丁兆波，潘 剛，牛旭東，孫紀(jì)國

（北京航天動(dòng)力研究所，北京，100076）

0 引 言

預(yù)燃室作為220噸級(jí)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)的核心組件之一，用于產(chǎn)生富氫燃?xì)庾鳛榘l(fā)動(dòng)機(jī)主渦輪泵的驅(qū)動(dòng)工質(zhì)，其燃燒室直徑約為現(xiàn)役50噸級(jí)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)YF-77燃?xì)獍l(fā)生器的2倍，流量約20倍，組織大流量大尺度下的液/液高效穩(wěn)定燃燒的難度大大增加，必須開展燃燒穩(wěn)定性控制技術(shù)研究[1～4]。預(yù)燃室燃?xì)馄骄鶞囟戎抵苯記Q定了渦輪泵的做功能力和發(fā)動(dòng)機(jī)性能水平，而其出口燃?xì)獾臏囟染鶆蛐詣t直接決定了渦輪泵和發(fā)動(dòng)機(jī)的工作可靠性。無論是美國的 SSME發(fā)動(dòng)機(jī)還是蘇聯(lián)的RD-0120發(fā)動(dòng)機(jī)都在預(yù)燃室出口燃?xì)獾木鶆蛐詥栴}上遇到過重大難關(guān)，出現(xiàn)過多次試車故障[5～7]。大流量大尺度下的燃?xì)鉁囟染鶆蛐员ＷC難度大幅提高，必須開展相關(guān)擾流均溫措施研究[8,9]。盡管預(yù)燃室穩(wěn)定工作段的理論燃燒溫度只有850 K左右，但是大流量大尺度下液液燃燒的噴霧均勻性控制難度大，同時(shí)啟動(dòng)關(guān)機(jī)過程局部混合比的控制難度更大，局部很可能出現(xiàn)高溫區(qū)，造成預(yù)燃室燒穿等嚴(yán)重故障[10,11]，因此必須開展熱防護(hù)技術(shù)研究。220噸級(jí)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室額定室壓約為YF-77的4倍，對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的要求大幅提高，需要深入開展預(yù)燃室結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)。此外，為適應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)推力調(diào)節(jié)范圍60%～100%，混合比調(diào)節(jié)范圍±5%的要求，預(yù)燃室在相應(yīng)極限室壓和混合比下穩(wěn)定可靠工作的技術(shù)難度也大大增加[12]。

1 國內(nèi)外情況及技術(shù)方案

1.1 國內(nèi)外情況對(duì)比

與國內(nèi)外高壓大流量預(yù)燃室技術(shù)發(fā)展情況對(duì)比如表1所示。

表1 國外氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室方案對(duì)比Tab.1 Contrast of Preburner Scheme for Hydrogen-oxygen Engine

由表1可知：

a）為保證高效穩(wěn)定燃燒，國內(nèi)外各高壓大流量預(yù)燃室均對(duì)高頻不穩(wěn)定燃燒問題高度重視并采取了對(duì)應(yīng)措施；氫噴嘴均采用直流方式，氧噴嘴直流和離心方式均有采用；

b）國內(nèi)外高壓大流量預(yù)燃室為保證可靠的熱防護(hù)，均采用了排放冷卻方式；

c）燃?xì)鉁囟染鶆蛐员ＷC始終是高壓大流量預(yù)燃室的研制難點(diǎn)之一。SSME和RD-0120預(yù)燃室的燃?xì)鉁囟染鶆蛐云罹凇?0 K左右。

相對(duì)于現(xiàn)有國內(nèi)外高壓大流量預(yù)燃室，220噸級(jí)補(bǔ)燃循環(huán)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室技術(shù)指標(biāo)顯著提高，其中設(shè)計(jì)流量約為RD-0120的1.5倍、SSME的1.7倍、YF-77的20倍，是當(dāng)今世界上流量最大的一款氫氧預(yù)燃室；其中設(shè)計(jì)壓力略低于RD-0120，與SSME相當(dāng)，約為YF-77的4倍；相對(duì)于中國現(xiàn)役最大推力的氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)YF-77的燃?xì)獍l(fā)生器，220噸級(jí)補(bǔ)燃循環(huán)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室在流量、室壓方面均實(shí)現(xiàn)了跨越式提升；系統(tǒng)要求的出口燃?xì)鉁囟染鶆蛐孕∮凇?0 K，優(yōu)于報(bào)道的 SSME和 RD-0120預(yù)燃室的燃?xì)鉁囟染鶆蛐云睿ā?0 K左右），達(dá)到國際先進(jìn)水平。

