空氣/酒精單噴嘴燃?xì)獍l(fā)生器試驗(yàn)研究

趙 芳, 任澤斌,2,*, 李先鋒, 郭隆德, 陶 瑜, 史 煜, 羅智鋒

(1. 中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 設(shè)備設(shè)計(jì)及測試技術(shù)研究所, 四川 綿陽 621000; 2. 中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 空氣動(dòng)力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 四川 綿陽 621000; 3. 中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院, 四川 綿陽 621000)

0 引 言

燃?xì)獍l(fā)生器是一種通過燃燒推進(jìn)劑獲取高溫燃?xì)獾脑O(shè)備，廣泛應(yīng)用于航空航天、石油工業(yè)及汽車工業(yè)等領(lǐng)域[1-4]。

按照結(jié)構(gòu)分類，目前常用的燃?xì)獍l(fā)生器類型主要包括基于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器、基于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器以及其他類型燃?xì)獍l(fā)生器；按照推進(jìn)劑組合分類，主要包括氣氧/液氧與酒精/煤油/甲烷組合燃?xì)獍l(fā)生器[5-11]、空氣與酒精/煤油/甲烷組合燃?xì)獍l(fā)生器[12-13]、高濃度過氧化氫催化補(bǔ)燃燃?xì)獍l(fā)生器[9]及其他推進(jìn)劑組合燃?xì)獍l(fā)生器[14-16]。

在航空航天領(lǐng)域，燃?xì)獍l(fā)生器的一項(xiàng)重要應(yīng)用是作為引射系統(tǒng)的高溫引射氣源。據(jù)公開的文獻(xiàn)報(bào)道，現(xiàn)有的采用燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生高溫引射氣源主要基于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)[6,11,13,16]，而鮮有基于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器應(yīng)用于引射系統(tǒng)的報(bào)道。針對某引射系統(tǒng)氣源的需求，綜合分析各類燃?xì)獍l(fā)生器方案優(yōu)缺點(diǎn)的基礎(chǔ)上，本文提出了一種基于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的空氣/酒精單噴嘴燃?xì)獍l(fā)生器技術(shù)方案，相對于常用的基于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器[7]而言，采用氣膜冷卻方案替代了后者常用的夾層水冷結(jié)構(gòu)，減小了配套輔助系統(tǒng)的規(guī)模；在燃料組合選擇方面，相對于高濃度過氧化氫、液氧等推進(jìn)劑而言，采用的空氣/酒精組合推進(jìn)劑安全無毒、儲存性能好、便于運(yùn)輸和處理，價(jià)格便宜而且容易獲得，可明顯提高系統(tǒng)操作及運(yùn)行的安全性與經(jīng)濟(jì)性。為此，研制了一套單噴嘴燃?xì)獍l(fā)生器試驗(yàn)件，建立了配套試驗(yàn)系統(tǒng)，開展了多種工況下的熱試車，以驗(yàn)證設(shè)計(jì)方案的可行性。

1 試驗(yàn)裝置與試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)裝置

基于高溫燃?xì)?由燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生)引射器工作原理如圖1所示：燃?xì)獍l(fā)生器出口部分燃?xì)?主動(dòng)氣流)經(jīng)引射器噴嘴加速后進(jìn)入被引射氣體通道，將該通道內(nèi)低壓氣體引射帶入到收縮段，2種氣體在收縮段內(nèi)進(jìn)行動(dòng)量交換和充分混合后，經(jīng)平直段和擴(kuò)壓段減速增壓排入大氣，被引射氣流通道內(nèi)的氣體被大量帶走，壓力下降，于是不斷有被引射氣體補(bǔ)充進(jìn)來，從而完成了輸送和加壓的功能[17-18]。

評估引射器的主要性能參數(shù)包括引射系數(shù)(低壓氣體流量與燃?xì)饬髁康谋戎?及增壓比(混合壓力與被引射氣體壓力的比值)。決定引射系數(shù)及增壓比的主要因素包括燃?xì)馀c低壓氣體的馬赫數(shù)、總溫比(燃?xì)饪倻嘏c低壓氣體總溫比值)、分子量及比熱比等。可知，引射器的主要性能參數(shù)與燃?xì)獍l(fā)生器的工作參數(shù)(包括燃?xì)饪倻亍毫傲髁康?緊密相關(guān)。

