液膜冷卻對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒效率的影響

唐 亮,王 凱,劉計(jì)武,張波濤,劉亞洲

(西安航天動(dòng)力研究所 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,陜西 西安 710100)

0 引言

液膜冷卻[1-2]在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中具有廣泛的應(yīng)用,一般與其他冷卻技術(shù)共同應(yīng)用于火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的冷卻。國外的RD-170液氧/煤油發(fā)動(dòng)機(jī)[3]、R-4D軌控發(fā)動(dòng)機(jī)以及國內(nèi)的YF-100液氧/煤油發(fā)動(dòng)機(jī)、490 N軌控發(fā)動(dòng)機(jī)[4]等均用到液膜冷卻技術(shù)。液膜冷卻具有高效的熱防護(hù)效果,很多文獻(xiàn)對(duì)液膜冷卻的冷卻效果進(jìn)行了研究[5-10],確定了液膜冷卻技術(shù)在不同火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中進(jìn)行應(yīng)用的可行性以及效果?？梢园l(fā)現(xiàn),液膜冷卻技術(shù)適用于各種燃料的液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī),具有良好的熱防護(hù)效果。

不同的冷卻劑注入方式會(huì)影響液膜冷卻效果。為實(shí)現(xiàn)較好的液膜冷卻效果,研究人員設(shè)計(jì)出了多種冷卻劑注入方式[11-12],最簡單的方式是在噴注面貼壁處通過一排冷卻孔注入液膜,但由于燃?xì)鈱?duì)液膜的夾帶作用以及燃?xì)馀c氣膜的互相摻混,冷卻膜到達(dá)喉部之前已經(jīng)大量消散,導(dǎo)致對(duì)喉部的冷卻效果不佳;通過發(fā)汗方式形成液膜是一種高效的冷卻方式,但這種方式在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)并未得到廣泛應(yīng)用。早在20世紀(jì)50年代,Kinney等在實(shí)驗(yàn)中通過多孔介質(zhì)滲透方式與壁面切向射流方式形成液膜,對(duì)比了多組冷卻劑流量下液膜的長度,結(jié)果顯示,兩種不同注入方式產(chǎn)生的液膜長度沒有顯著區(qū)別[13]。Shine等的實(shí)驗(yàn)定性研究了冷卻劑的兩種注入結(jié)構(gòu)對(duì)冷卻效率的影響,實(shí)驗(yàn)中冷卻劑分別由切向孔和復(fù)合角孔注入高溫內(nèi)壁,實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果表明:與切向孔注入冷卻劑相比,由復(fù)合角孔注入冷卻劑在x/D<0.75范圍內(nèi)(x為距離注入點(diǎn)的距離,D為實(shí)驗(yàn)管路直徑)冷卻效率較高,而在x/D>0.75范圍內(nèi),由切向孔注入冷卻劑冷卻效率更高,并且反映出由切向孔注入的液膜長度更長[14]。

冷卻劑注入時(shí)往往會(huì)給一個(gè)沿室壁周向的分速度,這樣可使液膜在離心力作用下貼于壁面,向外飛濺比較少,而且破裂比較晚,可在較大的長度范圍內(nèi)保護(hù)內(nèi)壁,冷卻效果好[15]。Yu等對(duì)旋轉(zhuǎn)液膜中的各個(gè)影響因素的量級(jí)進(jìn)行分析,結(jié)果表明:離心力是旋轉(zhuǎn)液膜所受幾個(gè)重要的作用力之一,液膜旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力能夠減弱中心氣流的夾帶作用[16]。另外,液膜旋轉(zhuǎn)也能擴(kuò)展液膜冷卻區(qū)域,從而更有效地冷卻推力室。

