空氣/酒精單噴嘴燃氣發生器試驗研究

2020-03-29 13:05:38任澤斌李先鋒郭隆德羅智鋒

實驗流體力學 2020年1期

趙芳, 任澤斌,2,*, 李先鋒, 郭隆德, 陶瑜, 史煜, 羅智鋒

(1. 中國空氣動力研究與發展中心設備設計及測試技術研究所, 四川綿陽 621000; 2. 中國空氣動力研究與發展中心空氣動力學國家重點實驗室, 四川綿陽 621000; 3. 中國航發四川燃氣渦輪研究院, 四川綿陽 621000)

0 引言

燃氣發生器是一種通過燃燒推進劑獲取高溫燃氣的設備，廣泛應用于航空航天、石油工業及汽車工業等領域[1-4]。

按照結構分類，目前常用的燃氣發生器類型主要包括基于液體火箭發動機燃燒室結構的燃氣發生器、基于航空發動機燃燒室結構的燃氣發生器以及其他類型燃氣發生器；按照推進劑組合分類，主要包括氣氧/液氧與酒精/煤油/甲烷組合燃氣發生器[5-11]、空氣與酒精/煤油/甲烷組合燃氣發生器[12-13]、高濃度過氧化氫催化補燃燃氣發生器[9]及其他推進劑組合燃氣發生器[14-16]。

在航空航天領域，燃氣發生器的一項重要應用是作為引射系統的高溫引射氣源。據公開的文獻報道，現有的采用燃氣發生器產生高溫引射氣源主要基于液體火箭發動機燃燒室結構[6,11,13,16]，而鮮有基于航空發動機燃燒室結構的燃氣發生器應用于引射系統的報道。針對某引射系統氣源的需求，綜合分析各類燃氣發生器方案優缺點的基礎上，本文提出了一種基于航空發動機燃燒室結構的空氣/酒精單噴嘴燃氣發生器技術方案，相對于常用的基于液體火箭發動機燃燒室結構的燃氣發生器[7]而言，采用氣膜冷卻方案替代了后者常用的夾層水冷結構，減小了配套輔助系統的規模；在燃料組合選擇方面，相對于高濃度過氧化氫、液氧等推進劑而言，采用的空氣/酒精組合推進劑安全無毒、儲存性能好、便于運輸和處理，價格便宜而且容易獲得，可明顯提高系統操作及運行的安全性與經濟性。為此，研制了一套單噴嘴燃氣發生器試驗件，建立了配套試驗系統，開展了多種工況下的熱試車，以驗證設計方案的可行性。

1 試驗裝置與試驗方法

1.1 試驗裝置

基于高溫燃氣(由燃氣發生器產生)引射器工作原理如圖1所示：燃氣發生器出口部分燃氣(主動氣流)經引射器噴嘴加速后進入被引射氣體通道，將該通道內低壓氣體引射帶入到收縮段，2種氣體在收縮段內進行動量交換和充分混合后，經平直段和擴壓段減速增壓排入大氣，被引射氣流通道內的氣體被大量帶走，壓力下降，于是不斷有被引射氣體補充進來，從而完成了輸送和加壓的功能[17-18]。

評估引射器的主要性能參數包括引射系數(低壓氣體流量與燃氣流量的比值)及增壓比(混合壓力與被引射氣體壓力的比值)。決定引射系數及增壓比的主要因素包括燃氣與低壓氣體的馬赫數、總溫比(燃氣總溫與低壓氣體總溫比值)、分子量及比熱比等。可知，引射器的主要性能參數與燃氣發生器的工作參數(包括燃氣總溫、壓力及流量等)緊密相關。

圖1 基于高溫燃氣引射器工作原理圖

空氣/酒精單噴嘴燃氣發生器(主要設計參數如表1所示)結構如圖2所示，主要由擴壓器、燃燒室機匣、旋流器、噴嘴及火焰筒等組成。發生器采用2支高能火花塞直接點火方式，儲能為20 J，工作頻率14 Hz，安裝于旋流器下游，2支火花塞布置在軸向同一截面，周向夾角呈60°。

根據燃氣發生器系統啟動工作需要，噴嘴設計成雙油路離心噴嘴(如圖3所示)。為了保證點火的可靠性(主油路為大流量，噴嘴工作流量接近設計工況)，主油路用于點火，副油路用于滿足溫升需求，主副油路噴口半徑分別為5.5和3.0 mm。旋流器采用雙級軸向旋流器，一級旋流器主要用于燃料霧化，旋流系數為1.4，葉片數目為18；二級旋流器主要用于在燃燒室頭部形成一個強度適中的回流區，旋流系數為0.8，葉片數目為20，如圖4所示。

