氣氧甲烷火炬式點(diǎn)火器穩(wěn)態(tài)仿真分析

王鐵巖，鄭孟偉，蔡振宇

（北京航天動(dòng)力研究所，北京，100076）

氣氧甲烷火炬式點(diǎn)火器穩(wěn)態(tài)仿真分析

王鐵巖，鄭孟偉，蔡振宇

（北京航天動(dòng)力研究所，北京，100076）

為了對(duì)一種氣氧甲烷點(diǎn)火器內(nèi)部燃燒情況進(jìn)行評(píng)估，針對(duì)該點(diǎn)火器的燃燒反應(yīng)、流動(dòng)及工作特點(diǎn)，應(yīng)用CFD計(jì)算方法進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)仿真分析。該點(diǎn)火器為保證其重復(fù)使用可靠性，采用電火花起火點(diǎn)燃高混合比燃?xì)夂笱a(bǔ)燃的設(shè)計(jì)，此種設(shè)計(jì)點(diǎn)火器內(nèi)燃燒環(huán)境特殊，流場(chǎng)較為復(fù)雜，中國(guó)缺乏相應(yīng)的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)。通過(guò)數(shù)值仿真很好地預(yù)測(cè)出了點(diǎn)火器的出口溫度及燒蝕位置，并為該點(diǎn)火器的改進(jìn)提供了參考。

液體推進(jìn)劑火箭發(fā)動(dòng)機(jī)；氣氧甲烷；點(diǎn)火器

0 引 言

液氧甲烷以其清潔、廉價(jià)、空間可貯存及僅次于氫氧的高比沖特性，成為液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)理想的燃料組合[1]。隨著航天技術(shù)的發(fā)展，發(fā)射任務(wù)及成本控制對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的重復(fù)使用和多次點(diǎn)火能力提出越來(lái)越高的要求，甲烷火炬式點(diǎn)火已成為液氧甲烷類(lèi)發(fā)動(dòng)機(jī)不可或缺的關(guān)鍵技術(shù)。國(guó)外在火炬式點(diǎn)火器的研究上起步較早，可靠性已得到充分驗(yàn)證[2]，而中國(guó)還處于起步階段，存在較多需要研究的問(wèn)題。對(duì)于氣氧甲烷火炬式點(diǎn)火器，由于甲烷燃燒仿真的詳細(xì)燃燒模型過(guò)于復(fù)雜難以工程應(yīng)用；簡(jiǎn)化模型雖數(shù)量多，但在與湍流計(jì)算耦合的過(guò)程中，所得計(jì)算結(jié)果不理想。本文通過(guò)優(yōu)選甲烷燃燒模型，利用有限速率反應(yīng)模型對(duì)點(diǎn)火器燃燒傳熱過(guò)程進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)仿真計(jì)算，分析了點(diǎn)火器內(nèi)流場(chǎng)及換熱情況對(duì)點(diǎn)火器可靠性的影響，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

1 燃燒過(guò)程物理模型

1.1 控制方程

點(diǎn)火器的氣體湍流流動(dòng)和氣相燃燒過(guò)程的控制方程采用包括多組分帶化學(xué)反應(yīng)的雷諾平均N-S方程進(jìn)行描述：

式中 Q為當(dāng)?shù)亓髁浚?E - Ev)，(F - Fv)，(G - Gv)分別為當(dāng)?shù)馗鞣较蛄魉俚淖兓浚籗為方程的源項(xiàng)。

1.2 湍流模型

點(diǎn)火器內(nèi)部流體在燃燒過(guò)程中處于劇烈的湍流狀態(tài)，綜合考慮網(wǎng)格數(shù)量、計(jì)算效率及壁面情況，選用k-ε湍流模型[3]，模型的方程為

式中 cε1，cε2，σk，σε分別為湍流模型常數(shù)；f2為近壁衰減函數(shù)；φk和φε分別為壁面項(xiàng)。

1.3 燃燒模型

模擬化學(xué)反應(yīng)的化學(xué)動(dòng)力學(xué)模型可分為詳細(xì)反應(yīng)機(jī)理、簡(jiǎn)化反應(yīng)機(jī)理和總反應(yīng)機(jī)理[4,5]3種。國(guó)外對(duì)甲烷燃燒機(jī)理研究較多，已有較為詳細(xì)的反應(yīng)模型GRI-mech[6]。然而，詳細(xì)燃燒模型由于計(jì)算量大，無(wú)法滿(mǎn)足工程上的需要，因此多種簡(jiǎn)化方法的簡(jiǎn)化反應(yīng)機(jī)理在工程上更具實(shí)際意義。簡(jiǎn)化模型的計(jì)算結(jié)果由于簡(jiǎn)化過(guò)程本身的近似及具體燃燒環(huán)境的變化，相對(duì)于詳細(xì)機(jī)理產(chǎn)生了不同程度的偏差。本文經(jīng)過(guò)計(jì)算驗(yàn)證在眾多簡(jiǎn)化反應(yīng)模型中，選取了基于骨架理論的41步甲烷簡(jiǎn)化反應(yīng)模型[7]。