液膜注入的位置以及將液膜分多次注入也會(huì)影響冷卻效果。Warner等在高溫燃燒室壁面軸向兩處位置通過環(huán)縫引入液膜,發(fā)現(xiàn)在相同的冷卻劑流量下,冷卻劑分兩段注入的冷卻長度比一次注入的更長,因此可以通過在壁面形成多道液膜從而減小冷卻液膜流量[17]。Volkmann等對(duì)比了將液膜引入位置從噴注器下游移至喉部上游收縮段,發(fā)現(xiàn)喉部熱流密度由76 MW/m2減小至31 MW/m2,喉部的最大熱流密度明顯減小[18]。

林慶國通過數(shù)值仿真研究了490 N軌姿控發(fā)動(dòng)機(jī)推力室頭部冷卻孔角度對(duì)冷卻效果的影響[19]。在第一種頭部結(jié)構(gòu)中,12個(gè)冷卻孔角度都是35°;第二種頭部冷卻孔有45°和25°兩種,兩種角度的冷卻孔交錯(cuò)排列。仿真結(jié)果顯示,第二種冷卻孔排列形式可在保證燃燒效率的前提下,較大幅度地降低喉部外壁溫度。分析認(rèn)為25°冷卻孔噴出的冷卻液貼壁距離較長,能更有效地保護(hù)燃燒室下游及喉部。對(duì)于液滴沉降形成液膜這種液膜形成方式,Knab等仿真研究了400 N遠(yuǎn)地點(diǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)液膜冷卻過程,結(jié)果顯示,霧化平均粒徑對(duì)液膜沉積過程的仿真結(jié)果影響較大[20]。

自20世紀(jì)50年代以來,研究人員進(jìn)行了廣泛的液膜冷卻實(shí)驗(yàn)研究以及理論分析,尤其是充分驗(yàn)證了液膜冷卻的可行性以及液膜冷卻對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響,比較了不同種類冷卻劑的冷卻能力。但不同液膜注入條件對(duì)燃燒效率的影響研究卻較少,本文采用熱試試驗(yàn)的手段研究了不同液膜注入條件下的推力室燃燒效率。

1 試驗(yàn)方案

燃燒室總體設(shè)計(jì)方案要求燃料和氧化劑在液膜注入前盡可能充分地燃燒,產(chǎn)生高溫燃?xì)?然后液膜從燃燒室身部注入。燃燒室身部采用熱沉結(jié)構(gòu),應(yīng)用模塊化設(shè)計(jì),具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。從左到右分別為噴注單元模塊、頭部法蘭模塊、圓柱段#1模塊、液膜注入模塊、圓柱段#2模塊、噴管模塊以及尾端法蘭模塊。噴注單元模塊通過6只螺釘安裝于頭部法蘭模塊,其余模塊通過4根螺柱緊固在一起。頭部法蘭模塊、圓柱段#1模塊、液膜注入模塊的內(nèi)徑均為44 mm。圓柱段#2模塊內(nèi)徑為50 mm,噴管的喉部直徑為18.8 mm。圓柱段#1模塊、圓柱段#2模塊以及噴管模塊材質(zhì)均為紫銅,其他部分材質(zhì)均為不銹鋼?；鸹ㄈ惭b于頭部法蘭模塊,與噴注面的距離約為10 mm。圓柱段#1模塊預(yù)留3個(gè)壓力測(cè)點(diǎn);圓柱段#2模塊預(yù)留有6個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)以及4排共計(jì)28個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)。

圖1 燃燒室總體結(jié)構(gòu)Fig.1 Overall structure of the combustion chamber

噴注單元采用一個(gè)同軸剪切噴嘴,氣氧從中心直流通道進(jìn)入燃燒室,甲烷通過外圈環(huán)縫進(jìn)入燃燒室。實(shí)驗(yàn)中氣氧流量為109～120 g/s,甲烷流量為33～39 g/s,室壓為1 MPa。

燃燒室圓柱段#1和圓柱段#2之間為液膜注入環(huán)狀結(jié)構(gòu),簡稱液膜環(huán)。共設(shè)計(jì)了5個(gè)不同冷卻孔參數(shù)的液膜環(huán),其設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 不同設(shè)計(jì)參數(shù)的液膜注入結(jié)構(gòu)Tab.1 Liquid film injection structure with different design parameters

