霍龍，張小通，周全寶，郝亞星，張偉

北京航天試驗技術(shù)研究所，北京 100074

0 引言

飛行器反作用控制系統(tǒng)（Reaction Control System，RCS）通過噴流的反作用力實現(xiàn)高機動變軌、姿態(tài)調(diào)控等[1]，其關(guān)鍵是對飛行器側(cè)向噴流和外場繞流干擾現(xiàn)象進行研究[2]。飛行器熱噴流干擾風(fēng)洞試驗需要由飛行器將聲速或者超聲速射流側(cè)向射入超聲速來流中[3-4]，通常采用常溫空氣噴流模擬高溫燃?xì)鈬娏?，這種方式無法有效考慮燃?xì)庾陨淼母邷靥匦?、二次燃燒等效?yīng)[5]，因此，需要采用燃?xì)獍l(fā)生裝置提供高溫燃?xì)饬鬟M行熱噴干擾試驗。

氣-氣噴注器從結(jié)構(gòu)上可以分為同軸直流式、同軸雙剪切式、同軸離心式等[6-7]。李茂[8]的仿真以及試驗研究結(jié)果表明，同軸雙剪切式噴嘴燃燒長度更短，燃燒性能優(yōu)于同軸直流式噴嘴，但結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜，加工難度較大。美國NASA 利用Raman 光譜儀測量同軸剪切式和離心噴嘴的燃燒流場，結(jié)果表明，剪切式噴注器比離心式噴注器混合效果較差，燃燒距離更長[9]。

本文針對甲烷/空氣燃?xì)獍l(fā)生器的研制使用要求，設(shè)計同軸直流和同軸離心預(yù)混式兩種噴注方式的燃?xì)獍l(fā)生器，并對其進行數(shù)值仿真，對比分析兩種結(jié)構(gòu)甲烷/空氣燃?xì)獍l(fā)生器的燃燒場特性，為燃?xì)獍l(fā)生器在飛行器熱噴流干擾風(fēng)洞試驗中的工程應(yīng)用提供技術(shù)參考。

1 發(fā)生器設(shè)計

根據(jù)已有的燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計方案，結(jié)合設(shè)計需求，確定燃燒室采用普通圓筒結(jié)構(gòu)。甲烷/空氣噴注器推進劑流量較小，采用單噴嘴形式。按照同軸直流式噴注器進行設(shè)計計算，分別確定甲烷和空氣的噴注面積。根據(jù)噴注面積相等原則，幾何換算出同軸離心式噴嘴的噴注面積。具體設(shè)計流程如下：

1.1 燃燒室設(shè)計

根據(jù)設(shè)計要求，燃燒室壓力pc為3 MPa（表壓），混合比19，進行熱力計算得到燃燒室內(nèi)燃?xì)鈪?shù)，如表1 所示。

表1 燃燒室內(nèi)燃?xì)鉄崃τ嬎憬Y(jié)果

按超臨界完全膨脹狀態(tài)設(shè)計，燃?xì)饬髟诤聿狂R赫數(shù)為1，出口為大氣壓。

式中，μ為流量系數(shù)；p* 為燃燒室總壓，其值為3.1 MPa；T*為燃?xì)饪倻?；qλ為流量函數(shù)。常數(shù)K的計算如式（2）。

式中，k和R分別為燃?xì)獾慕^熱指數(shù)和氣體常數(shù)。

直流式噴注器的推力室質(zhì)量流量密度qmdc一般取為(20～30)pc，本設(shè)計取為24pc，由式（3）可得燃燒室橫截面積Ac。

式中，為燃?xì)饪偭髁俊?/p>

1.2 噴注器設(shè)計

同軸直流噴嘴單噴嘴依靠兩種推進劑的剪切作用摻混，圓孔形甲烷噴嘴位于噴注面板中心，空氣噴嘴為環(huán)形，與甲烷噴嘴同軸布置，噴嘴設(shè)計輸入如表2所示。

表2 噴嘴設(shè)計輸入?yún)?shù)

1.2.1 甲烷噴嘴設(shè)計計算

依據(jù)經(jīng)驗選擇甲烷噴嘴壓降比Δp%，由式（4）確定甲烷噴嘴壓降Δpf。

其中，Δpf為甲烷噴嘴壓降；pc為燃燒室壓力。

甲烷噴嘴進口前的氣流總壓pf為：

根據(jù)氣動函數(shù)π(λ)計算式（6）得出無量綱速度系數(shù)λ。

其中，k為甲烷的氣體絕熱指數(shù)。

流量函數(shù)qλ依據(jù)式（7）計算。

將以上計算值以及甲烷參數(shù)代入流量式（1），得甲烷噴嘴流通面積Af及直徑Df。

甲烷噴嘴臨界聲速ccr可由式（8）獲得。

根據(jù)無量綱速度系數(shù)λ計算式（9）得到甲烷噴嘴流速Vf。

1.2.2 空氣噴嘴設(shè)計計算

氣-氣噴嘴設(shè)計中，為保證推進劑充分燃燒以及縮短燃燒長度，需要合理設(shè)計燃/氧動量比，合理的燃/氧速度比對燃燒室噴嘴設(shè)計十分重要。依據(jù)以往的研究[10]，取甲烷/空氣速度比RV為6.25，由式（8）計算空氣噴嘴臨界聲速，由此可以得到空氣噴嘴流速Vair，從而根據(jù)式（9）得到空氣速度因數(shù)λair，根據(jù)式（7）計算流量函數(shù)qλ。

