某縮尺推力室燃燒和傳熱特性研究

韓長霖,田 原

(北京航天動力研究所,北京 100076)

0 引言

液體火箭發動機性能高,穩定可靠,可重復使用,結構質量小,在航天器和運載火箭等方面都有廣泛應用[1]。推力室作為液體火箭發動機的重要組成部分,是把推進劑的化學能轉變為機械能的裝置,是液體火箭發動機燃燒的主要結構。由于液體火箭發動機工作時,燃燒室溫度高、熱流密度大,工況十分復雜[2],有必要對推力室進行冷卻降溫,本文研究的對象是某氫氧發動機推力室的縮尺試驗件。

國內外的學者對發動機推力室的傳熱過程進行過大量數值仿真研究[3-16]。Carlos等人研究了燃氣與冷卻劑以及室壁之間的一維耦合換熱,但該方法僅考慮軸向情況,無法考慮徑向和周向物理場的分布[17]。李軍偉、劉宇等人將換熱經驗公式應用到一維冷卻模型上,并結合二維導熱模型算出了溫度場,受到二維模型限制仍無法考慮周向物理場的信息[18]。M.Salinas Vazquez,W.Vicente Rodriguez等人對三維管道的傳熱進行了計算,研究了管道幾何形狀對流場和傳熱性能產生的影響[19]。

一維與二維模型在仿真計算時受到自身結構限制,無法提供流場內部的細節[20],為了準確分析燃燒和傳熱過程中流場與溫度場的細節,本文針對某型號火箭發動機推力室的燃燒和傳熱過程,進行三維仿真計算,并將不同工況的流場和溫度場細節對比分析,得出一般性的結論。

1 研究對象及仿真模型

1.1 研究對象

以某型發動機推力室縮尺試驗件為研究對象,采用“獨立仿真,邊界耦合”的仿真思想,對燃燒域和傳熱域分別進行穩態仿真計算,提取出收斂后的壁面溫度或熱流密度,作為邊界條件的初值賦值給另一部分,重復上述迭代過程,直至兩次迭代之間溫度差距在允許的范圍內,認為計算收斂。工況的變化會引起壁面溫度分布和熱流密度發生改變,對推力室的工作性能有很大影響。本文針對某型發動機推力室縮比試驗件,進行了三維狀態下的燃燒和傳熱耦合數值仿真,將仿真計算得到的數據繪制成圖表和物理場云圖,以反映燃燒和傳熱過程的內部流場細節,在此基礎上改變冷卻劑的流動方向,重復上述仿真過程,分析冷卻劑的流動方向對推力室燃燒和傳熱過程產生的影響;并在控制其他參數相同的情況下,僅改變推進劑的質量流量,對比三種工況下的仿真結果,分析質量流量對燃燒和傳熱過程帶來的影響。

1.2 仿真模型

研究對象結構如圖1所示,推力室喉部直徑為50 mm,使用氫氧推進劑,采用再生冷卻循環方式,冷卻劑為水,在集液器和端頭及變槽寬處的過渡段等結構上進行簡化處理,根據其結構對稱性特點,截取36°范圍模型進行仿真,如圖2所示。使用ICEM對模型進行結構化網格劃分,燃燒域部分共有2 687 864個體網格,傳熱域部分共有2 428 672個體網格。

圖1 推力室三維模型Fig.1 3D model of thrust chamber

圖2 截取部分示意圖Fig.2 Schematic diagram of the selected pact

1.2.1 基本假設

液體推進劑的燃燒是指從噴入推進劑組元開始,到完全轉化為最終產物為止的復雜過程,噴霧燃燒一般可分為霧化、蒸發、混合以及燃燒四個階段[21]。綜合考慮準確性和計算成本,對仿真模型和數值方法進行如下處理：

1)推力室結構簡化,截取部分模型并忽略集液器和端頭及變槽寬處的過渡段等結構;

2)推力室內燃燒與壁面換熱視為兩個獨立過程,僅在壁面處有熱量的交換;

3)推力室內燃燒視為穩態過程,忽略開關機、流量調節等因素的影響;

4)采用PDF模型模擬燃燒過程;

5)推進劑、燃燒產物、冷卻劑和壁面材料的物性參數設為溫度的單值函數;

6)推力室外壁面為絕熱壁面;

7)僅考慮導熱和對流換熱過程,忽略輻射作用的影響;

8)忽略重力的影響。

1.2.2 湍流模型

本文采用雷諾時均算法中的兩方程湍流模型,對推力室內燃燒域部分的仿真采用SSTk-ω模型,對于再生冷卻傳熱域部分的仿真采用標準k-ε模型。

1.2.3 燃燒模型

本文采用非預混燃燒模型來模擬氫與氧的燃燒過程。非預混模擬方法包括解一到兩個守恒量的輸運方程,并不解單獨的組分方程,而是將每個組分的濃度用預混分數場計算得到,熱化學計算在prePDF中進行,并列成表格,湍流和燃燒的相互作用考慮為概率密度函數(PDF)。