1.2 基本技術(shù)方案

經(jīng)深入論證后，220噸級(jí)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室基本技術(shù)方案如下：預(yù)燃室主要由頭部和身部組成，各部件間的對(duì)接均采用焊接結(jié)構(gòu)。其中預(yù)燃室頭部整體外廓設(shè)計(jì)成球形結(jié)構(gòu)，球形設(shè)計(jì)既有助于提高整體承載能力，又有助于氫集合器的布置。頭部采用三底兩腔結(jié)構(gòu)，其中二底、液氧頂蓋之間為氧腔，一、二底之間為平頂式氫腔。噴注器采用同軸直流與同軸離心噴嘴組合方案。預(yù)燃室身部采用排放冷卻結(jié)構(gòu)，下游設(shè)置有擾流環(huán)，通過約90°拐彎進(jìn)入球形三通后分流，通過兩路并聯(lián)的燃?xì)夤苈泛蠓謩e再進(jìn)入氫氧渦輪入口。該方案汲取了國內(nèi)外相關(guān)氫氧預(yù)燃室（燃?xì)獍l(fā)生器）的研制經(jīng)驗(yàn)，技術(shù)方案合理、可行，符合中國目前的設(shè)計(jì)、工藝水平，具備一定的先進(jìn)性，通過相關(guān)關(guān)鍵技術(shù)攻關(guān)，研制風(fēng)險(xiǎn)可控，能夠滿足系統(tǒng)的設(shè)計(jì)要求。

圖1 預(yù)燃室結(jié)構(gòu)Fig.1 Precombustion Chamber Structure

2 關(guān)鍵技術(shù)解決途徑與仿真研究驗(yàn)證

2.1 高壓大流量變工況預(yù)燃室穩(wěn)定燃燒技術(shù)

為突破高效穩(wěn)定燃燒技術(shù)，預(yù)燃室噴注器采用同軸直流與同軸離心噴嘴組合方案，考慮流強(qiáng)密度分區(qū)和聲學(xué)錯(cuò)頻設(shè)計(jì)。其中，噴嘴節(jié)流尺寸、縮進(jìn)深度等關(guān)鍵參數(shù)通過縮尺和全尺預(yù)燃室熱試驗(yàn)考核后優(yōu)化確定。先后開展了單噴嘴及燃燒室聲學(xué)特性仿真、單噴嘴冷態(tài)噴霧試驗(yàn)；設(shè)計(jì) 20：1量級(jí)的多噴嘴縮尺試驗(yàn)件，對(duì)噴嘴燃燒效率、燃燒穩(wěn)定性等問題進(jìn)行初步驗(yàn)證；開展全尺寸預(yù)燃室流動(dòng)、燃燒、聲學(xué)特性和強(qiáng)度等仿真研究；最終通過全尺寸預(yù)燃室完成約 50%工況的熱試驗(yàn)驗(yàn)證。聲學(xué)特性及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仿真如圖2所示。

圖2 聲學(xué)特性及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仿真Fig.2 Acoustic and Strength Characteristics Simulation

仿真結(jié)果表明：a）設(shè)計(jì)上實(shí)現(xiàn)了預(yù)燃室三階以內(nèi)的徑向和切向聲學(xué)頻率與同軸直流氧噴嘴聲學(xué)頻率間的錯(cuò)頻；b）通過不穩(wěn)定燃燒和聲學(xué)系統(tǒng)解耦仿真評(píng)估分析，預(yù)燃室在60%～100%工作穩(wěn)定。

2.2 高壓大流量預(yù)燃室身部熱防護(hù)技術(shù)

為突破預(yù)燃室熱防護(hù)技術(shù)，采用邊區(qū)噴嘴和身部排放冷卻設(shè)計(jì)。通過流動(dòng)均勻性和極限混合比熱防護(hù)仿真優(yōu)化驗(yàn)證；進(jìn)一步通過縮尺試驗(yàn)件，對(duì)身部防熱技術(shù)進(jìn)行初步試驗(yàn)驗(yàn)證；最終通過全尺寸預(yù)燃室極限混合比工況的熱試驗(yàn)驗(yàn)證。排放冷卻流動(dòng)均勻性及極限混合比燃燒仿真結(jié)果如圖3所示。

圖3 排放冷卻流動(dòng)均勻性及極限混合比燃燒仿真Fig.3 Flow Uniformity and High Mixture Ratio Combustion Simulation

續(xù)圖3

圖3a中周向各冷卻通道流量分布相對(duì)較為均勻；圖3b中極限混合比MR=1.2工況下，擾流環(huán)溫度最高約為1240 K，滿足使用要求。

2.3 高壓大流量預(yù)燃室溫度均勻性控制技術(shù)

