點(diǎn)火通道對(duì)點(diǎn)火裝置工作過(guò)程影響分析

常江, 吳功平, 吳浩東, 郝雪杰

(1.武漢大學(xué) 動(dòng)力與機(jī)械學(xué)院, 湖北 武漢 430072; 2.中國(guó)航天科工集團(tuán) 第四研究院, 湖北 孝感 432100)

液體發(fā)動(dòng)機(jī)固體式點(diǎn)火裝置(以下簡(jiǎn)稱(chēng)點(diǎn)火裝置)主要是通過(guò)給電點(diǎn)火器供電，由電點(diǎn)火器作用引燃點(diǎn)火裝置中的點(diǎn)火藥，產(chǎn)生含有凝聚相粒子的高溫燃?xì)?，進(jìn)而引燃主藥柱，主藥柱產(chǎn)生的燃?xì)鈬娚涞酵屏κ抑魅紵铱涨粌?nèi)引燃推進(jìn)劑混合物，以完成發(fā)動(dòng)機(jī)正常點(diǎn)火。作為液體發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵部件，其工作可靠性以及點(diǎn)火性能直接影響液體發(fā)動(dòng)機(jī)的正常工作，因此對(duì)點(diǎn)火裝置點(diǎn)火性能的研究具有重要意義。

對(duì)于點(diǎn)火裝置的點(diǎn)火性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者曾做過(guò)大量的研究，有效地推動(dòng)了液體發(fā)動(dòng)機(jī)的技術(shù)發(fā)展。國(guó)外研究如Baudart等[1]對(duì)cryotechnic發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火和HM7B點(diǎn)火器在主燃燒室點(diǎn)火進(jìn)行了數(shù)值模擬,Buttay等[2]分析了典型的火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火器在湍流反應(yīng)流中的點(diǎn)火過(guò)程，Popp等[3]對(duì)HM7B點(diǎn)火器在發(fā)動(dòng)機(jī)推力室點(diǎn)火啟動(dòng)瞬間進(jìn)行了試驗(yàn)研究；Cho等[4]用液氧/液LNG對(duì)液體發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了點(diǎn)火熱試車(chē)；Agostino等[5]對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火瞬態(tài)模型進(jìn)行了數(shù)值仿真；William等[6-8]對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火及工作過(guò)程中流場(chǎng)-結(jié)構(gòu)之間的關(guān)系進(jìn)行了分析。國(guó)內(nèi)研究如陳博等[9]采用CFD-ACE+流場(chǎng)計(jì)算軟件分析了點(diǎn)火器室壓、點(diǎn)火導(dǎo)管內(nèi)徑和導(dǎo)管的結(jié)構(gòu)形式對(duì)點(diǎn)火裝置火焰點(diǎn)火性能的影響；李春紅等[10]采用火藥點(diǎn)火器點(diǎn)燃液氧/甲烷燃?xì)獍l(fā)生器，通過(guò)黑火藥點(diǎn)燃固體推進(jìn)劑的公式計(jì)算了點(diǎn)火藥量，并確定了點(diǎn)火時(shí)序；吳紅斌[11]介紹了HM7B的點(diǎn)火器改進(jìn)情況和HM60的點(diǎn)火器研制情況；楊樂(lè)、唐必順等[12-14]分別對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火瞬間內(nèi)流場(chǎng)仿真影響因素進(jìn)行分析，對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的破膜過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬；徐學(xué)文等[15]采用仿真軟件對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火啟動(dòng)過(guò)程三維流場(chǎng)進(jìn)行分析。

