劉昌波,林 革,宋大亮,凌前程,章榮軍

(西安航天動(dòng)力研究所,陜西 西安 710100)

0 引言

針?biāo)ㄊ絿娮⑵魇怯擅绹?guó)諾格公司發(fā)明[1-3]并首先開(kāi)展工程實(shí)踐的,采用針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞯陌l(fā)動(dòng)機(jī)稱為針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)。針?biāo)ㄊ絿娮⑵髯畛踔饕獞?yīng)用于變推力發(fā)動(dòng)機(jī)[4-5],如美國(guó)MIRA-150A[6-7]和阿波羅登月艙下降發(fā)動(dòng)機(jī)[8-10]。隨后,在工程使用中不斷的革新,如“面關(guān)機(jī)”技術(shù)[11]、多種推進(jìn)劑的適應(yīng)性研究[12-13]等,使得針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)用日益廣泛。針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)具有推力調(diào)節(jié)簡(jiǎn)單、聲學(xué)燃燒穩(wěn)定性好和成本低廉等一系列優(yōu)點(diǎn)[5-14]?，F(xiàn)在,有很多經(jīng)典針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)還在服役,如諾格公司的TR-312遠(yuǎn)地點(diǎn)發(fā)動(dòng)機(jī)[15-16]、SpaceX公司的Merlin系列主發(fā)動(dòng)機(jī)[17-19]等。19世紀(jì)70年代,我國(guó)國(guó)防科大首先研制成功了BYF-03針?biāo)ㄊ阶兺屏Πl(fā)動(dòng)機(jī)[20],并將技術(shù)轉(zhuǎn)讓給了西安航天動(dòng)力研究所。該所經(jīng)過(guò)2個(gè)五年計(jì)劃的預(yù)先研究[21],成功研制了嫦娥三號(hào)月球下降發(fā)動(dòng)機(jī)[22],并于2013年實(shí)現(xiàn)了中華民族落月的夢(mèng)想。

針?biāo)ㄊ絿娮⑵鞯墓ぷ髟砣鐖D1所示,一種推進(jìn)劑(圖1中示為氧化劑)從套筒與針?biāo)ㄖg的通道軸向流動(dòng),并在針?biāo)ǘ祟^的約束下轉(zhuǎn)變成徑向流動(dòng),隨后噴入燃燒室;另一推進(jìn)劑(圖1中示為燃料)從噴注器面的夾套沿徑向向中心流動(dòng),并在套筒的約束下轉(zhuǎn)變成軸向流動(dòng),與中心推進(jìn)劑產(chǎn)生撞擊、霧化、混合和燃燒。由于針?biāo)ㄊ絿娮⑵鳘?dú)特的結(jié)構(gòu)型式,使得在燃燒室中形成了兩個(gè)大回流區(qū)：一個(gè)位于噴注器面的穹窿附近；另一個(gè)位于針?biāo)ǘ祟^的中心區(qū)。一般情況下,上回流區(qū)的溫度較低,常用的金屬材料不用額外冷卻也能夠承受;中心回流區(qū)的溫度非常高,其邊區(qū)溫度沿推力室軸線方向是逐漸升高的。

圖1 針?biāo)ㄊ絿娮⑵髟韴DFig.1 Schematic of a pintle injector

在某針?biāo)ㄊ桨l(fā)動(dòng)機(jī)[5]的研制過(guò)程中,曾因?qū)厖^(qū)溫度特性掌握不足,出現(xiàn)了多次推力室的燒蝕現(xiàn)象。為了準(zhǔn)確地掌握針?biāo)ㄊ絿娮⑵鲗?duì)推力室邊區(qū)的冷卻特性,擬采用試驗(yàn)件開(kāi)展熱點(diǎn)火研究,試驗(yàn)結(jié)果將為針?biāo)ㄊ酵屏κ业纳聿繜岱雷o(hù)技術(shù)提供參考。