圖1 基于高溫燃?xì)庖淦鞴ぷ髟韴D

空氣/酒精單噴嘴燃?xì)獍l(fā)生器(主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示)結(jié)構(gòu)如圖2所示，主要由擴(kuò)壓器、燃燒室機(jī)匣、旋流器、噴嘴及火焰筒等組成。發(fā)生器采用2支高能火花塞直接點(diǎn)火方式，儲能為20 J，工作頻率14 Hz，安裝于旋流器下游，2支火花塞布置在軸向同一截面，周向夾角呈60°。

根據(jù)燃?xì)獍l(fā)生器系統(tǒng)啟動(dòng)工作需要，噴嘴設(shè)計(jì)成雙油路離心噴嘴(如圖3所示)。為了保證點(diǎn)火的可靠性(主油路為大流量，噴嘴工作流量接近設(shè)計(jì)工況)，主油路用于點(diǎn)火，副油路用于滿足溫升需求，主副油路噴口半徑分別為5.5和3.0 mm。旋流器采用雙級軸向旋流器，一級旋流器主要用于燃料霧化，旋流系數(shù)為1.4，葉片數(shù)目為18；二級旋流器主要用于在燃燒室頭部形成一個(gè)強(qiáng)度適中的回流區(qū)，旋流系數(shù)為0.8，葉片數(shù)目為20，如圖4所示。

圖2 燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)示意圖

表1 燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of gas generator

圖3 噴嘴外輪廓示意圖

此外，為了實(shí)現(xiàn)燃?xì)獍l(fā)生器長時(shí)間可靠工作，火焰筒頭部采用“沖擊+氣膜”冷卻方式，冷空氣通過小孔直接沖擊頭部擋濺盤后,沿氣流腔道形成氣膜流出并匯入主流，實(shí)現(xiàn)“沖擊+氣膜”冷卻?；鹧嫱差^部冷卻結(jié)構(gòu)如圖5所示；火焰筒壁面則采用多斜孔氣膜冷卻技術(shù)，冷卻結(jié)構(gòu)如圖6所示，在壁面沿軸向布置若干排氣膜冷卻孔，保持一定間距，每排沿周向均布數(shù)個(gè)小直徑的斜孔，與壁面的夾角為30°，燃?xì)獍l(fā)生器工作時(shí)，常溫空氣通過冷卻孔進(jìn)入火焰筒，在火焰筒壁面形成一層均勻的氣膜保護(hù)層，用于冷卻火焰筒壁面，防止壁面燒蝕，實(shí)現(xiàn)氣膜冷卻。采用上述的冷卻結(jié)構(gòu)有效降低了燃?xì)獍l(fā)生器熱端部件的工作溫度，同時(shí)解決了該應(yīng)用領(lǐng)域現(xiàn)有的燃?xì)獍l(fā)生器因噴霧降溫或殼體水冷需要配置冷卻水系統(tǒng)而導(dǎo)致系統(tǒng)復(fù)雜化的缺點(diǎn)。

圖4 旋流器結(jié)構(gòu)示意圖

圖5 火焰筒頭部冷卻結(jié)構(gòu)

Fig.5 Schematic diagram of cooling structure of combustion liner head

圖6 火焰筒壁面冷卻結(jié)構(gòu)

Fig.6 Schematic diagram of cooling structure of combustion liner wall

試驗(yàn)時(shí)在火焰筒壁面加貼熱電偶絲，實(shí)時(shí)監(jiān)控試驗(yàn)過程中火焰筒的壁面溫度，以保證燃?xì)獍l(fā)生器長時(shí)間安全運(yùn)行。為增強(qiáng)燃?xì)獾膿交欤ＷC后續(xù)接入引射器燃?xì)饨M分及溫度的均勻性，在發(fā)生器出口接入8倍管徑的直筒段(基于某工程實(shí)際應(yīng)用)，并采用2組溫度排架分別測試燃?xì)獍l(fā)生器出口及直筒段出口的溫度均勻性，如圖7所示。