圖2(a)為液膜環(huán)具體的結(jié)構(gòu),液膜環(huán)材質(zhì)為不銹鋼,冷卻孔所在側(cè)壁的壁厚為1 mm,冷卻孔的長徑比約為4。圖2(b)為液膜環(huán)2和液膜環(huán)5的冷態(tài)試驗(yàn)圖片。在冷態(tài)試驗(yàn)中,可以觀察到冷卻環(huán)的各道冷卻射流具有較好的一致性。

圖2 液膜環(huán)結(jié)構(gòu)及試驗(yàn)圖片F(xiàn)ig.2 Liquid film ring structure and test picture

熱試試驗(yàn)采用擠壓熱試方案,熱試系統(tǒng)如圖3所示,燃燒室采用火花塞點(diǎn)火。

圖3 試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic diagram of the experimental system

試驗(yàn)系統(tǒng)主要分為3路:甲烷路、氣氧路以及煤油液膜路。甲烷路和氣氧路應(yīng)用文氏管控制流量,煤油液膜路應(yīng)用氣蝕管來控制流量。通過在試驗(yàn)中測(cè)量文氏管及氣蝕管前端的壓力,進(jìn)而根據(jù)標(biāo)定結(jié)果可以計(jì)算得到試驗(yàn)工況下的各路流量。

熱試過程中分別使用熱電偶和靜壓傳感器采集燃燒室壁溫和室壓參數(shù)。圓柱段#1和圓柱段#2上各安裝1只壓力傳感器,與噴注器面的距離分別為70 mm、190 mm。壓力傳感器的數(shù)據(jù)采集頻率為1 kHz,在使用區(qū)域內(nèi)的絕對(duì)誤差不超過0.025 MPa。試驗(yàn)中煤油供應(yīng)管路上也安裝了科氏力質(zhì)量流量計(jì),用于輔助測(cè)量煤油流量。壁面溫度采集所用的熱電偶為鎧裝露頭E型熱電偶,外鎧直徑1 mm,測(cè)溫點(diǎn)與燃燒室內(nèi)壁距離為1 mm。熱電偶特征響應(yīng)時(shí)間約為70 ms,精度等級(jí)為一級(jí)。溫度數(shù)據(jù)的采樣頻率為2 kHz。

燃燒室上預(yù)留的熱電偶安裝位置如圖4所示,在液膜環(huán)下游的圓柱段#2段共預(yù)留了4排熱點(diǎn)偶安裝位置。根據(jù)試驗(yàn)中安裝的液膜環(huán)的不同,在圓柱段#2預(yù)留的4排熱電偶安裝位置中選擇兩排安裝熱電偶。使其中一排熱電偶正對(duì)液膜環(huán)上的某個(gè)冷卻孔,另外一排熱電偶處于兩個(gè)冷卻孔的正中間位置處。另外,對(duì)于安裝有不同液膜環(huán)的燃燒室,在其安裝過程中,使正對(duì)冷卻孔的測(cè)溫點(diǎn)相對(duì)于噴注器的安裝位置保持相對(duì)不變。圓柱段#2每排安裝7只熱電偶,共有14只熱電偶在熱試時(shí)測(cè)量溫度。表2給出了安裝的兩排熱電偶的測(cè)溫位置以及對(duì)應(yīng)的名稱。

