5 kN再生冷卻發(fā)動機推力室傳熱研究

孫 鑫，楊成虎

（上?？臻g推進研究所，上海201112）

0 引言

5 kN搖擺發(fā)動機可用于多星發(fā)射上面級動力系統(tǒng)，為上面級提供變軌動力。為適應系統(tǒng)長壽命、高可靠性的要求，其推力室使用了再生冷卻身部。身部采用再生冷卻是保護推力室免受燃氣熱流燒壞的最常用、最有效而經濟的方法[1]。

在國內，只有一些運載火箭動力系統(tǒng)使用的大推力發(fā)動機采用的是再生冷卻發(fā)動機。如“長征2”運載火箭的第二級主發(fā)動機YF-22，身部采用往復式再生冷卻，真空推力達719.8 kN；“長征3A/3B”運載火箭的第三級發(fā)動機YF-75，單臺推力達78.45 kN等[2]。到目前為止，國內尚沒有推力量級在5 kN左右的低室壓再生冷卻發(fā)動機。

大推力再生冷卻發(fā)動機一般采用泵壓式供應系統(tǒng)，推進劑流量大，有足夠多的推進劑用于冷卻推力室，很容易滿足冷卻的要求。而中小推力再生冷卻發(fā)動機，一般采用擠壓式供應系統(tǒng)，室壓低，推進劑流量較小，不容易組織再生冷卻。5 kN發(fā)動機采用MMH和N2O4作為推進劑，選用冷卻性能較好的MMH作為冷卻劑，全流量通過冷卻夾套，然而由于推進劑流量很小，僅靠冷卻夾套內的再生冷卻還不足以解決身部的冷卻問題，必須輔助以邊區(qū)的液膜冷卻。若冷卻方案設計不合理，冷卻劑很可能發(fā)生汽化，汽化后產生的氣泡會堵塞通道，進而引起噴注器燒蝕，大大降低發(fā)動機工作的可靠性。因此考慮如何控制冷卻劑溫升，防止其氣化，是設計此類發(fā)動機的難點之一。

1 發(fā)動機設計

5 kN發(fā)動機在設計上充分繼承了10 kN雙向搖擺再生冷卻發(fā)動機的設計思想[3]，基本方案如下：1）采用直流雙股互擊式[4]噴注器以提高燃燒效率，并在頭部布置聲腔提高燃燒穩(wěn)定性；2）推力室采用再生冷卻和輻射冷卻相結合的方式，燃料MMH作為冷卻劑，全部燃料經冷卻套由頭部噴入燃燒室與氧化劑混合、燃燒；3）推力室頭部和身部均采用不銹鋼，再生冷卻短身部內表面噴涂涂層。發(fā)動機實物如圖1所示。

2 推力室傳熱計算

5 kN發(fā)動機可采用有限元法對再生冷卻推力室進行了傳熱計算，并從結構優(yōu)化設計的角度提出相應的改進措施。工程上對于推力室的傳熱計算，通常采用基于準則關系式[1]進行估算，該方法能較為快速的計算出推力室沿軸向的壁溫變化、熱流密度以及冷卻劑的溫升情況。本文采用該方法對5 kN再生冷卻發(fā)動機推力室進行傳熱計算。

2.1 計算模型

再生冷卻發(fā)動機推力室內的傳熱可以看成是一個串聯(lián)換熱問題，其換熱過程包括[5]：

1）燃氣與內壁之間的對流傳熱和輻射換熱；

2）氣側壁面與液側壁面之間的導熱；

3）冷卻劑與液側壁面之間的對流換熱；

4）液側壁面與外壁之間的導熱；

5）推力室外壁與外界環(huán)境間的對流換熱和輻射換熱。

推力室外壁溫度一般與外界環(huán)境溫度相差不大，工程計算時，可以忽略推力室外壁與外界間的換熱。氣壁傳入的熱量絕大部分被冷卻劑吸收，外壁兩個表面之間的溫差不大，外壁內的導熱很小，同樣可以忽略?？刹捎梅€(wěn)態(tài)熱平衡方程進行再生冷卻各熱流密度和特征溫度的計算，即燃氣對內壁加熱，通過涂層、推力室金屬壁的導熱以及被冷卻劑帶走的熱量，3個熱流密度在達到穩(wěn)態(tài)熱平衡時應有q1=q2=q3。

圖2所示為再生冷卻推力室內傳熱示意圖，各熱流密度和特征溫度為：

q1為燃氣對推力室內壁的傳熱熱流密度，包括燃氣對流熱流密度qcb和燃氣輻射熱流密度qr；

q2為推力室內壁的導熱熱流密度；

q3為冷卻劑與推力室內壁的換熱熱流密度；

Twg為推力室氣壁的溫度；

Twl為推力室液壁的溫度；

Tl為冷卻劑的平均溫度。

3個熱流密度可利用上述特征溫度，分別采用經驗公式、導熱公式以及對流傳熱經驗公式表示[6]，Twg，Twl和Tl未知，熱平衡方程如下：

式中：hg為燃氣對流換熱系數(shù)；η為燃氣粘度；cp為定壓比熱容；p*c為燃燒室總壓；At為喉部截面積；dt為喉部直徑；pr為燃氣普朗特數(shù)；c*為特征速度；A為橫截面積；σ為定性溫度變換系數(shù)；Tad為恢復溫度；r為恢復系數(shù)；T*為總溫。