圖7 溫度排架安裝示意圖

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)的主要目的在于驗(yàn)證燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)方案的可行性，依次開展單油路小流量、單油路大流量以及雙油路設(shè)計(jì)工況熱試車等試驗(yàn)；此外，為考察燃?xì)獍l(fā)生器的點(diǎn)火性能，探究單油路小流量工況下燃?xì)獍l(fā)生器的貧油點(diǎn)火極限，同時(shí)為了滿足后續(xù)開展不同燃?xì)鉁囟葘σ淦餍阅苡绊懷芯康男枨?，通過調(diào)整余氣系數(shù)(燃?xì)獍l(fā)生器工作時(shí)，實(shí)際空氣流量與供入的燃料完全燃燒時(shí)所需要的理論空氣流量的比值，稱之為余氣系數(shù)；試驗(yàn)中，保持空氣質(zhì)量流量不變，調(diào)整酒精流量以改變余氣系數(shù))設(shè)置多組對比工況，具體如表2所示(其中ma為空氣流量，mj為酒精流量，α為余氣系數(shù)；表中所示工況為試驗(yàn)設(shè)計(jì)值，實(shí)際數(shù)值有所差異)。

為保證點(diǎn)火的可靠性，待空氣壓力達(dá)標(biāo)后，陸續(xù)打開火花塞、酒精擠推閥、酒精主油路閥門及酒精副油路閥門等，直至燃燒室壓力達(dá)標(biāo)后關(guān)閉火花塞。試驗(yàn)過程中空氣噴前壓力與酒精儲罐壓力均保持不變。

表2 貧油點(diǎn)火試驗(yàn)工況Table 2 Operating conditions of lean ignition

此外，試驗(yàn)過程中，酒精質(zhì)量流量通過儲罐壓力及管路流阻控制，通過HOFFER渦輪流量計(jì)測得；空氣質(zhì)量流量通過文氏管控制(文氏管作用在于：通過控制文氏管上游壓力并維持其穩(wěn)定來實(shí)現(xiàn)注入燃?xì)獍l(fā)生器的空氣流量和壓力恒定)；試驗(yàn)系統(tǒng)中各壓力測點(diǎn)、流量測點(diǎn)及溫度測點(diǎn)均與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)相連。壓力傳感器采用麥克傳感器公司的壓阻式壓力變送器，最大響應(yīng)頻率為30 kHz，測量精度為0.5%FS(Full Scale)；溫度傳感器測量精度±1 K；HOFFER渦輪流量計(jì)精度為1%FS。使用的各類傳感器在試驗(yàn)前均通過檢定。

常用的計(jì)算燃燒效率的方法包括組分分析法及溫升法等[19-20]。考慮到本研究中試驗(yàn)條件的限制，未開展燃?xì)饨M分采集，此處根據(jù)溫度測點(diǎn)測量值來計(jì)算燃?xì)獍l(fā)生器的燃燒效率，計(jì)算公式為：

(1)

式中：Tout表示燃燒室出口實(shí)際平均溫度(粗略取排架的平均溫度)；Tin表示燃燒室入口平均溫度；Toutth表示理論計(jì)算的(完全燃燒時(shí))燃燒室出口平均溫度，利用燃燒過程前后的焓值守恒計(jì)算得到[19]。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 點(diǎn)火及燃燒特性分析

圖8～10給出了燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)工況下的工作壓力曲線、空氣/酒精流量曲線及發(fā)生器出口溫度分布曲線(長時(shí)間工作時(shí)，直筒段出口溫度排架出現(xiàn)故障，故在此未給出該測量結(jié)果)。

圖8 燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)工況工作壓力曲線

Fig.8 Operation pressure curves of gas generator under design condition

由圖8可知，燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火試驗(yàn)主要分為3個(gè)過程：啟動(dòng)過程、燃燒過程及關(guān)車過程。

在啟動(dòng)過程中，主酒精快速閥門的快速開啟造成液流沖擊，表現(xiàn)為圖中所示的主酒精噴前壓力尖峰；燃燒室壓力在這個(gè)過程中形成3個(gè)臺階(圖8(b)中圓圈表示)，具體為：冷空氣進(jìn)入燃燒室產(chǎn)生壓力形成的第一個(gè)臺階；主酒精噴入燃燒室被點(diǎn)燃形成的第二個(gè)臺階；副酒精噴入燃燒室被點(diǎn)燃形成的第三個(gè)臺階。此外，在主酒精噴入燃燒室的0.6 s內(nèi)，燃?xì)獍l(fā)生器成功點(diǎn)火，如圖8(b)所示。