上述研究工作在點(diǎn)火裝置工作性能分析方面取得了豐碩的成果，但多局限于對(duì)點(diǎn)火裝置本身的熱力學(xué)性能及工作性能進(jìn)行分析。當(dāng)點(diǎn)火裝置在液體發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行安裝時(shí)，由于液體發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)的限制，點(diǎn)火裝置產(chǎn)生的高溫燃?xì)馔ǔＰ枰?jīng)過(guò)一段較長(zhǎng)的點(diǎn)火通道后引入主燃燒室，對(duì)點(diǎn)火裝置的點(diǎn)火性能將會(huì)造成影響，因此對(duì)燃?xì)庠讵M窄通道內(nèi)的傳播開(kāi)展數(shù)值仿真和試驗(yàn)研究具有重要理論意義和工程應(yīng)用價(jià)值。國(guó)內(nèi)外關(guān)于推力室點(diǎn)火通道對(duì)點(diǎn)火裝置性能影響分析方面的研究相對(duì)較少。

本文針對(duì)某型液體發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火裝置及推力室頭部的點(diǎn)火通道系統(tǒng)，利用Fluent軟件對(duì)點(diǎn)火裝置無(wú)點(diǎn)火通道和經(jīng)過(guò)點(diǎn)火通道2種工況下進(jìn)行數(shù)值仿真，分析了2種工況下對(duì)點(diǎn)火裝置工作壓強(qiáng)、速度、溫度以及流量等點(diǎn)火性能的影響，最后通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了分析的正確性，結(jié)果可以為液體發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火裝置的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 計(jì)算模型

1.1 數(shù)學(xué)模型的建立及網(wǎng)格劃分

圖1為某型液體發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火裝置安裝在點(diǎn)火通道上的結(jié)構(gòu)示意圖，其中虛線框以內(nèi)的結(jié)構(gòu)為液體發(fā)動(dòng)機(jī)推力室點(diǎn)火通道的簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)，虛線框以外的結(jié)構(gòu)為點(diǎn)火裝置主體結(jié)構(gòu)，點(diǎn)火裝置與液體發(fā)動(dòng)機(jī)推力室點(diǎn)火通道通過(guò)螺紋進(jìn)行連接。同時(shí)在點(diǎn)火裝置喉前、四通和點(diǎn)火出口前共設(shè)有3處測(cè)壓點(diǎn)，以便于試驗(yàn)時(shí)壓力測(cè)試。

圖1 點(diǎn)火裝置示意圖

點(diǎn)火裝置直徑為79 mm，高153 mm。內(nèi)部裝藥采用端面燃燒的雙基藥柱，藥柱燃燒溫度1 950 K，點(diǎn)火裝置燃燒平衡壓強(qiáng)設(shè)計(jì)值為8 MPa，燃燒時(shí)間2.3 s。為使點(diǎn)火裝置點(diǎn)火瞬間內(nèi)部能快速建壓到8 MPa的燃燒平衡壓力，點(diǎn)火裝置出口部分設(shè)計(jì)為壅塞喉部，設(shè)計(jì)直徑為2.6 mm。點(diǎn)火裝置外部安裝的點(diǎn)火通道由3段組成，其中第一段為長(zhǎng)度35 mm，內(nèi)部流通直徑3.2 mm的直段，略大于點(diǎn)火裝置喉部直徑；第二段為弧長(zhǎng)36 mm，彎曲半徑為32 mm，彎曲角度65°的彎管，由于彎管部位流動(dòng)阻力較大，為減少燃?xì)饬鬟^(guò)時(shí)的局部壓力損失，將彎管部位的內(nèi)部流通直徑增大為5 mm；第三段設(shè)計(jì)為長(zhǎng)度50 mm，內(nèi)部流通直徑3.2 mm的直段，通過(guò)內(nèi)部流通直徑的縮小，使流經(jīng)彎管后減速的燃?xì)饪焖偌铀佟?/p>

