某氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室氫噴嘴燒蝕問(wèn)題仿真分析

宣智超，謝 恒，袁 宇

（北京航天動(dòng)力研究所，北京100076）

某氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室氫噴嘴燒蝕問(wèn)題仿真分析

宣智超，謝 恒，袁 宇

（北京航天動(dòng)力研究所，北京100076）

氫氧火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室內(nèi)的噴注均勻性不但影響燃燒效率，還有可能影響噴嘴、面板及內(nèi)壁等結(jié)構(gòu)的可靠性。針對(duì)某型氫氧火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室多次出現(xiàn)固定位置兩個(gè)氫噴嘴的燒蝕問(wèn)題，采用CFD方法模擬了此發(fā)動(dòng)機(jī)氫頭腔及噴嘴的內(nèi)部流動(dòng)。通過(guò)分析流動(dòng)特性，并給出量化對(duì)比結(jié)果，得出了以下兩個(gè)結(jié)論：一方面此發(fā)動(dòng)機(jī)推力室噴注面氫流量分布不均，而多次產(chǎn)生燒蝕的噴嘴是所有噴嘴中氫流量最小的兩個(gè)；另一方面氫噴嘴出口環(huán)形間隙內(nèi)流量分布不均，在所有噴嘴中產(chǎn)生燒蝕的噴嘴出口流速分布不均勻度是最高的。這兩個(gè)因素共同作用下導(dǎo)致噴嘴局部混合比過(guò)高，是造成固定位置噴嘴局部燒蝕的重要原因。

氫頭腔；氫噴嘴；燒蝕；流場(chǎng)均勻性

0 引言

氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室工作在高溫高壓環(huán)境中，若噴注器的噴注不夠穩(wěn)定和均勻（或偏離設(shè)計(jì)的流量分布），影響燃燒效率的同時(shí)，會(huì)造成局部高溫直接影響內(nèi)壁、噴注面板和噴嘴本身的可靠性［1］。對(duì)于氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室噴注器通常采用的同軸式噴嘴，一般中心為液氧的離心或直流式噴嘴，環(huán)縫為直流式氫噴嘴，氫氧在推力室內(nèi)的霧化燃燒主要依靠速度差產(chǎn)生的碰撞破碎霧化［2］。對(duì)于單個(gè)噴嘴，由于氫噴嘴在外氧噴嘴在內(nèi)，高速流動(dòng)的氫可以保證在噴注面附近混合比較低，從而起到保護(hù)噴注面板及噴嘴的效果。因此，噴注面氫流量不均勻性及單個(gè)噴嘴環(huán)向氫流量不均勻性會(huì)直接導(dǎo)致面板附近的混合比過(guò)高，容易產(chǎn)生燒蝕，從而影響結(jié)構(gòu)可靠性。圖1所示為某型氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室噴注面板及周邊結(jié)構(gòu)示意圖，在試車(chē)后在圖示燒蝕區(qū)域噴注面板及氫噴嘴翻邊出現(xiàn)的燒蝕現(xiàn)象。此現(xiàn)象出現(xiàn)在多臺(tái)次試車(chē)中，且位置固定，均發(fā)生在氫頭腔集合器入口正對(duì)的最外圈的兩個(gè)噴嘴。另外，歷次燒蝕中，燒蝕較輕時(shí)燒蝕區(qū)域集中在氫噴嘴翻邊處，而燒蝕較重時(shí)會(huì)向外擴(kuò)展至面板直至面板與氫頭腔的焊縫處，可以判斷燒蝕的起點(diǎn)是氫噴嘴翻邊。

圖1 噴注面板及周邊結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of hydrogen head chamber

