雙噴管對軌控發(fā)動機(jī)流場的影響

雙噴管對軌控發(fā)動機(jī)流場的影響

0動轉(zhuǎn)子間隙配合的影響隨著高性能衛(wèi)星和推進(jìn)器的發(fā)展，軌道輸送汽車的應(yīng)用越來越廣泛。例如，國外小型衛(wèi)星軌道定位、姿態(tài)調(diào)整、小型武器維修、定位器等。國內(nèi)外有很多技術(shù)手段來減少固體軌控發(fā)動機(jī)能量損失,比如熄滅和重新點(diǎn)燃軌控發(fā)動機(jī)來延長工作時間等。采用旋轉(zhuǎn)式結(jié)構(gòu)進(jìn)行推力切換是較常用的一種方法,但至今為止,尚未有研究人員對發(fā)動機(jī)推力調(diào)節(jié)過程中動轉(zhuǎn)子間隙配合的影響做深入的探討。本文以某固體軌控發(fā)動機(jī)為例,發(fā)動機(jī)采用同軸線對開雙噴管結(jié)構(gòu),動轉(zhuǎn)子在控制腔內(nèi)進(jìn)行旋轉(zhuǎn)做動,通過轉(zhuǎn)子堵塞或打開噴管,實(shí)現(xiàn)推力的切換與調(diào)節(jié)。系統(tǒng)存在2種工況:第一種工況為動轉(zhuǎn)子完全堵塞一個噴管,另一個噴管完全打開;第二種工況為動轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)至兩噴管對稱位置,2個噴管各打開一半流通面積。采用此種方式,軌控發(fā)動機(jī)在任何工況下當(dāng)量喉部面積相等,避免燃燒室壓強(qiáng)的波動,達(dá)到提升系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)特性和調(diào)節(jié)特性的目的。在實(shí)際工作過程中,動轉(zhuǎn)子和控制腔之間的配合間隙一直是設(shè)計難點(diǎn),配合間隙設(shè)計過小,動轉(zhuǎn)子在受熱情況下會出現(xiàn)膨脹卡死現(xiàn)象,配合間隙設(shè)計過大,又會導(dǎo)致工作過程中的燃?xì)庑孤┘觿?影響發(fā)動機(jī)的調(diào)節(jié)規(guī)律,引起工質(zhì)和推力的損失。所以,選擇合適的間隙能有效地減少發(fā)動機(jī)的流量和總壓損失,提高軌控發(fā)動機(jī)的能量利用率,進(jìn)而提升軌控發(fā)動機(jī)的整體性能。本文的研究工作主要針對動轉(zhuǎn)子的配合間隙展開。1.1軌控發(fā)動機(jī)推力隨研究工況的變化特性計算的軌控發(fā)動機(jī)為同軸線對開雙拉瓦爾噴管結(jié)構(gòu),2個噴管共用1個燃燒室,燃燒室頭部設(shè)有控制腔,在控制腔的對稱位置布置2個噴管。控制腔內(nèi)設(shè)計一個與推力調(diào)節(jié)室同軸心的動轉(zhuǎn)子,當(dāng)動轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)至不同位置時,可改變2個噴管的通流面積,以此調(diào)節(jié)發(fā)動機(jī)推力。本文主要研究2種典型工況(圖1)。(1)工況Ⅰ:1個噴管被完全堵住,另1個噴管完全打開。(2)工況Ⅱ:2個噴管分別被堵住一半通流面積。在工況Ⅰ情況下,軌控發(fā)動機(jī)的推力達(dá)到最大值,發(fā)動機(jī)產(chǎn)生徑向推力;在工況Ⅱ情況下,軌控發(fā)動機(jī)推力為零,即軌控發(fā)動機(jī)平衡狀態(tài)。對這2種工況的流動進(jìn)行分析得到性能參數(shù)。1.2數(shù)值計算結(jié)果本文軌控發(fā)動機(jī)的2個噴管為同軸反向設(shè)置,噴管的位置是相對于推力調(diào)節(jié)室對稱,單個噴管推力為F=m˙ue+(pe?pa)Ae(1)F=m˙ue+(pe-pa)Ae(1)軌控發(fā)動機(jī)所提供的推力為2個噴管的矢量和:F?=│F1│?│F2│(2)F→=│F1│-│F2│(2)設(shè)計發(fā)動機(jī)推進(jìn)劑為端面燃燒,燃面維持不變,且符合壓強(qiáng)指數(shù)燃速公式:r=apn(3)r=apn(3)壓強(qiáng)指數(shù)n=-0.2,推進(jìn)劑燃速與壓強(qiáng)呈反比關(guān)系。對2種工況求解三維N-S方程。采用SIMPLE算法,對不同間隙和不同工況進(jìn)行計算。(1)湍流模型:計算間隙流動時,固體壁面的影響加大。所以,湍流模型采用重整化群k-ε模型。應(yīng)用上述計算模型,針對某同軸喉栓發(fā)動機(jī)進(jìn)行數(shù)值仿真,并與其實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比驗(yàn)證,圖2為數(shù)值仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比。