魏小青，李悅龍 ，楊 乾

(中國航天科技集團有限公司四院四十一所，西安 710025)

0 引言

固液火箭發(fā)動機是一項發(fā)展迅速的推進技術[1-2]，與傳統(tǒng)的液體火箭發(fā)動機和固體火箭發(fā)動機相比，具有安全、低成本、無污染和推力易調(diào)節(jié)等優(yōu)勢。所以，被應用于低成本的靶標與導彈、探空火箭與小型運載火箭、以及亞軌道飛行器與載人飛船等領域。但是其固有的低燃燒速率、低燃燒效率和低裝填率卻阻礙了其推廣運用。因此，如何提高固液火箭發(fā)動機燃速成為發(fā)動機燃燒過程研究中的一個熱點，國內(nèi)外都有大量的關于用不同方法提高固液火箭發(fā)動機燃速的研究[3-4]。

通過采用新組分燃料藥柱來提高燃速，如冷凍型固體燃料、石蠟或者向固體燃料藥柱中添加高能金屬顆粒(如Na、Al)及高能氧化劑AP等。通過添加高能金屬顆粒，可以提高固體燃料分解產(chǎn)物與氧化劑的反應放熱，降低固體燃料氣化分解所需要的氣化熱，從而提高燃速[5]。雖然新組分燃料藥柱能有效提高燃料的燃速，但其也有局限性。冷凍型燃料難于儲存，添加高能顆粒又降低了發(fā)動機安全性。所以，運用受到一定限制。

采用氧化劑旋轉噴注方式。固液火箭發(fā)動機燃料燃速不高的根本原因是固體燃料和氣態(tài)氧化劑之間的擴散燃燒過于緩慢。隨著近些年對燃燒機理的深入研究，YUASA等[6]、BELLOMO等[7]、OHYAMA等[8]發(fā)現(xiàn)氧化劑旋轉噴注可有效增強火焰層與燃料壁面的熱量傳遞，同時延長燃燒的有效時間，進而大大提高燃料的燃速和燃燒效率。雖然氧化劑旋轉噴注可以大大提高燃料的燃燒速率，但燃速的增強效應更多地局限在藥柱入口端，而且由于氣體膨脹、粘性損失以及來自藥柱表面燃料熱解氣體的釋放(吹風效應)等原因，會使得通過旋轉噴注器噴入的螺旋流場沿軸向迅速衰退，進而導致燃料燃速沿軸線分布不太均勻。為了克服這些問題，同時更進一步提升燃速，一些新型藥形被提出，比如KIM J等[9]提出錐型藥形、HATAGAKI等[10]提出表面凹凸藥形、ARNOLD等[11]、LEE等[12-13]、TIAN Hui等[14]提出螺旋藥形，以期通過對燃氣流動的擾動，增強燃氣與固體燃料壁面的對流換熱，從而增強燃速。

本文基于以上背景，通過建立純氣相反應模型，對GOX/HDPE推進劑組合的表面凹凸藥形固液火箭發(fā)動機進行數(shù)值模擬，得到內(nèi)流場的燃燒、流動特性，對比不同槽間距、槽深以及氧化劑流量組合的工況，分析不同工況燃速的變化規(guī)律。

1 數(shù)值仿真模型

固液火箭發(fā)動機的工作過程包括氧化劑噴注、固體燃料熱解、燃面退移、氣相組分燃燒、湍流流動等，多個過程的耦合使得其實際流動燃燒過程相當復雜。為更好開展固液發(fā)動機數(shù)值仿真工作，需要把握其中的主要問題，對復雜的物理化學現(xiàn)象做一定的假設：

(1)假設發(fā)動機穩(wěn)定工作，其燃燒流動狀態(tài)為準定常。由于固液發(fā)動機燃速較小，所以不考慮燃面退移引起的計算域的變化。

(2)不考慮噴注霧化過程。由于采用氣氧作為氧化劑，故本文將燃燒室內(nèi)的流動視為純氣相流動。

(3)不考慮凝相、熱輻射等作用，燃燒產(chǎn)物中氣相組分皆按理想氣體狀態(tài)方程處理。

本文的數(shù)值仿真工作基于FLUENT軟件進行，其中氣相模型、湍流模型、化學反應模型通過軟件直接設置，燃料熱解模型和氣固耦合模型通過UDF(User Defined Functions)以源項的形式添加。

