郭 敬，張 佳，李 茂，孔凡超，張家仙

(北京航天試驗(yàn)技術(shù)研究所 北京市航天試驗(yàn)技術(shù)與裝備工程技術(shù)研究中心，北京 100074)

0 引言

基于深空探索與發(fā)展的需求，高比沖、高性能的大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)是世界各國重點(diǎn)研究攻關(guān)的方向之一。在我國重型運(yùn)載火箭項(xiàng)目的推動(dòng)下，大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)處于關(guān)鍵技術(shù)深入攻關(guān)階段。與現(xiàn)有發(fā)動(dòng)機(jī)相比，大推力發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)過程中推進(jìn)劑流量大大增加。應(yīng)用于重型運(yùn)載火箭的發(fā)動(dòng)機(jī)，液氫流量達(dá)到80.3 kg/s，發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)冷時(shí)從推力室排出的低溫氫氣約2 kg/s，在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程會(huì)產(chǎn)生16.4 kg/s的燃燒殘余氫氣。大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)在各階段產(chǎn)生的氫氣都遠(yuǎn)超我國現(xiàn)有的各類型氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)。發(fā)動(dòng)機(jī)高模試驗(yàn)時(shí)，在發(fā)動(dòng)機(jī)后端會(huì)有擴(kuò)壓器、引射器或消音系統(tǒng)，形成一個(gè)封閉或者半封閉的空間。造成試驗(yàn)過程大量的富燃燃?xì)鈺?huì)殘留在設(shè)備內(nèi)部，難以迅速擴(kuò)散，并和倒吸入的空氣摻混形成爆炸條件，如果不進(jìn)行處理會(huì)存在很大風(fēng)險(xiǎn)[1-2]。

根據(jù)液體火箭氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)推力和工作方式，一般采用惰性氣體吹除、主動(dòng)燃燒等處理方式。惰性氣體吹除方式是將試驗(yàn)后殘留在系統(tǒng)內(nèi)的富燃燃?xì)庥枚栊詺怏w稀釋并吹除出系統(tǒng)。如1957年美國NASA格林研究中心建立的推力9 t的發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)IDEAS，在試驗(yàn)前和試驗(yàn)過程中，采用在消聲通道中用CO2稀釋的方法，在試驗(yàn)結(jié)束后作為稀釋用的惰性氣體會(huì)被吹出排放系統(tǒng)。這種處理方式試驗(yàn)費(fèi)用較高。主動(dòng)燃燒處理方式是在試驗(yàn)過程中補(bǔ)充氧化劑，然后采用主動(dòng)引燃的方式將多余富燃燃?xì)馊紵＠缍砹_斯推力為800 t級(jí)的發(fā)動(dòng)機(jī)РД-170高空模擬所用的試驗(yàn)臺(tái)采用該方法處理全封閉式高模系統(tǒng)中的富燃?xì)怏w。所用的補(bǔ)燃裝置為帶有夾套冷卻的圓筒，內(nèi)置60個(gè)噴嘴，補(bǔ)燃裝置長25 m，內(nèi)徑達(dá)到5.2 m，補(bǔ)加液氧流量達(dá)到800 kg/s。俄羅斯科洛廖夫城試驗(yàn)站的C1.5400A高模臺(tái)和摩爾斯克的立式高模試驗(yàn)臺(tái)在擴(kuò)壓器出口設(shè)置補(bǔ)燃裝置，通過吸入外界空氣作為氧化劑將排出的富燃?xì)怏w燒掉[3]。美國斯坦尼斯試驗(yàn)臺(tái)J-2X發(fā)動(dòng)機(jī)縮尺高模試驗(yàn)也采用這種方法，從蒸汽引射器噴出的富氧引射蒸汽和從發(fā)動(dòng)機(jī)噴出的富氫燃?xì)庠诤蠖说娜細(xì)馔ǖ纼?nèi)產(chǎn)生二次燃燒。通過這種方式處理發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庵械母挥鄽錃?，消除試?yàn)過程中的安全風(fēng)險(xiǎn)[4]。國內(nèi)未有過在封閉環(huán)境中補(bǔ)氧燃燒氫氣的經(jīng)驗(yàn)，采用合理的仿真研究可為實(shí)際系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)，對(duì)關(guān)鍵參數(shù)的確定提供重要借鑒，減少設(shè)計(jì)風(fēng)險(xiǎn)，提高設(shè)計(jì)效率。