1.2.4 物性參數處理

縮尺發動機使用氫氧推進劑組元,冷卻劑使用水,推力室壁面使用銅合金和電鑄鎳外壁。由于這些物質的物性參數會受到溫度變化帶來的影響,為了真實還原其物性參數,將軟件中的物性數值設為溫度函數。

推進劑和燃氣混合物的密度使用FLUENT中的real-gas-soave-redlich-kwong(S-R-K)方法,推進劑和燃氣混合物的黏性系數、導熱系數則通過經驗公式計算求得,計算時需先通過UDF方法提取出流場內相應位置處的定壓比熱容cp和氣體常數Rg,然后代入公式求得動力黏度和導熱系數等其他物性參數[22]。水的物性使用NIST refprop 軟件查詢得到,將比熱容cp、導熱系數λ和黏性系數η等物性參數使用Origin擬合成僅受溫度影響的多項式函數輸入。銅合金與鎳的物性參數通過技術手冊查詢得到,在FLUENT中用分段線性函數輸入。

1.2.5 邊界條件

氫氧噴嘴入口均為質量流量入口,根據工況設定氫氧入口質量流量,氫入口溫度為279.633 K、氧入口溫度為137.914 K、氫入口壓力為9.722 MPa、氧入口壓力為8.665 MPa、湍流強度設為5%,水力直徑根據入口截面面積和周長等幾何參數計算求得;出口邊界采用壓力出口,給定出口壓力0.01 MPa;壁面采用絕熱的無滑移邊界條件;數據交換面給定初始值(燃燒域設定溫度,傳熱域設定熱流密度),開始迭代后使用另一計算域的結果作為邊界條件。

為了分析冷卻劑流動方向和推力工況對燃燒、傳熱過程的影響,本文對4種工況進行仿真模擬,控制混合比相同,工況1與工況2只有冷卻劑流向不同;工況2、工況3和工況4中只有推進劑的質量流量不同,具體數據如表1所示,其中流量為單噴嘴質量流量。

表1 工況參數設置情況Tab.1 Design parameters of working conditions

2 結果分析

2.1 冷卻劑流動方向對燃燒性能的影響

工況1與工況2的結果對比如表2所示,可知改變冷卻劑流動方向對燃燒和傳熱過程影響很小。逆流方向流動時室壓提高0.022%,燃燒效率變化很小,改變冷卻劑的流動方向對燃燒效率幾乎沒有影響。

表2 燃燒性能仿真結果對比Tab.2 Comparison of simulation results of combustion performance

截取18°截面處燃燒域溫度云圖如圖3所示,觀察兩種工況下的溫度場分布,發現高溫區域長度和溫度場的分布基本一致,改變冷卻劑的流動方向不會影響到燃燒域部分主流區的燃燒狀態,故冷卻劑流動方向對燃燒過程無影響。

圖3 燃燒域部分溫度分布Fig.3 Temperature distribution in combustion region

考慮到頭部噴嘴的排列方式對燃燒過程帶來的影響,截取工況1中0°,18°，36°處O2濃度云圖如圖4所示,富氫燃燒狀態可以用O2的分布情況反映燃燒區域和激烈程度。18°到36°區域噴嘴密集,O2主要集中在圓柱段,燃燒在圓柱段即充分燃燒,0°到18°區域內噴嘴較少,O2在喉部和擴張段仍存在,圓柱段燃燒不充分,在喉部區域和擴張段中仍會燃燒,故此區域高溫區域長度更長,燃燒區域更大。

圖4 不同截面處O2分布Fig.4 O2 distribution at different cross sections

2.2 冷卻劑流動方向對傳熱性能的影響

仿真結果如表3所示,兩種工況下最高壁面溫度相差1.04%,最高壁面熱流密度相差0.544%,均出現在喉部區域,由于喉部區域燃燒域橫截面積小,流體通過時壓力大,流速快,反應劇烈,壁面受到的熱沖刷強度大,使得此處壁面溫度和熱流密度都達到最大值。兩種工況下冷卻劑溫升相差0.233%,出口壓力相差3.803%,由于改變冷卻劑的流動方向對推力室內部燃燒過程沒有影響,近壁面處燃燒過程釋放的熱量仍會通過熱傳導與對流傳熱的方式傳遞給冷卻劑,故冷卻效果變化不大,但由于冷卻劑流動方向的變化會使得沿程流阻發生改變,故在冷卻劑出口處壓力變化較為明顯。

