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        N2O/HTPB固液發(fā)動機燃燒室結構對藥柱燃面退移特性的數(shù)值模擬①

        2019-01-18 10:58:24張夢龍徐松林
        固體火箭技術 2018年6期
        關鍵詞:燃室燃面藥柱

        張夢龍,張 悅,徐松林

        (中國人民解放軍91550部隊,大連 116023)

        0 引言

        固液火箭發(fā)動機具有成本低、安全性好、推力可控等優(yōu)點,是化學推進領域的一個重要類別。然而,固液火箭發(fā)動機燃燒受到傳熱、流動、結構等多種因素影響,使其性能預示非常困難,也制約了這種發(fā)動機的應用。從結構形式上看,固液混合發(fā)動機是固體火箭發(fā)動機和液體火箭發(fā)動機的合成體,比液體火箭發(fā)動機系統(tǒng)簡單,比固體火箭發(fā)動機復雜。在工作過程中,液體氧化劑噴入燃燒室后,與燃燒室內(nèi)的固體燃料熱解氣體相互摻混形成擴散燃燒[1],看似非常簡單,但燃燒效率低等問題卻無法得到解決[2]。為此,國內(nèi)外通過大量試驗和數(shù)值模擬來分析和研究影響燃燒效率的一系列因素[3-5],其中包括改進固體燃料,在燃料中添加金屬粉末,改變氧化劑流量、藥柱形狀等[6-9]。

        本文以N2O/HTPB為推進劑組合,綜合分析了燃燒室內(nèi)復雜的物理過程和能量平衡,建立了基于燃面耦合傳熱的數(shù)值模擬模型[10],并依據(jù)此計算模型方法,分析不同藥柱長徑比、不同長度的前燃室、不同長度的補燃室以及噴管喉徑的大小等結構參數(shù)對燃料退移速率的影響,從而為固液發(fā)動機的研究提供參考和依據(jù)。

        1 物理模型

        1.1 假設

        由于固液發(fā)動機內(nèi)的燃燒反應非常復雜,數(shù)值模擬的計算模型卻不能全部涵蓋,因此為了簡化計算,對其作如下假設[11]:

        (1)流動定常。由于燃燒室內(nèi)燃氣速度非常高,而燃料的退移速率卻很低,因此對流動作定常假設。

        (2)僅考慮氣相燃燒。

        (3)混合氣體為理想氣體。

        (4)忽略徹體力的影響。

        1.2 燃燒模型

        PDF(Probability Density Function)模型是概率密度模型,主要用于解決湍流燃燒。PDF模型主要是假設流體在局部化學反應處于平衡狀態(tài)下計算出流場內(nèi)各組分分布,不需要詳細的化學動力學機理,因而適用于擴散燃燒的模擬。

        HTPB熱解氣體成分及質(zhì)量分數(shù)如表1所示[12]。溫度分布見圖1。

        表1 HTPB在1023 K下的熱解氣體成分

        圖1 溫度分布

        如圖1所示,通過PDF模型計算出推進劑組合N2O/HTPB的燃燒平均溫度隨著HTPB濃度的變化關系,反應的最高溫度約為3 300 K,與實際燃燒溫度較為相符。

        1.3 燃燒表面的傳熱

        如圖2所示,高溫氧化劑通過噴嘴進入燃燒室后,通過對流傳熱和輻射傳熱使燃面迅速熱解,從而與氧化劑氣體相互摻混燃燒,燃燒產(chǎn)生的熱量繼續(xù)通過換熱,使燃料持續(xù)分解。

        圖2 燃面附近溫度分布

        在燃料表面,存在熱流平衡:

        qg+qr=qd+qs

        (1)

        (2)

        式中A為指前因子;Ea為活化能;Ts為燃面溫度;R為氣體常數(shù)。

        當Ts>722 K時,A=11.4 mm/s,Ea=20.54 kJ/mol;當Ts<722 K時,A=3964.8 mm/s,Ea=55.86 kJ /mol。

        1.4 湍流模型

        燃料表面的退移速率相比燃燒室內(nèi)的燃氣速度較低,而剪切應力傳輸(SST)k-w模型不僅考慮了低雷諾數(shù)以及可壓縮性,而且考慮了剪切流模型,因而對于求解墻壁束縛流動和自由剪切流動具有較強的使用性,計算所采用的湍流模型。

        SSTk-w模型輸運方程如下:

        Gw+Yw+Dw+Sw

        式中Γk、Γw為k與w的有效擴散項;Gk為湍流動能;Yk、Yw為k與w的發(fā)散項;Gw為k與w方程;Dw為正交的發(fā)散項。

        2 計算模型

        2.1 計算區(qū)域和對象

        圖3給出了固液發(fā)動機的二維結構簡圖,沿流動方向從左至右依次為前燃室、藥柱、補燃室及噴管,所標注尺寸為發(fā)動機初始尺寸。

        圖3 固液發(fā)動機簡圖和網(wǎng)格

        本文采用商業(yè)軟件FLUENT進行數(shù)值仿真,其中燃面?zhèn)鳠岵捎弥行牟罘指袷接嬎?;求解算法采用不可壓縮流的PISO算法;控制方程采用有限體積法,擴散項和對流項采用二階迎風格式。

        2.2 邊界條件

        氧化劑邊界條件采用質(zhì)量流量入口,初始流量給定為0.4 kg/s,其中N2O假定進入燃燒室已經(jīng)分解為O2和N2,根據(jù)熱力計算結果,O2質(zhì)量分數(shù)為0.36,N2質(zhì)量分數(shù)為0.64,混合氣體溫度為1600 K。

        出口邊界條件采用壓力出口條件。壁面采用無滑移、絕熱壁面邊界條件。

        3 算例驗證

        為驗證計算模型的合理性和正確性,本文針對文獻[14]中的第9次實驗數(shù)據(jù)進行驗證。燃燒室為二維平板結構,燃燒室上、下兩藥柱表面間距20 mm,氣氧流量為0.2 kg/s。圖4給出了采用本文模型得到的退移速率。

        圖4 計算結果與實驗結果對比

        從圖4可看出,計算結果與試驗結果吻合較好,退移速率沿流動方向逐漸增大。通過算例與試驗的對比分析,該數(shù)值模型能夠較好地模擬固液混合發(fā)動機實驗,并預測燃料退移速率。

        4 計算結果分析

        分別對不同藥柱長徑比、不同長度的前燃室、不同長度的補燃室以及不同的噴管喉徑等結構因素進行數(shù)值仿真,對比分析各因素對固體燃料退移速率的影響。

        因為發(fā)動機總體的長徑比非常大,所以為了便于觀察,將各發(fā)動機仿真云圖徑向坐標放大2倍。

        4.1 藥柱長徑比對燃料退移速率影響

        保證其他結構參數(shù)不變,對藥柱長徑比分多個工況進行數(shù)值模擬計算,由于燃面退移速率沿軸向比較接近,因此對藥柱內(nèi)徑R分為30、34、…、86 mm等15個工況分別進行流場計算。

        圖5和圖6分別給出了藥柱內(nèi)徑為30、42、50、62 mm的溫度場分布,以及燃料熱解氣體濃度對比分布云圖。

        圖5 溫度分布

        從圖5可看到,高溫氧化劑進入燃燒室的速度很高,而燃燒通道卻較為狹小,導致燃燒室內(nèi)的軸向速度也非常高,因而導致火焰緊貼固體燃面,呈現(xiàn)帶狀區(qū)域分布,屬于典型的擴散燃燒;隨著藥柱內(nèi)徑的不斷增大,而燃燒室內(nèi)通道的速度依然非常高,從而使氧化劑氣體與燃料熱解氣體反應區(qū)域越來越深入補燃室內(nèi),同時摻混效果更好,最高溫度也越來越高。

        圖6 燃氣質(zhì)量分數(shù)

        從圖6可看到,隨著燃燒通道的擴大,由于燃燒通道的軸向速度很高,從而導致了混合反應物尚未反應完全便通過噴管噴出,噴出氣體含有氧化劑氣體,不僅浪費了發(fā)動機內(nèi)氧化劑氣體,而且會增加對噴管的氧化燒蝕。

        圖7給出了藥柱內(nèi)徑各個工況所對應的退移速率分布情況。從圖7可看出,固體燃面上游位置的退移速率較高,而后退移速率逐漸降低,主要原因時初始燃燒火焰距燃面較近,燃面通過熱對流和熱輻射獲得的能量較高,從而導致燃面熱解速率增大。隨著燃燒室內(nèi)混合氣體的流動,混合氣體的反應區(qū)逐漸遠離燃面,造成了燃面獲得的對流和輻射熱量逐漸減小,因而導致退移速率逐漸降低;隨著藥柱內(nèi)徑的不斷增大,燃面退移速率整體下降,當藥柱內(nèi)徑不斷增大時,燃燒通道內(nèi)混合氣體速度逐漸降低,也會導致混合物反應區(qū)與燃面的距離逐漸變大,從而使燃面獲得的熱能量減小,退移速率也隨之減小。

        圖7 不同藥柱內(nèi)徑下的退移速率分布

        4.2 前燃室長度對燃料退移速率的影響

        保證其他結構參數(shù)不變,對前燃室長度分多個工況進行數(shù)值模擬計算,即對前燃室長度L0分為61、71、81、91、101 mm等5個工況分別進行流場計算。