1.1 氣相和湍流模型

氣相控制方程采用N-S方程與湍流模型方程和燃燒組分輸運方程相耦合的方式：

(1)

(2)

(3)

(4)

式中ρ為氣體密度；Ym為第m種組分的質(zhì)量分數(shù)；τij為粘性應力張量；H為UDF等引起的相應源項。

湍流模型采用Realizablek-ε模型，該方程由k方程和ε方程組成，適于求解包括旋轉均勻剪切流、管內(nèi)流動、邊界層流動的流動狀態(tài)。

1.2 化學反應模型

文中采用HDPE作為固體燃料藥柱，純GOX作為氧化劑的推進劑組合。其中HDPE主要分解產(chǎn)物為乙烯(C2H4)，計算過程中不考慮其他的熱解產(chǎn)物，采用C2H4和O2的一步多產(chǎn)物反應：

2C2H4+4O2→3CO+CO2+H2O+2H2+2OH

(5)

化學反應速率采用渦耗散模型(Eddy Dissipation Model，EDM)。

1.3 氣固耦合模型

固液火箭發(fā)動機的燃燒特點是中心區(qū)氧化劑來流與固體燃料熱解產(chǎn)物在附面層中相遇，形成火焰層，在火焰層中反應燃燒。其中，固體藥面的熱解速率與藥面溫度有很大關系，可以用Arrhenius(阿累尼烏斯)公式描述：

(6)

式中A為指前因子；E為活化能；Ts為固體燃料表面溫度。

在靠近固體燃料壁面附近，流體與固體之間的作用主要通過質(zhì)量守恒和能量守恒兩個關系描述，其中質(zhì)量守恒方程：

ρgv=-ρsr

(7)

式中ρg為固體燃料熱解氣體密度；v為壁面外法線方向速度；ρs為固體燃料的密度；負號表示v與r的速度相反。

能量守恒方程：

(8)

式中hg為氣相分解產(chǎn)物在熱解溫度下的焓值；hs為固體燃料在熱解溫度下的焓值。

實際仿真計算中，通過對式(6)～式(8)進行迭代計算，最終求得燃速和固體燃料表面溫度，然后把固體燃料質(zhì)量、動量和能量以源項的形式加入到網(wǎng)格中去，其源項的具體形式如下：

SΦ=ρsrΦAc/Vc

(9)

式中 Φ為任一標量；Ac為固體藥柱表面網(wǎng)格單元面積；Vc為與藥柱表面相連的、網(wǎng)格單元體積。

2 計算模型

2.1 幾何模型和網(wǎng)格化分

仿真計算基于試驗規(guī)模的發(fā)動機進行幾何建模，發(fā)動機直徑為100 mm，其結構如圖1所示。氧化劑入口直徑為36 mm，藥柱內(nèi)徑為40 mm，藥柱長度為375 mm，噴管喉徑為15 mm。為更清晰地顯示凹凸槽對藥柱燃燒帶來的影響，只在藥柱后半段添加凹凸槽，前半段依然為直管藥形。其中，A為槽間距，B為槽深、C為槽寬。

數(shù)值計算以Fluent軟件為平臺展開，氧化劑入口邊界條件設為質(zhì)量流量進口邊界條件，溫度298.16 K；藥柱壁面設置為流-固界面，通過寫有流-固耦合方程的UDF程序向Fluent軟件中添加相應源項來模擬固體燃料藥柱的燃燒；其他固體表面設置為絕熱邊界(Adiabatic，no-slip)；出口邊界為壓力出口邊界條件，設置為0.1 MPa；軸線則設為對稱邊界條件。

表面凹凸形藥柱結構關于中心軸線對稱，仿真計算所用網(wǎng)格見圖2。固體燃料表面溫度及溫度梯度對其燃速有很大影響，所以對藥柱表面附近計算域的網(wǎng)格進行加密處理。第一層網(wǎng)格取0.01 mm，加密網(wǎng)格層數(shù)為10層，同時用y+(y+=Δyρuτ/μ)來衡量湍流模型中對壁面網(wǎng)格求解粘性底層的精度，其中要求y+滿足數(shù)量級為1的要求。