1 推力室試驗(yàn)件

為了能夠?qū)ν屏κ疑聿康睦鋮s特性開(kāi)展研究,設(shè)計(jì)了試驗(yàn)件如圖2所示。前端為針?biāo)ㄊ絿娮⑵?為了降低成本,主要材料均選擇常用的1Cr18Ni9Ti不銹鋼;身部為單壁結(jié)構(gòu),材料也選擇不銹鋼,設(shè)計(jì)壁厚5.5 mm;噴管為單壁結(jié)構(gòu),選擇耐高溫的鈮鎢合金材料,并在表面涂覆抗氧化涂層。推力室各段之間均設(shè)計(jì)了耐高溫的密封環(huán)進(jìn)行密封。為了能夠?qū)伪谕屏κ业臏囟忍匦赃M(jìn)行測(cè)量,在推力室身部4個(gè)象限共設(shè)置了20個(gè)K型溫度傳感器(理論最高測(cè)溫可以達(dá)到約1 400 ℃),典型的溫度測(cè)點(diǎn)設(shè)置如圖3所示,圖中示出了Tw9～Tw168個(gè)測(cè)點(diǎn)的位置,其中兩個(gè)相鄰測(cè)點(diǎn)的間距是相等的。

圖2 針?biāo)ㄊ酵屏κ以囼?yàn)件Fig.2 Test article of the pintle thruster

圖3 推力室身部典型的溫度測(cè)點(diǎn)Fig.3 Temperature measuring points of the monolayer wall

推力室采用的推進(jìn)劑為四氧化二氮/甲基肼(NTO/MMH)。為了保護(hù)噴管不被燒蝕,在噴管入口設(shè)置冷卻液膜,液膜比例在試驗(yàn)過(guò)程中可以根據(jù)結(jié)果進(jìn)行調(diào)節(jié)。

2 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)系統(tǒng)如圖4所示?？梢钥闯?整個(gè)試驗(yàn)系統(tǒng)主要由五路組成：主燃料推進(jìn)劑供應(yīng)路、冷卻燃料推進(jìn)劑供應(yīng)路、氧化劑推進(jìn)劑供應(yīng)路、吹除氣體供應(yīng)路和控制氣體供應(yīng)路。兩路燃料供應(yīng)均采用高壓氮?dú)鈱?duì)MMH進(jìn)行增壓,MMH經(jīng)過(guò)試車臺(tái)主閥、推力室上的雙鎖電動(dòng)氣閥后進(jìn)入燃燒室。氧化劑供應(yīng)路也采用高壓氮?dú)鈱?duì)NTO貯箱進(jìn)行增壓,NTO經(jīng)過(guò)試車臺(tái)主閥、雙鎖電動(dòng)氣閥后進(jìn)入燃燒室,與MMH在燃燒室中撞擊、霧化、混合和燃燒。在推力室上設(shè)置了3個(gè)獨(dú)立且完全相同的雙鎖電動(dòng)氣閥,其主閥部分為氣控閥,副閥部分為具有位置自保持功能的電磁閥,通過(guò)向開(kāi)線圈或關(guān)線圈通一定寬度的脈沖電流來(lái)改變閥門(mén)的啟閉狀態(tài),其額定工作電壓均為29 V(工作電壓范圍26～32 V/DC),脈沖電流寬度均為80 ms。這3個(gè)閥門(mén)均采用高壓氮?dú)膺M(jìn)行控制,控制氣體的微粒度小于20 μm,露點(diǎn)小于-55 ℃,氣源壓力為3.8～4.2 MPa。吹除閥與推力室之間為Φ6×1 mm的氣體管路,長(zhǎng)度小于500 mm,吹除氣源的壓力為3.0 MPa。在推進(jìn)劑管路上設(shè)置有過(guò)濾器,選擇200目,氣體管路過(guò)濾器選擇了400目。整個(gè)試驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)能夠滿足約2 000 s的點(diǎn)火試驗(yàn)要求。

圖4 試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.4 Testing system

3 試驗(yàn)時(shí)序及測(cè)量參數(shù)

