某縮尺推力室燃燒和傳熱特性研究

韓長霖,田 原

(北京航天動(dòng)力研究所,北京 100076)

0 引言

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)性能高,穩(wěn)定可靠,可重復(fù)使用,結(jié)構(gòu)質(zhì)量小,在航天器和運(yùn)載火箭等方面都有廣泛應(yīng)用[1]。推力室作為液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的重要組成部分,是把推進(jìn)劑的化學(xué)能轉(zhuǎn)變?yōu)闄C(jī)械能的裝置,是液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒的主要結(jié)構(gòu)。由于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí),燃燒室溫度高、熱流密度大,工況十分復(fù)雜[2],有必要對(duì)推力室進(jìn)行冷卻降溫,本文研究的對(duì)象是某氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力室的縮尺試驗(yàn)件。

國內(nèi)外的學(xué)者對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)推力室的傳熱過程進(jìn)行過大量數(shù)值仿真研究[3-16]。Carlos等人研究了燃?xì)馀c冷卻劑以及室壁之間的一維耦合換熱,但該方法僅考慮軸向情況,無法考慮徑向和周向物理場的分布[17]。李軍偉、劉宇等人將換熱經(jīng)驗(yàn)公式應(yīng)用到一維冷卻模型上,并結(jié)合二維導(dǎo)熱模型算出了溫度場,受到二維模型限制仍無法考慮周向物理場的信息[18]。M.Salinas Vazquez,W.Vicente Rodriguez等人對(duì)三維管道的傳熱進(jìn)行了計(jì)算,研究了管道幾何形狀對(duì)流場和傳熱性能產(chǎn)生的影響[19]。

一維與二維模型在仿真計(jì)算時(shí)受到自身結(jié)構(gòu)限制,無法提供流場內(nèi)部的細(xì)節(jié)[20],為了準(zhǔn)確分析燃燒和傳熱過程中流場與溫度場的細(xì)節(jié),本文針對(duì)某型號(hào)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室的燃燒和傳熱過程,進(jìn)行三維仿真計(jì)算,并將不同工況的流場和溫度場細(xì)節(jié)對(duì)比分析,得出一般性的結(jié)論。

1 研究對(duì)象及仿真模型

1.1 研究對(duì)象

以某型發(fā)動(dòng)機(jī)推力室縮尺試驗(yàn)件為研究對(duì)象,采用“獨(dú)立仿真,邊界耦合”的仿真思想,對(duì)燃燒域和傳熱域分別進(jìn)行穩(wěn)態(tài)仿真計(jì)算,提取出收斂后的壁面溫度或熱流密度,作為邊界條件的初值賦值給另一部分,重復(fù)上述迭代過程,直至兩次迭代之間溫度差距在允許的范圍內(nèi),認(rèn)為計(jì)算收斂。工況的變化會(huì)引起壁面溫度分布和熱流密度發(fā)生改變,對(duì)推力室的工作性能有很大影響。本文針對(duì)某型發(fā)動(dòng)機(jī)推力室縮比試驗(yàn)件,進(jìn)行了三維狀態(tài)下的燃燒和傳熱耦合數(shù)值仿真,將仿真計(jì)算得到的數(shù)據(jù)繪制成圖表和物理場云圖,以反映燃燒和傳熱過程的內(nèi)部流場細(xì)節(jié),在此基礎(chǔ)上改變冷卻劑的流動(dòng)方向,重復(fù)上述仿真過程,分析冷卻劑的流動(dòng)方向?qū)ν屏κ胰紵蛡鳠徇^程產(chǎn)生的影響;并在控制其他參數(shù)相同的情況下,僅改變推進(jìn)劑的質(zhì)量流量,對(duì)比三種工況下的仿真結(jié)果,分析質(zhì)量流量對(duì)燃燒和傳熱過程帶來的影響。

1.2 仿真模型

研究對(duì)象結(jié)構(gòu)如圖1所示,推力室喉部直徑為50 mm,使用氫氧推進(jìn)劑,采用再生冷卻循環(huán)方式,冷卻劑為水,在集液器和端頭及變槽寬處的過渡段等結(jié)構(gòu)上進(jìn)行簡化處理,根據(jù)其結(jié)構(gòu)對(duì)稱性特點(diǎn),截取36°范圍模型進(jìn)行仿真,如圖2所示。使用ICEM對(duì)模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分,燃燒域部分共有2 687 864個(gè)體網(wǎng)格,傳熱域部分共有2 428 672個(gè)體網(wǎng)格。