        圖8給出了不同前燃室下的退移速率分布情況。

        圖8 不同前燃室下的退移速率分布

        從圖8可看出,燃面退移速率整體趨勢基本沒有變化,燃面上端的退移速率較高,隨著燃燒氣體向發(fā)動機下游的流動,燃面退移速率逐漸降低。但隨著前燃室的不斷增大,燃面退移速率也會相應增加,只是增加幅度較小,說明適當增大燃燒室的長度,可提高燃面的退移速率,但幅度不大。

        為驗證結果可能存在的誤差因素,將藥柱內(nèi)徑由30 mm增加至50 mm,其余結構因素不變,分別對不同前燃室長度進行數(shù)值仿真對比分析,如圖9所示。圖10給出了前燃室長度為61 mm與101 mm的速度矢量對比圖。

        圖9 退移速率分布

        圖10 速度矢量分布

        從圖9可得到,隨著前燃室長度的增加,燃面退移速率仍可增加。

        從圖10可看出,前燃室出現(xiàn)旋渦,使少量的燃料熱解氣體回流至前燃室,與氧化劑氣體發(fā)生反應,可大大加強氧化劑在前燃室的分解,對燃燒室內(nèi)的穩(wěn)定燃燒起到了至關重要的作用;隨著補燃室長度的增長,旋渦逐漸變大,可更好增強前燃室的換熱作用,從而提高退移速率。

        4.3 補燃室長度對燃料退移速率影響

        保證其他結構參數(shù)不變,對補燃室長度分多個工況進行數(shù)值模擬計算,即對補燃室長度L1分為140、240、340、440、540 mm等5個工況分別進行流場計算,見圖11。

        從圖11可看出,燃面退移速率分布合理,但隨著補燃室長度的增加,退移速率雖然稍有變化,但變化較小,而且沒有任何規(guī)律。為了繼續(xù)驗證,將藥柱內(nèi)徑由30 mm增加至50 mm,燃面的退移速率如圖12所示。從圖12可發(fā)現(xiàn),隨著補燃室長度增加,燃面的退移速率基本不受影響。

        圖13給出了藥柱內(nèi)徑R為30、50 mm時,補燃室長度分別為140、340、540 mm氧化劑質(zhì)量分數(shù)分布對比圖。

        圖11 不同補燃室下的退移速率分布

        圖12 退移速率分布

        圖13 氧化劑質(zhì)量分數(shù)

        從圖13可看到,補燃室長度的減小或者藥柱內(nèi)徑的不斷增大,導致氧化劑和燃料在噴管處都會有較多的剩余,說明燃燒很不充分。可見,補燃室的長度大小對流動和燃燒的影響較小,各參數(shù)分布只是相當于截斷了下游部分,而上游基本未受影響。

        綜合對比分析,補燃室的長度對于燃面退移速率影響很??;但補燃室的長度大小,會影響燃燒室內(nèi)氧化劑和燃料是否充分燃燒。事實上,補燃室的長度對固液火箭發(fā)動機的燃燒效率的影響很關鍵,合理的補燃室長度可增強剩余氧化劑和燃料的摻混效果,適當增加補燃室的長度,可使發(fā)動機燃燒性能達到最佳。

        4.4 喉徑對燃料退移速率影響

        保證其他結構參數(shù)不變,對喉徑分多個工況進行數(shù)值模擬計算,即對喉徑大小分為12.5、15.5、18.5、21.5、24.5 mm等5個工況分別進行流場計算。

        從圖14可看出,燃面退移速率分布合理,但隨著喉徑的逐漸增大,燃面前端退移速率基本一致,燃面后端退移速率逐漸減小,但幅度非常小。為驗證誤差的存在,將藥柱內(nèi)徑由30 mm增加至50 mm,燃面的退移速率如圖15所示。從圖15可發(fā)現(xiàn),隨著喉徑的變化,燃面的退移速率基本不變。由此可見,喉徑的變化對退移速率基本沒有影響。

        圖14 不同喉徑下的退移速率分布

        圖15 退移速率分布

        5 結論

        (1)藥柱長徑比對退移速率影響較大,前燃室長度對退移速率影響較小,補燃室長度及喉徑對退移速率的影響甚微。

        (2)藥柱內(nèi)徑較大或者補燃室較短時,都會影響氧化劑與燃料熱解氣體的摻混效果,進而影響燃燒室內(nèi)的燃燒效率。

        (3)在固體燃面前端退移速率變化較大,隨著向后流動,退移速率雖逐漸降低,但變化較小。

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