根據(jù)給定的點(diǎn)火裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)，在不影響分析結(jié)果的情況下，對(duì)物理模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，使用三維設(shè)計(jì)軟件分別對(duì)無(wú)點(diǎn)火通道狀態(tài)(工況Ⅰ)和經(jīng)過(guò)點(diǎn)火通道狀態(tài)(工況Ⅱ)下的內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行建模，因模型為對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，為減少計(jì)算量，取一半的流場(chǎng)區(qū)域進(jìn)行計(jì)算，如圖2所示。由于點(diǎn)火裝置內(nèi)部流場(chǎng)模型結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，通過(guò)FLUENT的前處理軟件ICEM CFD對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示，總網(wǎng)格單元數(shù)分別為579 849,757 213。在FLUENT軟件中將求解器設(shè)置為耦合式求解器(density-based)，可同時(shí)求解各控制方程，聯(lián)立求出各變量，適用于本文所涉及的高速領(lǐng)域問(wèn)題；離散方法選擇為二階迎風(fēng)格式(second order upwind)，具有二階精度截差。

圖2 工況Ⅰ和工況Ⅱ下的內(nèi)部流場(chǎng)區(qū)域

圖3 工況Ⅰ和工況Ⅱ下的內(nèi)部流場(chǎng)網(wǎng)格劃分

1.2 控制方程

在點(diǎn)火裝置內(nèi)部流場(chǎng)數(shù)值模擬中，提出以下假設(shè)：

1) 不考慮流動(dòng)對(duì)點(diǎn)火裝置流道的燒蝕破壞；

2) 不考慮熱輻射對(duì)點(diǎn)火裝置的影響；

3) 不考慮流動(dòng)中化學(xué)反應(yīng)的影響；

4) 假定氣流流動(dòng)為定常流動(dòng)。

點(diǎn)火裝置內(nèi)部流動(dòng)屬于三維、黏性、湍流流動(dòng)，其運(yùn)動(dòng)規(guī)律符合三維可壓流動(dòng)守恒形式的N-S方程，三維可壓流動(dòng)守恒形式的N-S方程是完整描述湍流流動(dòng)的非線性偏微分控制方程，它是基于連續(xù)介質(zhì)流體質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒定律建立，考慮了可壓縮性、黏性等影響。雷諾平均N-S控制方程在三維笛卡爾坐標(biāo)系中的微分形式的守恒形式如下：

質(zhì)量守恒方程：

(1)

動(dòng)量守恒方程：

(2)

能量守恒方程：

(3)

式中，ρ，ui,p和xi分別為流體密度、速度、壓力和Eulerian坐標(biāo)分量，E為總能量，qi為熱流量,τij為切應(yīng)力分量。

1.3 湍流模型

湍流模型采用計(jì)算精度較高的k-ε二方程模型[16-17]：

k控制方程：

(4)

ε控制方程：

(5)

由此得出：

(6)

式中，P為湍流動(dòng)能產(chǎn)生項(xiàng)，常數(shù)項(xiàng)取值：Cμ=0.09,Cε1=1.44,Cε2=1.92,σk=1.0,σ1=1.3。

1.4 邊界條件

本文邊界條件主要有點(diǎn)火裝置內(nèi)部流場(chǎng)入口、壁面以及出口等，其示意圖如圖4所示。下面分別對(duì)些邊界條件進(jìn)行定義。

1) 入口邊界條件

點(diǎn)火裝置內(nèi)部流場(chǎng)入口選用壓力入口邊界條件。壓力入口燃?xì)鉁囟葹門(mén)=1 950 K，壓力入口壓強(qiáng)為點(diǎn)火裝置燃燒平衡壓強(qiáng)p=8 MPa。

2) 壁面邊界條件

由于點(diǎn)火裝置工作過(guò)程進(jìn)行得很快，燃?xì)馔ㄟ^(guò)管壁熱交換的散熱量相對(duì)于燃?xì)獗旧懋a(chǎn)生的熱量來(lái)說(shuō)非常小，因此分析時(shí)將流動(dòng)假設(shè)為絕熱過(guò)程。點(diǎn)火裝置內(nèi)部流場(chǎng)壁面條件采用速度無(wú)滑移條件，溫度采用絕熱壁面條件，壓力梯度為零。

3) 對(duì)稱(chēng)邊界條件

點(diǎn)火裝置內(nèi)部流場(chǎng)為對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)，為減少計(jì)算量，采用了對(duì)稱(chēng)計(jì)算邊界條件。

