隔板抑制氫氧推力室不穩(wěn)定燃燒研究

許曉勇，趙世紅，孫紀(jì)國(guó)

（北京航天動(dòng)力研究所，北京，100076）

隔板抑制氫氧推力室不穩(wěn)定燃燒研究

許曉勇，趙世紅，孫紀(jì)國(guó)

（北京航天動(dòng)力研究所，北京，100076）

為了解決某型氫氧推力室高頻不穩(wěn)定燃燒故障，提高燃燒穩(wěn)定性工作裕度，在推力室噴注器上設(shè)計(jì)了一周三徑形式的隔板穩(wěn)定裝置。冷態(tài)聲學(xué)試驗(yàn)表明：加隔板后推力室一階切向振型頻率會(huì)降低，一階切向振型的阻尼衰減時(shí)間縮短；流量擾動(dòng)燃燒不穩(wěn)定數(shù)值模擬表明：帶隔板后推力室室壓振蕩幅值顯著降低；帶隔板推力室參加了多次熱試驗(yàn)，熱試驗(yàn)結(jié)果表明：該試驗(yàn)成功抑制了不穩(wěn)定燃燒，隔板穩(wěn)定裝置工作有效可靠，對(duì)推力室燃燒效率無(wú)影響。

氫氧推力室；燃燒不穩(wěn)定；一階切向；隔板

0 引 言

不穩(wěn)定燃燒是指液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室內(nèi)出現(xiàn)的周期性振蕩燃燒現(xiàn)象。根據(jù)室壓振蕩頻率和激發(fā)機(jī)理分為高頻、低頻和中頻燃燒不穩(wěn)定，其中高頻不穩(wěn)定燃燒是推進(jìn)劑燃燒過(guò)程或噴注過(guò)程與推力室聲學(xué)振型相耦合的結(jié)果，在發(fā)生的很短時(shí)間內(nèi)會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的機(jī)械振動(dòng)和傳熱惡化，導(dǎo)致推力室的嚴(yán)重破壞和燒蝕。

相比于其他推進(jìn)劑的火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室由于氫氧的燃燒特性和多采用同軸式噴注單元，固有穩(wěn)定性較高，很少發(fā)生不穩(wěn)定燃燒[1]。中國(guó)在研制某型中小推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)時(shí)均未發(fā)現(xiàn)有不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象。但根據(jù)國(guó)外研制經(jīng)驗(yàn)，發(fā)動(dòng)機(jī)推力越大，推力室尺寸越大，越容易發(fā)生不穩(wěn)定。美國(guó)研制的100噸級(jí)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)J-2和J-2S推力室曾經(jīng)分別由于低的噴射氫溫和氧路噴注耦合發(fā)生過(guò)高頻燃燒不穩(wěn)定，通過(guò)采用隔板和聲學(xué)錯(cuò)頻，這些發(fā)動(dòng)機(jī)的不穩(wěn)定現(xiàn)象得到消除，穩(wěn)定性得到提高。

本文針對(duì)某型大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室發(fā)生的高頻不穩(wěn)定燃燒設(shè)計(jì)了隔板穩(wěn)定裝置，并通過(guò)冷態(tài)聲學(xué)試驗(yàn)和燃燒數(shù)值模擬評(píng)估了其抑制特性，最終通過(guò)熱試驗(yàn)驗(yàn)證了隔板穩(wěn)定裝置的效果。

1 不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象

某型大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)為燃?xì)獍l(fā)生器循環(huán)，推力室噴注器采用同軸直流剪切式噴嘴，再生冷卻身部。該推力室在23次全系統(tǒng)熱試車中連續(xù)4次發(fā)生不穩(wěn)定燃燒，其中一次熱試車不穩(wěn)定燃燒發(fā)生在關(guān)機(jī)時(shí)刻，推力室壓力如圖1所示。

此時(shí)噴前壓力均出現(xiàn)異常波動(dòng)，同時(shí)機(jī)械振動(dòng)及氫氧噴前高頻速變壓力脈動(dòng)突然大幅增加，噴管火焰突然發(fā)亮。推力室試驗(yàn)后檢查發(fā)現(xiàn)噴注器及燃燒室內(nèi)壁相接處沿周向出現(xiàn)多處燒蝕破壞如圖2所示。

對(duì)氫氧噴前高頻速變壓力和機(jī)械振動(dòng)數(shù)據(jù)進(jìn)行分頻發(fā)現(xiàn)，在此期間存在約2 900 Hz的基頻（突頻）及其倍頻（見(jiàn)圖3）。