1 高模試驗(yàn)推力室富氫燃?xì)馀欧盘幚矸桨?/h2>

我國的重型運(yùn)載氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)采用自身引射方案進(jìn)行高空模擬試驗(yàn)時(shí)，需要對(duì)試驗(yàn)前預(yù)冷排氫和試驗(yàn)時(shí)的富氫燃?xì)膺M(jìn)行處理，防止發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)時(shí)可能存在燃爆安全風(fēng)險(xiǎn)。綜合考慮安全性、經(jīng)濟(jì)性、可行性、設(shè)計(jì)難度等要求，擬采用液氧補(bǔ)燃燃燒的方法處理富氫燃?xì)狻D1為發(fā)動(dòng)機(jī)高空模擬試驗(yàn)系統(tǒng)，主要設(shè)備包括真空艙、擴(kuò)壓器、水冷段、消音器。水冷段位于擴(kuò)壓器之后、消音器之前，中間設(shè)液氧補(bǔ)燃器，采用點(diǎn)火火炬主動(dòng)點(diǎn)火燃燒的方式，引燃發(fā)動(dòng)機(jī)排出的冷氫和富氫燃?xì)狻?/p>

圖1 補(bǔ)燃系統(tǒng)設(shè)計(jì)示意圖Fig.1 Schematic diagram of oxygenating combustion system

2 計(jì)算模型與方法

為研究高模試驗(yàn)過程中的補(bǔ)氧燃燒過程可能存在的問題，根據(jù)高空模擬試驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)，建立了高空模擬計(jì)算幾何模型，如圖2所示，艙直徑8 m，長15 m，總長108 m。為減少計(jì)算量，提高計(jì)算效率，將液氧噴嘴總面積等效為環(huán)形噴嘴面積，將三維模型轉(zhuǎn)化為二維模型進(jìn)行計(jì)算。

圖2 補(bǔ)燃系統(tǒng)仿真模型Fig.2 Simulation model of oxygenating combustion system

根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)過程，穩(wěn)定工作階段采用穩(wěn)態(tài)計(jì)算。采用雷諾平均、守恒型Navier-Stocks(N-S)方程組作為氣相湍流流動(dòng)控制方程，湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型[5-6]。計(jì)算中不考慮空氣的液化、水分的冷凝和結(jié)冰等相變，空氣組分中只包括氮?dú)夂脱鯕?。燃燒過程采用單步燃燒反應(yīng)模型。采用PRESTO格式離散壓力項(xiàng)，其余項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式離散。求解過程中采用PISO格式耦合壓力與速度[7]。

計(jì)算網(wǎng)格數(shù)約170萬個(gè)。考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口和計(jì)算區(qū)域尺度為米級(jí)，噴嘴尺度為毫米級(jí)，對(duì)噴嘴附近網(wǎng)格進(jìn)行多重加密，以確保計(jì)算的準(zhǔn)確度。對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)出口與艙交界處以及補(bǔ)氧噴嘴出口處的網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理，如圖3所示。

富氫燃?xì)鈴陌l(fā)動(dòng)機(jī)噴管排出，燃?xì)馊肟诙撕鸵貉鯂娮⑷肟诰捎觅|(zhì)量入口邊界條件，給定入口流量、組分、溫度、水力直徑和湍流參數(shù)；本項(xiàng)研究主要為面向工程應(yīng)用的方案可行性論證研究，對(duì)計(jì)算精度要求相對(duì)較低，為提高計(jì)算效率，將液氧簡(jiǎn)化為低溫氧氣處理，不考慮液氧的破碎、霧化和蒸發(fā)過程。低溫氧氣和液氧摻混燃燒存在的區(qū)別較大，氣相燃燒主要在剪切面燃燒，氧化劑與燃料接觸后就會(huì)燃燒，噴嘴處熱防護(hù)難度較大，同時(shí)燃燒面也會(huì)阻隔氧化劑與燃料的接觸，燃燒長度一般較長；液相霧化蒸發(fā)過程中會(huì)與氣相摻混，盡管霧化蒸發(fā)過程要一定的長度，但預(yù)混過程反而會(huì)使燃燒距離縮短[8]。采用壓力出口邊界條件，壓力為1個(gè)大氣壓，環(huán)境溫度300 K。對(duì)稱軸采用對(duì)稱軸邊界條件，固體壁面絕熱無滑移[9-10]。