提取工況1、工況2中推力室壁面溫度,以Z軸為軸線時,截取兩種工況9°與27°截面處壁面溫度和熱流密度分布情況,如圖5和圖6所示,圓柱段壁面部分冷卻劑順流方向流動時溫度較低,喉部區域兩種工況壁面溫度基本一致,擴張段壁面則是在逆流方向流動時溫度較低,由于冷卻劑方向的改變沒有影響到燃燒過程,故燃燒域各階段向外放熱過程基本不變,冷卻劑剛進入通道時溫度較低,效果較好,壁面降溫較快,隨著流動過程中冷卻劑溫度升高,冷卻性能逐漸降低。

圖5 壁面溫度分布Fig.5 Distribution of wall temperature

圖6 壁面熱流密度Fig.6 Distribution of wall heat flux

分別提取兩種工況下推力室內壁面圓柱段(Z=-67 mm)、收斂段(Z=-120 mm)、喉部(Z=-160 mm)和擴張段(Z=-230 mm)處周向溫度,整理如圖7所示?？梢钥闯龉r1與工況2在喉部區域附近溫度接近,而在圓柱段與擴張段溫度明顯不同。周向在0°到18°范圍內壁面溫度較高,與上節中燃燒域分析的結論相同。

表3 傳熱性能仿真結果對比Tab.3 Comparison of simulation results of heat transfer performance

圖7 周向溫度分布Fig.7 Distribution of circumferential wall temperature

2.3 推力工況對燃燒性能的影響

本節主要研究推力工況對燃燒傳熱過程產生的影響,控制混合比等參數不變,僅改變推進劑的質量流量,仿真結果如表4所示。工況3的質量流量比工況2提升22.29%,室壓提升22.17%,燃燒效率降低0.55%,工況4的質量流量比工況3提升22.12%,室壓提升21.88%,燃燒效率降低0.76%,由于仿真研究對象為縮尺推力室模型,其燃燒空間有限,在圓柱段未能充分燃燒,故增加質量流量對燃燒效率影響有限。

表4 推力工況對燃燒性能影響的仿真結果對比Tab.4 Comparison of simulation results of the influence of thrust condition on combustion performance

繪制出兩種工況下燃燒域18°截面處O2組分濃度的分布云圖如圖8所示,分析可知在喉部及噴管擴張段處,工況3的O2濃度略低于工況4,說明工況3狀態下燃燒效率更高,工況4由于推進劑流量更多,燃燒過程釋放熱量更大,而且在喉部和擴張段仍有較高的O2未完全燃燒,導致了其壁面溫度較高。

圖8 推力室O2分布Fig.8 O2 distribution of combustion chamber

2.4 推力工況對傳熱性能的影響

本節主要研究推力工況對壁面的溫度分布以及冷卻劑出口溫度和壓力的影響,仿真結果如表5所示。工況3的推進劑質量流量比工況2提升22.29%,最高壁溫提升9.16%,最高熱流密度提升17.48%,冷卻劑溫升提高13.05%,出口壓力不變;工況4的推進劑質量流量比工況3提升22.12%,最高壁溫提升9.07%,最高熱流密度提升15.81%,冷卻劑溫升提高10.48%,出口壓力不變。

表5 推力工況對燃燒性能影響的仿真結果對比Tab.5 Comparison of simulation results of the influence of thrust condition on heat transfer performance

整理計算結果,以Z軸為旋轉軸,截取計算模型中9°，27°截面處壁面溫度和熱流密度,詳細數據如圖9和圖10所示。推進劑混合比固定時,推進劑質量流量越大,燃燒過程釋放的能量越多,而且工況4的高溫區域長度更長,使得相同壁面位置處工況4的溫度和熱流密度均更高。

圖9 壁面溫度分布Fig.9 Distribution of wall temperature

圖10 壁面熱流密度Fig.10 Distribution of wall heat flux

3 結論

本文以某型號推力室縮尺試驗件為研究對象,使用經驗公式與UDF相結合的數值仿真方法,對燃燒和傳熱的耦合過程進行了仿真求解,在保證計算準確性的同時提升了計算效率。共設置4種工況,分析后得出以下結論：

1)經驗公式與UDF相結合的方法能較準確地模擬推力室內推進劑和燃氣的物性。

2)頭部噴嘴排列方式會影響燃燒過程,噴嘴密集區域,推進劑在圓柱段已充分燃燒,噴嘴稀疏區域內高溫區域較長,壁面溫度高。

3)增加推力室質量流量會令壁面溫度、熱流密度和冷卻劑出口溫升變大,但對燃燒效率和冷卻劑流動影響較小。