2.2 算例驗證

為驗證計算模型的合理性和正確性，本為針對文獻[15]中的S1PE固液火箭發(fā)動機的實驗數(shù)據(jù)進行驗證。該S1PE固液火箭發(fā)動機采用純氧氣作為氧化劑，內(nèi)孔PE藥柱作為固體燃料。圖3為采用本文仿真模型得到的燃速和文獻[15]中的試驗得到燃速對比。

圖3 計算結果與實驗結果對比

由圖3可見，計算結果與試驗結果吻合較好，燃速隨著氧氣流量的增加而變大。通過算例與試驗的對比分析，該數(shù)值模型可以較好地模擬固液火箭發(fā)動機試驗，并預示固體藥柱的燃速。

3 仿真結果分析

為研究表面凹凸藥形的燃速特性，本文分別對不同氧化劑流量、不同槽間距、不同槽深等因素進行數(shù)值仿真，仿真選用氣氧(GOX)/高密度聚乙烯(HDPE)的推進劑組合，設計氧燃比O/F介于5～15之間，根據(jù)選取的藥柱模型尺寸，選取氧化劑流量分別為100、150、300 g/s。具體仿真變量值如表1所示。

仿真計算中所有工況燃速r均由對固體燃料壁面燃速進行面積加權平均獲得。仿真結果見表2。其中B1、B2和B3為氧化劑流量分別為100、150、300 g/s的直管對照組。

表1 仿真變量值

3.1 氧化劑流量對燃速的影響

為探究不同氧化劑流量對表面凹凸藥形燃速的影響，將仿真數(shù)據(jù)根據(jù)不同的槽間距分為3類。圖4分別是槽間距為18 mm、槽間距為30 mm、槽間距為60 mm時，不同結構藥形燃速隨氧化劑流量的變化。

由圖4可見，對于幾何尺寸相同的凹凸形藥柱，藥柱的燃速隨著氧化劑流量的增加不斷增大，且槽深為6 mm時的燃速是同組工況中最低的。對于槽深為4 mm的工況，當氣氧流量為100 g/s和150 g/s時，凹凸形藥柱的燃速通常大于相同氧化劑流量下直管形藥柱燃速；即隨著氧化劑流量的增加，藥柱整體平均燃速有所增加，但氧化劑流量越大，凹凸藥型的作用越不明顯。當氧化劑流量增大到300 g/s時，凹凸形藥柱的燃速基本小于直管形藥柱。下文將對流場進行分析，來探究形成這一規(guī)律的原因。

圖5為T4和T30兩個工況的平面溫度云圖。從云圖中可知，添加凹凸槽后，火焰層向中心軸線偏離，且氧化劑流量越小，偏離越嚴重。分析認為，這是由于凹槽內(nèi)固體燃料熱解氣化，生成的氣態(tài)燃料向外流動，將火焰層推離藥柱壁面導致。

圖6為T4和T30局部藥柱壁面溫度/燃速的對比圖。從圖6中可以看出，表面凹凸形藥柱凸表面的燃速比相同氧化劑流量工況下直管藥柱燃速都高(相同位置)；一般情況下，凹表面燃速則比相同氧化劑流量工況下直管藥柱燃速要低(相同位置)。主要是由于燃氣對凸表面前端的沖擊，使得凸表面前端燃速急劇增加，緊接著燃速隨著火焰層的流動發(fā)展先減小后又逐漸增加，這類似于直管藥柱燃速沿軸向的變化規(guī)律。正由于該擾動的存在，使得凹凸形藥柱凸面的燃速比相同氧化劑流量、相同位置處直管藥柱的燃速要高，這是凹凸形藥柱局部燃速較高的根本原因。

進一步分析認為，對于幾何尺寸相同的凹凸形藥柱而言，當氧化劑流量較小時，由于凹槽內(nèi)壁面的燃速與同等工況下直管藥柱壁面燃速相差不多，此時凹槽的存在對整體藥柱燃速的降低作用不太明顯，此時藥柱平均燃速主要由凸表面燃速決定。當氧化劑流量較大時，凹槽內(nèi)藥柱壁面的燃速大大低于相同位置處直管藥柱的燃速，使得平均后的整段藥柱的燃速增加幅度大大降低，此時藥柱平均燃速主要由凹槽燃速決定。