圖3 網(wǎng)格加密處網(wǎng)格Fig.3 Grid refinement

3 計(jì)算結(jié)果及分析

計(jì)算工況為2種:第一種研究補(bǔ)氧流量對(duì)燃燒過程及高模系統(tǒng)的影響；第二種研究液氧噴注角度對(duì)燃燒過程及高模系統(tǒng)的影響。

3.1 補(bǔ)氧流量影響

補(bǔ)氧流量分別為200 kg/s，400 kg/s，600 kg/s，液氧噴注角度15°，噴注時(shí)液氧的溫度設(shè)定為100 K。圖4給出了不同補(bǔ)氧流量下的靜溫分布，從圖4結(jié)果可以看到，不同補(bǔ)氧流量下擴(kuò)壓器內(nèi)靜溫分布基本相同，區(qū)別不明顯，對(duì)擴(kuò)壓器內(nèi)的激波串也沒有影響。

圖4 不同補(bǔ)氧流量下的靜溫Fig.4 Static temperature of different oxygen flow

圖5給出了不同補(bǔ)氧流量下的氫摩爾濃度分布。從圖5(a)可以看出，沒有補(bǔ)氧燃燒時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣中的氫會(huì)進(jìn)入后端消聲系統(tǒng)。而有補(bǔ)氧燃燒時(shí)，如圖5 (b)～5(d)所示，氫均在補(bǔ)氧段燃燒完成，無殘余氫氣進(jìn)入后續(xù)設(shè)備。從圖5結(jié)果可以看出，補(bǔ)氧流量增加，燃?xì)庹w溫度稍微下降，在離開補(bǔ)氧段之前，所有氫氣均完全燃燒，補(bǔ)氧量越大，燃燒長度越短。

圖6給出了不同補(bǔ)氧流量下的氧摩爾濃度分布，結(jié)果表明，在補(bǔ)燃段內(nèi)，氧主要靠近壁面，壁面氧濃度較高，同時(shí)，補(bǔ)氧量越大，氧濃度越大。另外，從圖6結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，氧會(huì)沿筒壁向前回流。在擴(kuò)壓器出口，高速的燃?xì)馍淞髟跀U(kuò)壓器出口壁面發(fā)生分離，在中心射流和壁面之間形成了回流區(qū)，導(dǎo)致氧氣回流。

圖5 不同補(bǔ)氧流量下的氫濃度Fig.5 Hydrogen concentration of different oxygen flow

圖7分別給出了200 kg/s液氧流量時(shí)擴(kuò)壓器出口段和補(bǔ)燃段壁面的絕熱燃?xì)鉁囟群蜐舛龋瑥膱D7結(jié)果可以看出，在擴(kuò)壓器出口段，由于回流和燃燒，氧濃度和溫度均較高，將會(huì)給擴(kuò)壓器出口的抗氧化熱防護(hù)帶來極大難度，存在燒蝕擴(kuò)壓段出口的風(fēng)險(xiǎn)，在設(shè)計(jì)中需要考慮液膜冷卻保護(hù)或者惰性氣體氣膜冷卻保護(hù)等措施。在補(bǔ)燃段，由于周圍全是氧氣和水，氧濃度較低，同時(shí)溫度也較低，抗氧化難度較小，可以采用噴水液膜冷卻保護(hù)方式。