4) 出口邊界條件

點(diǎn)火裝置內(nèi)部流場(chǎng)出口選用壓力出口邊界條件。壓力出口總壓以標(biāo)準(zhǔn)大氣壓為參考?jí)毫?，p=0.1 MPa；大氣溫度T=300 K。

5) 工作介質(zhì)

點(diǎn)火裝置內(nèi)部流場(chǎng)工作介質(zhì)為高溫燃?xì)猓豢紤]二相流，燃?xì)鉃榧儦庀?。等效為具有某種熱力學(xué)性質(zhì)的單一理想氣體，本文采用理想氣體來(lái)進(jìn)行模擬。燃?xì)鉁囟萒=1 950.4 K，燃?xì)鈩?dòng)力黏度μg=1.789×10-5kg·m-1·s-1,燃?xì)鈱?dǎo)熱系數(shù)λg=0.024 2 W·m-1·K-1，燃?xì)獗葻崛輈p=1 651 J·kg-1·K-1，燃?xì)饽栙|(zhì)量分?jǐn)?shù)M=24.71 g·mol-1。

圖4 邊界條件示意圖

2 仿真結(jié)果及分析

燃?xì)馑俣?、壓?qiáng)、溫度及流量是表征點(diǎn)火裝置點(diǎn)火能量和工作性能的重要指標(biāo)，因此本文分別對(duì)工況Ⅰ、工況Ⅱ下點(diǎn)火裝置燃?xì)馔ǖ懒鲌?chǎng)的相關(guān)參數(shù)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，根據(jù)得到的結(jié)果，分析點(diǎn)火通道對(duì)點(diǎn)火裝置流場(chǎng)影響。

2.1 點(diǎn)火通道對(duì)流場(chǎng)壓強(qiáng)的影響分析

如圖5所示，在工況Ⅰ條件下，喉部收斂段至擴(kuò)張段，燃?xì)鈮簭?qiáng)逐漸減小，在出口處達(dá)到最低，為2.24 MPa。在工況Ⅱ條件下，燃?xì)饬鹘?jīng)喉部后面的一小段直管過(guò)程中，由于沿程阻力的影響，燃?xì)獾膲簭?qiáng)損失了16%；在直管后的彎曲段，由于燃?xì)獾乃俣瓤焖僮冃?，根?jù)伯努利原理燃?xì)鈮簭?qiáng)升高；彎曲段后面有一段較長(zhǎng)的直管，其橫截面積變小，燃?xì)馑俣仍跈M截面收斂的作用下逐漸增加，相應(yīng)的壓強(qiáng)逐漸減??；點(diǎn)火通道出口處由于截面擴(kuò)張，燃?xì)馀蛎浖铀?，燃?xì)鈮簭?qiáng)急劇降低，在出口處達(dá)到最低，為0.91 MPa，比工況Ⅰ條件低60%，但仍高于大氣壓，對(duì)初期點(diǎn)火不會(huì)帶來(lái)影響。

圖5 2種工況下內(nèi)部流場(chǎng)對(duì)稱(chēng)面上的靜壓云圖

液體發(fā)動(dòng)機(jī)推力室從開(kāi)始點(diǎn)火到穩(wěn)定燃燒的整個(gè)工作過(guò)程中，其主燃燒室壓強(qiáng)會(huì)經(jīng)歷從大氣壓強(qiáng)到工作壓強(qiáng)的升高變化過(guò)程，在這個(gè)過(guò)程中點(diǎn)火裝置應(yīng)保持連續(xù)工作以確保點(diǎn)火成功，因此本文分析了推力室燃燒室壓強(qiáng)從大氣壓強(qiáng)(0.1 MPa)升高到工作壓強(qiáng)(6 MPa)過(guò)程中，點(diǎn)火裝置在工況Ⅰ和工況Ⅱ條件下的工作情況，其出口壓強(qiáng)結(jié)果如圖6所示。