該推力室一階切向聲學(xué)振型的頻率為2 915 Hz，可見(jiàn)推力室內(nèi)產(chǎn)生了一階切向高頻不穩(wěn)定燃燒，與J-2和J-2S的不穩(wěn)定燃燒比較相似。其原因是推力室的參數(shù)如氧噴嘴縮進(jìn)、氫氧噴注速度比和噴嘴壓降等向燃燒不穩(wěn)定的方向變化時(shí)超出了穩(wěn)定性區(qū)域，燃燒過(guò)程或噴注過(guò)程與一階切向聲學(xué)振型產(chǎn)生了耦合。

2 隔板特性

自從火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室出現(xiàn)高頻燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象以來(lái)，隔板作為一種有效降低或消除橫向燃燒振蕩的阻尼裝置被大量型號(hào)的發(fā)動(dòng)機(jī)采用。通過(guò)在噴注器上安裝隔板，把噴注器分成若干個(gè)小區(qū)，改變了燃燒室的聲學(xué)諧振特性，使隔板小區(qū)內(nèi)的聲振頻率顯著提高，從而增大了激勵(lì)振蕩所需的能量。同時(shí)，隔板的存在限制了隔板腔內(nèi)燃?xì)獾穆曃灰?，使切向旋轉(zhuǎn)振型不可能發(fā)生。此外，由于隔板引起的燃?xì)鉁u流、分離和摩擦，可增大能量耗散效應(yīng)[1～3]。國(guó)外的 SSME、LE-7和RS-68等氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室均采用隔板作為燃燒穩(wěn)定裝置，而中國(guó)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室尚無(wú)應(yīng)用，圖4為RS-68推力室噴注器采用的隔板[4]。實(shí)踐證明，噴注器面的隔板可有效地抑制切向和徑向高頻不穩(wěn)定燃燒。

3 隔板裝置設(shè)計(jì)

3.1 聲學(xué)振型確定

在常溫靜止空氣條件下對(duì)發(fā)生不穩(wěn)定燃燒的推力室進(jìn)行了冷態(tài)聲學(xué)試驗(yàn)，得到了各個(gè)聲學(xué)振型的頻率，如圖5所示。

根據(jù)熱試驗(yàn)狀態(tài)的燃燒室聲速與冷試空氣聲速比，換算得到熱試驗(yàn)狀態(tài)各個(gè)聲學(xué)振型的頻率如表1所示。

表1 推力室聲學(xué)振型頻率

由表1可知，推力室一階切向頻率為2 915 Hz，與燃燒不穩(wěn)定發(fā)生時(shí)出現(xiàn)的基頻2 900 Hz吻合。此外，推力室的一階徑向頻率為5 702 Hz，接近基頻2 900 Hz的2倍頻。

3.2 隔板設(shè)計(jì)

由于該推力室發(fā)生的是一階切向高頻不穩(wěn)定燃燒，同時(shí)由聲學(xué)試驗(yàn)得知一階徑向頻率與基頻的2倍頻接近，因此隔板采用一周三徑的分布形式，由多個(gè)銑槽式氫排放冷卻隔板噴嘴組成。3個(gè)徑向隔板均勻排列在噴注器面上，能夠抑制三階以下的駐波形切向振型及所有行波形切向振型；一個(gè)周向隔板位于噴注器半徑約1/3處，能夠抑制一階徑向振型[2,5]。

隔板高度應(yīng)大于初始燃燒區(qū)，即隔板高度必須高出高頻不穩(wěn)定燃燒敏感區(qū)才能起作用，過(guò)低隔板不起作用，過(guò)高會(huì)增加隔板的冷卻困難。文獻(xiàn)[2]、[5]認(rèn)為隔板相對(duì)高度（隔板高度與推力室直徑之比）一般取0.2～0.3。聲學(xué)試驗(yàn)表明[6]，當(dāng)由噴嘴組成的隔板選取恰當(dāng)?shù)膰娮扉g隙時(shí)，能在較短的隔板長(zhǎng)度上得到較高的阻尼能力。綜合考慮隔板的阻尼作用及熱防護(hù)，相對(duì)高度選取為0.15。圖6為隔板試件示意。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 冷態(tài)聲學(xué)試驗(yàn)

在常溫靜止空氣條件下對(duì)帶隔板狀態(tài)的推力室進(jìn)行了聲學(xué)試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，增加隔板后推力室一階切向振型頻率降低，同時(shí)在隔板區(qū)內(nèi)產(chǎn)生新的較高的特征頻率，但這些頻率對(duì)穩(wěn)定性的影響較小。

推力室主燃燒區(qū)一階切向振型頻率為2 827 Hz，比不帶隔板狀態(tài)的2 915 Hz降低88 Hz；中心隔板區(qū)特征頻率為8 142 Hz，周向3個(gè)隔板區(qū)特征頻率為 4 407 Hz和5 386 Hz。

