楊進(jìn)慧，王朝暉，左安軍，丁兆波，孫紀(jì)國

（北京航天動(dòng)力研究所，北京，100076）

0 引 言

21世紀(jì)以來，運(yùn)載器的可重復(fù)使用、大推力已成為航天領(lǐng)域新的發(fā)展趨勢(shì)，對(duì)點(diǎn)火次數(shù)、點(diǎn)火能量、燃燒產(chǎn)物的潔凈度等點(diǎn)火技術(shù)提出了新的要求。火炬式電點(diǎn)火器因點(diǎn)火能量高、易于多次啟動(dòng)、結(jié)構(gòu)簡單、便于維護(hù)等特點(diǎn)已廣泛應(yīng)用于氫氧火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，如美國的RL-10系列發(fā)動(dòng)機(jī)、J2發(fā)動(dòng)機(jī)、航天飛機(jī)主發(fā)動(dòng)機(jī)[1～3]，歐洲的Vinci發(fā)動(dòng)機(jī)，日本的LE系列發(fā)動(dòng)機(jī)，俄羅斯的RD-0120發(fā)動(dòng)機(jī)等。中國在氫氧火炬式電點(diǎn)火器方面已取得初步成果，但仍未應(yīng)用，需要對(duì)其燃燒規(guī)律及熱防護(hù)性能開展進(jìn)一步的研究[4～8]。

火炬式電點(diǎn)火器工作在發(fā)動(dòng)機(jī)的啟動(dòng)段，負(fù)責(zé)點(diǎn)燃進(jìn)入燃燒裝置內(nèi)的推進(jìn)劑，電點(diǎn)火器進(jìn)口參數(shù)在啟動(dòng)段變化劇烈并且范圍較大，電點(diǎn)火器內(nèi)混合比分布極不均勻，燃燒流場規(guī)律復(fù)雜。一方面要確保電點(diǎn)火器點(diǎn)火可靠、燃燒穩(wěn)定；另一方面要保證電點(diǎn)火器內(nèi)壁與火花塞不被燒蝕。本文主要研究氫氧噴注距離、混合比、電點(diǎn)火器背壓等因素對(duì)氫氧火炬式電點(diǎn)火器燃燒流動(dòng)及熱防護(hù)的影響。

1 數(shù)學(xué)物理模型

計(jì)算用點(diǎn)火器結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 火炬點(diǎn)火器結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Torch Igniter Structure

由圖1可知，液氧入口位于點(diǎn)火器頭部，采用雙股自擊式直流噴嘴。液氫通過4個(gè)切向孔噴嘴進(jìn)入點(diǎn)火器，一方面參加燃燒，另一方面形成液膜，保護(hù)火花塞和電點(diǎn)火器內(nèi)壁不被燒蝕?；鸹ㄈ挥跉溲鯂娮熘g，且插入平面與氧噴注平面垂直，點(diǎn)火區(qū)的局部高混合比能夠保證可靠點(diǎn)火[6]。

采用混合網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為減少網(wǎng)格數(shù)量同時(shí)保證計(jì)算精度，氫氧噴嘴及附近結(jié)構(gòu)采用四面體加密網(wǎng)格進(jìn)行劃分，身部采用三棱柱網(wǎng)格進(jìn)行劃分，如圖2所示。氫氧入口設(shè)置為質(zhì)量流量入口，燃?xì)獬隹跒閴毫Τ隹?，壁面為無滑移絕熱壁面。采用真實(shí)氣體非預(yù)混燃燒模型評(píng)估燃燒流動(dòng)情況，湍流采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型封閉方程組，近壁區(qū)域用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行處理。

圖2 點(diǎn)火器網(wǎng)格劃分示意Fig.2 Igniter Mesh

2 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

選取氫氧火炬式電點(diǎn)火器兩次故障點(diǎn)火工況進(jìn)行仿真模型驗(yàn)證，兩次試驗(yàn)所用點(diǎn)火器內(nèi)徑相同，工況參數(shù)如表1所示。由表1可知，工況1與工況2氫氧混合比接近，氫氧噴注距離和背壓存在較大差別。

表1 氫氧火炬式電點(diǎn)火器試驗(yàn)參數(shù)Tab.1 Experiment Parameters of Hydrogen-oxygen Torch Igniter

