李 茂，高玉閃，金 平，蔡國飆

（北京航空航天大學(xué)宇航學(xué)院，北京100191）

0 引言

在全流量補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)中，所有流量的氧化劑和燃料先通過富氧預(yù)燃室和富燃預(yù)燃室燃燒，然后以富氧燃?xì)?、富燃燃?xì)鉅顟B(tài)驅(qū)動(dòng)渦輪泵后再進(jìn)入推力室燃燒，因此，全流量補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)推力室的噴注器為富燃/富氧燃?xì)鈿?氣噴注器。與常規(guī)氣-液、液-液噴注器相比，氣-氣燃燒沒有霧化與蒸發(fā)過程，燃燒規(guī)律發(fā)生變化，對(duì)噴注面板、燃燒室的熱載也不同。氣氣燃燒技術(shù)是全流量補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵技術(shù)之一。

近年來，國內(nèi)外研究者對(duì)以全流量補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)為技術(shù)背景的氣-氣噴注器設(shè)計(jì)、試驗(yàn)及數(shù)值模擬方面進(jìn)行了大量的研究工作，但大部分研究工作集中在以常溫GH2/GO2為推進(jìn)劑的基礎(chǔ)之上[1～5]。在富氫/富氧燃?xì)鈿?氣噴注器研究中，文獻(xiàn) [6]對(duì)不同壓力條件下富氫/富氧燃?xì)?氣氣噴注器和常溫GH2/GO2氣-氣噴注器對(duì)壁面熱流影響展開了試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明富氫/富氧燃?xì)鈿?氣噴注器熱流值顯著大于常溫氫氣/氧氣燃燒。文獻(xiàn) [7]采用不同的仿真模型對(duì)富氫/富氧燃?xì)鈿?氣噴注器對(duì)燃燒室壁面的熱流進(jìn)行了數(shù)值分析，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，獲得了與試驗(yàn)結(jié)果較為一致的仿真模型與方法。本研究以同軸直流噴嘴為研究對(duì)象，以數(shù)值模擬的方法研究富氫/富氧燃?xì)鈿?氣噴嘴。

1 計(jì)算模型和噴嘴參數(shù)

1.1 幾何模型

模擬的氣-氣噴嘴燃燒室?guī)缀文Ｐ腿鐖D1所示。燃燒室設(shè)計(jì)參數(shù)以SSME主發(fā)動(dòng)機(jī)為參考[8]，將SSME主發(fā)動(dòng)機(jī)噴注單元流量進(jìn)行低壓換算，保證設(shè)計(jì)的燃燒室的流量密度與SSME主發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行低壓換算后的流量密度相同，質(zhì)量流量為換算后SSME噴注單元流量的2倍（226g/s）。設(shè)計(jì)的燃燒室直徑為26mm，長度為295mm，其中圓柱段長度為250mm，由于不測(cè)量推力，沒有設(shè)計(jì)噴管擴(kuò)張段。氣-氣噴嘴結(jié)構(gòu)形式為同軸直流噴嘴，無縮進(jìn)，噴嘴入口段長度10mm。

1.2 化學(xué)反應(yīng)模型及邊界條件

利用FLUENT商業(yè)軟件，通過求解使用k-ε湍流模型的Navier-Stokes方程組對(duì)燃?xì)鈿?氣噴注器進(jìn)行數(shù)值模擬，化學(xué)反應(yīng)模型為6種組分、9個(gè)主要化學(xué)反應(yīng)的有限速率模型，化學(xué)反應(yīng)速率由阿累尼烏斯公式計(jì)算，化學(xué)反應(yīng)模型如下

其中M為第三載體[9,10]。入口邊界采用質(zhì)量入口，給定入口水力直徑、湍流強(qiáng)度、燃?xì)鉁囟群徒M分（燃?xì)鉁囟群徒M分由預(yù)燃室熱力計(jì)算獲得，不計(jì)燃?xì)鈴念A(yù)燃室到燃燒室沿程能量損失）；出口邊界條件采用壓力出口邊界，給定出口水力直徑；燃燒室壁面采用無滑移、絕熱條件。

1.3 噴嘴參數(shù)

同軸直流氣-氣噴嘴主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示，其中混合比指兩個(gè)預(yù)燃室入口的氧化劑總質(zhì)量流量和燃料總質(zhì)量流量之比，氧壓降指富氧燃?xì)鈮航蹬c燃燒室壓力的比值，速度比指富氫燃?xì)馀c富氧燃?xì)獾乃俣缺取?/p>