試車時(shí)序如圖5所示,推力室點(diǎn)火時(shí)間設(shè)置了30 s,希望單壁推力室基本達(dá)到熱平衡狀態(tài)。推進(jìn)劑供應(yīng)切斷1 s后,開(kāi)啟氮?dú)鈱?duì)三路推進(jìn)劑進(jìn)行吹除,吹除時(shí)間設(shè)置為20 s,根據(jù)實(shí)際點(diǎn)火情況,還可以手動(dòng)增加吹除時(shí)間,以保證每次試驗(yàn)前后推力室中的殘余推進(jìn)劑吹除干凈。

試車臺(tái)的測(cè)量參數(shù)主要有流量、壓力、推力、溫度和錄像。為了使測(cè)量結(jié)果更準(zhǔn)確,采用了渦輪和質(zhì)量?jī)煞N流量計(jì)。推力室身部溫度采用K型熱電偶,喉部采用紅外溫度傳感器測(cè)溫。試車過(guò)程中共布置了5個(gè)方位的實(shí)時(shí)錄像。試驗(yàn)臺(tái)的流量測(cè)量偏差不大于±3‰,壓力測(cè)量偏差不大于±1‰,推力測(cè)量偏差不大于±7‰。流量和壓力參數(shù)的采樣頻率均為1 000 Hz,溫度的采樣頻率為1 Hz。流量、壓力和溫度參數(shù)的采樣時(shí)間均為起動(dòng)前2 s至關(guān)機(jī)后30 s。

圖5 點(diǎn)火時(shí)序示意圖Fig.5 Operating time sequence

4 試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)時(shí)的環(huán)境溫度27 ℃,環(huán)境壓力94.5 kPa,總共進(jìn)行了5次點(diǎn)火試車,典型的點(diǎn)火情境如圖6所示。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程推力室工作正常,結(jié)構(gòu)完好,無(wú)漏火漏液現(xiàn)象。噴管喉部附近明亮,紅外溫度測(cè)量的最高值約1 312 ℃。推力室身部后段呈現(xiàn)明亮的紅色,說(shuō)明該處的溫度較高,前段沒(méi)有變色,說(shuō)明溫度較低。推力室身部圓柱段末端出現(xiàn)了高溫環(huán)帶,說(shuō)明末端的溫度也較高。試驗(yàn)中,燃燒室壓力達(dá)到了設(shè)計(jì)值2.0 MPa。

圖6 點(diǎn)火試驗(yàn)錄像Fig.6 Hot-fire video

4.2 產(chǎn)品分解檢查

試車后對(duì)產(chǎn)品進(jìn)行了分解和檢查。從外側(cè)看,如圖7所示,在過(guò)渡環(huán)的高溫區(qū)出現(xiàn)了輕微鼓脹的現(xiàn)象,但結(jié)構(gòu)沒(méi)有破壞。在設(shè)計(jì)狀態(tài)下,推力室身部周向應(yīng)力約為21 MPa(1Cr18Ni9Ti在800 ℃下屈服強(qiáng)度為98 MPa),這說(shuō)明材料溫度已經(jīng)遠(yuǎn)超過(guò)800 ℃,并進(jìn)入了塑性變形區(qū)。

圖7 試車后推力室身部外側(cè)照片F(xiàn)ig.7 Outside picture of the monolayer wall after test

內(nèi)外壁均出現(xiàn)了大面積的高溫變色現(xiàn)象。身部?jī)?nèi)外壁距離上端約35 mm為光亮區(qū);進(jìn)入變色區(qū)后,首先為黃色(Tw12,最高溫度約300～400 ℃),再過(guò)渡到藍(lán)色(Tw12～Tw13,最高溫度約600 ℃),最后變成灰色(Tw13～Tw16,700～800 ℃以上),這是1Cr18Ni9Ti在不同溫度下的變色現(xiàn)象。在內(nèi)壁上能夠清晰地看到射流撞擊后形成的變色條紋,在撞擊點(diǎn)附近為淡淡的淺黃色,估計(jì)最高溫度約300 ℃;當(dāng)向下游流動(dòng)較短距離后,顏色變成黃色,說(shuō)明此時(shí)發(fā)生劇烈反應(yīng);并過(guò)渡到藍(lán)色,溫度進(jìn)一步上升;最后到灰色,內(nèi)壁溫度達(dá)到了800 ℃以上。

