推力室集合器導流結構均流效果仿真與優(yōu)化

張 亞，謝 恒，劉 倩

(1.中國航天科技集團有限公司北京航天動力研究所，北京 100076；2.中國航天科技集團有限公司低溫液體推進技術實驗室，北京 100076)

1 引言

液氫、液氧作為氫氧火箭發(fā)動機的推進劑，具有高比沖、無污染等優(yōu)點，是當今世界上面級發(fā)動機、深空探測器等采用的主流推進劑之一。較有代表性的氫氧火箭發(fā)動機有蘇聯(lián)能源號運載火箭的芯級RD-0120發(fā)動機、歐空局阿麗亞娜五號火箭的火神(Vulcain)發(fā)動機、日本H2火箭的LE5發(fā)動機及美國航天飛機的主發(fā)動機(SSME)等。

現(xiàn)役氫氧火箭發(fā)動機頭部配備上百、甚至幾百個噴嘴，氫噴嘴流量分配的均勻性直接影響氫噴嘴抗燒蝕能力、燃燒室內(nèi)的燃燒狀態(tài)及發(fā)動機穩(wěn)定性等。膨脹循環(huán)發(fā)動機作為氫氧火箭發(fā)動機的一種，具有比沖高、系統(tǒng)簡單等優(yōu)點，其氫燃料經(jīng)過身部換熱加溫后，作為動力源推動渦輪做功后再進入頭腔組織燃燒，因此噴注器氫腔外側多設計包含1～2個集中入口輪胎形的集合器進行流量分配。集中入口集合器結構給眾多噴嘴的流量均勻分配帶來了困難。此外，由于氫頭腔多位于氧頭腔和燃燒室之間，且結構非常緊湊，無法在氫頭腔采用類似位于噴注器頂部氧腔的非等徑孔均流板、均流環(huán)等措施。

鮑啟林等、王曉麗采用整周的均流環(huán)將頭腔分隔為內(nèi)外2個腔，通過均流環(huán)徑向孔周向角度、孔徑等非均勻分布來保證頭腔內(nèi)噴嘴流量周向分布的均勻；王仙等在再生冷卻噴管冷卻集合器內(nèi)設計了周向非等徑分布的徑向孔來提高冷卻介質周向分布的均勻性；周偉等針對推力室身部冷卻夾套在集合器內(nèi)設計了非等徑分布的均流孔，確保身部冷卻介質周向均勻分布。但是，對于大推力發(fā)動機，需要配備上百個非等徑的徑向孔，連續(xù)改變徑向孔直徑給加工防差錯和檢測帶來挑戰(zhàn)，并且單純依靠改變徑向孔直徑分布并不能很好應對集合器入口區(qū)高速流體吹襲導致的不均勻問題。

本文提出一種集合器入口導流結構，采用FLUENT模型仿真得到的邊區(qū)噴嘴流量分布均勻性結果為判斷依據(jù)，對導流結構的具體幾何參數(shù)進行優(yōu)化以獲得導流片的最優(yōu)結構參數(shù)，為類似集合器的均流設計提供參考。

2 導流結構

圖1是推力室集合器入口導流結構示意圖。該導流結構在集合器與氫頭腔之間采用等徑、均布徑向通孔的前提下，在入口設計非整周的導流片來消除單一集中入口對周向流量分布均勻性的不利影響。

圖1 導流結構示意圖Fig.1 Scheme of the diversion structure

氫燃料經(jīng)集合器入口進入氫集合器內(nèi)，然后流經(jīng)導流片和過濾網(wǎng)，通過二底上的若干個徑向孔進入二底和噴注器面板間形成的氫噴前腔，之后自氫噴嘴噴入燃燒室。導流片為弧形凸臺，徑向截面為楔形。導流片的覆蓋弧度大于集合器入口的覆蓋弧度，底部與氫集合器固定連接，其高度為。隨著集合器內(nèi)主流沿著周向流動，其徑向速度分量逐步減小，需要逐步減小導流片在徑向的導流保護作用，因而在導流片兩端設置了高度逐漸減小的斜切面。斜切面開始減小位置的弧度為。導流片的迎風面向內(nèi)傾斜，與推力室軸線的夾角為，確保吹襲導流片的氣流被導流片引導形成向上的角度不直接吹襲過濾網(wǎng)和徑向孔。

采用該入口導流結構，一方面避免集中入口高速氣流直接吹襲正對的徑向孔，解決了入口正對的外圈噴嘴由于頭腔流速高、靜壓低導致氫流量偏低易于燒蝕的問題；另一方面，集合器內(nèi)流動周向分布更均勻，可提高氫頭腔內(nèi)所有氫流量分配的均勻性，增強了噴注器整體抗燒蝕的能力。導流結構還遮擋大部分入口氣流，避免其直接吹襲入口區(qū)過濾網(wǎng)導致壓差負荷集中于氣流高通量區(qū)，有助于提高過濾網(wǎng)在發(fā)動機工作過程中的壽命。