表1 氣-氣噴嘴設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of gas-gas injector

鑒于國內(nèi)外研究主要集中在以常溫氫氧為推進(jìn)劑的氣-氣噴嘴研究中，本文同時(shí)對(duì)以常溫氫氣/氧氣為推進(jìn)劑的同軸直流氣-氣噴嘴進(jìn)行了數(shù)值模擬，與富氫/富氧燃?xì)馔S直流氣-氣噴嘴的燃燒流場(chǎng)進(jìn)行比較，常溫氫氣/氧氣的同軸直流氣-氣噴嘴總流量、混合比、氧壓降、速度比與富氫/富氧燃?xì)馔S直流氣-氣噴嘴相同。

考察溫度對(duì)富氫/富氧燃?xì)馔S直流氣-氣噴嘴燃燒室流場(chǎng)影響時(shí)，溫度通過調(diào)整預(yù)燃室混合比改變。研究富氧燃?xì)鉁囟扔绊憰r(shí)富氧燃?xì)鈪?shù)設(shè)置如表2所示，富氫燃?xì)鈪?shù)值固定，富氫燃?xì)鉁囟?58K，其中氫氣組分比例65.08%，水組分比例34.92%（對(duì)應(yīng)的富燃預(yù)燃室混合比為0.45）；研究富氫燃?xì)鉁囟扔绊憰r(shí)富氫燃?xì)鈪?shù)設(shè)置如表3，而富氧燃?xì)鈪?shù)值固定，富氧燃?xì)鉁囟?76K，其中氧氣組分比例97.22%，水組分比例2.78%（對(duì)應(yīng)的富氧預(yù)燃室混合比為320）。從表2和表3可以看出，在保證總流量和總混合比不變的條件下，預(yù)燃室混合比改變，燃?xì)鉁囟?、富氧燃?xì)夂透粴淙細(xì)獾牧髁糠峙洹⑷細(xì)饨M分所占的比例發(fā)生變化。

表2 富氧燃?xì)鈪?shù)Tab.2 Parameters of oxygen-rich hot gas

表3 富氫燃?xì)鈪?shù)Tab.3 Parameters of hydrogen-rich hot gas

2 計(jì)算結(jié)果和分析

水是氫氧燃燒的最終產(chǎn)物，水組分在燃燒室內(nèi)的分布能反映燃燒進(jìn)行的程度，通過分析水組分在燃燒室內(nèi)分布評(píng)價(jià)同軸直流氣-氣噴嘴燃燒性能，同時(shí)通過燃燒室壁面燃?xì)鉁囟龋ú话ㄊ湛s段）、噴注面板燃?xì)鉁囟龋◤膯螄娮焱鈴街寥紵覂?nèi)徑之間的部分）分析同軸直流氣-氣噴嘴燃燒室熱載。

2.1 富氫/富氧燃?xì)馀c常溫氫氣/氧氣同軸直流氣-氣噴嘴性能對(duì)比

圖2給出了富氫/富氧燃?xì)馔七M(jìn)劑（簡稱燃?xì)夤r）和常溫氫氣/氧氣推進(jìn)劑（簡稱常溫工況）條件下的燃燒室溫度分布，圖3給出了兩種工況的水組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線沿燃燒室軸向的分布。從圖2可以看出，燃?xì)夤r燃燒室內(nèi)的高溫區(qū)域比常溫工況明顯靠前，說明燃?xì)夤r燃燒反應(yīng)較快。

從圖3中可以看到，燃?xì)夤r燃燒室內(nèi)的水組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)在較短的燃燒室長度之內(nèi)達(dá)到平衡；水組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線在燃燒室內(nèi)達(dá)到平衡之前，在相同的燃燒室軸向位置，富氫/富氧燃?xì)馔S直流氣-氣噴嘴燃燒室內(nèi)的水組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)一直顯著高于常溫氫氣/氧氣同軸直流氣-氣噴嘴燃燒室內(nèi)的水組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)。雖然燃?xì)夤r入口有一定的水組分，但反應(yīng)進(jìn)行后，燃?xì)夤r的水組分上升速率大于常溫工況。

