氫氧火炬式電點(diǎn)火器燃燒流動分析

楊進(jìn)慧，王朝暉，左安軍，丁兆波，孫紀(jì)國

（北京航天動力研究所，北京，100076）

0 引 言

21世紀(jì)以來，運(yùn)載器的可重復(fù)使用、大推力已成為航天領(lǐng)域新的發(fā)展趨勢，對點(diǎn)火次數(shù)、點(diǎn)火能量、燃燒產(chǎn)物的潔凈度等點(diǎn)火技術(shù)提出了新的要求?；鹁媸诫婞c(diǎn)火器因點(diǎn)火能量高、易于多次啟動、結(jié)構(gòu)簡單、便于維護(hù)等特點(diǎn)已廣泛應(yīng)用于氫氧火箭發(fā)動機(jī)，如美國的RL-10系列發(fā)動機(jī)、J2發(fā)動機(jī)、航天飛機(jī)主發(fā)動機(jī)[1～3]，歐洲的Vinci發(fā)動機(jī)，日本的LE系列發(fā)動機(jī)，俄羅斯的RD-0120發(fā)動機(jī)等。中國在氫氧火炬式電點(diǎn)火器方面已取得初步成果，但仍未應(yīng)用，需要對其燃燒規(guī)律及熱防護(hù)性能開展進(jìn)一步的研究[4～8]。

火炬式電點(diǎn)火器工作在發(fā)動機(jī)的啟動段，負(fù)責(zé)點(diǎn)燃進(jìn)入燃燒裝置內(nèi)的推進(jìn)劑，電點(diǎn)火器進(jìn)口參數(shù)在啟動段變化劇烈并且范圍較大，電點(diǎn)火器內(nèi)混合比分布極不均勻，燃燒流場規(guī)律復(fù)雜。一方面要確保電點(diǎn)火器點(diǎn)火可靠、燃燒穩(wěn)定；另一方面要保證電點(diǎn)火器內(nèi)壁與火花塞不被燒蝕。本文主要研究氫氧噴注距離、混合比、電點(diǎn)火器背壓等因素對氫氧火炬式電點(diǎn)火器燃燒流動及熱防護(hù)的影響。

1 數(shù)學(xué)物理模型

計(jì)算用點(diǎn)火器結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 火炬點(diǎn)火器結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Torch Igniter Structure

由圖1可知，液氧入口位于點(diǎn)火器頭部，采用雙股自擊式直流噴嘴。液氫通過4個切向孔噴嘴進(jìn)入點(diǎn)火器，一方面參加燃燒，另一方面形成液膜，保護(hù)火花塞和電點(diǎn)火器內(nèi)壁不被燒蝕?；鸹ㄈ挥跉溲鯂娮熘g，且插入平面與氧噴注平面垂直，點(diǎn)火區(qū)的局部高混合比能夠保證可靠點(diǎn)火[6]。

采用混合網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為減少網(wǎng)格數(shù)量同時保證計(jì)算精度，氫氧噴嘴及附近結(jié)構(gòu)采用四面體加密網(wǎng)格進(jìn)行劃分，身部采用三棱柱網(wǎng)格進(jìn)行劃分，如圖2所示。氫氧入口設(shè)置為質(zhì)量流量入口，燃?xì)獬隹跒閴毫Τ隹冢诿鏋闊o滑移絕熱壁面。采用真實(shí)氣體非預(yù)混燃燒模型評估燃燒流動情況，湍流采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型封閉方程組，近壁區(qū)域用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法進(jìn)行處理。

圖2 點(diǎn)火器網(wǎng)格劃分示意Fig.2 Igniter Mesh

2 模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

選取氫氧火炬式電點(diǎn)火器兩次故障點(diǎn)火工況進(jìn)行仿真模型驗(yàn)證，兩次試驗(yàn)所用點(diǎn)火器內(nèi)徑相同，工況參數(shù)如表1所示。由表1可知，工況1與工況2氫氧混合比接近，氫氧噴注距離和背壓存在較大差別。

表1 氫氧火炬式電點(diǎn)火器試驗(yàn)參數(shù)Tab.1 Experiment Parameters of Hydrogen-oxygen Torch Igniter