從圖上可以看出，在主燃燒室壓強(qiáng)為大氣壓時(shí)，點(diǎn)火裝置在工況Ⅱ條件下的出口壓強(qiáng)比工況Ⅰ條件

圖6 出口壓強(qiáng)隨主燃燒室壓強(qiáng)的變化

下的出口壓強(qiáng)低，隨著主燃燒室壓強(qiáng)的增大，點(diǎn)火裝置在2種工況下的出口壓強(qiáng)均呈現(xiàn)先穩(wěn)定，然后在某一臨界值后迅速增加的趨勢(shì)。主燃燒室壓強(qiáng)在0～3 MPa變化時(shí)，在工況Ⅰ的情況下，點(diǎn)火裝置出口處的壓強(qiáng)保持不變，主燃燒室壓強(qiáng)在3 MPa以后，點(diǎn)火裝置出口處的壓強(qiáng)隨主燃燒室壓強(qiáng)同步上升；主燃燒室壓強(qiáng)在0～2 MPa變化時(shí)，在工況Ⅱ的情況下，點(diǎn)火裝置出口處的壓強(qiáng)保持不變，主燃燒室壓強(qiáng)在2 MPa以后，點(diǎn)火出口處的壓強(qiáng)隨主燃燒室壓強(qiáng)同步上升。

以圖7工況Ⅱ條件下燃?xì)鈮簭?qiáng)云圖受主燃燒室壓強(qiáng)變化的影響過(guò)程為例，從中可以分析出現(xiàn)臨界值的具體原因。這主要是由于當(dāng)主燃燒室壓強(qiáng)超過(guò)點(diǎn)火出口燃?xì)鈮簭?qiáng)時(shí)，點(diǎn)火出口噴射的射流會(huì)受到主燃燒室壓強(qiáng)的壓縮而出現(xiàn)干擾區(qū)(如圖7b)所示)，點(diǎn)火出口的流動(dòng)開(kāi)始受到影響，當(dāng)主燃燒室壓強(qiáng)繼續(xù)增大時(shí)，干擾區(qū)將繼續(xù)向點(diǎn)火出口的上游移動(dòng)，從而導(dǎo)致點(diǎn)火出口燃?xì)鈮簭?qiáng)隨主燃燒室壓強(qiáng)同步上升。

圖7 工況Ⅱ燃?xì)鈮簭?qiáng)云圖隨主燃燒室壓強(qiáng)的變化

2.2 點(diǎn)火通道對(duì)流場(chǎng)速度的影響分析

如圖8所示，在工況Ⅰ條件下，喉前收斂段隨著橫截面積逐漸減小，燃?xì)馑俣戎饾u增加，由亞音速逐漸增加至音速，最終在喉部位置達(dá)到聲速(1Ma)，喉后擴(kuò)張段隨著橫截面積逐漸增加，燃?xì)饫^續(xù)膨脹加速，最后在出口處達(dá)到最大值1.27Ma，整個(gè)流動(dòng)符合噴管流動(dòng)特征。在工況Ⅱ條件下，由于在點(diǎn)火裝置后面增加了點(diǎn)火通道接管，在狹長(zhǎng)的點(diǎn)火通道的流動(dòng)阻力影響下，點(diǎn)火裝置喉部未達(dá)到壅塞條件，燃?xì)馑俣任催_(dá)到聲速，其值為0.5Ma左右；喉部后面有一小段直管，其橫截面積保持不變，燃?xì)馑俣然颈３植蛔?；直管后點(diǎn)火通道有一段較長(zhǎng)的彎曲段，燃?xì)獾木植苛鲃?dòng)阻力增大，且截面直徑相對(duì)于直管段增加了56%，燃?xì)馑俣攘鹘?jīng)彎管后變小至0.23Ma；彎曲段后面有一段較長(zhǎng)的直管，其橫截面積變小，燃?xì)馑俣仍跈M截面收斂和管壁摩擦的作用下逐漸增加，由亞音速逐漸增加至音速，最終達(dá)到壅塞條件；點(diǎn)火通道出口處由于截面擴(kuò)張，燃?xì)饫^續(xù)膨脹加速，在出口處達(dá)到最大值1.78Ma，比工況Ⅰ條件高40%，點(diǎn)火燃?xì)馑俣仍礁?，越有利于和液體推進(jìn)劑之間的熱交換，有利于初期點(diǎn)火。