采取切斷激勵(lì)源法[2]研究隔板對(duì)一階切向頻率的阻尼特性，即通過(guò)切斷聲學(xué)激勵(lì)源，分析特征頻率振型的阻尼衰減時(shí)間獲得隔板的阻尼特性。試驗(yàn)結(jié)果表明，在輸入功率相同的前提下，帶隔板狀態(tài)對(duì)一階切向振型的衰減時(shí)間（聲壓降低到原始振幅的e-1的時(shí)間）為61.28 ms，而不帶隔板狀態(tài)的衰減時(shí)間為87.63 ms，由此可見(jiàn)帶隔板推力室中的一階切向振型的壓力振蕩能夠更快地得到衰減。圖 7為帶隔板推力室一階切向振型的聲壓衰減試驗(yàn)曲線。

由圖7可知，推力室增加隔板后一階切向聲學(xué)振型頻率降低，一階切向振型的阻尼能力得到增強(qiáng)，激發(fā)的一階切向頻率能夠很快得到衰減。

4.2 數(shù)值模擬

采用流量擾動(dòng)模型對(duì)隔板狀態(tài)推力室進(jìn)行燃燒不穩(wěn)定性數(shù)值模擬時(shí)，應(yīng)在噴注器某些噴嘴處施加一流量擾動(dòng)，從而對(duì)燃燒區(qū)內(nèi)氫氧分布以及燃燒熱量釋放等造成周期性的影響以模擬橫向振蕩，進(jìn)而評(píng)價(jià)燃燒室抑制燃燒振蕩的能力。模擬選取了頻率與基頻相同的2 900 Hz的擾動(dòng)，針對(duì)無(wú)隔板和一周三徑隔板兩種狀態(tài)對(duì)噴注器的內(nèi)三圈全部噴嘴施加。圖 8為兩種狀態(tài)推力室內(nèi)的壓力振蕩比較。

由圖8可知，帶隔板后壓力振幅從無(wú)隔板狀態(tài)的約17.4%降到約7.4%，隔板的抑制效果明顯。進(jìn)一步模擬表明，其他頻率、噴注器不同位置的擾動(dòng)也有同樣的結(jié)論。由此可見(jiàn)，增加隔板能對(duì)燃燒振蕩進(jìn)行有效的抑制。

4.3 熱試驗(yàn)結(jié)果

帶隔板的推力室參加了數(shù)十次熱試驗(yàn)，累計(jì)試驗(yàn)時(shí)間20 000余秒。每次熱試車推力室都工作平穩(wěn)，啟動(dòng)、關(guān)機(jī)正常，火焰穩(wěn)定。試后檢查表明，推力室無(wú)任何燒蝕、破壞，隔板噴嘴結(jié)構(gòu)完好、無(wú)燒蝕。

4.3.1 隔板的穩(wěn)定有效性

增加隔板后，推力室全程工作穩(wěn)定，壓力平穩(wěn)無(wú)異常，啟動(dòng)、關(guān)機(jī)以及工況調(diào)節(jié)時(shí)均無(wú)異常，氫氧噴前高頻速變壓力相對(duì)脈動(dòng)值均小于±5%。圖9為關(guān)機(jī)時(shí)段氫氧噴前高頻速變壓力曲線。

由圖9可知，氫氧噴前主要頻率為氫氧泵的倍頻，燃燒不穩(wěn)定時(shí)出現(xiàn)的約2 900 Hz的基頻及其倍頻在試驗(yàn)中都未出現(xiàn)。圖10為氧噴前速變壓力分頻譜圖。

從機(jī)械振動(dòng)來(lái)看，熱試驗(yàn)時(shí)推力室全程綜合加速度平穩(wěn)無(wú)異常，振動(dòng)量級(jí)與之前未發(fā)生燃燒不穩(wěn)定的熱試驗(yàn)一致，啟動(dòng)、關(guān)機(jī)以及工況調(diào)節(jié)時(shí)也未出現(xiàn)振動(dòng)異常增大的現(xiàn)象。對(duì)機(jī)械振動(dòng)進(jìn)行分頻，主要頻率是氫氧泵的倍頻，約2 900 Hz的基頻及其倍頻也未在試驗(yàn)中出現(xiàn)。

圖11為推力室機(jī)械振動(dòng)分頻譜圖。

由圖10、圖11可知，設(shè)計(jì)的隔板對(duì)抑制一階切向高頻不穩(wěn)定燃燒非常有效，異常的壓力波動(dòng)、大的機(jī)械振動(dòng)及高頻速變壓力和機(jī)械振動(dòng)中的突頻都消失了。增加隔板后推力室的抗擾動(dòng)能力增加，燃燒穩(wěn)定性得到提高。