各個(gè)組分的化學(xué)反應(yīng)速率用有限反應(yīng)速率模型來(lái)描述，忽略湍流對(duì)化學(xué)反應(yīng)速率的影響，化學(xué)反應(yīng)速率用Arrihenius形式表示。

1.4 物性模型

仿真模擬中涉及到的物質(zhì)有甲烷、氧氣、水蒸汽、二氧化碳、一氧化碳等。比熱容由分段多項(xiàng)式擬合：

式中 cp為定壓比熱；a1，a2，a3，a4，a5分別為多項(xiàng)式擬合常數(shù)；T為當(dāng)?shù)販囟取?/p>

混合氣體的導(dǎo)熱系數(shù)和動(dòng)力黏度按理想氣體混合定律計(jì)算，各氣體物質(zhì)的導(dǎo)熱系數(shù)按分子動(dòng)力學(xué)理論計(jì)算[8]，動(dòng)力黏度計(jì)算如下：

式中 μ 為當(dāng)?shù)貏?dòng)力黏度系數(shù)；μ0為理論動(dòng)力黏度系數(shù)；T0為理論溫度；n為溫度指數(shù)。

1.5 點(diǎn)火器模型

點(diǎn)火器中心對(duì)稱(chēng)面流場(chǎng)示意如圖1所示。

圖1 點(diǎn)火器對(duì)稱(chēng)面流場(chǎng)示意

由圖1可知，氧氣從上側(cè)流入點(diǎn)火室，甲烷從下側(cè)進(jìn)入分為2路，一路進(jìn)入點(diǎn)火室進(jìn)行燃燒；另一路進(jìn)入冷卻支路對(duì)引火管進(jìn)行冷卻而后進(jìn)行補(bǔ)燃，火花塞位于點(diǎn)火室頂端，點(diǎn)火端面與點(diǎn)火室上頂面齊平。

點(diǎn)火器關(guān)于中心面對(duì)稱(chēng)且為對(duì)撞式的摻混方式，為提高計(jì)算效率只計(jì)算一半流域（見(jiàn)圖2）。采用四面體和六面體相結(jié)合的方式構(gòu)建網(wǎng)格，點(diǎn)火室和集合環(huán)為四面體網(wǎng)格，其余部分采用六面體網(wǎng)格，對(duì)于換熱面進(jìn)行了加密處理，共計(jì)616 377個(gè)體網(wǎng)格。

圖2 點(diǎn)火器計(jì)算模型

1.6 邊界條件

燃燒過(guò)程中的邊界條件如表1所示。

表1 邊界條件

2 數(shù)值流場(chǎng)模擬與對(duì)比分析

2.1 仿真結(jié)果分析

對(duì)于點(diǎn)火室內(nèi)部，點(diǎn)火器設(shè)計(jì)為大富氧環(huán)境下進(jìn)行對(duì)撞燃燒，從點(diǎn)火器對(duì)稱(chēng)面的溫度分布（見(jiàn)圖3）可得到如下特點(diǎn)。a）對(duì)撞高溫區(qū)，出現(xiàn)不規(guī)則、不對(duì)稱(chēng)的狀態(tài)；b）近氧氣入口處，出現(xiàn)了一個(gè)明顯的低溫區(qū)；c）近甲烷路入口處，出現(xiàn)一個(gè)較大的高溫區(qū)。對(duì)撞高溫區(qū)呈現(xiàn)出不規(guī)則、不對(duì)稱(chēng)的狀態(tài)可以推斷甲烷與氣氧在對(duì)撞過(guò)程中出現(xiàn)偏心。這種偏心情況的出現(xiàn)源于點(diǎn)火器內(nèi)氣氧流量遠(yuǎn)高于甲烷流量，兩路氣流動(dòng)量差異懸殊，在對(duì)撞過(guò)程中氣氧的流動(dòng)方向?yàn)橹髁鞣较颍⑾虺隹趥?cè)偏心，如圖4所示。

偏心撞擊過(guò)程使氣氧在甲烷入口附近大量聚集，阻礙了在甲烷入口壁面附近反應(yīng)的進(jìn)行，使一部分氣氧直接進(jìn)入引火管內(nèi)，在近甲烷路一側(cè)形成了一個(gè)低溫氧氣膜，使近甲烷路一側(cè)的引火管傳熱壁面相對(duì)于近氧路一側(cè)的不容易發(fā)生燒蝕。

