N2O/C3H8火炬式點(diǎn)火器工作性能數(shù)值模擬研究

王　棟，梁國(guó)柱

（1.西安航天動(dòng)力研究所，陜西西安710100；2.北京航空航天大學(xué)宇航學(xué)院，北京100091）

N2O/C3H8火炬式點(diǎn)火器工作性能數(shù)值模擬研究

王棟1，梁國(guó)柱2

（1.西安航天動(dòng)力研究所，陜西西安710100；2.北京航空航天大學(xué)宇航學(xué)院，北京100091）

采用數(shù)值計(jì)算方法對(duì)氧化亞氮/丙烷火炬式點(diǎn)火器的燃燒室和火炬流場(chǎng)特性進(jìn)行了數(shù)值仿真研究，獲得了點(diǎn)火器在定混合比工況下工質(zhì)流量對(duì)火炬性能的影響以及定流量工況下余氧系數(shù)對(duì)火炬性能的影響：在定余氧系數(shù)0.350工況下點(diǎn)火器燃燒室壓強(qiáng)、火炬功率和點(diǎn)火有效長(zhǎng)度與點(diǎn)火器的流量基本呈線性關(guān)系，有效火炬長(zhǎng)度與實(shí)驗(yàn)中所觀察到的基本一致；在定流量9 g/s工況下點(diǎn)火器燃燒室壓強(qiáng)、噴管出口溫度、火炬功率和點(diǎn)火有效長(zhǎng)度隨余氧系數(shù)的不斷增加均先迅速增加到最高值后開始逐漸減小，燃燒室壓強(qiáng)、噴管出口溫度、火炬功率和點(diǎn)火有效長(zhǎng)度的計(jì)算最高值分別為1.73 MPa，2 823 K，33.14 kW和86.5 mm。

氧化亞氮/丙烷火炬點(diǎn)火器；離心噴嘴；流場(chǎng)模擬

0　引言

氧化亞氮/丙烷（N2O/C3H8）綠色雙組元液體發(fā)動(dòng)機(jī)以其無(wú)毒、環(huán)保、自增壓、高比沖（理論真空比沖約3 200 m/s）、操作安全等顯著優(yōu)點(diǎn)在眾多綠色推進(jìn)組合中脫穎而出，受到國(guó)內(nèi)外多家航天科研機(jī)構(gòu)的青睞［1-4］。

由于N2O/C3H8無(wú)法實(shí)現(xiàn)自燃，且N2O的物理化學(xué)性質(zhì)決定了其點(diǎn)火條件的苛刻性。目前國(guó)外N2O/C3H8發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火方式多為N2O催化點(diǎn)火［5］或引入第三種工質(zhì)采用預(yù)燃室點(diǎn)火［6］。論文作者通過理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法成功地研制出了N2O/C3H8電激勵(lì)火炬式點(diǎn)火器［7-8］。該方案既能實(shí)現(xiàn)多次重復(fù)即時(shí)點(diǎn)火，也能避免因?yàn)橐肫渌べ|(zhì)增加系統(tǒng)的復(fù)雜性。為了研究不同工質(zhì)流量和混合比工況下點(diǎn)火器的工作特性，論文采用數(shù)值模擬的方法對(duì)其燃燒流場(chǎng)進(jìn)行研究。

1　物理模型和數(shù)值計(jì)算方法

點(diǎn)火器的結(jié)構(gòu)示意圖見圖1。

圖1　點(diǎn)火器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1　Structure diagram of torch igniter

點(diǎn)火器主要由直通接頭、氣液同軸旋流式噴嘴、燃燒室以及噴管組成。根據(jù)其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，所模擬的區(qū)域是一個(gè)二維軸對(duì)稱氣液兩相燃燒火焰射流問題。圖2為計(jì)算區(qū)域，其中點(diǎn)火器的模擬區(qū)域與點(diǎn)火器內(nèi)型面輪廓一致，N2O（氣相）環(huán)縫噴嘴的內(nèi)外徑分別為5.9 mm和6.0 mm，C3H8（液相）的噴注采用Fluent中的壓力旋流噴嘴模型，A點(diǎn)為噴注點(diǎn)，其噴注直徑為0.53 mm，霧化半角為55°。網(wǎng)格采用分塊網(wǎng)格技術(shù)，對(duì)噴注器出口、噴嘴及其出口附近進(jìn)行加密處理，共計(jì)44 199個(gè)網(wǎng)格。