在身部?jī)?nèi)側(cè)還出現(xiàn)了多條輕微燒蝕的條紋(用手摸明顯感覺(jué)到表面比其它區(qū)域粗糙),其中一處存在約2 mm×5 mm的明顯熔化區(qū),說(shuō)明這些區(qū)域的內(nèi)壁溫度已經(jīng)接近材料的熔點(diǎn)(1Cr18Ni9Ti的熔化溫度1 400～1 425 ℃),在高速燃?xì)獾臎_刷下出現(xiàn)了燒蝕條紋。如果此處僅采用單壁結(jié)構(gòu)的不銹鋼或鈦合金材料,均不能有效耐受如此高的燃?xì)鉁囟取?/p>

4.3 外壁溫度特性分析

對(duì)額定設(shè)計(jì)工況,在射流撞擊點(diǎn)附近的溫度已經(jīng)達(dá)到平穩(wěn)狀態(tài),約為100 ℃,這說(shuō)明射流撞擊點(diǎn)附近的化學(xué)反應(yīng)還不完全,燃燒產(chǎn)物的溫度相應(yīng)也很低。隨著燃?xì)庀蛳掠瘟鲃?dòng)燃?xì)鉁囟妊杆偕?內(nèi)外側(cè)壁溫也均迅速升高,如圖8所示,如對(duì)Tw12～Tw16,由于燃燒室內(nèi)側(cè)的溫度較高,最高溫度達(dá)到了891 ℃;在30 s點(diǎn)火試驗(yàn)時(shí)間內(nèi),這些測(cè)點(diǎn)均沒(méi)有達(dá)到平衡狀態(tài),但溫度升高的速率已經(jīng)明顯放緩。

圖8 設(shè)計(jì)工況下Tw9～Tw16的溫度曲線Fig.8 Tw9～Tw16 under design condition

對(duì)Tw16沿推力室周向其他測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)分析認(rèn)為：Tw16基本對(duì)應(yīng)于主路燃料入口,溫度最低;Tw20在右側(cè)面(從噴口方向看),溫度最高;下側(cè)的Tw24與左側(cè)的Tw28溫度相當(dāng)?？梢钥闯?沿圓周方向最高溫度是有差別的,最高與最低溫度相差120～150 ℃。這說(shuō)明主路噴注器沿周向的溫度不均勻性最大約為150 ℃,這種溫度不均勻性沒(méi)有明顯的規(guī)律性。

4.4 內(nèi)壁溫度特性分析

為了進(jìn)一步分析推力室身部?jī)?nèi)壁溫度變化,根據(jù)外壁溫度測(cè)量結(jié)果,對(duì)內(nèi)壁的燃?xì)鉁囟冗M(jìn)行了穩(wěn)態(tài)傳熱計(jì)算。

為了考慮熱量沿徑向和軸向的傳遞(不考慮熱量沿周向傳遞,即假設(shè)推力室沿周向燃?xì)馐蔷鶆虻?，初步建立的傳熱模型如圖9所示,從圖9中可以看出,模型考慮了燃燒室燃?xì)庀騼?nèi)壁的傳熱,考慮了外壁向周圍環(huán)境的自燃對(duì)流和輻射傳熱,考慮了燃?xì)庀蛏舷聝蓚?cè)的熱傳導(dǎo)過(guò)程。選擇模型的基準(zhǔn)截面為溫度測(cè)點(diǎn)Tw15所在的截面。