工況1和工況2的氫質(zhì)量百分比分布如圖3所示。由圖3可知，兩股液氧撞擊后在火花塞插入平面充分霧化，形成中心富氧區(qū)；液氫沿切向孔進(jìn)入點(diǎn)火室后小部分向頭部流去，與液氧摻混燃燒，大部分形成液膜沿壁面向下游流去。由于液膜存在切向速度，故而圖3中液氫沿周向呈鋸齒分布。

圖3 電點(diǎn)火器壁面氫質(zhì)量百分比分布云圖Fig.3 Mass Fraction of H2Distribution on Igniter Wall

工況 1與工況 2電點(diǎn)火器壁面燃?xì)鉁囟确植既鐖D4所示。由圖4可知，工況1壁面燃?xì)庾罡邷囟瘸^1800 K，且出現(xiàn)在火花塞插入部位附近，火花塞存在燒蝕風(fēng)險(xiǎn)，而氧噴注面附近燃?xì)鉁囟茸罡?300 K，能夠保證氧噴嘴熱防護(hù)要求，與試驗(yàn)中火花塞燒蝕相符；工況2靠近氧噴嘴區(qū)域燃燒增強(qiáng)，氫冷卻效果變差，氧噴注面附近燃?xì)鉁囟仍黾樱罡呖蛇_(dá)1800 K；火花塞插入部位的液氫膜均勻，不存在局部高溫，故而火花塞能夠滿足熱防護(hù)要求，與試驗(yàn)中氧噴嘴燒蝕相符。

圖4 電點(diǎn)火器壁面燃?xì)鉁囟确植荚茍DFig.4 Gas Temperature Distribution on the Wall of Electric Igniter

通過工況1、工況2仿真分析與試驗(yàn)結(jié)果對比驗(yàn)證了仿真模型的可靠性，下面就不同設(shè)計(jì)參數(shù)對點(diǎn)火器內(nèi)燃燒流動及熱防護(hù)的影響規(guī)律進(jìn)行研究。

3 仿真結(jié)果及分析

3.1 氫氧噴注距離對點(diǎn)火器燃燒流場的影響

研究選取了ratioL 為1.44，1.63和1.81 3種點(diǎn)火器氫氧噴注距離，點(diǎn)火器流量、背壓均采用工況1。對比發(fā)現(xiàn)，隨著氫氧噴注距離增大，點(diǎn)火器頭部冷卻氫流量減?。ㄒ妶D5），中頭部壁面溫度急劇升高（見圖6），火花塞及氧噴注面局部最高溫度從 1300 K可升至3000 K以上，但同時點(diǎn)火器身部冷卻氫流量增加，燃燒面后移，故而身部壁面溫度有所下降，從860 K降至570 K，相同點(diǎn)火器長度下出口燃?xì)馄骄鶞囟认陆怠?/p>

綜上所述，相同工況下氫氧噴注距離越近，越有利于點(diǎn)火器頭部及火花塞熱防護(hù)，但點(diǎn)火器身部壁面溫度升高，設(shè)計(jì)時需根據(jù)點(diǎn)火器及導(dǎo)火管長度綜合權(quán)衡頭部與身部的熱防護(hù)效果選取氫氧噴注距離。

圖5 不同氫氧噴注距離點(diǎn)火器壁面氫質(zhì)量百分比分布云圖Fig.5 Mass Fraction of H2Distribution on Igniter Wall with Different Hydrogen-oxygen Injection Distance

圖6 不同氫氧噴注距離點(diǎn)火器火花塞插入平面壁面溫度分布曲線Fig.6 Wall Temperature with Different Hydrogen-oxygen Injection Distance

3.2 氫氧混合比對點(diǎn)火器燃燒流場的影響

選取0.8，1.16和1.5 3種氫氧混合比研究其對點(diǎn)火器燃燒熱防護(hù)的影響規(guī)律，如圖7、圖8所示，氫氧總流量、背壓及點(diǎn)火器幾何結(jié)構(gòu)均采用工況1。

圖7 不同氫氧混合比點(diǎn)火器壁面氫質(zhì)量百分比分布云圖Fig.7 Mass Fraction of H2Distribution on Igniter Wall with Different Mixture Ratio