利用三維CFD方法計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)可以較好的進(jìn)行定性分析，石曉波等利用三維CFD方法數(shù)值模擬了燃?xì)獍l(fā)生器噴注器內(nèi)氧腔的流動(dòng)［3］，楊青真等模擬了某型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室氧腔流動(dòng)［4］。本文采用CFD方法，針對(duì)上文中的某型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室氫頭腔及所有氫噴嘴內(nèi)的流場(chǎng)進(jìn)行三維仿真計(jì)算，得到氫頭腔及各氫噴嘴內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)，為故障的原因分析提供支撐。

1 計(jì)算模型

1.1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

某型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室頭部結(jié)構(gòu)如圖2所示。氫由氫集合器進(jìn)口進(jìn)入氫集合器，然后從周向均布的氫腔徑向孔進(jìn)入氫腔，最后通過(guò)氫噴嘴徑向孔進(jìn)入氫噴嘴的環(huán)形間隙噴出。

圖2 推力室頭部結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram for head of thrust chamber

本文只計(jì)算氫的流場(chǎng)，計(jì)算域設(shè)計(jì)如下：包括氫集合器入口彎管、氫集合器、氫腔、氫噴嘴徑向孔以及環(huán)形間隙。由于計(jì)算不但要得出噴注面整體的氫流量分布，還要得出每個(gè)噴嘴環(huán)形間隙的周向流量分布，這就要求噴嘴徑向孔和環(huán)形間隙的網(wǎng)格質(zhì)量和數(shù)量相對(duì)較高，于是將噴嘴流域采用六面體網(wǎng)格，其他區(qū)域采用四面體網(wǎng)格，總網(wǎng)格數(shù)達(dá)到289萬(wàn)。

1.2 數(shù)值模型

根據(jù)工作時(shí)的流動(dòng)狀態(tài)，計(jì)算采用單相、可壓、定常、高Re數(shù)粘性三維控制方程，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)模型，模型常數(shù)C1ε，C2ε，Cμ，σk和σε分別取值1.44，1.92，0.09，1和1.3［5］。

邊界條件：入口采用質(zhì)量流量入口，出口采用壓力出口，壓力值取推力室室壓，每個(gè)噴嘴出口獨(dú)立設(shè)置。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 噴注面流量均勻性分析

噴注面上的噴注器以同心圓的方式排列，共6圈，將最外圈標(biāo)記為L(zhǎng)oop1，依次向內(nèi)。噴嘴編號(hào)如圖3所示，其中2、3號(hào)噴嘴對(duì)應(yīng)引言中介紹的產(chǎn)生燒蝕的噴嘴及噴注面板區(qū)域。

圖3 噴嘴排列示意圖及編號(hào)方式Fig.3 Arrangement and numbering mode of nozzles

如圖4所示，為計(jì)算得到的每個(gè)噴嘴的流量，由于相對(duì)氫進(jìn)口方向噴注器的分布非對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，故計(jì)算得到的流量分布非對(duì)稱(chēng)。

圖4 各圈氫噴嘴流量分布Fig.4 Flow distribution of hydrogen nozzles on each ring

噴注面板氫噴嘴的流量分布表明，燒蝕的兩個(gè)噴嘴的流量是所有噴嘴中流量最少的。同時(shí)流量的不均勻度最外圈最高，依次向內(nèi)均勻度也依次變好。為量化每圈噴嘴流量的均勻度，由每圈各噴嘴流量偏差得出均方差，定義均方差為每圈噴嘴流量的不均勻度（值越大表征均勻度越差），如下表1最外圈的流量不均勻度是最內(nèi)圈的3倍多。

表1 各圈氫噴嘴流量不均勻度Tab.1 Inhomogeneity of flow of hydrogen nozzles on each ring

圖5 周向平均流量沿徑向的分布Fig.5 Radial distribution of average flow in circumferential direction

如圖5所示，沿徑向，最外圈的流量水平也是最低。綜合上面的分析，計(jì)算結(jié)果表明2號(hào)和3號(hào)噴嘴的工況相比其他噴嘴最?lèi)毫?，?號(hào)和3號(hào)噴嘴出現(xiàn)的燒蝕現(xiàn)象也一定程度上證明了計(jì)算結(jié)果的可信性。