傳熱計(jì)算以設(shè)計(jì)工況為計(jì)算點(diǎn),由于30 s點(diǎn)火試驗(yàn)時(shí)內(nèi)外壁溫度并沒(méi)有平衡,故根據(jù)溫度曲線發(fā)展趨勢(shì)外延估計(jì)外壁最高溫度Tw15約為1 000 ℃,上游溫度Tw14點(diǎn)約低80 ℃,下游溫度Tw16約低20 ℃。

圖9 二維傳熱模型示意圖Fig.9 2D heat transfer model

根據(jù)推力室外壁自然對(duì)流過(guò)程計(jì)算[23]，可以求得格拉曉夫數(shù)

(1)

其中

β=1/Tf

式中：環(huán)境溫度T=27 ℃;外壁溫度T1=T15=1 000 ℃;特征溫度Tf=(T1+T)/2+273=786.5 K ;重力加速度g=9.806 65 m/s2;燃燒室特征直徑D=0.123 m;特征溫度下空氣的運(yùn)動(dòng)黏度ν=3.58×10-5m2/s。

特征溫度下空氣的導(dǎo)熱系數(shù)為0.057 061 W/m·K,求得瑞利數(shù)

Ra=GrPr

(2)

式中：Pr=0.068 8;Ra=1.207×107。

將推力室身部假設(shè)成長(zhǎng)圓柱體,對(duì)自然對(duì)流一般采用Churchill和Chu關(guān)系式計(jì)算努塞爾數(shù)

(3)

式中:hg為對(duì)流換熱系數(shù);λg為導(dǎo)熱系數(shù)。將Pr和Ra代入公式(3)可以求得自然對(duì)流系數(shù)為hg=13.8。

根據(jù)經(jīng)驗(yàn),假設(shè)圓柱段的輻射系數(shù)為0.9,可以求得輻射熱流

(4)

當(dāng)量換熱系數(shù)

qr=hr(T1-T)=137.3

(5)

采用類似的方法,可以根據(jù)向上和向下的導(dǎo)熱量求出當(dāng)量換熱系數(shù),考慮了沿軸向和徑向?qū)崦娣e的差別和溫度差的影響,計(jì)算得hc=219.5。

熱流平衡方程(已經(jīng)將各方向上的傳熱面積折算成相等狀態(tài))

(hg+hr+hc)(T1-T

(6)

式中:λ為壁面的導(dǎo)熱系數(shù);δ為推力室的壁厚;Tw為內(nèi)壁面溫度。將前述的各參數(shù)及不銹鋼的導(dǎo)熱系數(shù)等參數(shù)代入式(6)即可求得內(nèi)壁溫度,約為1 067 ℃,內(nèi)外壁溫差約為67 ℃。

根據(jù)《液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)原理》[24]對(duì)燃燒室內(nèi)側(cè)的傳熱過(guò)程進(jìn)行了初步計(jì)算。首先通過(guò)熱力氣動(dòng)計(jì)算獲得邊區(qū)燃?xì)獾睦碚搮?shù),再根據(jù)理論參數(shù)與前面計(jì)算的氣壁溫進(jìn)行比較,如果不滿足能量守恒方程,則主要通過(guò)調(diào)整邊區(qū)混合比來(lái)調(diào)整燃?xì)鈪?shù),直到燃?xì)鈪?shù)與過(guò)渡環(huán)內(nèi)壁溫一致。計(jì)算結(jié)果表明,邊區(qū)實(shí)際燃?xì)鉁囟燃s為1 391 ℃。

根據(jù)上述內(nèi)壁溫度的傳熱方法可以求得Tw10～Tw15幾個(gè)點(diǎn)的內(nèi)壁溫度值,如表1所示。根據(jù)計(jì)算結(jié)果,軸向?qū)釋?duì)過(guò)渡環(huán)內(nèi)外壁溫的影響較大,如Tw11和Tw12,由于其下方的高溫點(diǎn)向其傳熱的熱量很大,故導(dǎo)致這兩個(gè)點(diǎn)溫度上升的原因主要由下側(cè)溫度點(diǎn)控制,而實(shí)際的內(nèi)壁溫度反而小于外壁溫。此時(shí),相當(dāng)于內(nèi)側(cè)推進(jìn)劑對(duì)壁面進(jìn)行了冷卻,故內(nèi)壁溫度會(huì)比外壁有所降低。對(duì)Tw13～Tw15點(diǎn),熱量均是從內(nèi)壁傳遞到外壁的,其中Tw14點(diǎn)處的內(nèi)壁溫度比外側(cè)高110 ℃。