工況1和工況2的氫質(zhì)量百分比分布如圖3所示。由圖3可知，兩股液氧撞擊后在火花塞插入平面充分霧化，形成中心富氧區(qū)；液氫沿切向孔進(jìn)入點(diǎn)火室后小部分向頭部流去，與液氧摻混燃燒，大部分形成液膜沿壁面向下游流去。由于液膜存在切向速度，故而圖3中液氫沿周向呈鋸齒分布。

圖3 電點(diǎn)火器壁面氫質(zhì)量百分比分布云圖Fig.3 Mass Fraction of H2Distribution on Igniter Wall

工況 1與工況 2電點(diǎn)火器壁面燃?xì)鉁囟确植既鐖D4所示。由圖4可知，工況1壁面燃?xì)庾罡邷囟瘸^1800 K，且出現(xiàn)在火花塞插入部位附近，火花塞存在燒蝕風(fēng)險(xiǎn)，而氧噴注面附近燃?xì)鉁囟茸罡?300 K，能夠保證氧噴嘴熱防護(hù)要求，與試驗(yàn)中火花塞燒蝕相符；工況2靠近氧噴嘴區(qū)域燃燒增強(qiáng)，氫冷卻效果變差，氧噴注面附近燃?xì)鉁囟仍黾?，最高可達(dá)1800 K；火花塞插入部位的液氫膜均勻，不存在局部高溫，故而火花塞能夠滿足熱防護(hù)要求，與試驗(yàn)中氧噴嘴燒蝕相符。

圖4 電點(diǎn)火器壁面燃?xì)鉁囟确植荚茍DFig.4 Gas Temperature Distribution on the Wall of Electric Igniter

通過工況1、工況2仿真分析與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證了仿真模型的可靠性，下面就不同設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)點(diǎn)火器內(nèi)燃燒流動(dòng)及熱防護(hù)的影響規(guī)律進(jìn)行研究。

3 仿真結(jié)果及分析

3.1 氫氧噴注距離對(duì)點(diǎn)火器燃燒流場的影響

研究選取了ratioL 為1.44，1.63和1.81 3種點(diǎn)火器氫氧噴注距離，點(diǎn)火器流量、背壓均采用工況1。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，隨著氫氧噴注距離增大，點(diǎn)火器頭部冷卻氫流量減?。ㄒ妶D5），中頭部壁面溫度急劇升高（見圖6），火花塞及氧噴注面局部最高溫度從 1300 K可升至3000 K以上，但同時(shí)點(diǎn)火器身部冷卻氫流量增加，燃燒面后移，故而身部壁面溫度有所下降，從860 K降至570 K，相同點(diǎn)火器長度下出口燃?xì)馄骄鶞囟认陆怠?/p>

綜上所述，相同工況下氫氧噴注距離越近，越有利于點(diǎn)火器頭部及火花塞熱防護(hù)，但點(diǎn)火器身部壁面溫度升高，設(shè)計(jì)時(shí)需根據(jù)點(diǎn)火器及導(dǎo)火管長度綜合權(quán)衡頭部與身部的熱防護(hù)效果選取氫氧噴注距離。

圖5 不同氫氧噴注距離點(diǎn)火器壁面氫質(zhì)量百分比分布云圖Fig.5 Mass Fraction of H2Distribution on Igniter Wall with Different Hydrogen-oxygen Injection Distance

圖6 不同氫氧噴注距離點(diǎn)火器火花塞插入平面壁面溫度分布曲線Fig.6 Wall Temperature with Different Hydrogen-oxygen Injection Distance

3.2 氫氧混合比對(duì)點(diǎn)火器燃燒流場的影響

選取0.8，1.16和1.5 3種氫氧混合比研究其對(duì)點(diǎn)火器燃燒熱防護(hù)的影響規(guī)律，如圖7、圖8所示，氫氧總流量、背壓及點(diǎn)火器幾何結(jié)構(gòu)均采用工況1。

圖7 不同氫氧混合比點(diǎn)火器壁面氫質(zhì)量百分比分布云圖Fig.7 Mass Fraction of H2Distribution on Igniter Wall with Different Mixture Ratio