如圖6所示，為分析得出2號(hào)和3號(hào)噴嘴工況惡劣的原因，給出了氫腔在不同軸向截面的速度云圖。其中，截面a位于氫噴嘴兩排徑向孔中靠近二底的徑向孔軸線所在平面；截面b位于靠近一底的徑向孔軸線所在平面；截面c位于b截面與一底之間無(wú)徑向孔區(qū)域，如圖7所示。

圖6 腔內(nèi)流場(chǎng)云圖Fig.6 Nephogram of flow field in head chamber

圖7 云圖所處截面示意圖Fig.7 Schematic diagram of nephogram cross-section

從三個(gè)截面的速度云圖可以得出以下結(jié)論：1）最外圈噴嘴附近的流速較內(nèi)圈最高，這是由于通過(guò)徑向孔連接集合器和腔體這種結(jié)構(gòu)中，腔體中靠近徑向孔的區(qū)域一般流速最高，而本結(jié)構(gòu)中最外圈噴嘴正好處于這個(gè)區(qū)域，同時(shí)噴嘴的阻擋還減小了流體徑向流動(dòng)的流通面積，進(jìn)一步提高了流體流速；2）產(chǎn)生燒蝕現(xiàn)象的2號(hào)和3號(hào)噴嘴處于氫腔中流速最高的區(qū)域，這是由于這兩個(gè)噴嘴正對(duì)著氫集合器入口氫的流動(dòng)方向；3）三個(gè)截面中b截面最外圈噴嘴附近的流速是最高的，由圖8可知?dú)淝粡较蚩字行木€軸向延長(zhǎng)線與b截面的交點(diǎn)正好處在最外圈氫噴嘴下排徑向孔附近。

圖8 氫腔徑向孔軸線與氫噴嘴下排徑向孔相對(duì)位置示意圖Fig.8 Relative positions of hydrogen chamber radial hole axis and bottom row radial holes of hydrogen nozzle

通過(guò)上面的分析不難得出2號(hào)和3號(hào)氫噴嘴的下排徑向孔附近的流速是整個(gè)氫腔中流速最高的區(qū)域。氫腔內(nèi)的流動(dòng)以徑向流動(dòng)為主，而最終噴入推力室的氫是沿軸向流動(dòng)的，這樣的流向變化會(huì)帶來(lái)總壓損失，流速越大流向變化造成的總壓損失也會(huì)越大，假設(shè)燃燒室噴注面壓力均勻的情況下，壓力損失越大的噴嘴流量會(huì)越低，也就是氫腔內(nèi)流速最高區(qū)域附近的噴嘴流量將是最小的，也就導(dǎo)致2號(hào)和3號(hào)噴嘴的流量最低，工況最?lèi)毫印?/p>

2.2 單噴嘴出口流場(chǎng)均勻性分析

由上述分析，得出2號(hào)和3號(hào)噴嘴由于腔內(nèi)流場(chǎng)的不均勻性造成流量最低，但綜合所有氫噴嘴，流量最大與最小的偏差也不到1.5%，流量偏小是否是造成燒蝕的唯一原因？從各臺(tái)次噴嘴燒蝕后形貌可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)生燒蝕的噴嘴只是噴嘴周向部分區(qū)域產(chǎn)生燒蝕（見(jiàn)圖1），并且位置相對(duì)固定，而位于噴嘴外側(cè)大約60°～100°的范圍內(nèi)，從未發(fā)生過(guò)整周燒蝕的現(xiàn)象。由此可以推測(cè)，單噴嘴環(huán)形間隙內(nèi)流量也存在較大的不均勻，造成局部混合比過(guò)高，產(chǎn)生燒蝕。