圖8 2種工況下內(nèi)部流場(chǎng)對(duì)稱(chēng)面上的馬赫數(shù)云圖

圖9 出口速度隨主燃燒室壓強(qiáng)的變化

推力室主燃燒室壓強(qiáng)從大氣壓強(qiáng)(0.1 MPa)升高到工作壓強(qiáng)(6 MPa)過(guò)程中，點(diǎn)火裝置在工況Ⅰ和工況Ⅱ條件下的出口速度分析結(jié)果如圖9所示。從圖上可以看出，在主燃燒室壓強(qiáng)為大氣壓時(shí)，工況Ⅱ條件下的出口速度比工況Ⅰ條件下的速度要高，隨著主燃燒室壓強(qiáng)的增大，2種工況均呈現(xiàn)先穩(wěn)定然后迅速減少的趨勢(shì)。根據(jù)2.1節(jié)的分析，對(duì)于超聲速氣流而言，當(dāng)主燃燒室壓強(qiáng)小于臨界值時(shí)，對(duì)點(diǎn)火出口的流動(dòng)基本沒(méi)有影響，出口速度保持不變；當(dāng)主燃燒室壓強(qiáng)增至臨界值以后，由于點(diǎn)火裝置出口處干擾區(qū)向出口上游移動(dòng)的影響，點(diǎn)火出口的壓強(qiáng)開(kāi)始隨主燃燒室壓強(qiáng)逐漸增大，流動(dòng)速度明顯下降。在工況Ⅰ的情況下，主燃燒室壓強(qiáng)在0～3 MPa變化時(shí)，點(diǎn)火裝置出口處的速度保持不變，主燃燒室壓強(qiáng)在3 MPa以后，點(diǎn)火裝置出口處的速度減?。辉诠rⅡ的情況下，主燃燒室壓強(qiáng)在0～2 MPa變化時(shí)，點(diǎn)火裝置出口處的速度保持不變，主燃燒室壓強(qiáng)在2 MPa以后，點(diǎn)火出口處的速度快速減小，且最終出口速度小于工況Ⅰ，會(huì)對(duì)點(diǎn)火帶來(lái)不利影響。

2.3 點(diǎn)火通道對(duì)流場(chǎng)溫度的影響分析

如圖10所示，在工況Ⅰ條件下，喉部收斂段至擴(kuò)張段，燃?xì)鉁囟戎饾u減小，在出口處達(dá)到最低，其值為1 628 K。在工況Ⅱ條件下，燃?xì)饬鹘?jīng)喉部后面的一小段直管過(guò)程中，由于沿程阻力的影響，燃?xì)獾臏囟葥p耗了1.4%；在直管后的彎曲段，由于燃?xì)獾膲簭?qiáng)升高，根據(jù)絕熱過(guò)程中Tk/p(k-1)為常量的原理，燃?xì)獾臏囟韧缴撸疑郎厮俾市∮谏龎核俾?，式中T為燃?xì)鉁囟?，p為燃?xì)鈮簭?qiáng)，k為燃?xì)饨^熱指數(shù)；彎曲段后面的長(zhǎng)直管中，燃?xì)庠跈M截面收斂的作用下逐漸加速，壓強(qiáng)逐漸減小，溫度逐漸升高；點(diǎn)火通道出口處由于燃?xì)馀蛎浖铀?，壓?qiáng)急劇降低，溫度也急劇降低，在出口處達(dá)到1 386 K，比工況Ⅰ條件低15%，對(duì)初期點(diǎn)火影響不大。