表1 推力室身部各測(cè)點(diǎn)內(nèi)外壁溫度值Tab.1 Temperature on the monolayer wall 單位：℃

如果根據(jù)上述計(jì)算結(jié)果,以及內(nèi)壁Tw14和Tw15兩點(diǎn)的溫度值,假設(shè)推力室身部均為單壁結(jié)構(gòu),通過(guò)插值可以預(yù)測(cè)圓柱段出口處的溫度約為1 252 ℃。如果根據(jù)外壁溫度,用Tw14和Tw15點(diǎn)的溫度插值,過(guò)渡環(huán)出口處外壁溫度約為1 400 ℃,假設(shè)內(nèi)壁再增加100 ℃(根據(jù)Tw15點(diǎn)內(nèi)外壁情況估計(jì)),則內(nèi)壁溫度應(yīng)約為1 500 ℃。考慮惡劣的情況(選擇外壁插值溫度),以及溫度沿周向的不均勻性(最大差值約150 ℃),估算圓柱段出口內(nèi)壁溫度約為1 650 ℃。此處必須采取有效的熱防護(hù)措施,以防止內(nèi)壁產(chǎn)生燒蝕。

4.5 不同冷卻比例下的溫度差異

保證氧化劑和燃料的總流量均不變,僅調(diào)整冷卻燃料和主路燃料的比例來(lái)研究不同冷卻比例對(duì)推力室傳熱特性的影響。當(dāng)冷卻比例在23%～27%變化時(shí),Tw15的溫度如圖10所示。

圖10 Tw15在不同冷卻比例下的溫度曲線Fig.10 Tw15 at different coolant ratios

從圖10可以看出,當(dāng)冷卻比例為23%時(shí)外壁溫度最高,大約比25%時(shí)高60 ℃;當(dāng)冷卻比例由25%增加到27%時(shí),外壁溫度的變化趨勢(shì)基本相當(dāng),沒(méi)有明顯的降低。但是,圖10中的各工況下推力室身部的初始溫度是不同的,將初始溫度都豎直平移到冷卻比例為25%時(shí)的初溫,可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)冷卻在23%～27%之間變化時(shí),Tw15點(diǎn)的溫度變化趨勢(shì)基本相同,且30 s點(diǎn)火試驗(yàn)時(shí)的溫度也差別不大。其余測(cè)點(diǎn)的溫度變化與Tw15點(diǎn)相當(dāng)。這說(shuō)明,當(dāng)冷卻比例在23%～27%之間變化時(shí),對(duì)推力室身部的冷卻特性影響較小。

5 結(jié)論

通過(guò)對(duì)針?biāo)ㄊ酵屏κ依鋮s特性的試驗(yàn)研究,得到的主要結(jié)論如下：

1)針?biāo)ㄊ酵屏κ疑聿壳岸蔚臏囟容^低,無(wú)需單獨(dú)采取熱防護(hù)措施,采用常用的不銹鋼或鈦合金材料均能夠耐受。

2)推力室身部末端內(nèi)側(cè)氣壁溫可能會(huì)達(dá)到約1 650 ℃,試驗(yàn)還發(fā)現(xiàn)內(nèi)側(cè)局部存在明顯的燒蝕現(xiàn)象,因此必須采取措施對(duì)該區(qū)域進(jìn)行有效的熱防護(hù)設(shè)計(jì)。

3)推力室相同工況下,冷卻液膜小范圍調(diào)整對(duì)身部圓柱段的冷卻特性影響較小。