單噴嘴出口的網(wǎng)格為周向均布的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，周向網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)均勻分布，為保證結(jié)果的可比性，所有噴嘴出口網(wǎng)格結(jié)構(gòu)數(shù)量相同。在出口氫密度相差不大的情況下，可以用節(jié)點(diǎn)流速的偏差來(lái)衡量流量密度的偏差，通過(guò)比較出口流速的周向分布來(lái)反映單噴嘴環(huán)形間隙出口氫流量的均勻性。從2.1節(jié)論述可知六圈噴嘴中最外圈（Loop1）噴嘴所處環(huán)境最?lèi)毫?，而最?nèi)圈（Loop6）相對(duì)最好。如圖9所示，從Loop1和Loop6各取一個(gè)噴嘴（為消除氫集合器進(jìn)口的影響，選取周向遠(yuǎn)離氫集合器進(jìn)口的21和123號(hào)噴嘴），繪出每個(gè)噴嘴周向速度偏差的分布。

圖9 單氫噴嘴出口環(huán)形間隙的流速分布Fig.9 Velocity distribution in annular space at outlet of single hydrogen nozzle

如圖9所示，單個(gè)噴嘴環(huán)形間隙內(nèi)流速分布不均勻，其中最外圈噴嘴21號(hào)的流速波動(dòng)幅度達(dá)到了34%，流速最小處低于平均值22%。另節(jié)圓外半圈的流速較節(jié)圓內(nèi)半圈波動(dòng)更大，特別是最低流速也在此范圍內(nèi)，說(shuō)明從氫腔徑向孔進(jìn)入氫腔的高速氫對(duì)氫噴嘴迎風(fēng)側(cè)的出口流速會(huì)造成較大影響。類(lèi)似2.1節(jié)中定義的不均勻度，為量化每個(gè)噴嘴出口環(huán)形間隙流量密度的不均勻度，通過(guò)出口網(wǎng)格各節(jié)點(diǎn)流速偏差的均方差來(lái)衡量（值越大表征不均勻度越大），計(jì)算結(jié)果如下表2。

表2 噴嘴出口流速不均勻度Tab.2 Velocity inhomogeneity at nozzle outlet

計(jì)算結(jié)果表明，不均勻度的相對(duì)高低與噴嘴流量的相對(duì)高低反相關(guān)，最外圈單噴嘴平均流量最小，沿徑向向內(nèi)逐漸增大，而單噴嘴不均勻度最外圈最大，沿徑向向內(nèi)逐漸減小。由于產(chǎn)生燒蝕的最外圈2號(hào)和3號(hào)噴嘴的平均流量最小，所以推測(cè)單噴嘴環(huán)形間隙內(nèi)流量分布不均勻度最高的仍然會(huì)是2號(hào)和3號(hào)噴嘴，如圖10和表3所示。

圖10 產(chǎn)生燒蝕的噴嘴周向流速分布Fig.10 Circumferential velocity distribution of ablated nozzles

此兩個(gè)噴嘴的不均勻度相當(dāng)，但相對(duì)21號(hào)噴嘴又上升了約8.3%，且節(jié)圓外區(qū)域流速偏差最大達(dá)到了37%（-25%～12%），這樣的流速換算至當(dāng)?shù)鼗旌媳龋ㄍ屏κ一旌媳仍O(shè)計(jì)值6.4）可以達(dá)到5.8～8.5（經(jīng)計(jì)算2號(hào)和3號(hào)噴嘴的確是所有噴嘴中不均勻度最高的，由于數(shù)據(jù)較多不在此列出），雖然此混合比范圍對(duì)燃?xì)鉁囟扔绊懖淮螅ú▌?dòng)范圍約100 K），但在理論混合比8附近，有產(chǎn)生富氧燃燒的可能，此時(shí)燃?xì)獾难趸療g能力增強(qiáng)，綜合燃?xì)鉁囟鹊脑黾樱嬖谠斐蓢娮鞜g的可能。