為突破預(yù)燃室燃?xì)鉁囟染鶆蛐约夹g(shù)，通過采用擾流環(huán)、身部彎頭和球形三通等技術(shù)方案從設(shè)計(jì)上解決預(yù)燃室出口溫度均勻性問題。采用數(shù)值仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方式進(jìn)行研究，首先采用數(shù)值仿真的方式對(duì)預(yù)燃室的頭腔流動(dòng)均勻性和燃?xì)鉁囟染鶆蛐钥刂萍夹g(shù)影響因素進(jìn)行研究，在此基礎(chǔ)上采用縮尺預(yù)燃室擠壓試驗(yàn)進(jìn)一步研究不同方案和結(jié)構(gòu)參數(shù)等對(duì)燃?xì)鉁囟染鶆蛐缘挠绊?，最終采用全尺寸預(yù)燃室試驗(yàn)方式對(duì)預(yù)燃室的燃?xì)鉁囟染鶆蛐赃M(jìn)行驗(yàn)證考核。

頭腔流動(dòng)均勻性及燃?xì)鉁囟确植挤抡娼Y(jié)果如圖4所示。圖4a中氫、氧頭腔內(nèi)的壓力變化在±2.5%以內(nèi)，較為均勻；圖4b中不同工況下，預(yù)燃室內(nèi)部的高溫區(qū)主要存在圓柱段內(nèi)，沿流體流動(dòng)方向燃?xì)獾臏囟戎饾u均勻。在研究工況范圍內(nèi)，出口燃?xì)鉁囟染鶆蛐跃∮凇?0 K。

圖4 頭腔流動(dòng)均勻性及燃?xì)鉁囟确植糉ig.4 Head Cavity Flow Uniformity and Gas Temрerature Distribution

3 關(guān)鍵技術(shù)熱試驗(yàn)研究與驗(yàn)證

3.1 縮尺預(yù)燃室研究驗(yàn)證

縮尺預(yù)燃室的噴注器由1圈6個(gè)噴嘴組成，如圖5a所示，噴嘴結(jié)構(gòu)與全尺寸保持一致，其中3種方案為縮進(jìn)深度不同的同軸離心式噴嘴；1種為同軸直流噴嘴。圓柱段采用單壁不冷卻結(jié)構(gòu)，分為擾流環(huán)和格柵兩種方案。拐彎段與全尺寸預(yù)燃室保持一致，均是使燃?xì)饬鲃?dòng)方向改變90°。

圖5 縮尺預(yù)燃室擠壓熱試車Fig.5 Subscale Preburner Hot-fire Test

縮尺預(yù)燃室共進(jìn)行了10次熱試車，獲取了不同結(jié)構(gòu)和工況參數(shù)對(duì)于燃燒特性的影響，優(yōu)選出綜合性能最優(yōu)的噴嘴和擾流形式。研究表明：設(shè)計(jì)的縮尺預(yù)燃室可在設(shè)計(jì)混合比的 0.7～1.3倍、氧噴嘴壓降占比的7%～30%范圍內(nèi)高效穩(wěn)定工作。從影響規(guī)律分析，預(yù)期全尺寸預(yù)燃室燃燒效率、壓力脈動(dòng)和燃?xì)鉁囟染鶆蛐钥蓾M足設(shè)計(jì)要求。

3.2 全尺寸預(yù)燃室研究驗(yàn)證情況

在全面的流場/強(qiáng)度/燃燒/傳熱/聲學(xué)數(shù)值仿真、冷態(tài)試驗(yàn)和縮尺預(yù)燃室熱試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，優(yōu)化確定了全尺寸預(yù)燃室的初步技術(shù)狀態(tài)。全尺寸預(yù)燃室實(shí)物如圖6所示。

圖6 全尺預(yù)燃室擠壓熱試車Fig.6 Full-Scale Preburner Hot-fire Test

參加擠壓試驗(yàn)的全尺寸預(yù)燃室布置了多處壁溫測點(diǎn)、不同插深的燃?xì)鉁囟葴y點(diǎn)和噴前及室壓高頻速變壓力測點(diǎn)。

全尺寸預(yù)燃室擠壓試驗(yàn)共計(jì)進(jìn)行了6次，試車的主要目的是考核預(yù)燃室的工作可靠性，獲取預(yù)燃室流量特性、燃燒性能和燃?xì)鉁囟染鶆蛐?，?yàn)證預(yù)燃室噴注單元結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及參數(shù)選擇的合理性。其中最低氧噴嘴壓降占比6%和設(shè)計(jì)混合比的（0.7～1.3）倍工作范圍兩項(xiàng)核心考核指標(biāo)均覆蓋發(fā)動(dòng)機(jī)全系統(tǒng)工況要求。