由圖9可知，在整個(gè)燃燒過程中，空氣及酒精的流量曲線非常穩(wěn)定，保證了燃?xì)獍l(fā)生器的穩(wěn)定燃燒。從圖10可以看出，燃?xì)獍l(fā)生器燃?xì)鉁囟仍邳c(diǎn)火后8 s內(nèi)基本達(dá)到穩(wěn)態(tài)，但此時(shí)燃?xì)鉁囟染鶆蛐暂^差，溫度最高值與最低值的差值達(dá)到140 K，但經(jīng)過8倍管徑的直筒段摻混后，燃?xì)饩鶆蛐缘玫矫黠@提高。

圖9 燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)工況工作流量曲線

Fig.9 Operation mass flow-rate curves of gas generator under design condition

此外，通過壁面熱電偶測量(壁面測點(diǎn)布局如圖11所示，沿氣流方向4個(gè)截面各3個(gè)測點(diǎn)，合計(jì)12個(gè)測點(diǎn))的最高壁溫不超過500 ℃，低于火焰筒材料GH3039長期允許使用溫度850 ℃，單純從熱防護(hù)考慮，可認(rèn)為該型燃?xì)獍l(fā)生器滿足長時(shí)間工作運(yùn)行。

圖10 設(shè)計(jì)工況燃?xì)獍l(fā)生器出口溫度曲線

Fig.10 Temperature distribution of gas generator outlet under design condition

圖11 火焰筒壁面熱電偶測點(diǎn)布局示意

2.2 貧油點(diǎn)火極限探究

為了擴(kuò)展燃?xì)獍l(fā)生器后續(xù)的工作范圍，適應(yīng)引射器多工況工作條件(主要指的是不同溫度工作條件)，針對燃?xì)獍l(fā)生器開展了貧油點(diǎn)火研究?？紤]到試驗(yàn)安全問題，在此僅開展單油路小流量的試驗(yàn)工況，詳見表2。

貧油點(diǎn)火工況No.1的試驗(yàn)結(jié)果如圖12～14所示。由圖可知，該工況下燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火迅速，與設(shè)計(jì)工況點(diǎn)火試驗(yàn)類似，同樣分為啟動(dòng)過程、燃燒過程及關(guān)車過程，不同之處在于酒精僅副油路單路工作，使得燃燒室壓力僅出現(xiàn)2個(gè)臺階(圖中圓圈表示)，分別表示冷空氣進(jìn)入燃燒室及副油路點(diǎn)火。

圖12 燃?xì)獍l(fā)生器工況1工作壓力曲線(余氣系數(shù)α≈3.0)

Fig.12 Operation pressure curves of gas generator under No.1 condition (excess air coefficientα≈3.0)

燃?xì)獍l(fā)生器出口及直筒段出口的溫度分布如圖13和14所示，數(shù)值模擬對象及進(jìn)出口溫度分布如圖15和16所示。由圖可知，經(jīng)過8倍直徑的直筒段摻混，直筒段出口的溫度分布均勻性明顯提高，與基于流體仿真軟件Ansys 18.0的數(shù)值模擬結(jié)果基本一致。此外，相對于排架1(對應(yīng)燃?xì)獍l(fā)生器出口，即數(shù)值仿真對象入口，ΔTin)，排架2(對應(yīng)直筒段出口，即數(shù)值仿真對象出口，ΔTout)溫度分布較為平穩(wěn)，且最大溫差(截面最大溫度與最小溫度的差值)減小了近300 K，溫度分布均勻性大幅提升。考慮到數(shù)值模擬的對象為燃?xì)獍l(fā)生器出口至噴管出口的二維模型，與實(shí)際情況相比，數(shù)值模擬難以給出燃?xì)獍l(fā)生器出口(即數(shù)值模擬對應(yīng)的入口)真實(shí)的湍流強(qiáng)度及渦流尺度，再加之采用二維模型，數(shù)值模擬時(shí)混合氣在等值段內(nèi)的摻混程度遠(yuǎn)不如真實(shí)情形劇烈，因此數(shù)值模擬得到的出口溫度分布均勻性(圖16)比試驗(yàn)測量結(jié)果(圖14)略差。

