氣—氣同軸直流式噴注器結構參數對燃燒性能的影響

王 壯，胡錦華，楊建文，金 丹，李炎棟，霍世慧

(西安航天動力研究所 液體火箭發(fā)動機技術重點實驗室，陜西 西安 710100)

0 引言

進入21世紀以來，大規(guī)模探索宇宙的航天活動對火箭發(fā)動機的動力性能提出了很高的要求，因此對大推力、高性能、高可靠性、可重復使用的液體火箭發(fā)動機的需求愈加迫切，于是，具有高性能、高可靠性的全流量補燃循環(huán)發(fā)動機自1986年問世以來便備受關注。作為分級燃燒循環(huán)的產物，全流量補燃循環(huán)是將全部氧化劑和燃料先經預燃室燃燒，分別產生富氧燃氣和富燃燃氣，隨后富氧燃氣和富燃燃氣經氣—氣噴注器噴入主燃燒室進行補燃，產生推力。作為主燃燒室的重要組成部分，氣—氣噴注器的結構與性能直接影響推進劑燃燒流場的組織，從而影響燃燒效率與燃燒穩(wěn)定性，進而影響推力室的性能。

氣—氣噴注器從結構上可以分為氣—氣同軸直流式噴注器、氣—氣同軸離心噴注器以及同軸雙剪切噴注器。同軸直流式噴注器結構簡單、排布緊湊，適用范圍較廣。離心噴注器結構較為復雜，結構尺寸較大，不利于其在頭部的排布；另外，由于氣—氣噴注器內部推進劑組元無需經歷霧化環(huán)節(jié)，因此離心噴注器的優(yōu)勢會被大大減弱。同軸雙剪切噴注器結構尺寸較小，但是結構相對復雜，加工難度較大。

國外對氣—氣噴注器在全流量補燃發(fā)動機上應用的研究相對較早，由于推進劑組元以氣態(tài)噴入燃燒室，推進劑無需經歷霧化以及汽化過程，因此推進劑組元的混合過程在很大程度上控制著燃燒過程。噴注器表面以及噴注盤的熱環(huán)境相對嚴峻。在早期通過大量中、小型燃燒室的冷流試驗和熱試驗，對噴注器性能、燃燒性能、燃燒穩(wěn)定性以及噴注器表面的傳熱問題進行了研究。但是早期試驗研究燃燒室的壓力相對較低，與發(fā)動機的實際工作狀態(tài)相差較遠。Farhangi等設計了氣氫/富氧燃氣噴注器，并在9.6～13 MPa的室壓范圍內進行了大量熱試驗，對燃燒穩(wěn)定性以及噴注器的熱負荷進行檢測，為后續(xù)的設計提供了豐富的數據庫。

國內北京航空航天大學的蔡國飆團隊在這方面的研究較為突出：金平等通過冷流實驗對同軸直流式、同軸離心式氣—氣噴注器氣流的流場進行實驗觀測，基于射流理論揭示了這兩種噴注器的內部流場特征以及推進劑組元的混合機理；李茂、WANG、杜正剛等對同軸直流式以及同軸雙剪切式噴注器進行了大量單噴嘴燃燒試驗，研究了推進劑混合比、壓降比、速度比等參數對燃燒室燃燒性能以及噴嘴和燃燒室表面熱負荷的影響，并且通過量綱分析得到燃燒室換熱特性的相似準則；在前人研究的基礎上，汪小衛(wèi)等進行了大量多噴注器的燃燒試驗，研究了噴注單元相互作用下的燃燒特性以及噴注流量與噴注單元排布對頭部熱環(huán)境的影響。

在氣—氣同軸直流式噴注器氣體組元的混合以及燃燒特性方面，前人做了大量研究工作，但是在噴注器結構參數變化對燃燒性能影響方面的系統(tǒng)研究較少。本文通過對某型號的氣—氣噴注器進行二維簡化，氧噴嘴入口為富氧燃氣(主要成分為O)，燃料噴嘴入口為富燃燃氣(主要成分為CH)，通過對燃燒流場進行數值計算，來分析氧噴嘴直徑、燃料噴嘴寬度、氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚以及中心噴嘴縮進長度這4方面結構參數的變化對燃燒性能的影響。

1 數值計算方法

1.1 數值方法

本文研究的幾何模型(如圖1所示)和流場結構是軸對稱的，因此采用的是二維軸對稱多組分—方程，數值求解時，對流項離散采用的是二階迎風格式，擴散項離散采用的是二階中心差分格式，湍流模型采用的是標準-湍流模型，該模型對求解剪切流、混合流以及分離流動有很好的適應性。