式中：δt，δb，λt，λb分別為涂層和內壁的厚度和導熱系數(shù)。

式中：hc為冷卻劑與液側壁面之間的對流換熱系數(shù)；ηp為肋片效率。

2.2 計算方法

根據(jù)推力室短身部幾何尺寸的特點，將短身部沿軸向劃分為5個區(qū)段，每個區(qū)段沿軸向再平均劃分成50個小段，整個推力室共有250個小段，如圖3所示，這樣可以保證熱流密度和溫度較大的喉部區(qū)域，單元密度也較大。計算時沿冷卻劑流動方向逐段進行，取每一小段的中間點參數(shù)作為該段的平均參數(shù)。具體分段如下：

在臨床上，一部分患者像楊女士這樣，因為便血等癥狀而檢查出腸道息肉，還有更多的患者并沒有癥狀，是通過體檢發(fā)現(xiàn)了消化道內的息肉。那么，這種沒有癥狀的消化道息肉到底要不要治療？會不會癌變？查出消化道息肉又要怎么對待呢？

1）圓柱段；2）進口圓弧收斂段；3）喉部上游圓弧段；4）喉部下游圓弧段；5）擴張段。

從冷卻通道入口開始，對不同單元建立一維能量方程（q1=q2=q3），考慮從燃氣到內壁的對流換熱和輻射換熱、內壁的導熱和內壁到冷卻液的對流換熱。在計算中，假定每個軸向步長內燃氣對推力室內壁的換熱系數(shù)、冷卻劑壁的導熱系數(shù)均為常數(shù)，忽略每一步長內的軸向導熱。每個單元的入口冷卻液溫度為上一個單元的冷卻液的出口溫度。

由于再生冷卻傳熱計算時存在3個未知數(shù)：分別是氣側壁溫Twg、液側壁溫Twl和冷卻劑平均溫度Tl。若只采用穩(wěn)態(tài)熱平衡公式則無法求解，方程的數(shù)目少于未知量的數(shù)目，方程無法閉合，因而需增加一個冷卻劑的熱流守恒方程：

建立方程組后，由于方程形式比較復雜，計算起來很困難，需要編寫成計算程序，利用計算機進行循環(huán)迭代計算，可以得出每個單元的氣壁溫度、液壁溫度、冷卻劑溫度以及熱流密度等。

2.3 再生冷卻傳熱計算結果

5 kN再生冷卻發(fā)動機推力室內外壁均采用不銹鋼，內壁噴涂涂層，冷卻槽道為直通道，內外壁采用電子束焊連接，為滿足推力室各個位置處冷卻的需要，以及適應推力室內型面的變化，冷卻通道采用分段設計，喉部區(qū)域冷卻通道的橫截面積相對較小，以增大冷卻劑在該區(qū)域的流速，增強喉部的冷卻效果。

5 kN再生冷卻發(fā)動機推力室（混合比1.65，邊區(qū)余氧系數(shù)0.42，特征長度800 mm，燃料流量0.632 kg/s，氧化劑流量1.042 kg/s）采用上述方法進行傳熱計算，傳熱計算的結果如圖4～圖7所示。

由圖4～圖7，可以得出：

1）發(fā)動機穩(wěn)態(tài)工作時，推力室各個位置處的熱流密度均小于臨界熱流密度，喉部處熱流密度最高，為2780 kW/m2；

2）涂層表面溫度Tw在喉部達到最大值，為642℃，同一位置處氣壁溫度Twg相比涂層溫度Tw要低300℃左右；

3）冷卻劑平均流速在喉部區(qū)域最大，為7.2 m/s，可以增強喉部區(qū)域的冷卻效果；

4）冷卻劑平均溫度沿流動方向逐步升高，在出口處達到最大值，約為132℃，已經很接近MMH的當?shù)仫柡蜏囟龋M入頭部后，經受熱很容易發(fā)生汽化，發(fā)動機很可能會出現(xiàn)非正常工作的現(xiàn)象。

2.4 再生冷卻影響因素分析

再生冷卻的影響因素很多，包括邊區(qū)余氧系數(shù)、內壁有無涂層、推力室內壁的材料、內壁的厚度、冷卻劑的種類及特征長度等。本文主要從邊區(qū)余氧系數(shù)和特征長度這兩個因素對5 kN再生冷卻發(fā)動機進行分析。