圖2　點(diǎn)火器燃燒火炬流場(chǎng)計(jì)算區(qū)域Fig.2　Computational zone of igniter combustion flow field

計(jì)算區(qū)域的各邊界條件設(shè)置如圖2中所示，模擬過程中通過調(diào)節(jié)環(huán)縫噴嘴的入口壓力來(lái)控制N2O（g）的入射流量，C3H8（l）的流量直接在壓力旋流噴嘴模型中設(shè)置。計(jì)算中對(duì)采用拉格朗日離散相模型模擬液體C3H8的運(yùn)動(dòng)軌跡，并耦合其液相與氣相的相互作用，包括動(dòng)量、質(zhì)量（蒸發(fā)）以及能量的交換［7，9-11］。流場(chǎng)連續(xù)相的計(jì)算用求解流場(chǎng)控制方程的方式完成，湍流模型采用Realizable k-ε模型，離散格式采用二階迎風(fēng)格式，壓力-速度耦合采用Coupled算法，燃燒化學(xué)反應(yīng)模型采用非預(yù)混PDF燃燒模型，流場(chǎng)初始溫度均為300 K，計(jì)算過程中忽略重力等徹體力的影響。

2　火炬性能評(píng)定辦法

被點(diǎn)燃預(yù)混工質(zhì)的著火條件取決于預(yù)混工質(zhì)的成分、火炬與預(yù)混工質(zhì)的接觸時(shí)間、火炬的溫度和尺寸等。根據(jù)N2O/C3H8火炬式點(diǎn)火器的火炬特點(diǎn)，將采用以下參數(shù)指標(biāo)對(duì)點(diǎn)火器的火炬模擬結(jié)果進(jìn)行性能評(píng)定。

1）火炬功率P

火炬的功率定義為單位時(shí)間從點(diǎn)火器噴管中流出的高溫氣體所攜帶的能量（相對(duì)于環(huán)境溫度300 K），并假設(shè)高溫氣體離開點(diǎn)火器后將不再發(fā)生反應(yīng)。計(jì)算公式為：

式中：qi為點(diǎn)火器噴管的質(zhì)量流率；Te為點(diǎn)火器噴管出口溫度；Ta為環(huán)境溫度300 K；Cp為點(diǎn)火器噴管出口氣體定壓比熱容。

上式中Cp為溫度的函數(shù)，但隨溫度變化較小。由于噴管中的氣體為20種化學(xué)組分的混合物，詳細(xì)計(jì)算比較繁瑣，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，假定Cp為常數(shù)，并引入適當(dāng)?shù)男拚禂?shù)0.9，則（1）式簡(jiǎn)化為：

2）火炬有效長(zhǎng)度Leff

由于N2O與C3H8點(diǎn)火過程的關(guān)鍵在于保證N2O的分解率，即保證所分解出來(lái)的O2含量，而由于N2O的活化能較高（約為250 kJ/mol），通常為獲取所需的熱分解率，N2O氣體必須被加熱到1 000℃以上。因此，將火炬溫度高于1 300 K的區(qū)域視為有效點(diǎn)火區(qū)域，該區(qū)域的長(zhǎng)度視為火炬的有效長(zhǎng)度Leff。