圖1 三維幾何模型Fig.1 3D geometric model

燃燒采用概率密度模型(以下簡稱PDF模型)。PDF模型自提出以來，國內外諸多學者從實驗以及數值仿真兩方面對其進行了大量的研究以及修正。PDF模型采用化學平衡假設，即假設燃燒系統(tǒng)一直處于平衡狀態(tài)，燃燒速率由混合速率控制。對于一個特定的燃燒系統(tǒng)，該模型根據最小吉布斯自由能法，將復雜的化學反應減少為一個(或者兩個)守恒的混合分數，而對應為所有熱化學標量(組分濃度、密度、溫度等)的單值函數；再通過概率密度函數法將湍流和化學反應的相互作用結合起來。于是，燃燒可以被簡化為一個混合問題，這樣便大大簡化了運算，并且可以嚴格考慮湍流和化學反應的相互作用。

1.2 邊界條件

燃燒室設計壓力為25 MPa；富氧燃氣與富燃燃氣入口均為質量入口，富氧燃氣由O、CO與HO組成，富燃燃氣由CH、CO與HO組成，富氧燃氣與富燃燃氣各自流量以及燃氣性質如表1與表2所示。

表1 富氧燃氣入口參數Tab.1 Inlet parameters of oxygen enriched gas

表2 富燃燃氣入口參數Tab.2 Inlet parameters of rich fuel gas

本文計算模型的邊界條件如圖1所示，入口采用的是質量流量入口邊界條件，具體參數見表1和表2。噴管出口是超音速的，本文采用的是壓力外推條件，通過上游參數根據特征線法外推獲得。

1.3 計算工況

本文從氧化劑噴嘴直徑、燃料噴嘴寬度、氧噴嘴與燃料噴嘴之間壁厚以及中心氧噴嘴縮進長度這4方面來探究氣—氣同軸直流式噴嘴結構參數對燃燒室燃燒性能的影響，這4個結構參數的表示如圖2所示。其中，表示氧噴嘴直徑，Δ表示燃料噴嘴內外徑之差，此處定義為燃料噴嘴寬度，表示氧噴嘴與燃料噴嘴之間壁厚，表示氧噴嘴縮進長度。

圖2 噴嘴結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of nozzle structure

本文選定初始基準尺寸參數如表3所示，后續(xù)在基準尺寸的基礎上，每次只改變、Δ、與這4個參數中的一個。

表3 基準尺寸參數Tab.3 Benchmark size parameters 單位：mm

1.4 評價方法

通過對比燃燒室流場的最高溫度、組分均勻性、火焰長度以及燃燒效率，來分析結構參數對燃燒性能的影響。本文定義火焰長度為高溫燃氣擴散到中心軸的位置與噴注面板(如圖2所示)的距離。燃燒效率用來表征單位質量推進劑能量在燃燒室中轉化為熱能的完善程度，其計算方法很多，本文用喉部截面處O的消耗量與噴入燃燒室的O總質量的比值來表征燃燒效率，即

(1)

2 計算結果比較與分析

2.1 計算方法驗證

為了驗證計算模型的準確性，利用本文前面論述的計算方法與文獻[25]中的試驗值進行對比。由圖3可以看出，燃燒室壓力計算值與試驗值相比稍微偏小，但基本吻合，可以認為本文的計算方法滿足精度要求。

圖3 計算模型驗證結果Fig.3 Verification results of calculation model

2.2 網格無關性驗證

本文計算采用的是結構化網格，并對壁面、氣氣剪切等區(qū)域進行了加密。為保證計算精度，進行網格無關性驗證。本文劃分了4套網格，網格數量分別為4.5×10、6.7×10、8.9×10以及10.9×10，4套網格下計算得到的富氧燃氣入口壓力分別為25.302 MPa、25.299 MPa、25.301 MPa和25.301 MPa?？梢钥闯?，8.9×10和10.9×10兩套網格下計算得到的壓力值相同。因此，可認為網格數量增加到8.9×10后，計算結果與網格數量無關。

2.3 流場特征分析

在探究結構參數對燃燒室燃燒性能的影響規(guī)律之前，先對基準尺寸參數下燃燒室流場進行分析，圖4、圖5分別為噴注面板附近的速度云圖、流線圖以及基準尺寸參數下燃燒室的溫度云圖(由于計算域為細長結構，為了更加清楚地展示流場細節(jié)，因此本文將所有云圖在徑向上進行3倍放大)。