根據(jù)式（6）計算出空氣的氣動函數(shù)π(λ)，由此得出空氣噴注總壓，將各值代入流量公式可計算出空氣噴嘴流通面積Aair，設(shè)計甲烷噴嘴壁厚b為0.95 mm，幾何換算可得到環(huán)形空氣噴嘴的內(nèi)徑和外徑。

1.3 設(shè)計結(jié)果

同軸直流式噴注器甲烷噴嘴布置在噴注器中心，空氣由布置在甲烷噴嘴外圍的環(huán)形噴嘴噴入燃燒室。同軸離心預(yù)混式噴注器甲烷和空氣的噴注面積與同軸直流式保持一致，甲烷噴嘴布置在噴注器中心，由1排均布的6 個噴注小孔向外徑向噴入預(yù)燃室，空氣從噴注器頭腔外圈的空氣腔中由3 排均布的8 個噴注孔向中心徑向噴入預(yù)燃室，在預(yù)燃室中混合后，流入主燃燒室段完成燃燒。另外，合理調(diào)整預(yù)混室空氣流通面積與甲烷噴嘴流通面積，以保持甲烷與空氣的流速剪切比與同軸直流式一致。圖1 為同軸直流式以及預(yù)混式噴注兩種燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)圖。表3 列出了兩種燃?xì)獍l(fā)生器主要設(shè)計結(jié)果。

表3 燃?xì)獍l(fā)生器主要參數(shù)設(shè)計結(jié)果

2 計算模型及方法

2.1 物理模型及網(wǎng)格

圖2 為同軸直流式燃?xì)獍l(fā)生器物理模型，圖3 為用于計算的預(yù)混型燃燒室物理模型。同軸直流式燃?xì)獍l(fā)生器軸對稱，采用二維模型計算，網(wǎng)格采用四邊形結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；甲烷/空氣預(yù)混型燃燒軸向幾何對稱，為節(jié)省計算資源，取一半模型進行計算。預(yù)燃室?guī)缀涡螤顝?fù)雜，采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，主燃燒室結(jié)構(gòu)簡單，采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)目42.6 萬，如圖4 所示。

2.2 計算方法及邊界條件

采用雷諾平均法（Reynolds Averaged Navier-Stokes，RANS）對甲烷/空氣燃?xì)獍l(fā)生器流場進行數(shù)值模擬，采用基于壓力法定常求解器，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε 兩方程模型，二階計算精度，燃燒模型采用渦耗散反應(yīng)模型，燃燒機理采用6 組分兩步反應(yīng)化學(xué)機理，其中包含6 種組分：CH4、O2、H2O、CO、CO2、N2。

甲烷和空氣入口均采用質(zhì)量入口邊界條件，給定入口質(zhì)量流量、壓力、水力直徑、湍流密度、燃?xì)饨M分和溫度等；出口采用壓力出口邊界條件，壓力設(shè)置為1 個大氣壓；中心軸采用軸對稱邊界條件；固體壁面均為絕熱無滑移壁面條件。

3 計算結(jié)果分析與討論

3.1 同軸直流式噴嘴

數(shù)值計算得到圖5（a）燃燒室溫度云圖，結(jié)果表明，高溫區(qū)域從噴注面板處開始，說明甲烷和空氣在噴注面板就開始反應(yīng)，燃燒室高溫區(qū)分布在甲烷和空氣的剪切反應(yīng)面附近，其中最高溫度為2 213 K，略高于熱力計算溫度，二者相差3%，誤差較小。另外，最高溫度區(qū)未在燃燒室壁面，而且高溫區(qū)遠(yuǎn)離噴注面板，有利于噴注面板熱防護。圖5（b）為燃燒室壓力場云圖，可以看出，燃燒室壓力軸向逐漸降低，徑向無壓差。圖5（c）為馬赫數(shù)分布云圖，喉部馬赫數(shù)為1，結(jié)果表明，燃燒室壓力分布均勻且燃?xì)饬魉僭诤聿窟_(dá)到聲速，符合設(shè)計要求。