綜上，凹凸藥形藥柱平均燃速是凸表面正激勵和凹槽負激勵相互平衡的結果，不同氧化劑流量條件下，由于正負激勵所占的比重不同，導致了如上規(guī)律。

表2 仿真結果

(a) A=18 mm (b) A=30 mm (c) A=60 mm

(a) Temperature contours of localized T4 plane (b) Temperature contours of localized T30 plane

(a) Surface temperature of localized grain (b) Regression rate of localized grain

3.2 槽間距及槽寬對燃速的影響

圖7分別是氧化劑流量為100、150、300 g/s時，藥柱燃速隨槽間距的變化。結合表2可以看出，當氧化劑流量為100、150 g/s時，凹凸藥柱的燃速高于直管形藥柱，隨著槽間距的增加，藥柱平均燃速先增加后減小，燃速不斷逼近直管藥柱平均燃速；當氧化劑流量增加到300 g/s時，隨著槽間距增加，藥柱平均燃速亦增加，燃速不斷逼近直管藥柱。

圖8分別是氧化劑流量為100、150、300 g/s，藥柱燃速隨槽寬的變化。從圖8中可以看出，隨著槽寬的增加，藥柱的平均燃速不斷減小。

圖9～圖11分別為T4、T21、T38在氧化劑流量為100 g/s時與直管藥形B1的藥柱壁面溫度及燃速的對比圖。從圖9～圖11中可以看出，表面凹凸形藥柱凸表面的燃速比凹表面(槽內(nèi))的燃速和相同氧化劑流量工況下直管藥柱燃速都高；凹表面燃速則比相同氧化劑流量工況下直管藥柱燃速要低。

(a) mox=100 g/s (b) mox=150 g/s (c) mox=300 g/s

(a) mox=100 g/s (b) mox=150 g/s (c) mox=300 g/s

(a) Surface temperature of localized grain (b) Regression rate of localized grain

進一步的分析認為，在一個波動周期內(nèi)，燃氣首先進入凹槽，隨后在凸表面產(chǎn)生一次擾動后火焰層不斷恢復發(fā)展，此過程中燃速逐漸降低，不斷逼近相同位置直管藥柱燃速。所以，一個波動周期內(nèi)藥柱燃速整體呈現(xiàn)出先降低后增加，最后再降低的發(fā)展趨勢。

在氧化劑流量較小時，對于一定槽間距(槽寬固定)范圍內(nèi)的凹凸藥柱，隨著槽間距增加，在經(jīng)歷凸表面后燃速恢復發(fā)展越久，越有益于整體平均燃速增加；當槽間距增加到一定值后，隨著槽間距繼續(xù)增大，凸表面對燃速的擾動減少，即對整體平均燃速的正激勵減少，凹槽對整體平均燃速的負激勵增加，使得藥柱平均燃速降低，逐漸逼近于相同氧化劑流量條件下直管藥柱的平均燃速。

氧化劑流量較大時，凹凸藥柱平均燃速通常低于相同條件下直管藥柱平均燃速。此時，凹槽對平均燃速的影響占主導作用。因此，隨著槽間距增加，凹槽個數(shù)減少，平均燃速增加，并逐漸逼近于相同氧化劑流量條件下直管藥柱的平均燃速。

當槽寬較大時(槽間距固定)，凹槽內(nèi)燃速值在整個藥柱平均燃速中占有較大比重，導致整體燃速偏低。因此，在其他條件相同情況下，隨著槽寬增加，凹凸藥型平均燃速降低。

(a) Surface temperature of localized grain (b) Regression rate of localized grain

(a) Surface temperature of localized grain (b) Regression rate of localized grain

3.3 槽深對燃速的影響

圖12 是氧化劑流量為100、150、300 g/s時，槽間距為18 mm、槽寬為10 mm的藥形燃速隨槽深的變化?？梢钥闯?，槽深對燃速的影響較大，且燃速基本上隨槽深增加而降低。