影響導流片均流效果的幾何參數(shù)主要包括導流片高度、導流片弧度、斜切面起始弧度和導流面傾斜角度。本文設計了4組不同參數(shù)組合的導流片進行優(yōu)化比較，其具體參數(shù)如表1所示。

表1 導流結構主要尺寸參數(shù)Table 1 Geometric parameters of the diversion structure

3 數(shù)值模型

針對某膨脹循環(huán)氫氧發(fā)動機的噴注器氫集合器、氫頭腔及若干氫噴嘴建立了數(shù)值模型，分析評估不同結構參數(shù)下導流片的均流效果。圖2是模型計算區(qū)域示意圖，其中A為氫入口inlet，設為質量流量入口2.7 kg/s，B為若干個氫噴嘴環(huán)縫出口outlet，設為壓力出口邊界4.1 MPa。為了便于統(tǒng)計外圈噴嘴流量分布情況，將外圈噴嘴按逆時針方向順序編號，集合器入口正對的噴嘴編號分別為13＃、14＃、15＃和16＃。

圖2 模型計算區(qū)域及其邊界Fig.2 Computational domain and its boundaries

數(shù)值模型采用基于壓力的SIMPLEC算法。氫物性通過用戶自定義調(diào)用NIST數(shù)據(jù)庫中氣氫物性參數(shù)，包括密度、定壓比熱容、熱傳導系數(shù)、動力粘性等。采用標準-湍流模型，壁面函數(shù)采用標準壁面函數(shù)。

采用Ansys workbench中的mesh模塊進行網(wǎng)格劃分，其中，氫噴嘴環(huán)縫、徑向孔和環(huán)徑向孔采用結構化網(wǎng)格，其余采用非結構網(wǎng)格，如圖3所示，網(wǎng)格總單元數(shù)約1565萬。

圖3 數(shù)值模型網(wǎng)格(導流片4)Fig.3 Mesh of the computational model(structure 4)

4 結果及討論

4.1 噴嘴流量均勻性對比

在該型發(fā)動機推力室研制過程中，曾出現(xiàn)氫集合器入口位置對應的14＃和15＃噴嘴固定位置燒蝕現(xiàn)象。后采取在入口過濾網(wǎng)內(nèi)側設置骨架擋板的改進措施，一定程度改善了集中入口流量分布的均勻性，解決了固定位置燒蝕問題。但是，經(jīng)仿真分析，該改進方案下氫噴嘴流量分布仍不夠均勻，如圖4所示，經(jīng)多次長程試車后仍會出現(xiàn)外圈噴嘴輕微燒蝕現(xiàn)象。

圖4 外圈噴嘴流量分布對比Fig.4 Comparison of flow distribution of the outer ring nozzle

正常的平均混合比(約為6)燃燒條件下，氫氧燃燒溫度很高，約為3500 K。在均勻分配的氫流量冷卻條件下，能夠保證氫噴嘴壁面的溫度低于金屬的熔點，確保噴嘴不發(fā)生熔融燒蝕。受入口高速氣流的影響，原始狀態(tài)下氫集合器入口正對的4個氫噴嘴流量明顯偏低，但對應的同軸氧噴嘴的流量仍然是相對平均地分配過來。這會導致集合器入口區(qū)的4個氫噴嘴出口處的混合比偏離平均值，混合比偏高會導致燃燒溫度升高。當出口附近燃氣溫度升高，超過金屬的熔點，會發(fā)生噴嘴的熔融燒蝕現(xiàn)象，這可能是原始狀態(tài)發(fā)動機試車后發(fā)生固定位置燒蝕的機理之一。

另外，原始狀態(tài)的被燒蝕噴嘴除了翻邊燒蝕變形外，還呈現(xiàn)出表面發(fā)黑的氧化現(xiàn)象。在氫氧平均混合比(≈6)條件下，理論上氫氣能夠有效充當犧牲陽極對金屬起到保護作用。但是被燒蝕噴嘴表面出現(xiàn)黑色氧化物，說明在發(fā)動機工作過程中氧化劑和金屬直接接觸。即由于氫流量顯著低于單噴嘴平均流量，被燒蝕噴嘴出口環(huán)縫隙的氣膜不能有效包裹氫噴嘴出口的翻邊，容易被氧噴嘴的液膜突破。這種情況，即使噴嘴壁面的溫度仍低于金屬熔點，在局部富氧條件下仍然會發(fā)生氫噴嘴的氧化燒蝕現(xiàn)象。

以上2種燒蝕機理，都與被燒蝕噴嘴的氫流量低于預期的平均流量有關。且采用骨架擋板方案提高入口正對的4個氫噴嘴的流量后，發(fā)動機經(jīng)長程試車考核有效解決了該固定位置氫噴嘴(14＃、15＃)燒蝕的問題，這也直接證明了本文所采用的FLUENT模型計算方法和結果的有效性。