其余工況(包括α=3.3、3.9工況)工作曲線不在此一一展示，相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。可知，當(dāng)余氣系數(shù)α≈4.1時(shí)，燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火失敗，壓力曲線如圖17所示。從圖中可以看出，燃燒室壓力曲線僅出現(xiàn)一個(gè)因冷空氣進(jìn)入燃燒室形成的臺階，而酒精噴入后燃燒室壓力曲線并未突躍，表明燃燒室建壓失敗。

圖13 燃?xì)獍l(fā)生器工況1發(fā)生器出口溫度分布(余氣系數(shù)α≈3.0)

Fig.13 Temperature distribution of gas generator outlet under No.1 condition (excess air coefficientα≈3.0)

圖14 燃?xì)獍l(fā)生器工況1直筒段出口溫度分布(余氣系數(shù)α≈3.0)

Fig.14 Temperature distribution of straight section outlet under No.1 condition (excess air coefficientα≈3.0)

圖15 數(shù)值模擬對象

圖16 進(jìn)出口分布溫度對比

α點(diǎn)火結(jié)果備注3.01.35成功-3.31.28成功-3.91.90成功-4.10.70失敗未點(diǎn)燃

圖17 燃?xì)獍l(fā)生器工況4工作壓力曲線(未點(diǎn)燃)

Fig.17 Ignition failure pressure curves of gas generator (excess air coefficient≈4.1)

2.3 燃燒效率

通過前文提及的溫升法及測量得到的進(jìn)出口溫度，計(jì)算得到燃?xì)獍l(fā)生器各工況下對應(yīng)的燃燒效率，如表4所示，可知，燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)工況下燃燒效率最高，而相同余氣系數(shù)下的小流量工況(文中的工況No.1)效率次之，這是由于在小流量工況下，噴嘴工作壓力及流量偏離設(shè)計(jì)點(diǎn)，影響了霧化效果，使得燃燒不夠充分；此外，隨著余氣系數(shù)的增加，燃燒效率呈下降的趨勢，原因在于余氣系數(shù)的增大是通過保持空氣質(zhì)量流量不變、減少酒精流量而實(shí)現(xiàn)的，因此，相對于酒精流量而言，空氣流量越來越大，造成燃燒室散熱速率逐漸增加，燃燒室出口溫升變小，使得燃燒反應(yīng)變慢，燃燒效率降低。

表4 燃?xì)獍l(fā)生器各工況下的燃燒效率Table 4 Combustion efficiency of gas generator

3 結(jié) 論

針對某引射系統(tǒng)要求的安全性、經(jīng)濟(jì)性、小型化及快啟動(dòng)的引射氣源方案，研制了一種基于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的單噴嘴空氣/酒精燃?xì)獍l(fā)生器，并針對點(diǎn)火性能、貧油點(diǎn)火極限及燃燒效率等開展了一系列熱試車，主要結(jié)論如下：

(1) 采用的技術(shù)方案可行，燃?xì)獍l(fā)生器流量、壓力及溫度等各項(xiàng)性能參數(shù)滿足設(shè)計(jì)指標(biāo)要求。

(2) 燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)緊湊，相對于采用基于液體發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)的燃?xì)獍l(fā)生器而言，總體長度可縮短，并減少額外的冷卻水系統(tǒng)；點(diǎn)火可靠且迅速，運(yùn)行穩(wěn)定，采用的“沖擊+氣膜”與多斜孔氣膜冷卻方式保證了長時(shí)間工作運(yùn)行。

(3) 燃?xì)獍l(fā)生器貧油熄火范圍寬，能在余氣系數(shù)3.0～3.9內(nèi)穩(wěn)定工作，可適應(yīng)引射器多工況工作條件。

(4) 設(shè)計(jì)的燃?xì)獍l(fā)生器燃燒效率較高，在設(shè)計(jì)工況下接近97%，但隨著余氣系數(shù)的增加，明顯呈現(xiàn)降低的趨勢。

本文工作為引射系統(tǒng)領(lǐng)域提供了一種新型高效、安全經(jīng)濟(jì)、小型化及快速啟動(dòng)的引射氣源方案，擴(kuò)展了基于航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室結(jié)構(gòu)的燃?xì)獍l(fā)生器的應(yīng)用；可為后續(xù)相同規(guī)模同類型的燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)及應(yīng)用提供技術(shù)參考。