3　計(jì)算結(jié)果與分析

點(diǎn)火器火炬性能的優(yōu)劣和諸多因素有關(guān)，如氧化亞氮和丙烷的質(zhì)量流量以及兩者的混合比等等，都將對(duì)火炬的功率、溫度流場(chǎng)分布、點(diǎn)火器燃燒室壓強(qiáng)以及燃?xì)饨M分含量產(chǎn)生直接的影響。圖3為點(diǎn)火器在qC3H8=1.30 g/s，qN2O=5.21 g/s（余氧系數(shù)α=0.401）工況下的火炬模擬結(jié)果。從圖中可以看出點(diǎn)火器燃燒室的平衡壓強(qiáng)pc為1.086 MPa；由于N2O和C3H8混合比的分布不均勻?qū)е氯紵覝囟萒C在噴嘴出口（旋流噴嘴縮進(jìn)段）以及軸線附近的溫度較低，Tc最高值（2 850 K）分布在N2O環(huán)縫噴嘴出口下游，呈細(xì)長(zhǎng)條形分布；燃?xì)鈴膱A柱段噴管以957 m/s（Ma=1）的速度流出后在噴管出口外形成一氣動(dòng)擴(kuò)張段，燃?xì)庠谠撎幈患铀俚? 394 m/s（Ma=3.14）后被所形成的激波減速，從圖3（b）可以清晰的看到火炬射流中的激波分布（馬赫盤）。按照式（2）計(jì)算該工況下點(diǎn)火器的功率p為22.85 kW。圖3（d）為燃燒火炬的有效點(diǎn)火區(qū)域（即點(diǎn)火器噴管出口下游溫度高于1 300 K的區(qū)域），為細(xì)長(zhǎng)型分布，這與文獻(xiàn) ［8］中的試驗(yàn)結(jié)果一致，其中大部分區(qū)域的溫度在1 700～1 950 K之間，且其對(duì)應(yīng)的有效點(diǎn)火長(zhǎng)度Leff為71.5 mm，同樣與文獻(xiàn) ［8］試驗(yàn)中所觀察到的火炬長(zhǎng)度（65～95 mm）相一致，這也驗(yàn)證了流場(chǎng)模擬方法的準(zhǔn)確性。

圖3　點(diǎn)火器燃燒火炬流場(chǎng)模擬結(jié)果Fig.3　Simulation results of igniter combustion flow field

3.1定混合比工況下流量對(duì)火炬性能的影響

為了分析點(diǎn)火器工質(zhì)質(zhì)量流率對(duì)火炬性能的影響，在額定余氧系數(shù)為0.350（對(duì)應(yīng)混合比Mr為3.5，點(diǎn)火試驗(yàn)最佳值）工況下對(duì)不同N2O和 C3H8流量的火炬流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，其中N2O流量qN2O由1.09 g/s逐漸增加至2.39 g/s，C3H8流量qC3H8由3.83 g/s逐漸增加至8.37 g/s，對(duì)應(yīng)的總流量qi由4.92 g/s逐漸增加至10.76 g/s。表1列出了點(diǎn)火器火炬性能參數(shù)的模擬計(jì)算結(jié)果，圖4和圖5分別為燃燒室平衡壓強(qiáng)pc、噴嘴出口溫度Te、火炬功率P以及火炬有效點(diǎn)火長(zhǎng)度Leff隨流量的變化。

從圖4可以看出點(diǎn)火器燃燒室的平衡壓強(qiáng)pc隨著流量qi的增加，其值由0.802 MPa逐漸升高至1.763 MPa，兩者之間基本呈線性變化。這與理論公式qi中兩者之間的關(guān)系一致（定混合比工況下燃燒溫度、燃燒產(chǎn)物平均摩爾質(zhì)量和比熱比受流量影響較?。?，并由模擬數(shù)據(jù)結(jié)果擬合進(jìn)一步得出兩者的近似線性關(guān)系式：pc=0.1625qi+0.0042（α=0.350）（MPa，g/s）。

由于不同流量工況下噴管出口處的燃燒溫度Te和燃?xì)舛▔罕葻崛輈p，e變化很小，由功率的計(jì)算公式（2）可知其主要受質(zhì)量流率的影響，故模擬計(jì)算出的點(diǎn)火器功率與流量呈線性關(guān)系（圖5所示）：火炬功率P由4.92 g/s時(shí)的16.49 kW隨著流量的增加升至10.76 g/s時(shí)的36.45 kW，兩者的線性擬合關(guān)系式為：P=3.3699qi-0.10213（α=0.350） （kW，g/s）。