3.2.1 高效穩(wěn)定燃燒技術(shù)研究驗(yàn)證

全尺寸預(yù)燃室擠壓試驗(yàn)最高室壓達(dá)到13.5 MPa（約40%額定室壓），流量達(dá)到Y(jié)F-77燃發(fā)器的12倍（約60%額定流量）。主級(jí)段室壓脈動(dòng)小于±5%（有效測量段），燃燒穩(wěn)定。熱試車曲線及燃燒效率研究結(jié)果如圖7所示。隨著室壓增大，燃燒效率升高，并且在混合比等于或接近額定混合比時(shí)燃燒效率不小于0.99。鑒于預(yù)燃室在全系統(tǒng)60%～100%工作狀態(tài)下的室壓相對(duì)擠壓試驗(yàn)有明顯提高，同時(shí)混合比為額定混合比，可以預(yù)計(jì)預(yù)燃室在全系統(tǒng)60%～100%工作狀態(tài)下的燃燒效率不小于0.99，滿足系統(tǒng)要求。

圖7 熱試車曲線及燃燒效率Fig.7 Pressure/temрerature and Combustion Efficiency of Hot-fire

3.2.2 身部熱防護(hù)技術(shù)研究驗(yàn)證

圖8為壁溫曲線及包絡(luò)，由圖8可知，預(yù)燃室各壁溫測點(diǎn)的平均值和包絡(luò)值均在300 K左右，溫度分布規(guī)律與全尺寸預(yù)燃室流場傳熱仿真計(jì)算結(jié)果基本一致。由于受到預(yù)燃室內(nèi)部燃燒/傳熱過程和試驗(yàn)時(shí)間的影響，預(yù)燃室身部壁溫未達(dá)到穩(wěn)定值。試驗(yàn)后檢查無燒蝕破壞，表明全尺寸預(yù)燃室身部熱防護(hù)結(jié)構(gòu)措施有效。結(jié)合數(shù)值仿真，可以初步預(yù)估預(yù)燃室身部熱防護(hù)在發(fā)動(dòng)機(jī)工況下安全可靠。

圖8 壁溫曲線及包絡(luò)Fig.8 Wall Temрerature Distribution of Hot-fire

3.2.3 燃?xì)鉁囟染鶆蛐约夹g(shù)研究驗(yàn)證

全尺寸預(yù)燃室氫、氧渦輪側(cè)出口燃?xì)鉁囟确植既鐖D9所示。研究表明：氫、氧渦輪側(cè)出口燃?xì)鉁囟染鶆蛐跃梢詽M足系統(tǒng)±50 K的設(shè)計(jì)要求，氧渦輪側(cè)優(yōu)于氫渦輪側(cè)。燃?xì)鉁囟染鶆蛐詢?yōu)于SSME和RD-0120預(yù)燃室均勻性偏差（±70 K左右），達(dá)到國際先進(jìn)水平。考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)工況下室壓進(jìn)一步提高將有助于燃燒組織，結(jié)合數(shù)值仿真，可以初步預(yù)估預(yù)燃室在發(fā)動(dòng)機(jī)工況下的出口燃?xì)鉁囟染鶆蛐砸部梢詽M足設(shè)計(jì)要求。

圖9 燃?xì)獬隹跍囟确植糉ig.9 Gas Temрerature Distribution of Hot-fire

4 結(jié) 論

通過全面的方案優(yōu)化設(shè)計(jì)、數(shù)值仿真與熱試驗(yàn)驗(yàn)證，突破了高壓大流量預(yù)燃室穩(wěn)定燃燒、身部熱防護(hù)與燃?xì)鉁囟染鶆蛐钥刂?項(xiàng)關(guān)鍵技術(shù)，達(dá)到了國際先進(jìn)水平，標(biāo)志著大推力補(bǔ)燃循環(huán)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室關(guān)鍵技術(shù)攻關(guān)取得重大突破：

a）為解決大流量預(yù)燃室液/液高效穩(wěn)定燃燒問題，采用同軸直流與同軸離心噴嘴組合方案，考慮流強(qiáng)密度分區(qū)和聲學(xué)錯(cuò)頻設(shè)計(jì)。

b）為解決預(yù)燃室身部熱防護(hù)問題，方案設(shè)計(jì)上采用邊區(qū)噴嘴+排放冷卻圓柱段的組合方案。

c）為突破燃?xì)鉁囟染鶆蛐约夹g(shù)，采取高均勻性頭腔+擾流環(huán)+拐彎+球形三通的全流路組合均勻性措施。

d）通過全面的數(shù)值仿真優(yōu)化、冷試及縮尺熱試驗(yàn)研究獲取了不同結(jié)構(gòu)和工況參數(shù)的影響，選出了綜合性能最優(yōu)的噴嘴和擾流形式，并通過了全尺寸預(yù)燃室擠壓試驗(yàn)考核驗(yàn)證，燃燒穩(wěn)定高效，熱防護(hù)安全可靠，出口燃?xì)鉁囟染鶆颉?/p>