4.3.2 隔板可靠性

由于組成隔板的噴嘴突出噴注器面成懸臂梁狀，隔斷了橫向壓力振蕩路徑，因此將承受劇烈的交變載荷沖擊，同時(shí)隔板噴嘴伸入高溫燃燒區(qū)，并處在非常惡劣的熱環(huán)境中，需要組織可靠冷卻，對(duì)隔板噴嘴的結(jié)構(gòu)及采取的氫排放冷卻措施的傳熱可靠性提出嚴(yán)格要求。

熱試車前對(duì)隔板噴嘴及連接結(jié)構(gòu)試件進(jìn)行冷態(tài)振動(dòng)試驗(yàn)，振動(dòng)量級(jí)為模擬熱試車最惡劣工況綜合加速度的兩倍，振動(dòng)時(shí)間達(dá)20倍工作時(shí)間，振動(dòng)結(jié)果表明：振動(dòng)隔板噴嘴及連接結(jié)構(gòu)沒(méi)有發(fā)生變化，未見(jiàn)任何變形、裂紋等結(jié)構(gòu)破壞現(xiàn)象。對(duì)隔板噴嘴的氫排放冷卻傳熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，計(jì)算結(jié)果表明：隔板噴嘴最高溫度約753 K，遠(yuǎn)低于隔板噴嘴材料鋯銅的工作溫度上限870 K[3]。

熱試車結(jié)果表明：隔板噴嘴經(jīng)受住了實(shí)際熱試驗(yàn)考核，試驗(yàn)工況覆蓋額定室壓的84%～115%、額定混合比的70%～118%，單臺(tái)推力室的隔板最多參加了15次熱試車?yán)塾?jì)5 000余秒，結(jié)構(gòu)未出現(xiàn)任何破壞，高溫區(qū)部分也未見(jiàn)燒蝕，隔板噴嘴的結(jié)構(gòu)可靠性和傳熱可靠性得到驗(yàn)證。

4.3.3 燃燒效率

由于隔板突出噴注器面深入燃燒區(qū)，對(duì)燃燒會(huì)造成影響，同時(shí)邊區(qū)隔板噴嘴也造成局部混合比不均勻，這些可能對(duì)燃燒效率造成影響。但對(duì)公開(kāi)的一些發(fā)動(dòng)機(jī)的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明：在噴注器上安裝隔板所引起的性能損失并不顯著[2]。實(shí)際熱試車結(jié)果與該結(jié)論一致，圖12為帶隔板與不帶隔板推力室燃燒效率對(duì)比。

由圖12可知，增加隔板對(duì)推力室燃燒效率并無(wú)明顯影響。

5 結(jié) 論

針對(duì)發(fā)生的一階切向高頻不穩(wěn)定燃燒，在噴注器上設(shè)計(jì)一周三徑形式的隔板，并對(duì)帶隔板的推力室進(jìn)行冷態(tài)聲學(xué)試驗(yàn)、燃燒不穩(wěn)定數(shù)值模擬以及熱試驗(yàn)考核，結(jié)果表明：

a）推力室增加隔板后一階切向聲學(xué)振型頻率會(huì)降低，對(duì)一階切向振型的阻尼能力得到增強(qiáng)，能對(duì)燃燒振蕩取得有效的抑制；

b）增加隔板后推力室進(jìn)行了多次熱試驗(yàn)未再發(fā)生一階切向高頻不穩(wěn)定燃燒；

c）隔板噴嘴經(jīng)受住了熱試驗(yàn)考核，結(jié)構(gòu)可靠性和傳熱可靠性得到驗(yàn)證；

d）增加隔板對(duì)推力室燃燒效率無(wú)明顯影響。

[1] 楊 V, 安德松 W E. 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒不穩(wěn)定[M]. 張寶炯, 等譯.北京: 科學(xué)出版社, 2001.

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Study on the Baffle Suppressed the Combustion Instability of Hydrogen Oxygen Thrust Chamber

Xu Xiao-yong, Zhao Shi-hong, Sun Ji-guo
(Beijing Aerospace Propulsion Institute, Beijing, 100076)

In order to solve the high frequency combustion instability and improve the stability margin of hydrogen oxygen thrust chamber, the baffled injectors with one circumferential and three radial models are designed. The results of the acoustic test show, with the thrust chamber baffled injectors the frequency will be reduced, and the damping attenuation time of the first-tangential will be shortened; and the results of the numerical simulation show that the chamber pressure vibration amplitude will decrease significantly. The chamber with baffles has been tested for several times, and the results show that the instability is suppressed successfully. The baffled injectors work reliably and effectively, and have no influence on combustion efficiency of thrust chamber.

Hydrogen Oxygen thrust chamber; Combustion instability; First-tangential; Baffle

V434+.24

A

1004-7182(2017)05-0033-05

10.7654/j.issn.1004-7182.20170508

2016-03-25；

2017-05-17

許曉勇（1979-），男，高級(jí)工程師，主要研究方向?yàn)橐后w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室設(shè)計(jì)