圖1 推力室三維模型Fig.1 3D model of thrust chamber

圖2 截取部分示意圖Fig.2 Schematic diagram of the selected pact

1.2.1 基本假設(shè)

液體推進(jìn)劑的燃燒是指從噴入推進(jìn)劑組元開始,到完全轉(zhuǎn)化為最終產(chǎn)物為止的復(fù)雜過程,噴霧燃燒一般可分為霧化、蒸發(fā)、混合以及燃燒四個(gè)階段[21]。綜合考慮準(zhǔn)確性和計(jì)算成本,對(duì)仿真模型和數(shù)值方法進(jìn)行如下處理：

1)推力室結(jié)構(gòu)簡化,截取部分模型并忽略集液器和端頭及變槽寬處的過渡段等結(jié)構(gòu);

2)推力室內(nèi)燃燒與壁面換熱視為兩個(gè)獨(dú)立過程,僅在壁面處有熱量的交換;

3)推力室內(nèi)燃燒視為穩(wěn)態(tài)過程,忽略開關(guān)機(jī)、流量調(diào)節(jié)等因素的影響;

4)采用PDF模型模擬燃燒過程;

5)推進(jìn)劑、燃燒產(chǎn)物、冷卻劑和壁面材料的物性參數(shù)設(shè)為溫度的單值函數(shù);

6)推力室外壁面為絕熱壁面;

7)僅考慮導(dǎo)熱和對(duì)流換熱過程,忽略輻射作用的影響;

8)忽略重力的影響。

1.2.2 湍流模型

本文采用雷諾時(shí)均算法中的兩方程湍流模型,對(duì)推力室內(nèi)燃燒域部分的仿真采用SSTk-ω模型,對(duì)于再生冷卻傳熱域部分的仿真采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。

1.2.3 燃燒模型

本文采用非預(yù)混燃燒模型來模擬氫與氧的燃燒過程。非預(yù)混模擬方法包括解一到兩個(gè)守恒量的輸運(yùn)方程,并不解單獨(dú)的組分方程,而是將每個(gè)組分的濃度用預(yù)混分?jǐn)?shù)場計(jì)算得到,熱化學(xué)計(jì)算在prePDF中進(jìn)行,并列成表格,湍流和燃燒的相互作用考慮為概率密度函數(shù)(PDF)。

1.2.4 物性參數(shù)處理

縮尺發(fā)動(dòng)機(jī)使用氫氧推進(jìn)劑組元,冷卻劑使用水,推力室壁面使用銅合金和電鑄鎳外壁。由于這些物質(zhì)的物性參數(shù)會(huì)受到溫度變化帶來的影響,為了真實(shí)還原其物性參數(shù),將軟件中的物性數(shù)值設(shè)為溫度函數(shù)。

推進(jìn)劑和燃?xì)饣旌衔锏拿芏仁褂肍LUENT中的real-gas-soave-redlich-kwong(S-R-K)方法,推進(jìn)劑和燃?xì)饣旌衔锏酿ば韵禂?shù)、導(dǎo)熱系數(shù)則通過經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算求得,計(jì)算時(shí)需先通過UDF方法提取出流場內(nèi)相應(yīng)位置處的定壓比熱容cp和氣體常數(shù)Rg,然后代入公式求得動(dòng)力黏度和導(dǎo)熱系數(shù)等其他物性參數(shù)[22]。水的物性使用NIST refprop 軟件查詢得到,將比熱容cp、導(dǎo)熱系數(shù)λ和黏性系數(shù)η等物性參數(shù)使用Origin擬合成僅受溫度影響的多項(xiàng)式函數(shù)輸入。銅合金與鎳的物性參數(shù)通過技術(shù)手冊(cè)查詢得到,在FLUENT中用分段線性函數(shù)輸入。

1.2.5 邊界條件

氫氧噴嘴入口均為質(zhì)量流量入口,根據(jù)工況設(shè)定氫氧入口質(zhì)量流量,氫入口溫度為279.633 K、氧入口溫度為137.914 K、氫入口壓力為9.722 MPa、氧入口壓力為8.665 MPa、湍流強(qiáng)度設(shè)為5%,水力直徑根據(jù)入口截面面積和周長等幾何參數(shù)計(jì)算求得;出口邊界采用壓力出口,給定出口壓力0.01 MPa;壁面采用絕熱的無滑移邊界條件;數(shù)據(jù)交換面給定初始值(燃燒域設(shè)定溫度,傳熱域設(shè)定熱流密度),開始迭代后使用另一計(jì)算域的結(jié)果作為邊界條件。