圖12 不同流量下燃速隨槽深的變化圖

圖13展示了在氧化劑流量為150 g/s，槽間距為18 mm、槽寬為10 mm、槽深分別為2、4、6 mm三種工況局部壁面溫度和燃速的對比圖。由圖13可知，不同槽深藥形藥柱壁面溫度和燃速差別主要在凹槽內(nèi)。三個工況凸起部分藥柱表面溫度和燃速基本一致，但隨著槽深增加，凹槽內(nèi)藥柱壁面溫度降低，燃速也降低；雖然凹槽后段壁面溫度和燃速有所增加，但都小于直管形藥柱相同軸向位置處壁面溫度和燃速。由此可知，凹槽越深，槽內(nèi)燃速越低，這是導致藥柱整體平均燃速降低的原因。

圖14為槽深分別為2、6 mm的溫度云圖。圖15為槽深為2、6 mm的流線圖。從圖14和圖15中可以看出，槽深較淺的藥柱，火焰層更容易進入槽內(nèi)，即高溫燃氣更容易將熱量傳遞到凹槽內(nèi)藥柱壁面；而較槽深較大的藥柱，槽內(nèi)形成了一個“避風港”，槽內(nèi)流動和傳熱相對平緩。

(a) Surface temperature of localized grain (b) Regression rate of localized grain

(a) Temperature contours of grain with 2 mm groove depth (b) Temperature contours of grain with 6 mm groove depth

(a) Streamlines of the grain with 2 mm groove depth (b) Streamlines of the grain with 6 mm groove depth

圖16為不同槽深藥形在不同軸向位置處，溫度沿徑向的分布情況。由圖16可見，槽深越深，溫度梯度越小，熱量由火焰層向槽內(nèi)藥柱壁面的傳遞也越困難。當槽內(nèi)產(chǎn)生渦流時，使得燃氣混合更均勻，槽內(nèi)溫度也趨于均勻。從圖15可知，對于大槽深結構來說，整體的大渦流占據(jù)了槽內(nèi)大部分空間，這導致溫度曲線上出現(xiàn)了平行段，說明渦流使得該空間內(nèi)溫度趨于一致，沒有了溫度梯度，使熱傳導更加困難。對于小槽深結構則不一樣，雖然凹槽前端同樣出現(xiàn)平行直線段，但直線段較短，且到凹槽后半段由于渦流強度減弱，部分高溫燃氣能夠流到凹槽內(nèi)部，使得平行直線段迅速消失，溫度梯度越來越大，對流換熱增強，槽內(nèi)藥柱壁面燃速增加。所以，燃速基本上隨槽深增加而降低。

4 結論

文中對不同槽間距、槽深、槽寬和氧化劑流量工況的表面凹凸形藥柱進行了二維仿真，得到不同工況藥形的溫度分布、燃燒特性及燃速規(guī)律：

(1)通過對凹槽內(nèi)局部溫度、燃速的分析發(fā)現(xiàn)，凹凸槽凸起部分受到來流沖刷作用，導致氧化劑流速減小，氧化劑與燃料充分反應，進而使燃速增加。

(2)氧化劑流量增加，表面凹凸形藥柱燃速增加，但增加幅度隨流量增加逐漸減小。

(3)槽間距增加，表面凹凸形藥柱的平均燃速通常先增加，但最終逼近相同氧化劑流量條件下直管藥柱平均燃速；槽寬增加，平均燃速降低。

(4)槽深對燃速影響較大，槽深越深，火焰層高溫燃氣向槽底燃面的熱量傳遞越困難。所以，槽底燃速越低，藥柱平均燃速越低。

(5)凹凸槽方案在工作初期可以有效提高燃速，但是凸出部分燃速過高，凹槽部分燃速過低，燃料內(nèi)型面很快會成為直管形。后期可以進一步開展螺旋藥形燃速特性方面的研究。螺旋藥形的螺紋誘導主流流動從直流變?yōu)樾?，可以有效增強火焰層與燃料壁面的熱量傳遞，同時延長燃燒的有效時間，進而大大提高燃料的燃速和燃燒效率。

(a) At 333 mm (b) At 336 mm (c) At 339 mm

(d) At 342 mm (e) At 344 mm (f) At 346 mm