圖8給出了600 kg/s補(bǔ)氧流量時(shí)擴(kuò)壓器出口和補(bǔ)燃段壁面絕熱燃?xì)鉁囟群脱鯘舛?，由于補(bǔ)氧量增加，在補(bǔ)燃段氧氣濃度大幅增加，同時(shí)，擴(kuò)壓器出口壁面絕熱溫度和氧濃度也比200 kg/s補(bǔ)氧量時(shí)高，局部氧濃度超過50%。

圖6 不同補(bǔ)氧流量下的氧濃度Fig.6 Oxygen concentration of different oxygen flow

圖7 200 kg/s補(bǔ)氧流量下的壁面燃溫和氧濃度Fig.7 Wall gas temperature and oxygen concentration under 200 kg/s oxygen flow

圖8 600 kg/s補(bǔ)氧流量下的壁面燃溫和氧濃度Fig.8 Wall gas temperature and oxygen concentration under 600 kg/s oxygen flow

3.2 補(bǔ)氧噴注角度影響

補(bǔ)氧噴注角度是指氧噴注方向與軸線射流方向的夾角，補(bǔ)氧噴注角度分別為15°，30°，補(bǔ)氧流量400 kg/s，溫度100 K。圖9～圖11給出了不同補(bǔ)氧噴注角度的靜溫、氫和氧摩爾濃度。從圖9可以看出，氧噴注角度增加后，對(duì)擴(kuò)壓器出口段和補(bǔ)燃段的溫度分布影響均較大，對(duì)擴(kuò)壓器內(nèi)的流場(chǎng)溫度也有一定影響。氧噴注角度增加，擴(kuò)壓器出口段和補(bǔ)氧段的溫度均有所降低，盡管核心射流區(qū)直徑有所縮小，但對(duì)其溫度影響較小，主要因?yàn)樯淞魉俣容^大，氧射流速度難以影響核心射流流場(chǎng)。在30°噴注時(shí)的溫度分布可以看到在氧射流沖擊燃?xì)馍淞鲿r(shí)存在反彈。而在擴(kuò)壓器壁面，溫度隨角度增加有所降低，但絕熱燃?xì)鉁囟榷荚? 500 K以上。從圖10可以看出，角度增加并沒有顯著縮短燃燒距離和氫燃盡長度。從圖10和圖11可以看出，氧噴注角度增加，擴(kuò)壓器出口的壁面的氫濃度顯著下降，角度越大氫濃度下降位置越靠前，存在氧氣的位置越靠前，說明氧氣回流進(jìn)入擴(kuò)壓器出口對(duì)氫氣進(jìn)行了補(bǔ)燃。由于燃?xì)鉁囟雀?，氧進(jìn)入擴(kuò)壓器出口段越多越靠前，擴(kuò)壓器的抗氧化熱防護(hù)難度越大。因此，增加氧噴注角度對(duì)氫燃盡長度影響不顯著，但會(huì)增加設(shè)備熱防護(hù)的難度。

圖9 不同噴注角度下的靜溫Fig.9 Static temperature for different injection angles

圖10 不同噴注角度下的氫濃度Fig.10 Hydrogen concentration for different injection angles

圖11 不同角度下的氧濃度Fig.11 Oxygen concentration for different injection angles

4 結(jié)論

1)通過補(bǔ)充液氧燃燒的方式可以將發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庵械臍錃獬煞秩紵蓛?，可保證高模試驗(yàn)安全進(jìn)行。

2)補(bǔ)氧流量越大，燃燒長度越小。由于射流與擴(kuò)壓器出口發(fā)生分離形成流區(qū)，補(bǔ)氧燃燒時(shí)，氧氣會(huì)進(jìn)入回流區(qū)，對(duì)擴(kuò)壓器出口的熱防護(hù)帶來難度。

3)補(bǔ)氧流量增加后，靠近壁面的氧氣濃度也將隨之上升，熱防護(hù)難度增加。

4)補(bǔ)氧噴注角度增加對(duì)氫燃盡長度影響不大，但更容易使氧氣回流進(jìn)入擴(kuò)壓器出口段，使設(shè)備抗氧化熱防護(hù)難度增大。