為了分析冷卻劑流動(dòng)方向和推力工況對(duì)燃燒、傳熱過程的影響,本文對(duì)4種工況進(jìn)行仿真模擬,控制混合比相同,工況1與工況2只有冷卻劑流向不同;工況2、工況3和工況4中只有推進(jìn)劑的質(zhì)量流量不同,具體數(shù)據(jù)如表1所示,其中流量為單噴嘴質(zhì)量流量。

表1 工況參數(shù)設(shè)置情況Tab.1 Design parameters of working conditions

2 結(jié)果分析

2.1 冷卻劑流動(dòng)方向?qū)θ紵阅艿挠绊?/h3>

工況1與工況2的結(jié)果對(duì)比如表2所示,可知改變冷卻劑流動(dòng)方向?qū)θ紵蛡鳠徇^程影響很小。逆流方向流動(dòng)時(shí)室壓提高0.022%,燃燒效率變化很小,改變冷卻劑的流動(dòng)方向?qū)θ紵蕩缀鯖]有影響。

表2 燃燒性能仿真結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparison of simulation results of combustion performance

截取18°截面處燃燒域溫度云圖如圖3所示,觀察兩種工況下的溫度場分布,發(fā)現(xiàn)高溫區(qū)域長度和溫度場的分布基本一致,改變冷卻劑的流動(dòng)方向不會(huì)影響到燃燒域部分主流區(qū)的燃燒狀態(tài),故冷卻劑流動(dòng)方向?qū)θ紵^程無影響。

圖3 燃燒域部分溫度分布Fig.3 Temperature distribution in combustion region

考慮到頭部噴嘴的排列方式對(duì)燃燒過程帶來的影響,截取工況1中0°,18°，36°處O2濃度云圖如圖4所示,富氫燃燒狀態(tài)可以用O2的分布情況反映燃燒區(qū)域和激烈程度。18°到36°區(qū)域噴嘴密集,O2主要集中在圓柱段,燃燒在圓柱段即充分燃燒,0°到18°區(qū)域內(nèi)噴嘴較少,O2在喉部和擴(kuò)張段仍存在,圓柱段燃燒不充分,在喉部區(qū)域和擴(kuò)張段中仍會(huì)燃燒,故此區(qū)域高溫區(qū)域長度更長,燃燒區(qū)域更大。

圖4 不同截面處O2分布Fig.4 O2 distribution at different cross sections

2.2 冷卻劑流動(dòng)方向?qū)鳠嵝阅艿挠绊?/h3>

仿真結(jié)果如表3所示,兩種工況下最高壁面溫度相差1.04%,最高壁面熱流密度相差0.544%,均出現(xiàn)在喉部區(qū)域,由于喉部區(qū)域燃燒域橫截面積小,流體通過時(shí)壓力大,流速快,反應(yīng)劇烈,壁面受到的熱沖刷強(qiáng)度大,使得此處壁面溫度和熱流密度都達(dá)到最大值。兩種工況下冷卻劑溫升相差0.233%,出口壓力相差3.803%,由于改變冷卻劑的流動(dòng)方向?qū)ν屏κ覂?nèi)部燃燒過程沒有影響,近壁面處燃燒過程釋放的熱量仍會(huì)通過熱傳導(dǎo)與對(duì)流傳熱的方式傳遞給冷卻劑,故冷卻效果變化不大,但由于冷卻劑流動(dòng)方向的變化會(huì)使得沿程流阻發(fā)生改變,故在冷卻劑出口處壓力變化較為明顯。

提取工況1、工況2中推力室壁面溫度,以Z軸為軸線時(shí),截取兩種工況9°與27°截面處壁面溫度和熱流密度分布情況,如圖5和圖6所示,圓柱段壁面部分冷卻劑順流方向流動(dòng)時(shí)溫度較低,喉部區(qū)域兩種工況壁面溫度基本一致,擴(kuò)張段壁面則是在逆流方向流動(dòng)時(shí)溫度較低,由于冷卻劑方向的改變沒有影響到燃燒過程,故燃燒域各階段向外放熱過程基本不變,冷卻劑剛進(jìn)入通道時(shí)溫度較低,效果較好,壁面降溫較快,隨著流動(dòng)過程中冷卻劑溫度升高,冷卻性能逐漸降低。