點(diǎn)火器出口火炬的溫度值及其分布在外界環(huán)境壓強(qiáng)、溫度和點(diǎn)火器結(jié)構(gòu)以及混合比一定的情況下主要受噴管出口溫度、出口速度、質(zhì)量流率以及總壓的影響，而由于點(diǎn)火器噴管沒有擴(kuò)張段，其圓柱段中的速度在不同的流量工況下均為Ma=1，且由圖4可知噴管出口溫度隨流量變化不明顯，故火炬分布主要受流量和總壓的影響?？倝航婆c平衡壓強(qiáng)pc相等，而pc主要受流量影響且呈線性關(guān)系，故點(diǎn)火器的火炬溫度及其分布在定混合比的工況下主要受流量的影響。從圖5可以看出隨著點(diǎn)火器流量的逐漸增加，火炬有效長(zhǎng)度Leff由60.4 mm增加至94.9 mm，但增加的速度有所變緩。兩者變化關(guān)系用二次多項(xiàng)式擬合為：（mm，g/s）。

表1　不同流量工況下點(diǎn)火器火炬性能模擬結(jié)果Tab.1　Simulation results of igniter torch performance at different mass flow rates

圖4　不同流量下燃燒室壓強(qiáng)和噴管出口溫度（α=0.350）Fig.4　Combustor pressure and nozzle outlet temperature at different mass flow rates as α=0.350

圖5　不同流量下點(diǎn)火器火炬功率和火炬有效長(zhǎng)度（α=0.350）Fig.5　Ignition power and efficient ignition length at different mass flow rates as α=0.350

3.2定流量工況下余氧系數(shù)對(duì)火炬性能的影響

余氧系數(shù)反映了氧燃實(shí)際混合比與理論混合比的偏差，在很大程度上決定了燃料的燃燒效率，對(duì)燃燒流場(chǎng)的溫度和燃燒產(chǎn)物含量等產(chǎn)生很大的影響。為了分析余氧系數(shù)對(duì)點(diǎn)火器火炬性能的影響，在總流量qi=9 g/s額定的情況下，對(duì)不同余氧系數(shù)下的點(diǎn)火器燃燒流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，其中N2O流量qN2O由3.83 g/s逐漸增加至8.40 g/ s，C3H8流量 qC3H8由5.17 g/s逐漸降至0.60 g/s，對(duì)應(yīng)的余氧系數(shù)α由0.074逐漸增加至1.400。表2列出了點(diǎn)火器火炬性能參數(shù)的模擬計(jì)算結(jié)果。圖6和圖7分別為燃燒室平衡壓強(qiáng)pc，噴嘴出口溫度Te，火炬功率P以及火炬有效點(diǎn)火長(zhǎng)度Leff隨余氧系數(shù)的變化。

由于在相同流量下工質(zhì)在較低貧氧系數(shù)時(shí)其α值決定著燃燒室的燃燒溫度Tc，而平衡壓強(qiáng)pc由理論公式qi可知主要受燃燒室絕熱燃燒溫度Tf的影響，故平衡壓強(qiáng)pc隨余氧系數(shù)的變化規(guī)律與噴管出口溫度相似，如圖6所示，pc在附近處達(dá)到最高值的1.73 MPa左右。

圖6　燃燒室壓強(qiáng)、噴管出口溫度和比熱容隨α的變化（qi=9.0 g/s）Fig.6　Variation of combustor pressure，nozzle outlet temperature and specific heat capacity with excessoxidizer coefficient as qi＝9.0 g/s

噴管出口溫度Te隨余氧系數(shù)的明顯變化，尤其在α較低時(shí)變化尤為明顯，隨著α的逐漸增加，Te的增加幅度逐漸較小，并在α=1.054附近達(dá)到高值（約2823 K），后隨著α的進(jìn)一步增加，燃燒處于富氧狀態(tài)，Te開始逐漸減小。點(diǎn)火器噴管出口燃?xì)舛▔罕葻崛輈p，e隨α的增加而減小，與Te的變化趨勢(shì)相反。一般來(lái)說，氣體的比熱容隨著溫度的升高而增加，但點(diǎn)火器噴管中燃?xì)饣旌衔锏母鹘M分比例隨著α的增加而發(fā)生變化，尤其C3H8在α=0.107時(shí)其質(zhì)量百分含量高達(dá)42.8%，在α=0.346時(shí)降至13.7%，在α=1.400時(shí)僅占0.02%，而C3H8的比熱容隨溫度變化明顯，在1 000 K時(shí)高達(dá)3 968 J/kg·K，這將給燃?xì)饣旌衔锏钠骄葻崛輲?lái)很大的影響。