由圖7可知，隨著混合比升高，點(diǎn)火器內(nèi)燃燒更為充分，中心燃?xì)鉁囟壬撸c(diǎn)火器頭部和身部氫流量明顯減少，熱防護(hù)難度增加。

圖8 不同氫氧混合比點(diǎn)火器火花塞插入平面壁面溫度分布Fig.8 Wall Temperature with Different Mixture Ratio

由圖8可知，氫氧混合比從0.8升至1.5后，頭部最高溫度從600 K升至2500 K，高溫區(qū)向氧噴嘴方向移動(dòng)，身部最高溫度從520 K升至685 K，出口燃?xì)馄骄鶞囟让黠@升高。

綜上所述，氫氧混合比過高將直接導(dǎo)致火花塞及氧噴嘴燒蝕，在點(diǎn)火能量[9]及點(diǎn)火極限[5]允許范圍內(nèi)，應(yīng)盡量降低火炬式電點(diǎn)火器的氫氧混合比，確保其可靠工作。

3.3 背壓對(duì)點(diǎn)火器燃燒流場的影響

點(diǎn)火器背壓2 MPa、4.2 MPa和6 MPa條件下點(diǎn)火器壁面溫度及氫流量分布如圖9、圖10所示，氫氧流量及點(diǎn)火器幾何結(jié)構(gòu)均采用工況1。

圖9 不同背壓點(diǎn)火器壁面氫質(zhì)量百分比分布云圖Fig.9 Mass Fraction of H2Distribution on Igniter Wall with Different Back Pressure

由圖9可知，隨背壓升高，點(diǎn)火器頭部隨著背壓升高燃燒更為充分，頭部氫流量略有減少，故而高溫區(qū)向氧噴嘴方向移動(dòng)，但點(diǎn)火器出口燃?xì)鉁囟茸兓淮蟆Ｓ捎跉淙肟趬毫υ黾?，氫流速增加，頭部冷卻氫周向分布隨背壓增加發(fā)生改變，故而圖 10中 6 MPa背壓下點(diǎn)火器火花塞噴注平面不是燃?xì)鉁囟茸罡卟课弧D9中冷卻氫流量最少部位溫度最高約1900 K，略高于背壓4.2 MPa點(diǎn)火器工況。綜上，點(diǎn)火器背壓對(duì)燃燒流場的影響小于混合比及氫氧噴注距離對(duì)燃燒流場的影響。

圖10 不同背壓點(diǎn)火器火花塞插入平面壁面溫度分布曲線Fig.10 Wall Temperature with Different Back Pressure

4 結(jié) 論

本文采用真實(shí)氣體與非預(yù)混燃燒模型開展了氫氧火炬式電點(diǎn)火器的燃燒流動(dòng)仿真分析，仿真結(jié)果與試驗(yàn)相符，驗(yàn)證了仿真模型的可靠性，并得到如下不同氫氧噴注距離、混合比以及背壓對(duì)點(diǎn)火器燃燒及熱防護(hù)的影響規(guī)律：

a）相同工況下氫氧噴注距離越近，越有利于點(diǎn)火器頭部及火花塞熱防護(hù)，但點(diǎn)火器身部冷卻氫流量減少，壁面溫度升高，需綜合權(quán)衡頭部與身部的熱防護(hù)效果選取氫氧噴注距離；

b）混合比升高，燃?xì)鉁囟壬?，冷卻氫膜厚度減薄，點(diǎn)火器頭部和身部熱防護(hù)難度加劇，在點(diǎn)火能量及點(diǎn)火極限允許范圍內(nèi)，應(yīng)盡量降低火炬式電點(diǎn)火器的氫氧混合比；

c）點(diǎn)火器背壓對(duì)燃燒流場的影響小于混合比及氫氧噴注距離，燃?xì)鉁囟茸兓淮蟆?/p>

2）地方省級(jí)投資主體主導(dǎo)建設(shè)跨地市的省級(jí)管網(wǎng)。浙江、江西、廣東、湖北等省級(jí)投資主體投資建設(shè)省級(jí)管網(wǎng)，有一省一網(wǎng)，也有一省多網(wǎng)，運(yùn)營模式上有統(tǒng)購統(tǒng)銷、代輸或二者兼而有之。