圖10 2種工況下內(nèi)部流場(chǎng)對(duì)稱(chēng)面上的靜溫云圖

當(dāng)主燃燒室壓強(qiáng)從大氣壓強(qiáng)(0.1 MPa)升高到工作壓強(qiáng)(6 MPa)過(guò)程中，點(diǎn)火裝置在工況Ⅰ和工況Ⅱ條件下的出口溫度分析結(jié)果如圖11所示。

圖11 出口溫度隨主燃燒室壓強(qiáng)的變化

從圖上可以看出，工況Ⅱ條件下的出口溫度與工況Ⅰ條件下的出口溫度相差不大，溫度因素在2種工況條件下對(duì)點(diǎn)火過(guò)程沒(méi)有明顯的影響。隨著主燃燒室壓強(qiáng)的增大，2種工況均呈現(xiàn)先穩(wěn)定然后逐漸增加的趨勢(shì)，這主要是由于當(dāng)主燃燒室壓強(qiáng)增至臨界值以后，點(diǎn)火出口的流動(dòng)開(kāi)始受到影響，隨主燃燒室壓強(qiáng)的增大出口壓強(qiáng)同步上升，燃?xì)鉁囟戎饾u上升。在工況Ⅰ的情況下，主燃燒室壓強(qiáng)在0～3 MPa變化時(shí)，點(diǎn)火裝置出口處的溫度保持不變，主燃燒室壓強(qiáng)在3 MPa以后，點(diǎn)火裝置出口處的壓強(qiáng)與主燃燒室壓強(qiáng)平衡，并隨主燃燒室壓強(qiáng)同步上升，相應(yīng)的溫度逐漸上升；在工況Ⅱ的情況下，主燃燒室壓強(qiáng)在0～2 MPa變化時(shí)，點(diǎn)火裝置出口處的壓強(qiáng)保持不變，主燃燒室壓強(qiáng)在2 MPa以后，點(diǎn)火出口處的壓強(qiáng)與主燃燒室壓強(qiáng)平衡，并隨主燃燒室壓強(qiáng)同步上升，相應(yīng)的溫度逐漸上升。

2.4 點(diǎn)火通道對(duì)流場(chǎng)流量的影響分析

當(dāng)推力室主燃燒室壓強(qiáng)從大氣壓強(qiáng)(0.1 MPa)升高到工作壓強(qiáng)(6 MPa)過(guò)程中，點(diǎn)火裝置在工況Ⅰ和工況Ⅱ條件下的流量分析結(jié)果如圖12所示。

圖12 流量隨主燃燒室壓強(qiáng)的變化

從圖上可以看出，工況Ⅱ條件下的流量比工況Ⅰ條件下的流量小6.1%，不會(huì)對(duì)點(diǎn)火過(guò)程帶來(lái)明顯的影響。隨著主燃燒室壓強(qiáng)的增大，2種工況均呈現(xiàn)先穩(wěn)定然后逐漸減少的趨勢(shì)，但流量總體變化不大，因此流量因素對(duì)點(diǎn)火過(guò)程的影響不明顯。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值模型和求解方法的可靠性，本文對(duì)工況Ⅰ和工況Ⅱ下的點(diǎn)火裝置進(jìn)行了實(shí)物驗(yàn)證試驗(yàn)，試驗(yàn)時(shí)出口背壓為大氣壓。由于燃?xì)鉁囟茸兓淮?，因此不再?zhuān)門(mén)進(jìn)行測(cè)量，同時(shí)試驗(yàn)過(guò)程中燃?xì)馑俣容^難精確測(cè)量，因此試驗(yàn)過(guò)程中主要測(cè)量各位置的燃?xì)鈮簭?qiáng)，并根據(jù)工作時(shí)間換算燃?xì)饬髁?。工況Ⅰ條件工作時(shí)，在點(diǎn)火裝置喉前位置進(jìn)行測(cè)壓，見(jiàn)圖13a)；工況Ⅱ條件工作時(shí)，在點(diǎn)火裝置喉前位置、點(diǎn)火通道第一段直管段位置、以及點(diǎn)火通道出口前位置進(jìn)行測(cè)壓，見(jiàn)圖13b)。利用壓力變送器和多路數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，測(cè)得2種工況下的壓力-時(shí)間曲線如圖14所示。