如圖2所示,在該同軸喉栓發(fā)動機(jī)整個工作過程中,計算壓強(qiáng)值均與實(shí)驗(yàn)壓強(qiáng)值吻合較好,驗(yàn)證了本文數(shù)值計算模型的準(zhǔn)確性。(2)邊界條件:進(jìn)口邊界條件為質(zhì)量流率入口,為了使不同工況和轉(zhuǎn)子間隙下的入口壓強(qiáng)和質(zhì)量流率自動得到,采用壓強(qiáng)指數(shù)燃速公式編寫UDF(UserDefinedFunction)定義入口質(zhì)量流率;出口邊界條件定義為壓力出口;壁面定義為無滑移邊界。計算時,燃燒室總溫T*設(shè)置為1400K,相對分子質(zhì)量M=20,動力粘度μ=4.749×10-5kg/(m·s)。對整個流場劃分網(wǎng)格,工況Ⅰ在間隙0.06mm的情況下流場劃分了46萬網(wǎng)格單元。燃燒室和噴管處網(wǎng)格規(guī)模小,劃分得較稀疏,節(jié)省計算量和計算時間;動轉(zhuǎn)子和控制腔間隙較小,在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時,進(jìn)行了局部加密,最小網(wǎng)格單元為1.403×10-12m3,使計算結(jié)果更加精確。在進(jìn)行網(wǎng)格劃分的過程中,間隙處的加密網(wǎng)格和噴管、燃燒室處的稀疏網(wǎng)格采用平滑過渡,保證劃分單元的連續(xù)性。2轉(zhuǎn)子堵蓋間隙對軌控發(fā)動機(jī)推力的影響截取了工況Ⅰ在轉(zhuǎn)子堵蓋間隙為0.06mm時的壓力云圖(圖3),被堵塞噴管在轉(zhuǎn)子堵蓋間隙處有一小部分高壓區(qū),推力調(diào)節(jié)室處的方形空白區(qū)域?yàn)檗D(zhuǎn)子堵蓋,壓力云圖表面間隙的存在,會導(dǎo)致工質(zhì)的泄漏,馬赫數(shù)分布(圖4)比壓強(qiáng)分布更清晰地顯示了堵蓋間隙處的能量損失,整個下方噴管幾乎都存在流動情況。計算結(jié)果得到了總壓和質(zhì)量流率的大小。間隙變大時,噴管的等效喉部截面積變大,燃燒室總壓減小,因?yàn)橹笖?shù)壓強(qiáng)公式(r=apn)中n=-0.2,可知推進(jìn)劑燃速增加,質(zhì)量流率隨燃速的增加而增大。表1為工況Ⅰ轉(zhuǎn)子堵蓋間隙大小不同的情況下軌控發(fā)動機(jī)的燃燒室總壓與質(zhì)量流率變化,圖5給出燃燒室總壓和質(zhì)量流率隨間隙的變化情況,同時給出了計算所得推力的變化趨勢。工況Ⅰ中軌控發(fā)動機(jī)的推力采用流場計算后取矢量和。表2為工況Ⅰ推力計算結(jié)果。從表1數(shù)據(jù)可看出,燃燒室總壓從1.332MPa降低到了1.154MPa,損失了13.36%;質(zhì)量流率從0.115kg/s增加到了0.119kg/s,損失了3.48%。從表2可看出,隨轉(zhuǎn)子間隙從0mm增加到0.6mm,噴管一的推力從142N逐漸減小到116N,減小程度為18.31%;噴管二的推力從0逐漸增加到將近3N;總推力從142N減小到113N,變化程度為20.42%。從計算結(jié)果可看出,在間隙存在的情況下,發(fā)動機(jī)的推力損失十分顯著。工況Ⅱ截取了在轉(zhuǎn)子堵蓋與推力調(diào)節(jié)室間隙為0.04mm時的壓力分布(圖6)和馬赫數(shù)分布(圖7)。從云圖分布可看出,此情況下兩邊噴管的壓強(qiáng)分布與速度分布基本對稱。表3為工況Ⅱ下總壓和質(zhì)量流率變化結(jié)果,表4為工況Ⅱ下推力計算結(jié)果。從表3可看出,隨著間隙的增大,對稱打開的噴管仍會產(chǎn)生總壓和質(zhì)量流率的損失。工況Ⅱ中推力性能的變化可從表3中看出,推力調(diào)節(jié)室總壓從1.253MPa降低到了1.082MPa,損失了13.65%;質(zhì)量流率從0.117kg/s增加到了0.120kg/s。從表4中可看出,隨轉(zhuǎn)子間隙從0mm增加到0.6mm,噴管一的推力從46.60N逐漸增大到48.63N,增大程度為4.36%;噴管二的推力從46.87N逐漸增加到將近48.58N,增大程度為3.65%。其產(chǎn)生的總推力均在0N左右,對發(fā)動機(jī)性能影響不大,但其壓強(qiáng)有所損失。3推力調(diào)節(jié)室總壓增加,提高了重(1)工況Ⅰ中隨間隙增大,發(fā)動機(jī)的推力從142N減小到113N,推力損失為20.42%,且總壓逐漸減小,質(zhì)量流率逐漸增大。(2)工況Ⅱ?yàn)橥C(jī)工況,總推力理論值為0N。隨間隙增大,推力調(diào)節(jié)室總