表2 熱電偶測(cè)溫位置及名稱Tab.2 Location and name of thermocouple temperature measurement

圖4 熱電偶預(yù)留安裝位置Fig.4 Reserved installation location for thermocouples

開展變噴注器混合比、變液膜流量、變液膜注入方式的液膜冷卻熱試試驗(yàn)研究。熱試工況如表3所示。當(dāng)安裝液膜環(huán)2時(shí),噴注器在3.6、3.2和2.8這3個(gè)混合比下燃燒產(chǎn)生高溫燃?xì)?用于對(duì)比不同的燃?xì)饣旌媳葘?duì)燃燒室液膜冷卻特性的影響。安裝其他液膜環(huán)時(shí),噴注器混合比均為3.6。由于氣氧和甲烷的當(dāng)量混合比約為4,因此燃燒室工作在富燃狀態(tài)。液膜流量變化范圍為0～20 g/s。無液膜工況熱試時(shí)間約為3.5 s,有液膜工況熱試時(shí)間為4～5 s。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

有液膜工況下的典型熱試圖如圖5所示,顯示出熱試過程中火焰細(xì)長且穩(wěn)定,火焰末端顏色偏藍(lán)。圖6為實(shí)際熱試工況點(diǎn),圖中不同顏色的點(diǎn)代表不同液膜環(huán)進(jìn)行熱試試驗(yàn)的工況。除無液膜的工況外,液膜最小流量為4.68 g/s,占燃燒室總流量的2.9%,液膜最大流量為19.36 g/s,占燃燒室總流量的11.5%。當(dāng)安裝液膜環(huán)2(N=12,α=20°)時(shí),在燃?xì)饣旌媳葹?.6、3.2、2.8時(shí)均進(jìn)行了液膜冷卻試驗(yàn)。當(dāng)安裝其他液膜環(huán)時(shí),燃?xì)饣旌媳染?.6附近。

圖5 熱試圖Fig.5 Picture of the experiment

圖6 實(shí)際熱試工況Fig.6 Actual test conditions

當(dāng)安裝液膜環(huán)1(N=16,α=20°)、液膜流量為12.8 g/s時(shí),燃燒室試驗(yàn)件噴前壓力及室壓如圖7所示。圖7中:pc代表室壓;po代表氣氧路的噴前壓力;pf代表甲烷路的噴前壓力;pfilm代表煤油液膜路的噴前壓力。所測(cè)得的瞬態(tài)溫度和室壓曲線如圖8所示。圖8中包括14條溫度曲線,其中有7條來源于某一冷卻孔正下方的測(cè)溫點(diǎn),另外7條溫度曲線來源于兩冷卻孔之間的溫度測(cè)點(diǎn)。從圖7和圖8可以看出,室壓曲線上升比較平穩(wěn),無點(diǎn)火壓力峰,液膜在推力室點(diǎn)火后注入,液膜的注入會(huì)壓低溫度曲線上升的斜率,與液膜注入位置越接近的溫度測(cè)點(diǎn),這一現(xiàn)象越顯著。從熱流角度而言,溫度曲線斜率降低,反映了壁面熱流減小,表明液膜起到了熱防護(hù)的作用。0～2 s,由于氧氣路和甲烷路的噴前壓力還在上升,導(dǎo)致室壓不斷爬升;2 s后,室壓已基本穩(wěn)定。鑒于此,對(duì)所有試驗(yàn)工況2.8～3.2 s之間的室壓取平均值,作為這一工況下的燃燒室室壓。不同工況下燃燒室室壓如圖9所示,可見燃燒室室壓隨著液膜流量的增大而不斷增大。

圖7 噴前壓力及室壓曲線Fig.7 Pressure curve in front of the injector and in the combustor

圖8 室壓及溫度曲線Fig.8 Combustor pressure and temperature curve

圖9 所有試驗(yàn)工況下的室壓Fig.9 Combustor pressure under all experimental conditions

(1)

(2)

(3)

式中:minj,o和minj,f分別為試驗(yàn)中氣氧和甲烷的流量;mfilm為煤油液膜流量;hinj,o和hinj,f分別為氣氧和甲烷的焓值;hfilm為煤油的焓值;At為喉部的面積。

