氣氧/氣甲烷火炬點火器設(shè)計及試驗

王煜錕，王 玫，張 鋒，馮建暢

(西安航天動力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

隨著航天事業(yè)的不斷發(fā)展，可重復(fù)使用運載器逐漸成為未來航天運載器的重要發(fā)展方向。液氧/甲烷發(fā)動機以低成本、高性能、易使用、無毒、無污染的優(yōu)勢，成為可重復(fù)使用運載器的首選推進系統(tǒng)，因此受到各航天大國的競相關(guān)注。

液氧/甲烷屬于非自燃的雙組元低溫推進劑組合，要實現(xiàn)發(fā)動機的點火啟動，就必須設(shè)置點火裝置。目前液體火箭發(fā)動機常用的點火裝置主要為固體火藥點火器、化學(xué)點火器以及火炬式點火器。其中，火炬式點火器具有點火能量大、可重復(fù)使用、工作時間便于調(diào)節(jié)和使用維護方便等優(yōu)點，是可重復(fù)使用液氧甲烷發(fā)動機理想的點火方式?；鹁媸近c火器一般由推進劑供應(yīng)系統(tǒng)、燃燒室、火花塞點火系統(tǒng)以及噴管(或燃?xì)鈱?dǎo)管)等部件組成。

國內(nèi)外學(xué)者針對火炬式點火器的工作狀態(tài)均做出了一定的研究。NASA格林研究中心設(shè)計了一種由頭部、艙室和燃料冷卻套筒組成的液氧/甲烷火炬式點火器，并在此點火器模型上進行了750多次試驗。試驗對混合比、器件溫度、火花塞能量、燃料純度、點火器幾何構(gòu)型等因素對點火器燃燒溫度及工作狀況影響做了分析，結(jié)果表明，混合比越大，燃?xì)鉁囟仍礁?；且火花塞能量低?00 MJ時，點火失敗。Aerojet公司開展了液氧/甲烷點火技術(shù)研究，掌握了不同工作條件下點火器燃燒室溫度特征、穩(wěn)態(tài)工作特性、殼體冷卻及熱交換導(dǎo)致的混合比變化特征、點火器的脈沖工作性能等，初步確定了點火器的點火邊界特性。國內(nèi)劉巍等設(shè)計了旋轉(zhuǎn)液膜冷卻的氣氧/酒精火炬式點火器，氧化劑為氣態(tài)，使用液體燃料對燃燒室壁面進行再生冷卻，加強了熱防護效果。試驗結(jié)果顯示：當(dāng)余氧系數(shù)一定時，若液體燃料沸點較高，則燃燒室下游燃燒產(chǎn)物核心部分為氣態(tài)，周圍為液態(tài)；若液體燃料沸點較低，則燃燒室下游燃燒產(chǎn)物為氣態(tài)。且最長工作時間達到20 s。

綜上可知，針對火炬點火器的工作狀態(tài)、工作性能、工作邊界等已經(jīng)有了較為全面和深入的研究，但主要集中在液氧/液氫或者液氧/煤油領(lǐng)域，而針對氣氧/氣甲烷火炬點火器的工作特性等還鮮有研究。鑒于此，本文設(shè)計了一種氣氧/氣甲烷火炬點火器，并采用試驗手段對其工作特性開展了研究，為工程設(shè)計提供指導(dǎo)。

1 試驗裝置設(shè)計與試驗方法

1.1 試驗裝置設(shè)計

根據(jù)已有火炬點火器設(shè)計方案，結(jié)合所需設(shè)計要求，確定燃燒室采用普通圓筒結(jié)構(gòu)設(shè)計。氣氧/氣甲烷火炬式點火器的噴注器采用直流撞擊式噴注器。氧噴嘴和甲烷噴嘴的撞擊角度為180°。