本文導流片方案的目標是在骨架擋板方案基礎上，進一步優(yōu)化流場分配，通過改善外圈噴嘴流量分布均勻性來提高噴嘴抗燒蝕裕度。圖4還對比了原始狀態(tài)、骨架擋板方案和4個導流片方案下外圈噴嘴流量分布情況。結果顯示，導流片方案經(jīng)過4輪迭代，外圈噴嘴流量分布均勻性逐步得到了改善，最終選擇導流片4作為優(yōu)選方案。

圖5對比了導流片4與原方案噴嘴流量分布均勻性散差，優(yōu)化后的導流結構可將外圈噴嘴流量分布的均勻性偏差由-4.49%～1.05%收窄至-0.91%～1.12%。采用該導流結構亦優(yōu)于骨架擋板方案，可顯著改善外圈氫噴嘴的流量分配均勻性。因此，該方案能夠解決由于流量分配不均導致局部噴嘴燒蝕的問題。

圖5 外圈噴嘴流量分布散差對比Fig.5 Comparison of deviation of the flow distribution of the outer ring nozzle

4.2 均流效果影響因素分析

圖6對比了骨架擋板方案和導流片4結構下的總壓分布情況。結果顯示，相比較骨架方案，導流片方案可顯著降低入口影響區(qū)的總壓，即可減少入口高速氣流對過濾網(wǎng)的沖擊。

圖6 集合器內(nèi)總壓分布對比Fig.6 Comparison of total pressure distribution in collector

圖7對比了原始方案、骨架擋板方案和導流片4結構下的入口附近徑向孔流量分布情況。結果顯示，原始方案下集合器入口沒有任何遮擋措施，高速來流直接吹襲入口正對徑向孔，入口正對的3個徑向孔流量顯著大于兩側的其他徑向孔，其中37＃的徑向孔正對入口；入口正對的3個徑向孔流量過大繞流外圈氫噴嘴產(chǎn)生引射作用，降低了相應外圈噴嘴入口的靜壓，是圖4、圖5中4個外圈噴嘴流量顯著偏低的原因。

圖7 集合器入口附近徑向孔流量分布對比Fig.7 Comparison of mass flow rate distribution in radial holes near the inlet of the collector

骨架方案通過在入口區(qū)附近的過濾網(wǎng)內(nèi)側增加骨架擋板減小入口區(qū)過濾網(wǎng)的流通面積，一定程度削弱了入口高速氣流對相應噴嘴的影響。采用骨架擋板方案的發(fā)動機經(jīng)過多次試車考核，驗證了通過改善外圈噴嘴流量分配均勻性可以解決入口針對氫噴嘴固定位置燒蝕的問題。

導流片方案可在骨架擋板方案基礎上進一步提高入口區(qū)集合器徑向孔的流量分配均勻性，解決了骨架擋板方案遮擋過度和影響區(qū)域偏小的問題，如圖7所示。導流片4方案對集合器入口高速氣流遮擋程度適中，且在更大范圍內(nèi)實現(xiàn)徑向孔流量的均勻化，應是其獲得外圈噴嘴更好均流效果的內(nèi)在原因。

4.3 過濾網(wǎng)保護效果分析

為了確認導流片方案對過濾網(wǎng)的保護作用，主要關注集合器入口區(qū)域的速度分布。圖8對比了骨架擋板方案和導流片4結構下的徑向速度分布情況。結果顯示，導流片方案降低了入口正對區(qū)域的氣流速度數(shù)值。徑向氣流被認為對過濾網(wǎng)的沖刷作用力較大，因此判斷導流片對過濾網(wǎng)能夠起到保護作用。

圖8 集合器內(nèi)徑向速度分布對比Fig.8 Comparison of radial velocity distribution in collector

圖9進一步對比了2種方案下集合器入口穿過軸線的中截面的流線分布情況。結果顯示，骨架擋板方案下，高流速的入口來流直接沖刷入口區(qū)域過濾網(wǎng)；導流片4方案的導流片迎風的面可有效改變?nèi)肟趤砹鞯闹髁鞣较?，較好地保護入口區(qū)過濾網(wǎng)免受高速氣流直接吹襲。

圖9 集合器內(nèi)流線分布對比Fig.9 Comparison of streamline distribution in collector

本文導流片方案可有效改變集合器入口處氣流的方向，進而降低過濾網(wǎng)所在位置的徑向流速，因此，導流片方案可以對過濾網(wǎng)起到保護作用。

5 結 論

1)優(yōu)化后的導流結構可將外圈噴嘴流量分布的均勻性偏差由原始狀態(tài)的-4.49%～1.05%收窄至-0.91%～1.12%，有助于提高噴嘴抗燒蝕裕度。

2)導流片方案可在骨架擋板方案基礎上進一步提高入口區(qū)集合器徑向孔的流量分配均勻性，其對集合器入口高速氣流遮擋程度適中，且在更大范圍內(nèi)實現(xiàn)徑向孔流量的均勻化，是導流片方案外圈噴嘴均流效果更好的內(nèi)在原因。

3)導流片較好地保護入口區(qū)過濾網(wǎng)免受高速氣流直接吹襲，可以對過濾網(wǎng)起到一定保護作用。

4)該導流結構方案均流效果良好，可以為類似集合器的均流設計提供參考。