圖13 2種工況下的點(diǎn)火裝置試驗(yàn)情況

圖14 2種工況下試驗(yàn)測(cè)得的壓強(qiáng)-時(shí)間曲線

在工況Ⅰ情況下，點(diǎn)火裝置喉前工作壓強(qiáng)為7.8 MPa，工作時(shí)間為2.32 s，換算成質(zhì)量流量為51 g/s；在工況Ⅱ情況下，點(diǎn)火裝置喉前工作壓強(qiáng)為7.52 MPa，點(diǎn)火通道出口前壓強(qiáng)為3.38 MPa，工作時(shí)間為2.4 s，換算成質(zhì)量流量為49.31 g/s。

將FLUENT分析結(jié)果中各測(cè)試點(diǎn)位置處的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，相應(yīng)的對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表1。

從上表可以看出，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果接近，說(shuō)明數(shù)值模型和求解方法是有效的，分析結(jié)果可以指導(dǎo)點(diǎn)火裝置的參數(shù)設(shè)計(jì)。

表1 試驗(yàn)和仿真結(jié)果對(duì)比表

4 結(jié) 論

針對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火裝置在無(wú)點(diǎn)火通道和安裝到發(fā)動(dòng)機(jī)上經(jīng)過(guò)點(diǎn)火通道條件下的差異，采用FLUENT流場(chǎng)分析軟件對(duì)2種條件下的穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了流場(chǎng)速度、壓強(qiáng)、溫度及流量等表征點(diǎn)火裝置點(diǎn)火能量和工作性能的重要指標(biāo)的變化，獲得結(jié)論如下：

1) 在點(diǎn)火通道的影響下，點(diǎn)火出口處壓強(qiáng)比無(wú)點(diǎn)火通道條件下出口處壓強(qiáng)低60%，但仍高于大氣壓，對(duì)初期點(diǎn)火不會(huì)帶來(lái)影響，隨著主燃燒室在點(diǎn)火過(guò)程中壓強(qiáng)逐漸升高，當(dāng)主燃燒室壓強(qiáng)升高至2 MPa時(shí)，出口處壓強(qiáng)出現(xiàn)拐點(diǎn)開(kāi)始快速上升；

2) 在點(diǎn)火通道的影響下，點(diǎn)火出口處流場(chǎng)速度比無(wú)點(diǎn)火通道條件下出口處流場(chǎng)速度高40%，有利于初期點(diǎn)火，但是隨著主燃燒室在點(diǎn)火過(guò)程中壓強(qiáng)逐漸升高，當(dāng)主燃燒室壓強(qiáng)升高至2 MPa時(shí)，出口速度即開(kāi)始出現(xiàn)拐點(diǎn)快速下降，會(huì)對(duì)點(diǎn)火帶來(lái)不利影響，因此需提高點(diǎn)火裝置自身的燃燒壓強(qiáng)，以提高速度出現(xiàn)下降時(shí)的燃燒室壓強(qiáng)拐點(diǎn)值；

3) 在點(diǎn)火通道的影響下，點(diǎn)火出口處溫度與無(wú)點(diǎn)火通道條件下出口處溫度相差不大，且受主燃燒室壓強(qiáng)的變化影響不大，出口溫度因素對(duì)點(diǎn)火過(guò)程的影響不明顯；

4) 在點(diǎn)火通道的影響下，出口流量比無(wú)點(diǎn)火通道下出口流量小6.1%，不會(huì)對(duì)點(diǎn)火過(guò)程帶來(lái)明顯影響，隨著主燃燒室在點(diǎn)火過(guò)程中壓強(qiáng)逐漸升高，出口流量逐漸下降，但流量總體變化不大，點(diǎn)火流量因素對(duì)點(diǎn)火過(guò)程的影響不明顯。