試驗時，氧氣和甲烷經(jīng)過孔板以一定的速度和流量進入燃燒室中同軸碰撞、摻混。點火器出口結(jié)構(gòu)分別為直流出口和收縮出口。

表1為點火器設(shè)計主要參數(shù)。點火器采用氣氣推進劑組織燃燒，設(shè)計壓強為1 MPa，設(shè)計流量為8 g/s。點火器頭部配置單獨火花塞，全部氧氣(流量5 g/s)由點火器燃燒室接入一個直流噴嘴噴入燃燒室。甲烷分兩路，一小部分甲烷(流量0.25 g/s，占甲烷總流量的8.3%)由燃燒室一個直流噴嘴噴入燃燒室，并與氧氣的噴射方向同軸對撞；其余甲烷(流量2.75 g/s，占甲烷總流量的91.7%)通過設(shè)置在導(dǎo)火管組件的直流噴嘴進入，并在導(dǎo)火管外部加入冷卻甲烷管路組件。整個點火器各部件由螺栓連接。

表1 點火器設(shè)計輸入?yún)?shù)Tab.1 Input parameters of igniter design

點火器結(jié)構(gòu)A、B、C剖面圖分別如圖1和圖2所示，本文共設(shè)計了3種結(jié)構(gòu)的點火器，3種結(jié)構(gòu)點火器其燃燒室直徑、氧氣入口噴嘴內(nèi)徑、點火甲烷入口噴嘴內(nèi)徑、點火導(dǎo)管長度、排放甲烷環(huán)縫寬度均相同。其主要區(qū)別是：A結(jié)構(gòu)出口為直流出口，B、C結(jié)構(gòu)出口為收縮出口。結(jié)構(gòu)A和B點火導(dǎo)管直徑相同，結(jié)構(gòu)C點火導(dǎo)管直徑為結(jié)構(gòu)B直徑的1.5倍。3種結(jié)構(gòu)差異主要是點火導(dǎo)管直徑大小與有無出口收縮段(如圖2所示紅框位置為收縮出口)，直徑大小影響出口富氧燃?xì)饬魉伲隹谑湛s段影響出口富氧燃?xì)馀c排放路甲烷的摻混，從而影響出口補燃情況。氣氧/氣甲烷點火器實物如圖3所示。

圖1 A結(jié)構(gòu)點火器剖視圖Fig.1 Sectional view of structure A igniter

圖2 B、C結(jié)構(gòu)點火器剖視圖Fig.2 Sectional view of structure B and C igniter

圖3 氣氧/氣甲烷點火器實物圖Fig.3 Prototype of gas oxygen/gas methane igniter

1.2 試驗方法

試驗系統(tǒng)原理圖如圖4所示。氧氣和甲烷分別經(jīng)減壓閥、電磁閥和孔板進入火炬點火器進行點火燃燒，通過調(diào)節(jié)氧化劑入口與燃料入口壓強保證試驗所需的流量。

圖4 點火器試驗原理圖Fig.4 Schematic diagram of ignition test

點火裝置電火花塞采用高可靠組件，且具備重復(fù)使用能力。該火花塞點火能量約為300 MJ，點火頻率為30 Hz，對應(yīng)高壓包的輸入電壓為24 V。

點火3 s時序如圖5所示，先打開氧氣閥門，0.5 s后打開甲烷閥門，工作3 s后關(guān)閉所有閥門，其中火花塞在初始階段工作1 s后停止工作。2 s及5 s工作時序與3 s時序基本相同，即：0.5 s后打開甲烷閥門，工作2 s/5 s后關(guān)閉所有閥門，火花塞在初始階段工作1 s后停止工作。

圖5 點火器3 s點火時序圖Fig.5 3 s time sequence of ignitor

2 試驗結(jié)果與分析

根據(jù)不同的排放冷卻甲烷外管出口結(jié)構(gòu)形式，火炬點火器共有結(jié)構(gòu)A、結(jié)構(gòu)B和結(jié)構(gòu)C等9種不同狀態(tài)，另外，3種結(jié)構(gòu)的外管出口均可通過調(diào)節(jié)墊片個數(shù)，調(diào)節(jié)外管出口的縮進長度。