由圖4可以看出，在噴嘴出口處，富燃燃氣速度較高，富氧燃氣速度較低。但是富氧燃氣流量大，因此富氧燃氣的流體慣性較大。一方面，由于流體慣性作用，富氧燃氣對富燃燃氣有吹離作用；另一方面，富氧燃氣與富燃燃氣之間存在較大的速度差，因此會產生較強的剪切力。另外，由圖5可以看出，燃燒室內部明顯存在兩個較強的回流區(qū)：A區(qū)與B區(qū)，這是因為在噴嘴出口附近存在較大的速度梯度，因此兩股流體會在剪切力作用下產生較強的卷吸作用，從而在圖5中A區(qū)產生回流渦；另外，在卷吸作用下兩股流體摻混均勻，從而在A區(qū)產生一穩(wěn)定的高溫區(qū)以穩(wěn)定火焰(如圖5所示)；由于富燃燃氣流體慣性較小，富氧燃氣對富燃燃氣有吹離作用，因此流線壓縮，在B區(qū)產生回流區(qū)。

圖4 基準尺寸參數下流線圖Fig.4 Velocity contour and streamline under benchmark size parameters

圖5 基準尺寸參數下溫度場云圖Fig.5 Temperature contour under benchmark size parameters

由圖5可以看出，沿軸向越靠下游燃氣溫度越高。這是因為在剪切作用下，富氧燃氣與富燃燃氣進行摻混，從而發(fā)生燃燒反應，并且沿軸向向下游發(fā)展。在上游，由于富氧燃氣與富燃燃氣剛開始摻混，摻混效果較差，因此反應不完全，燃氣溫度較低；燃燒區(qū)域隨流場沿軸向向下游發(fā)展的同時，亦沿徑向向中心軸以及壁面擴散，在流動過程中，二者逐漸摻混均勻，因此燃氣溫度升高。

2.4 氧噴嘴直徑的影響

在保證其余參數不變的情況下，只改變氧噴嘴直徑，分別對為6.6 mm、7.1 mm、7.6 mm、8.1 mm時燃燒室的流場進行仿真模擬，其溫度云圖如圖6所示，內部組分云圖如圖7、圖8所示，燃燒效率如表4所示。

圖6 不同do參數下燃燒室的溫度云圖Fig.6 Temperature contour under different do

圖7 不同do參數下O2摩爾分數云圖Fig.7 Mole fraction contour of O2 under different do

圖8 不同do參數下CH4摩爾分數云圖Fig.8 Mole fraction contour of CH4 under different do

表4 不同do參數下的燃燒效率Tab.4 Combustion efficiency under different do

由圖6可以看出，當=6.6 mm時，火焰長度為300 mm；當=7.1 mm時，火焰長度為340 mm；當=7.6 mm時，火焰長度為410 mm；當=8.1 mm時，火焰超過喉部。即：隨著中心氧噴嘴直徑的增加，火焰長度明顯增加。另外，從圖7與圖8可以看出，隨著的增加，中心區(qū)域O的消耗量明顯下降，并且B回流區(qū)CH的摩爾濃度明顯增加。從表4可以看出，隨著增加，燃燒效率降低。

這是因為在富氧燃氣流量與富燃燃氣流量不變的情況下，隨著中心氧噴嘴直徑的增加，富氧燃氣與富燃燃氣的動量比減小，二者的剪切作用減弱；另外，由于中心氧噴嘴直徑增加，富燃燃氣向中心軸線的擴散距離增大，從而減緩了富氧燃氣與富燃燃氣的摻混過程。因此在B回流區(qū)CH的摩爾濃度增加，中心區(qū)域O的消耗量明顯下降。從而導致燃燒區(qū)域在徑向擴散減緩，火焰長度增加，燃燒效率降低。

2.5 燃料噴嘴寬度的影響

在保證其余參數不變的情況下，只改變燃料噴嘴寬度Δ，分別對Δ為0.6 mm、0.7 mm、0.8 mm、0.9 mm時燃燒室的流場進行仿真模擬，其溫度云圖如圖9所示，內部CH組分云圖如圖10所示，燃燒效率如表5所示。

圖9 不同Δdf參數下燃燒室的溫度云圖Fig.9 Temperature contour under different Δdf

圖10 不同Δdf參數下CH4摩爾分數云圖Fig.10 Mole fraction contour of CH4 under different Δdf

表5 不同Δdf參數下的燃燒效率Tab.5 Combustion efficiency under different Δdf

由圖9與表5可以看出，隨著燃料噴嘴寬度增加，火焰長度有微弱增加，燃燒效率有微弱降低。但是由圖10可以看出，CH摩爾濃度在B回流區(qū)的變化較為明顯。

這是因為與富氧燃氣相比，富燃燃氣流量較小，并且限于結構原因，燃料噴嘴寬度變化較小，因此火焰長度以及燃燒效率變化微弱。另外，隨著燃料噴嘴寬度增加，在燃料流量不變的前提下，雖然富氧燃氣與富燃燃氣的動量比增加，但是富燃燃氣的流體慣性減小，富氧燃氣對富燃燃氣的吹離作用增加，因此在B回流區(qū)的CH的摩爾濃度增加，從而造成燃燒效率微弱降低。

