0.2，同旋與反旋燃燒效率相當(dāng)。

圖9　硼顆粒、燃?xì)饧翱側(cè)紵孰S旋流數(shù)變化曲線Fig.9　Curves of boron particle, fuel and total combustion efficiency with swirl number

圖10　硼顆粒質(zhì)量沿顆粒軌跡分布圖Fig.10　Distribution of boron particle along particle trajectory

圖10為硼顆粒質(zhì)量沿顆粒軌跡分布圖。從圖10可以看出，同旋情況下，空氣旋轉(zhuǎn)引起燃?xì)夂皖w粒一起旋轉(zhuǎn)，遠(yuǎn)離進(jìn)氣道一側(cè)壁面附近的氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)較低，顆粒燃燒速率也相應(yīng)較低，而靠近進(jìn)氣道一側(cè)的氧氣充足，顆粒燃燒速率較高。而反旋情況下，空氣旋流并沒(méi)有使顆粒跟隨旋轉(zhuǎn)，而是使氧氣在補(bǔ)燃室分布更加均勻。旋流數(shù)較小時(shí)，同旋時(shí)硼顆粒紊亂度高于反旋時(shí)的紊亂度，表明同旋時(shí)的顆粒與氧氣的摻混效果優(yōu)于反旋，所以顆粒的燃效率高于反旋，隨著旋流數(shù)的增加，反旋時(shí)硼顆粒紊亂度高于同旋，表明反旋時(shí)的顆粒與氧氣的摻混效果優(yōu)于同旋，因此反旋時(shí)顆粒燃燒效率高于同旋。

5　結(jié)論

采用Realizablek-ε湍流模型、單步渦團(tuán)耗散燃燒模型，編寫考慮硼顆粒在高速氣流中的氣動(dòng)剝離效應(yīng)KING點(diǎn)火燃燒模型計(jì)算程序，對(duì)典型的雙下側(cè)90°空氣旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣下含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，分析了空氣旋流角及旋流方向(無(wú)旋、同旋和反旋)對(duì)補(bǔ)燃室流場(chǎng)溫度及氧氣組分分布、硼顆粒點(diǎn)火特性以及燃燒效率的影響，得出結(jié)論如下：

1)旋流的引入加大了空氣速度使空氣燃?xì)鈸交煨Ч?，隨著旋流數(shù)的增加，溫度分布更加均勻，反旋相對(duì)同旋燃室溫度分布更加均勻。

2)旋流的引入減小了點(diǎn)火時(shí)間，隨著旋流數(shù)的增加，點(diǎn)火時(shí)間先減后增，旋流數(shù)為0.385時(shí)點(diǎn)火時(shí)間最短，同旋相對(duì)于無(wú)旋，點(diǎn)火時(shí)間最大減小了2.12%，反旋情況下點(diǎn)火時(shí)間減小了1.10%；同旋相對(duì)于反旋，相同旋流數(shù)，同旋條件下點(diǎn)火時(shí)間越短。

3)當(dāng)進(jìn)氣道兩側(cè)空氣同向與反向旋轉(zhuǎn)進(jìn)入補(bǔ)燃室時(shí)，氣流產(chǎn)生的旋轉(zhuǎn)均使燃料與空氣的混合更充分，燃燒效率更高，并且隨著旋流數(shù)的增加而增加；對(duì)于顆粒燃燒效率與總的燃燒效率，當(dāng)旋流數(shù)小于0.179時(shí)，同旋條件高于反旋條件，當(dāng)旋流數(shù)大于0.385時(shí)，反旋條件高于同旋條件，當(dāng)旋流數(shù)約為0.2時(shí)，同旋與反旋效果相當(dāng)。

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Research on the Characteristics of Secondary Combustion of Boron-based Ducted Rocket with Swirling Air Injection

WANG Hong-yuan, XU Yi-hua, HU Xu， ZENG Zhuo-xiong

(School of Aircraft Engineering，Nanchang Hangkong University，Nanchang 330063， Jiangxi， China)

Three-dimensional two-phase flow in the typical double downside 90°afterburning chamber of boron-based ducted rocket is numerically simulated by means of realizablek-εturbulence model and one-step eddy-dissipation combustion mode1, and the ignition and combustion mode of boron particles of KING in the high-speed flow with consideration of the aerodynamic stripping effect is programmed by the UDF function of Fluent software. The results show that, when the co-swirl and counter-swirl air in the double side of inlet enters into the secondary chamber，the mixture of air and fuel finishes more fully and the combustion efficiency increases with the increase in swirl number. For particle combustion efficiency and total efficiency, the co-swirl is higher than the counter-swirl when the swirl number is less than 0.179. On the contrary, the counter-swirl is higher than the co-swirl when the swirl number is greater than 0.385, the co-swirl effect is the same as the counter-swirl effect when the swirl number is about 0.2; the ignition time of boron particles is reduced by swirling air injection, its minimum can be attained when swirl number is 0.385.

propulsion system of aviation and aerospace; boron; ducted rocketed; two-phase flow; secondary combustion

2014-05-26

航空科學(xué)基金項(xiàng)目(2013ZB56002)

王洪遠(yuǎn)(1988—)，男，碩士研究生。E-mail: why_cool76@126.com;

徐義華(1971—)，男，副教授，碩士生導(dǎo)師。E-mail:xuyihua_2003@163.com

V435

A

1000-1093(2015)04-0619-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.04.007