圖6（a）為燃燒室甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，圖中顯示，甲烷噴嘴所在的軸線附近甲烷組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高，隨軸向不斷降低，且甲烷組分主要在燃燒室前段具有一定濃度，在燃燒室后段，甲烷組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)降低到0，說明在燃燒室長度范圍內(nèi)，甲烷全部參與燃燒反應(yīng)。圖6（b）為燃燒中間產(chǎn)物——一氧化碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，結(jié)果表明，一氧化碳主要在甲烷和空氣的剪切反應(yīng)面附近具有較高質(zhì)量分?jǐn)?shù)，在燃燒室后段到喉部位置，一氧化碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)降到0，說明推進劑在燃燒室長度范圍內(nèi)完全燃燒，推進劑能量可以得到充分釋放。

圖6（c）和圖6（d）分別為燃燒最終產(chǎn)物——水和二氧化碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，可以看出，水和二氧化碳兩種組分分布十分相似，在燃燒室前段，主要在甲烷和空氣的剪切反應(yīng)面附近具有一定濃度，隨著燃?xì)庋剌S向流動，水和二氧化碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)逐漸增加，在燃燒室后段達(dá)到最高后，在軸向保持平衡，且兩種組分在燃燒室后段徑向達(dá)到平衡，說明在燃燒室后段，甲烷燃燒反應(yīng)完全且產(chǎn)物與殘留空氣摻混均勻。

3.2 預(yù)混式噴嘴

預(yù)混式噴注燃?xì)獍l(fā)生器數(shù)值計算溫度云圖如圖7（a）所示，其中最高溫度為2 501 K，略高于同軸直流式噴嘴，圖中顯示，最高溫度區(qū)在燃燒室壁面附近，不利于燃燒室壁面熱防護。從高溫區(qū)分布判斷，甲烷和空氣的反應(yīng)開始于預(yù)混室，而且預(yù)混室與燃燒室中溫度截面分布并不均勻，軸線附近溫度明顯低于壁面附近溫度。燃?xì)獍l(fā)生器壓力場云圖如圖7（b）所示，可以看出，燃燒室壓力在軸向和徑向分布均勻，但室壓高于設(shè)計值0.5 MPa，后期試驗中應(yīng)略微擴大燃燒室出口孔板直徑。圖7（c）為馬赫數(shù)分布云圖，可以看出，在出口孔板處，馬赫數(shù)為1，說明燃?xì)饬魉僭诳装逄庍_(dá)到音速，預(yù)混室與燃燒室中其余位置馬赫數(shù)均低于0.2，說明預(yù)混室與燃燒室中燃?xì)饬魉佥^低。

圖8（a）為燃燒室甲烷質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，可以看出，在預(yù)混室與燃燒室前段局部區(qū)域，甲烷濃度高于20%，而在燃燒室后段及孔板出口處，甲烷濃度接近于0，說明甲烷在發(fā)生器內(nèi)全部參與反應(yīng)。圖8（b）為一氧化碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)，圖中顯示，預(yù)混室與燃燒室甲烷和空氣反應(yīng)面上一氧化碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高，且在發(fā)生器出口一氧化碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)不為0，說明采用預(yù)混式燃?xì)獍l(fā)生器排出的燃燒產(chǎn)物中含有一氧化碳，甲烷在發(fā)生器中并未完全燃燒。圖8（c）與圖8（d）分別為燃燒最終產(chǎn)物——水和二氧化碳分布圖，可以看出，水和二氧化碳兩種產(chǎn)物在燃燒室分布基本一致，且水和二氧化碳的分布與燃燒室溫度分布具有相似性，也呈現(xiàn)出軸線附近低而壁面附近高，說明燃燒反應(yīng)主要發(fā)生在靠近燃燒室壁面區(qū)域，產(chǎn)生二氧化碳和水，同時釋放熱量。另外，水和二氧化碳兩種組分在燃燒室出口濃度分布并未達(dá)到均勻，說明預(yù)混室燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生的燃?xì)饩鶆蚨缺韧S直流式較差。

4 結(jié)束語

設(shè)計同軸直流式與預(yù)混室兩種噴注方式的甲烷/空氣燃?xì)獍l(fā)生器，采用CFD 技術(shù)計算其燃燒場，分析兩種結(jié)構(gòu)燃?xì)獍l(fā)生器的燃燒性能，得出如下結(jié)論：

（1）同軸直流和預(yù)混式兩種噴注方式的甲烷/空氣燃?xì)獍l(fā)生器均可以產(chǎn)生溫度、壓力穩(wěn)定的高溫燃?xì)猓?/p>

（2）同軸直流噴注的甲烷/空氣燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生的燃?xì)鉁囟燃敖M分均勻度高于預(yù)混式噴注的燃?xì)獍l(fā)生器；

（3）同軸直流噴注的甲烷/空氣燃?xì)獍l(fā)生器燃料可以燃燒完全，而采用預(yù)混式噴注，排出燃?xì)庵泻虚g產(chǎn)物一氧化碳。