2.6 燃料噴嘴與氧噴嘴之間壁厚的影響

在保證其余參數不變的情況下，只改變燃料噴嘴與氧噴嘴之間的壁厚，分別對為0.8 mm、1.05 mm、1.3 mm時燃燒室的流場進行仿真模擬，其溫度云圖、內部組分云圖分別如圖11～圖13所示，燃燒效率如表6所示。

表6 不同δ參數下的燃燒效率Tab.6 Combustion efficiency under different δ

燃料噴嘴與氧噴嘴之間的壁厚不僅起到將富氧燃氣與富燃燃氣隔離開的作用，富氧燃氣與富燃燃氣由于卷吸作用還會在A回流區(qū)形成穩(wěn)火點，起到穩(wěn)定火焰的作用。由圖11可以看出，當為0.8 mm時，穩(wěn)火點的最高溫度為3 521 K；當為1.05 mm時，穩(wěn)火點的最高溫度為3 405 K；當為1.3 mm時，穩(wěn)火點的最高溫度為3 281 K。顯然，隨著的增加，穩(wěn)火點的溫度顯著降低。

圖11 不同δ參數下燃燒室的溫度云圖Fig.11 Temperature contour under different δ

由表6可以看出，隨著的增加，燃燒效率降低。另外，由圖12與圖13可以看出，隨著增加，中心區(qū)域的O消耗量下降，B回流區(qū)的CH質量分數增加。這是因為隨著增加，富燃燃氣向中心軸線的擴散距離增加，并且使得燃料噴嘴的面積增大，從而導致富燃燃氣的流速降低。這二者使得中心富氧燃氣對富燃燃氣的吹離作用增強，富氧燃氣與富燃燃氣之間的摻混作用減弱，從而導致B回流區(qū)的CH質量分數增加，火焰長度明顯增加。

圖12 不同δ參數下O2摩爾分數云圖Fig.12 Mole fraction contour of O2 under different δ

圖13 不同δ參數下CH4摩爾分數云圖Fig.13 Mole fraction contour of CH4 under different δ

2.7 縮進距離的影響

在保證其余參數不變的情況下，只改變氧噴嘴縮進距離，分別對為0 mm、2 mm、3 mm、7 mm時燃燒室的流場進行仿真模擬，其溫度云圖、內部組分云圖分別如圖14與圖15所示，燃燒效率如表7所示。

圖14 不同Lr參數下燃燒室的溫度云圖Fig.14 Temperature contour under different Lr

由圖14可以看出，縮進距離對火焰長度的影響較為微弱，但是當縮進距離為0時，很明顯可以看出回流區(qū)A的穩(wěn)火點溫度較低，并且回流區(qū)A較小，會造成火焰不穩(wěn)定。由圖15可以看出，對富氧燃氣與富燃燃氣的摻混影響較大，當縮進距離為0時，回流區(qū)B內CH的摩爾濃度大幅度增加；后續(xù)隨著縮進距離的增加，回流區(qū)內甲烷的濃度雖有減小，但是作用比較微弱。由表7可以看出，隨著縮進距離的增加，燃燒室燃燒效率逐漸增加。由此可以看出，一定的縮進距離有助于組元的摻混，提高燃燒效率。

圖15 不同Lr參數下CH4摩爾分數云圖Fig.15 Mole fraction contour of CH4 under different Lr

表7 不同Lr參數下的燃燒效率Tab.7 Combustion efficiency under different Lr

3 結論

通過對氧噴嘴直徑、燃料噴嘴寬度、氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚以及中心噴嘴縮進長度這4方面的結構參數對燃燒室燃燒性能的影響進行仿真分析，得到以下結論。

1)氧噴嘴直徑以及氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚對火焰長度影響較大，隨著氧噴嘴直徑以及氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚增大，燃燒室內火焰長度明顯增加，燃燒效率明顯降低；另外，氧噴嘴與燃料噴嘴之間的壁厚對穩(wěn)火點的溫度影響較大，隨著壁厚增加，穩(wěn)火點溫度明顯降低。

2)燃料噴嘴寬度對火焰長度影響較小，隨著燃料噴嘴寬度的增加，火焰長度微弱增加；但是燃料噴嘴寬度對組元摻混影響較大，燃料噴嘴寬度越大，靠近噴注面的回流區(qū)內燃料組分濃度越大，混合越差。

3)縮進距離對火焰長度影響微弱，但是設計一定的縮進距離可以明顯增強推進劑組元之間的混合，并且提高穩(wěn)火點的溫度。