通過(guò)上面的分析可知，單噴嘴出口環(huán)形間隙同樣存在著流量不均勻情況，從數(shù)值上看，比2.1節(jié)中噴注面流量的不均勻度大了數(shù)十倍，過(guò)大的不均勻度造成2號(hào)和3號(hào)噴嘴局部混合比過(guò)高，是產(chǎn)生燒蝕的重要原因之一。

3 結(jié)論

對(duì)某氫氧火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室頭部氫腔流場(chǎng)進(jìn)行了仿真計(jì)算，通過(guò)分析得出造成固定位置噴嘴及面板在試車(chē)中經(jīng)常燒蝕的重要原因：1）噴注面氫流量分布不均，而產(chǎn)生燒蝕的噴嘴是所有噴嘴中氫流量最小的兩個(gè)；2）氫噴嘴出口環(huán)形間隙內(nèi)流量分布不均，在所有噴嘴中產(chǎn)生燒蝕的噴嘴出口流速分布不均勻度是最高的。這兩個(gè)因素是導(dǎo)致噴嘴局部混合比過(guò)高，造成噴嘴局部燒蝕的重要原因。根據(jù)此分析在設(shè)計(jì)上采取了針對(duì)性措施，采取此措施后，文中所述出現(xiàn)燒蝕的氫噴嘴再未出現(xiàn)燒蝕現(xiàn)象。

［1］楊立軍，富慶飛.液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室設(shè)計(jì)［M］.北京：北京航空航天大學(xué)，2013.

［2］朱森元.氫氧火箭發(fā)動(dòng)機(jī)及其低溫技術(shù)［M］.北京：國(guó)防工業(yè)出版社，1995.

［3］石曉波，劉占一，郭燦琳.燃?xì)獍l(fā)生器噴注器內(nèi)氧腔三維流動(dòng)分析［J］.火箭推進(jìn)，2013，39（2）：6-11. SHI Xiaobo，LIU Zhanyi，GUO Canlin.Analysis of three-dimensional flow in oxygen chamber in injector of gas generator［J］.Journal of rocket propulsion，2013，39（2）：6-11.

［4］楊青真，王紅梅，張銀波.液態(tài)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)氧腔流動(dòng)分析及均流板設(shè)計(jì)研究［J］.宇航學(xué)報(bào)，2005，6（26）：698-701.

［5］王福軍.計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析［M］.北京：清華大學(xué)出版社，2004.

（編輯：王建喜）

Simulation analysis of hydrogen nozzle ablation problem existing in thrust chamber of a hydrogen oxygen engine

XUAN Zhichao，XIE Heng，YUAN Yu
（Beijing Aerospace Propulsion Institute，Beijing 100076，China）

The injection uniformity in thrust chamber of hydrogen oxygen rocket engine not only affects the combustion efficiency，but also may affect the reliability of nozzle，panel and inner wall structure.Aiming at the phenomenon that two hydrogen nozzles at a fixed position of a certain hydrogen oxygen rocket engine were ablated repeatedly，CFD method is used to simulate the inner flow of hydrogen head chamber and nozzle of this engine.Two conclusions for the ablation phenomenon were obtained on the basis of analysis of flow characteristics and quantized contrast of the results.The first conclusion is that the hydrogen flow distribution is uneven in the thrust chamber and the ablated nozzles have smallest hydrogen flow among all the nozzles.The second conclusion is that there is uneven flow distribution in the annular space at outlet of hydrogen nozzle，and the ablated nozzles have highest unevenness of velocity distribution at their outlets.The combined action of these two factors can cause that the local mixing ratio of the two nozzles is too high，which is the important reason that the local ablation has occurred to the nozzles at the fixed position in the thrust chamber.

hydrogen head chamber；hydrogen nozzle；ablation；flow field uniformity

V434-34

A

1672-9374（2016）05-0006-06

2016-04-25；

2016-07-16

宣智超（1986—），男，助理工程師，研究領(lǐng)域?yàn)橐后w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室設(shè)計(jì)