圖3 對(duì)稱(chēng)面溫度分布

圖4 對(duì)稱(chēng)面氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

OH為甲烷燃燒中的中間產(chǎn)物，其濃度分布可以反映出燃燒反應(yīng)的劇烈程度（見(jiàn)圖5）。

圖5 對(duì)稱(chēng)面OH質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

由圖5可知，在點(diǎn)火室內(nèi)部有2個(gè)區(qū)域OH的濃度相對(duì)較高，一個(gè)是氣氧與甲烷的對(duì)撞區(qū)域，另一個(gè)是氧入口一側(cè)的壁面區(qū)域。對(duì)撞區(qū)域摻混的效果最為理想，反應(yīng)最為劇烈。而氧氣入口一側(cè)的壁面區(qū)域反應(yīng)中間產(chǎn)物的富集，成為溫度云圖中近氣氧入口處的高溫區(qū)域形成的原因，即由于對(duì)撞偏心的影響一部分燃燒的中間產(chǎn)物向氣氧入口方向流動(dòng)，在近氣氧入口處富集，使燃燒反應(yīng)繼續(xù)進(jìn)行導(dǎo)致升溫，一部分中間產(chǎn)物從近氧路一側(cè)進(jìn)入引火管內(nèi)部，使這一側(cè)的引火管溫度更高。

引火管出口速度分布如圖6所示。由圖6可知，對(duì)于引火管部分，在氧路一側(cè)的冷卻夾套內(nèi)的冷卻劑流速遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于在甲烷路一側(cè)的冷卻劑流速。這種速度的差異主要源于冷卻劑入口處集合器的窄縫型設(shè)計(jì)。

圖6 引火管出口速度分布

冷卻路入口處的氣流速度很高，進(jìn)入薄壁型集合器后，在近轉(zhuǎn)角側(cè)受轉(zhuǎn)角的影響形成一個(gè)超聲速的半圓環(huán)區(qū)域（見(jiàn)圖7），氣流經(jīng)過(guò)激波的速度降低，造成壅塞，致使近甲烷路一側(cè)的冷卻夾套內(nèi)的流速降低。但在遠(yuǎn)轉(zhuǎn)角區(qū)域，并沒(méi)有形成超聲速區(qū)，如圖8所示。

圖7 薄壁集合器仰視馬赫數(shù)云圖

圖8 薄壁集合器仰視速度矢量

由圖8可知，在錐形薄壁集合器的下端形成一股穩(wěn)定向氧路側(cè)流動(dòng)的冷卻氣流，致使近氧路側(cè)的冷卻夾套流速較高，造成速度分布差異，出現(xiàn)冷卻不均的情況。氧路側(cè)的引火管換熱能力強(qiáng)，壁面可以得到較好的冷卻，甲烷路側(cè)的冷卻能力較差，易被燒蝕。

圖9為引火管對(duì)稱(chēng)面上沿軸線(xiàn)方向甲烷側(cè)與氣氧側(cè)的內(nèi)外壁溫分布。由圖9可知，近氧路一側(cè)的引火管的內(nèi)外壁溫在引火管初段遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于近甲烷路一側(cè)的溫度。由此可知，在近氧路側(cè)的引火管夾套冷卻能力雖然比較強(qiáng)，但由于這一側(cè)引火管內(nèi)部有中間產(chǎn)物進(jìn)入，使引火管壁面溫度遠(yuǎn)高于近甲烷路一側(cè)的引火管溫度。由于引火管初段在氧氣膜的保護(hù)下，這一側(cè)引火管溫度始終維持在一個(gè)比較低的狀態(tài)下，直到燃?xì)庠谝鸸軆?nèi)充分混合。

圖9 引火管軸線(xiàn)燃?xì)鉁囟确植?/p>

從以上分析可以看出，主路的燃燒場(chǎng)分布情況和冷卻路的流場(chǎng)分布情況相對(duì)于火炬點(diǎn)火器的工作可靠性都有著顯著影響。

2.2 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

仿真計(jì)算所得數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的比較如表2所示。

表2 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果對(duì)比

由表2中的對(duì)比結(jié)果可以看出，仿真結(jié)果與實(shí)際測(cè)量結(jié)果誤差率不超過(guò)8%。

點(diǎn)火器火花塞的直徑為10 mm，火花塞發(fā)火端面與點(diǎn)火室頂部齊平（凸出或凹進(jìn)不大于0.2 mm），點(diǎn)火室溫度云圖與火花塞端面的尺寸對(duì)比如圖10所示。

圖10 點(diǎn)火室溫度云圖

點(diǎn)火器頂部火花塞的燒蝕情況如圖11所示。由圖11可以看出，火花塞在氧路一側(cè)的燒蝕情況較為嚴(yán)重，導(dǎo)致部分試驗(yàn)工況中點(diǎn)火失敗，與仿真預(yù)測(cè)結(jié)果相符。