不同液膜流量下的燃燒效率如圖10所示,氣氧甲烷噴注器混合比均在3.6附近。不同顏色的離散點(diǎn)代表根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計(jì)算得到的燃燒效率,對(duì)應(yīng)顏色的直線則代表對(duì)其進(jìn)行線性擬合獲得的燃燒效率變化的趨勢(shì)線?？傮w來看,燃燒效率與液膜流量具有強(qiáng)相關(guān)性,燃燒效率隨著液膜流量的增大而降低。在多個(gè)液膜流量下,冷卻孔數(shù)量為12,射流傾角為20°時(shí)的燃燒效率更高,但在相同的液膜流量下,不同的液膜注入方式并未對(duì)燃燒效率產(chǎn)生顯著的規(guī)律性影響。

圖10 不同液膜流量下的燃燒效率(混合比為3.6)Fig.10 Combustion efficiency at different liquid film flows (mixing ratio is 3.6)

無液膜工況下,頭部混合比在3.6附近時(shí),燃燒效率約為94%,隨著液膜流量增大,燃燒效率緩慢降低,當(dāng)液膜流量增大到19.36 g/s附近時(shí),即液膜流量占燃燒室總流量的11.5%,燃燒效率約為89%。可計(jì)算得到液膜流量占燃燒室總流量的百分比每提高2.3%,則燃燒室的燃燒效率降低約1%。

圖11展示了不同混合比下的燃燒效率,可以看出,當(dāng)液膜流量為0時(shí),混合比對(duì)燃燒效率的影響最為顯著,此時(shí)混合比越大,則燃燒效率越高。隨著液膜流量增大,各個(gè)混合比下的液膜燃燒效率差別越來越小,頭部混合比對(duì)燃燒效率的影響逐漸減小。

圖11 不同混合比下的燃燒效率Fig.11 Combustion efficiency at different mixing ratios

出現(xiàn)以上試驗(yàn)結(jié)果,與液膜冷卻的實(shí)際工作過程有很大關(guān)聯(lián)。冷卻劑以射流的方式注入燃燒室后,在撞壁后不斷鋪展并向下游流動(dòng),同時(shí)受高溫燃?xì)庾饔?逐漸轉(zhuǎn)化為氣膜,氣膜繼續(xù)貼壁向下游流動(dòng),部分氣膜進(jìn)入主流燃?xì)?與未完全反應(yīng)的氧化劑進(jìn)一步發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。但是,隨著液膜流量不斷增大,大部分的液膜/氣膜都貼壁流動(dòng),無法有效參與燃燒,導(dǎo)致燃燒效率不斷降低。即便液膜注入方式有所變化,也無法改變大量液膜/氣膜貼壁流動(dòng),無法有效參與燃燒的現(xiàn)實(shí)。這導(dǎo)致了液膜注入方式的變化對(duì)燃燒效率的影響較小,試驗(yàn)中液膜注入方式變化導(dǎo)致的燃燒效率的變化,被試驗(yàn)中其他參數(shù)的改變和誤差所引起的燃燒效率變化所淹沒,進(jìn)而未能呈現(xiàn)出顯著的規(guī)律性。

3 結(jié)論

為了研究不同液膜注入條件對(duì)燃燒效率的影響,開展液膜冷卻熱試試驗(yàn)研究,得到以下結(jié)論。

1)液膜在推力室點(diǎn)火后注入,液膜的注入會(huì)壓低溫度曲線上升的斜率,與液膜注入位置越接近的溫度測(cè)點(diǎn),這一現(xiàn)象越顯著。

2)燃燒效率與液膜流量具有強(qiáng)相關(guān)性,燃燒效率隨著液膜流量的增大而降低。但在本文試驗(yàn)中,相同的液膜流量下,不同的液膜注入方式并未對(duì)燃燒效率產(chǎn)生顯著的規(guī)律性影響。

3)燃燒室燃燒效率隨著液膜流量的增大而降低,本文熱試試驗(yàn)研究條件下,頭部混合比在3.6附近時(shí),計(jì)算得到液膜流量占燃燒室總流量的百分比每提高2.3%,則燃燒室的燃燒效率降低約1%。