試驗主要針對不同結(jié)構(gòu)狀態(tài)下、不同縮進長度以及不同核心混合比進行展開，主要試驗結(jié)果如表2所示。

表2 氣氧/氣甲烷點火器點火試驗Tab.2 Summary of ignition test for gas oxygen/gas methane igniter

2.1 混合比變化試驗

本文通過保持氧氣流量一定，改變點火路甲烷與排放路甲烷流量大小，對點火器進行時長為2 s的點火試驗研究。得到了直流式的結(jié)構(gòu)A不同混合比情況下燃燒室壓力變化情況，并觀察了出口補燃火焰穩(wěn)定性的變化情況。

采用結(jié)構(gòu)A的火炬點火器，開展如表2所示的狀態(tài)A1～A3工況的點火試驗，以獲得兩路甲烷流量分配對點火器工作特性的影響，3種工況下燃燒室壓強分布如圖6所示。

圖6 結(jié)構(gòu)A1、A2、A3燃燒室壓力Fig.6 Chamber pressure of structure A1,A2 and A3

圖中3條壓力曲線代表3個工況，隨著點火甲烷流量的增加，3個工況下的燃燒室壓力分別為0.90 MPa、1.02 MPa、1.09 MPa，燃燒室壓力不斷升高，燃燒室燃?xì)鉁囟纫膊粩嗌?。分析其原因主要是隨著燃燒室燃料流量的增大，燃燒室內(nèi)混合比逐漸接近當(dāng)量混合比，因而燃燒室壓力和溫度升高。而試驗曲線在打開氧閥后產(chǎn)生了約為0.4 MPa的壓力“平臺”，這是由于先打開氧閥，氣氧進入燃燒室從而建壓產(chǎn)生壓力“平臺”。試驗中未觀察到排放甲烷與出口燃?xì)獍l(fā)生補燃，只是在點火初期有火花閃過，分析原因認(rèn)為是點火初期燃燒室壓強還很低、直流式出口不利于排放甲烷與富氧燃?xì)獾膿交?、出口富氧燃?xì)馑俣容^高不易產(chǎn)生補燃火焰等造成的。

2.2 變縮進長度試驗

采用結(jié)構(gòu)B的點火器，開展如表2所示的狀態(tài)B1～B3工況的點火試驗，分析點火導(dǎo)管出口縮進長度對點火器工作特性的影響，3種工況下燃燒室壓強分布如圖7所示。

圖7 結(jié)構(gòu)B1、B2、B3點火室壓力Fig.7 Chamber pressure of structure B1,B2 and B3

3種縮進長度下，燃燒室壓力均為1.35 MPa，且比結(jié)構(gòu)A這3種工況下的壓力高，這是由于結(jié)構(gòu)B狀態(tài)下出口為收縮結(jié)構(gòu)，相較于結(jié)構(gòu)A的直流式出口，出口的燃?xì)赓|(zhì)量流量降低，燃燒室壓力升高。對比結(jié)構(gòu)B不同縮進長度的燃燒室壓強曲線可知，燃燒室壓力并未發(fā)生變化，說明縮進長度對燃燒室壓力并不產(chǎn)生影響。壓力拖尾段持續(xù)時間隨著縮進長度的減小而減小，這是由于關(guān)閉氧閥和甲烷閥后剩余燃?xì)饬鞒鰰r間會由于縮進長度的縮短而降低。

觀察3次點火試驗的燃?xì)獬隹谘a燃情況，發(fā)現(xiàn)在初始階段有火花閃過但火焰并未產(chǎn)生。分析其原因是加入收縮出口以后有利于燃?xì)馀c排放甲烷的摻混，但由于收縮出口會使富燃燃?xì)饬魉僭龃?，對補燃產(chǎn)生較大影響，從而導(dǎo)致燃燒失敗。因而加大摻混的同時需降低富燃燃?xì)馑俣取?/p>