圖11 火花塞的燒蝕情況

點(diǎn)火器氧路一側(cè)的引火管實(shí)驗(yàn)件的拆解情況如圖12所示，點(diǎn)火器甲烷路一側(cè)的引火管實(shí)驗(yàn)件的拆解情況如圖13所示。

圖12 近氧路側(cè)實(shí)驗(yàn)件拆解情況

圖13 近甲烷路側(cè)實(shí)驗(yàn)件 拆解情況

從圖12、圖13中可以看出，氧路一側(cè)的燒蝕程度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于甲烷路一側(cè)的燒蝕，部分試驗(yàn)工況下甚至導(dǎo)致引火管燒穿，與仿真預(yù)測(cè)結(jié)果相符。

3 結(jié) 論

a）氣氧甲烷點(diǎn)火器在試驗(yàn)過(guò)程中主要存在如下問(wèn)題：

1）點(diǎn)火器引火管內(nèi)氧路側(cè)燒蝕過(guò)于嚴(yán)重，可能在多次點(diǎn)火過(guò)程中出現(xiàn)破損；

2）火花塞在靠近氧路一側(cè)的燒蝕過(guò)于嚴(yán)重，導(dǎo)致火花塞失效，致使點(diǎn)火失敗；

3）點(diǎn)火器冷卻夾套內(nèi)的流動(dòng)分布不均，甲烷路一側(cè)的流動(dòng)過(guò)于緩慢，冷卻能力較低，導(dǎo)致在引火管內(nèi)壁溫度相同的情況下，甲烷路一側(cè)的引火管由于冷卻性能不足出現(xiàn)燒蝕現(xiàn)象。

b）基于仿真計(jì)算出的流場(chǎng)情況，推論出上述問(wèn)題的產(chǎn)生原因：

1）近氧路一側(cè)的燒蝕，主要是因?yàn)榧淄榕c氧氣的摻混情況不佳，甲烷與氧氣完全燃燒反應(yīng)速度較慢，使一部分中間產(chǎn)物進(jìn)入引火管內(nèi)，燃燒反應(yīng)在引火管內(nèi)部繼續(xù)進(jìn)行，過(guò)熱的氣體致使引火管的燒蝕；2）火花塞的燒蝕，主要是由于氣氧與甲烷對(duì)撞過(guò)程中出現(xiàn)偏心，導(dǎo)致一部分反應(yīng)中間產(chǎn)物在氣流的帶動(dòng)下，在近氧路一側(cè)點(diǎn)火室壁面附近富集，出現(xiàn)明顯的高溫區(qū)域，致使火花塞燒蝕；3）點(diǎn)火器冷卻夾套內(nèi)的流動(dòng)分布不均，主要是由于夾套前的集合器設(shè)計(jì)不合理，導(dǎo)致氣流在進(jìn)入夾套前沒(méi)有均勻地填充好集合器內(nèi)部，致使夾套內(nèi)部的流動(dòng)不均勻。

c）對(duì)該點(diǎn)火器建議改進(jìn)措施如下：1）改進(jìn)設(shè)計(jì)點(diǎn)火室內(nèi)部的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，采用旋流流場(chǎng)，并以甲烷氣加強(qiáng)對(duì)火花塞的保護(hù)，這樣可以兼顧加強(qiáng)成功引燃點(diǎn)火室內(nèi)部氣體的可靠性；2）改進(jìn)冷卻夾套內(nèi)的流場(chǎng)分布，避免夾套內(nèi)的冷卻劑分布不均的情況出現(xiàn)，建議放棄扁平形的集合腔，采用圓柱狀具有一定厚度的集合器。

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Steady-state Simulation of GOX/Methane Spark Torch Igniter

Wang Tie-yan, Zheng Meng-wei, Cai Zhen-yu
(Beijing Aerospace Propulstion Institute, Beijing, 100076)

Aiming at combustion reaction, flow field and work characteristics of the GOX/Methane spark torch igniter, steady-state simulation is conducted in CFD software to evaluate the internal combustion of the igniter. To ensure the reliability of the igniter, secondary combustion is used after firing the high mixing ratio gas by spark ignition. This design is lack of experience in China, the igniter combustion environment is special and flow field is complex. The numerical simulation results can predict the outlet temperature and the ablation location of the igniter, which provides reference for the improvement of the igniter.

Liquid propellant rocket engine; GOX/Methane; Ignition

V43

A

1004-7182(2016)04-0063-05

10.7654/j.issn.1004-7182.20160416

2015-04-20

王鐵巖（1989-），男，助理工程師，主要研究方向?yàn)橐后w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)