2.4.1 邊區(qū)余氧系數(shù)的影響

邊區(qū)余氧系數(shù)是指邊區(qū)推進劑混合比與理論混合比的比值。近壁層的混合比的計算方法：將最外圈的燃料、氧化劑噴注孔的一半流量以及冷卻圈燃料孔的流量作為邊區(qū)推進劑流量。圖8所示為特征長度取為800 mm、邊區(qū)余氧系數(shù)在0.21～0.45時推力室的熱流密度分布曲線，可以看出：邊區(qū)余氧系數(shù)越大，推力室各個位置處的熱流密度越大，當邊區(qū)余氧系數(shù)達到0.43時，推力室部分位置已經達到或超過臨界熱流密度，此時發(fā)動機已不能可靠工作。

圖9所示為冷卻劑出口溫度隨邊區(qū)余氧系數(shù)變化的曲線圖，冷卻劑出口溫度隨邊區(qū)余氧系數(shù)增大而升高。一般情況下，冷卻劑溫度會沿流動方向逐步升高，在通道出口處達到最大值，因而出口平均溫度可作為判別冷卻劑在通道中是否發(fā)生汽化的依據(jù)。依據(jù)工程經驗，為避免發(fā)生汽化，MMH的出口平均溫度不宜超過120℃，由圖10可以判定，5 kN發(fā)動機邊區(qū)余氧系數(shù)不宜超過0.37。

2.4.2 特征長度的影響

為考察特征長度對再生冷卻的影響，計算時5 kN發(fā)動機邊區(qū)余氧系數(shù)取0.40，特征長度為500～900 mm時，考察推力室內的最大熱流密度、內壁的最高溫度以及冷卻劑的出口溫度的變化。

表1 特征長度對傳熱結果的影響Tab.1 Influence of thrust chamber length on heat transfer

隨著特征長度增大，冷卻劑出口平均溫度略微升高，而燃燒室內最大熱流密度及最高溫度均有所降低。從表1可以看出，發(fā)動機邊區(qū)余氧系數(shù)一定時，減小特征長度，可以降低冷卻劑的出口溫度，但最大熱流密度和涂層表面最高溫度會大幅上升，特征長度減小到500 mm時，最大熱流密度已經超出臨界熱流密度，發(fā)動機已經不能正常工作。由此可以得出，縮短推力室的特征長度，可以降低冷卻劑的出口溫度，但為保證發(fā)動機的性能和可靠工作，特征長度不能過短。

3 發(fā)動機改進措施及試車情況

針對5 kN發(fā)動機工作時冷卻劑可能出現(xiàn)汽化的問題，可從降低冷卻劑的出口溫度入手，采取降低邊區(qū)余氧系數(shù)和縮短推力室特征長度兩種措施，對發(fā)動機設計進行了改進。

改進后的發(fā)動機，進行傳熱計算，得出各個位置處的熱流密度均低于臨界熱流密度（如圖10所示），冷卻劑出口溫度為70℃，低于冷卻劑當?shù)仫柡蜏囟?。試驗情況：發(fā)動機整個試車過程，發(fā)動機啟動和關機正常，火焰明亮，燃燒穩(wěn)定，并且主級工作段各項參數(shù)保持穩(wěn)定。

熱試車時額定工況下60 s工作程序時，頭部燃料環(huán)形集液腔內的測點溫度，在發(fā)動機主級工作段達到穩(wěn)態(tài)值，為69℃，與傳熱計算所得的結果基本吻合，可以證明再生冷卻推力室傳熱計算方法能準確預測冷卻劑在冷卻通道內的溫升情況，可為推力室優(yōu)化設計提供參考。

4 結論

對液體火箭發(fā)動機進行再生冷卻，目標是在冷卻質量流率一定，冷卻劑的壓降和溫升有限制的情況下，將燃燒室的固壁溫度控制在材料允許的范圍內。本文針對5 kN發(fā)動機再生冷卻推力室進行了傳熱計算，并著重分析了邊區(qū)余氧系數(shù)和特征長度對再生冷卻的影響，并對發(fā)動機進行了改進設計。發(fā)動機地面熱試車的成功表明：改進后的發(fā)動機頭部、身部方案設計合理，發(fā)動機工作可靠，表明針對低室壓再生冷卻推力室傳熱的計算方法能準確預測冷卻劑的溫升水平。

[1]劉國球.液體火箭發(fā)動機原理 [M].北京:宇航出版社,1993.

[2]邢繼發(fā).世界導彈與航天發(fā)動機大全[M].北京:軍事科學出版社,1999.

[3]徐輝.10kN雙向搖擺再生冷卻發(fā)動機技術研究[J].火箭推進,2009,10(5):8-12.

[4]薩頓G P,比布拉茲O.火箭發(fā)動機基礎[M].北京:科學出版社,2003.

[5]休澤爾D K.液體火箭發(fā)動機現(xiàn)代工程設計[M].北京:中國宇航出版社,2004.

[6]楊世銘,陶文銓.傳熱學 (第三版).北京:高等教育出版社,2002.