由于點(diǎn)火器的功率P主要受噴管出口溫度Te和燃?xì)舛▔罕葻崛輈p，e的影響，Te隨α的增加而升高，而cp，e隨α的增加而降低，故在α較低時(shí)Te起主導(dǎo)作用，火炬功率隨著α的升高而增加，在α=0.749附近達(dá)到最高值33.14 kW，如圖7所示，之后隨著α的繼續(xù)升高，cp，e開始起主導(dǎo)作用，火炬功率逐漸降低，在α=1.400時(shí)降至29.92 kW。

點(diǎn)火器的有效點(diǎn)火長(zhǎng)度隨著α的增加在α= 0.38附近迅速增加到最高值后緩慢下降，這是由于點(diǎn)火器的燃燒越接近混合比，其火炬就越強(qiáng)勁且激波強(qiáng)度和數(shù)量都明顯增加，從而對(duì)火炬的溫度分布產(chǎn)生顯著的影響。

表2　不同余氧系數(shù)工況下點(diǎn)火器火炬性能模擬結(jié)果Tab.2　Simulation results of igniter torch performance at different excess-oxidizer coefficients

4　結(jié)論

對(duì)N2O/C3H8點(diǎn)火器的燃燒室和火炬流場(chǎng)特性進(jìn)行了數(shù)值仿真研究，分析了點(diǎn)火器在定混合比工況下工質(zhì)流量對(duì)火炬性能的影響以及定流量工況下余氧系數(shù)對(duì)火炬性能的影響：

1）在定余氧系數(shù)0.35工況下點(diǎn)火器燃燒室壓強(qiáng)、火炬功率和點(diǎn)火有效長(zhǎng)度與點(diǎn)火器的流量基本呈線性關(guān)系，分別由qi=4.92 g/s時(shí)的0.802 MPa，16.49 kW 和 60.4 mm增加到 qi=10.76 g/s時(shí)的1.763 MPa，36.45 kW和94.9 mm，有效火炬長(zhǎng)度與試驗(yàn)值的基本一致。

2） 在定流量9 g/s工況下點(diǎn)火器燃燒室壓強(qiáng)、噴管出口溫度、火炬功率和點(diǎn)火有效長(zhǎng)度隨余氧系數(shù)的不斷增加均先迅速增加到最高值后開始逐漸減小，燃燒室壓強(qiáng)、噴管出口溫度、火炬功率和點(diǎn)火有效長(zhǎng)度的計(jì)算最高值分別為1.73 MPa， 2 823 K、33.14 kW和86.5 mm。

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（編輯：王建喜）

Numerical simulation for operation performance of N2O/C3H8torch igniter

WANG Dong1，LIANG Guozhu2
（1.Xi'an Aerospace Propulsion Institute，Xi'an 710100，China；2.College of Aerospace Engineering，Beihang University，Beijing 100191，China）

The combustor and torch flow field characteristics of N2O/C3H8torch igniter were simulated numerically，from which the influences of mass flow rate of the igniter and excess-oxidizer coefficient on ignition performance were derived.The results can be summarized as follows：the combustor pressure，torch power and effective torch ignition length has a linear relationship with mass flow rate under the condition of excess-oxidizer coefficient 0.350，the simulation results of effective torch length are basicallyidentical with the results observed in igniter experiment，and the Mach disk in the velocity flow field of the torch is increased obviously with the increase of mass flow rate.The combustor pressure，nozzle outlet temperature，torch power and effective torch ignition length are increased rapidly to the maximum values of 1.73 MPa，2 823 K，33.14 kW and 86.5 mm at first，andthen decreased graduallywith the increase ofexcess-oxidizer coefficient at the mass flow rate 9 g/s.

N2O/C3H8torch igniter；centrifugal injector；numerical simulation

V434-34

A

1672-9374（2016）02-0013-06

2015-08-18；

2015-10-24

中國(guó)航天科技集團(tuán)公司第六研究院創(chuàng)新基金項(xiàng)目（CASC201103）

王棟（1983—），男，博士，研究領(lǐng)域?yàn)樽塑壙匕l(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)設(shè)計(jì)