以上結(jié)果說明在本研究的參數(shù)設(shè)置下，燃?xì)夤r的燃燒性能相對(duì)較好。

圖4給出燃?xì)夤r和常溫工況下燃燒室圓柱段壁面燃?xì)鉁囟确植己蛧娮⒚姘迦細(xì)鉁囟确植肌膱D中可看到，燃?xì)夤r圓柱段壁面燃?xì)鉁囟群蛧娮⒚姘迦細(xì)鉁囟榷硷@著高于常溫工況，這說明富氫/富氧燃?xì)馔七M(jìn)劑使燃燒室承受的熱載更高（噴注面板尺寸不同是由于燃?xì)夤r與常溫工況下的推進(jìn)劑流量、溫度不同導(dǎo)致噴嘴外徑不同）。燃燒室熱載的增加是由于周圍的富氫燃?xì)鉁囟雀哂诔貧錃饧訌?qiáng)了換熱和燃燒性能的提高。

2.2 燃?xì)鉁囟葘?duì)燃燒及傳熱的影響

圖5給出了不同富氧燃?xì)鉁囟群透蝗既細(xì)鉁囟葪l件下燃燒室內(nèi)溫度的分布。從溫度分布可以看出，不同溫度工況條件下燃燒室內(nèi)溫度分布基本相同，沒有顯著區(qū)別。圖6為燃燒室內(nèi)水組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿燃燒室軸向的分布曲線。圖6中，隨著燃?xì)鉁囟鹊淖兓?，水組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線在燃燒室內(nèi)分布略有不同，溫度較高時(shí)相同燃燒室長度條件下水組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)曲線較高，但差別很?。凰M分質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到平衡時(shí)的位置基本相同，這表明在不同燃?xì)鉁囟葪l件下燃燒室內(nèi)燃燒反應(yīng)速率差別很小，完成燃燒反應(yīng)需要的燃燒室長度基本相同。仿真結(jié)果表明富氧燃?xì)鉁囟群透粴淙細(xì)鉁囟仍谝欢ǚ秶鷥?nèi)提高不能顯著改善同軸直流氣-氣噴嘴燃燒性能。

圖7和圖8分別給出了不同富氧燃?xì)鉁囟群透蝗既細(xì)鉁囟葪l件下燃燒室圓柱段壁面燃?xì)鉁囟群蛧娮⒚姘宓娜細(xì)鉁囟确植肌膱D7和圖8中可以看出，富氧燃?xì)鉁囟群透蝗既細(xì)鉁囟鹊奶岣叨紩?huì)使燃燒室壁面和噴注面板的燃?xì)鉁囟仍黾?，說明燃?xì)鉁囟忍岣邥?huì)使燃燒室熱載增加。比較不同富氧燃?xì)夤r和不同富氫燃?xì)夤r條件的圓柱段壁面燃?xì)鉁囟群蛧娮⒚姘迦細(xì)鉁囟确植伎梢钥闯?，富氫燃?xì)鉁囟鹊奶岣邔?duì)壁面燃?xì)鉁囟扔绊懜鼮槊黠@，這是因?yàn)楦谎跞細(xì)鈴耐S直流噴嘴中心噴入而富氫燃?xì)鈴闹車鷩娙氲木壒省?/p>

在全流量補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)中，推力室入口燃?xì)鉁囟冗^高對(duì)整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)非常不利，富氧燃?xì)鉁囟鹊脑黾訒?huì)顯著增加富氧預(yù)燃室、氧渦輪及富氧燃?xì)饴房寡趸缘脑O(shè)計(jì)難度，而富氫燃?xì)鉁囟鹊脑黾訉?duì)氫渦輪的壽命、密封等都不利。從仿真結(jié)果可以看出，燃?xì)鉁囟葘?duì)燃燒性能影響不明顯，因此可以選擇較低的燃?xì)鉁囟仍O(shè)計(jì)發(fā)動(dòng)機(jī)，以有效降低設(shè)計(jì)難度，提高發(fā)動(dòng)機(jī)壽命。

3 結(jié)論

采用數(shù)值模擬方法比較了富氫/富氧燃?xì)鈿?氣噴嘴和常溫氫氧氣-氣噴嘴的區(qū)別，研究了富氫/富氧燃?xì)鉁囟葘?duì)氣-氣噴嘴燃燒性能和傳熱性能的影響，結(jié)論如下：與常溫氫氣/氧氣相比，富氫/富氧燃?xì)馔七M(jìn)劑可以使燃燒在更短的燃燒室長度內(nèi)完成，也會(huì)使燃燒室熱載顯著增加；富氫/富氧燃?xì)鉁囟鹊脑黾訉?duì)燃燒性能的提高不明顯，但會(huì)增加燃燒室壁面和噴注面板的熱載，富燃燃?xì)鉁囟仍黾訉?duì)熱載影響更為明顯。

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