2.3 變結(jié)構(gòu)試驗

對收縮結(jié)構(gòu)C進行如表2所示的狀態(tài)C1～C3的2 s點火試驗，燃燒室壓強如圖8所示。不同混合比下燃燒室壓強分別為0.98 MPa、1.05 MPa、1.18 MPa,壓力值和燃燒室溫度不斷升高。

圖8 結(jié)構(gòu)C1、C2、C3點火室壓力Fig.8 Chamber pressure of structure C1,C2 and C3

由于結(jié)構(gòu)C的導(dǎo)火管直徑為結(jié)構(gòu)B的1.5倍，此時燃燒室點火導(dǎo)管直徑增大，燃燒室喉部直徑增大，燃燒室壓力相較于結(jié)構(gòu)B降低，如圖9所示，B3狀態(tài)壓力為1.35 MPa，C3狀態(tài)壓力為1.18 MPa。燃燒室收縮直徑及點火導(dǎo)管直徑變大也會增大閥門關(guān)閉時的剩余燃?xì)獾馁|(zhì)量流量，從而使得壓力“拖尾段”時間變短。點火導(dǎo)管直徑變大，富燃燃?xì)獬隹诹魉俳档停藭r3次試驗出口都產(chǎn)生了相當(dāng)穩(wěn)定的羽流火焰，如圖10所示。

圖9 結(jié)構(gòu)B3、C3點火室壓力Fig.9 Chamber pressure of structure B3 and C3

圖10 點火器出口火焰補燃圖Fig.10 Flame afterburning at igniter outlet

2.4 長程試驗及過熱情況評估

為驗證點火器的耐熱狀況，本文進行了5 s的單次點火試驗,試驗得到的壓強分布如圖11所示。

圖11 5 s長程試車壓力Fig.11 Chamber pressure of 5 s ignition test

在本文所設(shè)計的點火器進行的超過30次點火試驗中，整個結(jié)構(gòu)完好，火花塞工作正常。如圖12所示，燃燒室、導(dǎo)火管、點火器頭部過熱區(qū)都主要發(fā)生在靠點火甲烷入口處。這是由于點火室在點火過程中處于富氧狀態(tài)，而靠近甲烷噴嘴的區(qū)域，混合比較為接近化學(xué)當(dāng)量混合比，所以燃燒溫度相比平均混合比對應(yīng)的燃燒溫度高，出現(xiàn)了過熱的痕跡，但對整個結(jié)構(gòu)并未產(chǎn)生影響。

圖12 點火器過熱部位Fig.12 Overheating part of igniter

3 結(jié)論

本文針對液體火箭發(fā)動機多次點火問題設(shè)計了氣氧/氣甲烷火炬式點火器，通過試驗對點火器方案進行了驗證，研究分析了點火導(dǎo)管內(nèi)徑和出口形狀等關(guān)鍵因素對點火器出口補燃的影響，得出的結(jié)論如下。

1)點火器采用直流互擊式噴注、富氧燃?xì)馀c排放甲烷在出口補燃、點火導(dǎo)管收縮出口的結(jié)構(gòu)方案，補燃火焰穩(wěn)定，燃燒室壓力達到設(shè)計值，并進行多次點火和長程試驗，滿足點火路多次工作要求。

2)甲烷流量與氧氣流量的比值會影響點火器燃燒室壓強的大小，在富氧情況下，比值越大，壓強越大。合理選擇點火器結(jié)構(gòu)促進排放甲烷與中心燃?xì)獾膿交?，能有效地促使出口補燃的發(fā)生。

3)增大點火導(dǎo)管直徑能有效地降低富氧燃?xì)獾某隹谒俣龋褂命c火導(dǎo)管收縮出口能有效地促使排放甲烷與富氧燃?xì)獾膿交?。兩種因素共同促使出口補燃的發(fā)生。出口速度降低能有效地促使排放路甲烷與中心燃?xì)鈸交?，同時也可避免對出口補燃火焰穩(wěn)定性產(chǎn)生負(fù)面影響。