由圖7可知，隨著混合比升高，點(diǎn)火器內(nèi)燃燒更為充分，中心燃?xì)鉁囟壬?，點(diǎn)火器頭部和身部氫流量明顯減少，熱防護(hù)難度增加。

圖8 不同氫氧混合比點(diǎn)火器火花塞插入平面壁面溫度分布Fig.8 Wall Temperature with Different Mixture Ratio

由圖8可知，氫氧混合比從0.8升至1.5后，頭部最高溫度從600 K升至2500 K，高溫區(qū)向氧噴嘴方向移動，身部最高溫度從520 K升至685 K，出口燃?xì)馄骄鶞囟让黠@升高。

綜上所述，氫氧混合比過高將直接導(dǎo)致火花塞及氧噴嘴燒蝕，在點(diǎn)火能量[9]及點(diǎn)火極限[5]允許范圍內(nèi)，應(yīng)盡量降低火炬式電點(diǎn)火器的氫氧混合比，確保其可靠工作。

3.3 背壓對點(diǎn)火器燃燒流場的影響

點(diǎn)火器背壓2 MPa、4.2 MPa和6 MPa條件下點(diǎn)火器壁面溫度及氫流量分布如圖9、圖10所示，氫氧流量及點(diǎn)火器幾何結(jié)構(gòu)均采用工況1。

圖9 不同背壓點(diǎn)火器壁面氫質(zhì)量百分比分布云圖Fig.9 Mass Fraction of H2Distribution on Igniter Wall with Different Back Pressure

由圖9可知，隨背壓升高，點(diǎn)火器頭部隨著背壓升高燃燒更為充分，頭部氫流量略有減少，故而高溫區(qū)向氧噴嘴方向移動，但點(diǎn)火器出口燃?xì)鉁囟茸兓淮?。由于氫入口壓力增加，氫流速增加，頭部冷卻氫周向分布隨背壓增加發(fā)生改變，故而圖 10中 6 MPa背壓下點(diǎn)火器火花塞噴注平面不是燃?xì)鉁囟茸罡卟课?。圖9中冷卻氫流量最少部位溫度最高約1900 K，略高于背壓4.2 MPa點(diǎn)火器工況。綜上，點(diǎn)火器背壓對燃燒流場的影響小于混合比及氫氧噴注距離對燃燒流場的影響。

圖10 不同背壓點(diǎn)火器火花塞插入平面壁面溫度分布曲線Fig.10 Wall Temperature with Different Back Pressure

4 結(jié) 論

本文采用真實(shí)氣體與非預(yù)混燃燒模型開展了氫氧火炬式電點(diǎn)火器的燃燒流動仿真分析，仿真結(jié)果與試驗(yàn)相符，驗(yàn)證了仿真模型的可靠性，并得到如下不同氫氧噴注距離、混合比以及背壓對點(diǎn)火器燃燒及熱防護(hù)的影響規(guī)律：

a）相同工況下氫氧噴注距離越近，越有利于點(diǎn)火器頭部及火花塞熱防護(hù)，但點(diǎn)火器身部冷卻氫流量減少，壁面溫度升高，需綜合權(quán)衡頭部與身部的熱防護(hù)效果選取氫氧噴注距離；

b）混合比升高，燃?xì)鉁囟壬撸鋮s氫膜厚度減薄，點(diǎn)火器頭部和身部熱防護(hù)難度加劇，在點(diǎn)火能量及點(diǎn)火極限允許范圍內(nèi)，應(yīng)盡量降低火炬式電點(diǎn)火器的氫氧混合比；

c）點(diǎn)火器背壓對燃燒流場的影響小于混合比及氫氧噴注距離，燃?xì)鉁囟茸兓淮蟆?/p>

2）地方省級投資主體主導(dǎo)建設(shè)跨地市的省級管網(wǎng)。浙江、江西、廣東、湖北等省級投資主體投資建設(shè)省級管網(wǎng)，有一省一網(wǎng)，也有一省多網(wǎng)，運(yùn)營模式上有統(tǒng)購統(tǒng)銷、代輸或二者兼而有之。