圖5 壁面溫度分布Fig.5 Distribution of wall temperature

圖6 壁面熱流密度Fig.6 Distribution of wall heat flux

分別提取兩種工況下推力室內(nèi)壁面圓柱段(Z=-67 mm)、收斂段(Z=-120 mm)、喉部(Z=-160 mm)和擴(kuò)張段(Z=-230 mm)處周向溫度,整理如圖7所示?？梢钥闯龉r1與工況2在喉部區(qū)域附近溫度接近,而在圓柱段與擴(kuò)張段溫度明顯不同。周向在0°到18°范圍內(nèi)壁面溫度較高,與上節(jié)中燃燒域分析的結(jié)論相同。

表3 傳熱性能仿真結(jié)果對(duì)比Tab.3 Comparison of simulation results of heat transfer performance

圖7 周向溫度分布Fig.7 Distribution of circumferential wall temperature

2.3 推力工況對(duì)燃燒性能的影響

本節(jié)主要研究推力工況對(duì)燃燒傳熱過程產(chǎn)生的影響,控制混合比等參數(shù)不變,僅改變推進(jìn)劑的質(zhì)量流量,仿真結(jié)果如表4所示。工況3的質(zhì)量流量比工況2提升22.29%,室壓提升22.17%,燃燒效率降低0.55%,工況4的質(zhì)量流量比工況3提升22.12%,室壓提升21.88%,燃燒效率降低0.76%,由于仿真研究對(duì)象為縮尺推力室模型,其燃燒空間有限,在圓柱段未能充分燃燒,故增加質(zhì)量流量對(duì)燃燒效率影響有限。

表4 推力工況對(duì)燃燒性能影響的仿真結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparison of simulation results of the influence of thrust condition on combustion performance

繪制出兩種工況下燃燒域18°截面處O2組分濃度的分布云圖如圖8所示,分析可知在喉部及噴管擴(kuò)張段處,工況3的O2濃度略低于工況4,說明工況3狀態(tài)下燃燒效率更高,工況4由于推進(jìn)劑流量更多,燃燒過程釋放熱量更大,而且在喉部和擴(kuò)張段仍有較高的O2未完全燃燒,導(dǎo)致了其壁面溫度較高。

圖8 推力室O2分布Fig.8 O2 distribution of combustion chamber

2.4 推力工況對(duì)傳熱性能的影響

本節(jié)主要研究推力工況對(duì)壁面的溫度分布以及冷卻劑出口溫度和壓力的影響,仿真結(jié)果如表5所示。工況3的推進(jìn)劑質(zhì)量流量比工況2提升22.29%,最高壁溫提升9.16%,最高熱流密度提升17.48%,冷卻劑溫升提高13.05%,出口壓力不變;工況4的推進(jìn)劑質(zhì)量流量比工況3提升22.12%,最高壁溫提升9.07%,最高熱流密度提升15.81%,冷卻劑溫升提高10.48%,出口壓力不變。

表5 推力工況對(duì)燃燒性能影響的仿真結(jié)果對(duì)比Tab.5 Comparison of simulation results of the influence of thrust condition on heat transfer performance

整理計(jì)算結(jié)果,以Z軸為旋轉(zhuǎn)軸,截取計(jì)算模型中9°，27°截面處壁面溫度和熱流密度,詳細(xì)數(shù)據(jù)如圖9和圖10所示。推進(jìn)劑混合比固定時(shí),推進(jìn)劑質(zhì)量流量越大,燃燒過程釋放的能量越多,而且工況4的高溫區(qū)域長度更長,使得相同壁面位置處工況4的溫度和熱流密度均更高。

圖9 壁面溫度分布Fig.9 Distribution of wall temperature

圖10 壁面熱流密度Fig.10 Distribution of wall heat flux

3 結(jié)論

本文以某型號(hào)推力室縮尺試驗(yàn)件為研究對(duì)象,使用經(jīng)驗(yàn)公式與UDF相結(jié)合的數(shù)值仿真方法,對(duì)燃燒和傳熱的耦合過程進(jìn)行了仿真求解,在保證計(jì)算準(zhǔn)確性的同時(shí)提升了計(jì)算效率。共設(shè)置4種工況,分析后得出以下結(jié)論：

1)經(jīng)驗(yàn)公式與UDF相結(jié)合的方法能較準(zhǔn)確地模擬推力室內(nèi)推進(jìn)劑和燃?xì)獾奈镄浴?/p>

2)頭部噴嘴排列方式會(huì)影響燃燒過程,噴嘴密集區(qū)域,推進(jìn)劑在圓柱段已充分燃燒,噴嘴稀疏區(qū)域內(nèi)高溫區(qū)域較長,壁面溫度高。

3)增加推力室質(zhì)量流量會(huì)令壁面溫度、熱流密度和冷卻劑出口溫升變大,但對(duì)燃燒效率和冷卻劑流動(dòng)影響較小。