圖2 燃氣發生器結構示意圖

表1 燃氣發生器設計參數Table 1 Design parameters of gas generator

圖3 噴嘴外輪廓示意圖

此外，為了實現燃氣發生器長時間可靠工作，火焰筒頭部采用“沖擊+氣膜”冷卻方式，冷空氣通過小孔直接沖擊頭部擋濺盤后,沿氣流腔道形成氣膜流出并匯入主流，實現“沖擊+氣膜”冷卻。火焰筒頭部冷卻結構如圖5所示；火焰筒壁面則采用多斜孔氣膜冷卻技術，冷卻結構如圖6所示，在壁面沿軸向布置若干排氣膜冷卻孔，保持一定間距，每排沿周向均布數個小直徑的斜孔，與壁面的夾角為30°，燃氣發生器工作時，常溫空氣通過冷卻孔進入火焰筒，在火焰筒壁面形成一層均勻的氣膜保護層，用于冷卻火焰筒壁面，防止壁面燒蝕，實現氣膜冷卻。采用上述的冷卻結構有效降低了燃氣發生器熱端部件的工作溫度，同時解決了該應用領域現有的燃氣發生器因噴霧降溫或殼體水冷需要配置冷卻水系統而導致系統復雜化的缺點。

圖4 旋流器結構示意圖

圖5 火焰筒頭部冷卻結構

Fig.5 Schematic diagram of cooling structure of combustion liner head

圖6 火焰筒壁面冷卻結構

Fig.6 Schematic diagram of cooling structure of combustion liner wall

試驗時在火焰筒壁面加貼熱電偶絲，實時監控試驗過程中火焰筒的壁面溫度，以保證燃氣發生器長時間安全運行。為增強燃氣的摻混，保證后續接入引射器燃氣組分及溫度的均勻性，在發生器出口接入8倍管徑的直筒段(基于某工程實際應用)，并采用2組溫度排架分別測試燃氣發生器出口及直筒段出口的溫度均勻性，如圖7所示。

圖7 溫度排架安裝示意圖

1.2 試驗方法

試驗的主要目的在于驗證燃氣發生器設計方案的可行性，依次開展單油路小流量、單油路大流量以及雙油路設計工況熱試車等試驗；此外，為考察燃氣發生器的點火性能，探究單油路小流量工況下燃氣發生器的貧油點火極限，同時為了滿足后續開展不同燃氣溫度對引射器性能影響研究的需求，通過調整余氣系數(燃氣發生器工作時，實際空氣流量與供入的燃料完全燃燒時所需要的理論空氣流量的比值，稱之為余氣系數；試驗中，保持空氣質量流量不變，調整酒精流量以改變余氣系數)設置多組對比工況，具體如表2所示(其中ma為空氣流量，mj為酒精流量，α為余氣系數；表中所示工況為試驗設計值，實際數值有所差異)。

為保證點火的可靠性，待空氣壓力達標后，陸續打開火花塞、酒精擠推閥、酒精主油路閥門及酒精副油路閥門等，直至燃燒室壓力達標后關閉火花塞。試驗過程中空氣噴前壓力與酒精儲罐壓力均保持不變。

表2 貧油點火試驗工況Table 2 Operating conditions of lean ignition

此外，試驗過程中，酒精質量流量通過儲罐壓力及管路流阻控制，通過HOFFER渦輪流量計測得；空氣質量流量通過文氏管控制(文氏管作用在于：通過控制文氏管上游壓力并維持其穩定來實現注入燃氣發生器的空氣流量和壓力恒定)；試驗系統中各壓力測點、流量測點及溫度測點均與數據采集系統相連。壓力傳感器采用麥克傳感器公司的壓阻式壓力變送器，最大響應頻率為30 kHz，測量精度為0.5%FS(Full Scale)；溫度傳感器測量精度±1 K；HOFFER渦輪流量計精度為1%FS。使用的各類傳感器在試驗前均通過檢定。

常用的計算燃燒效率的方法包括組分分析法及溫升法等[19-20]。考慮到本研究中試驗條件的限制，未開展燃氣組分采集，此處根據溫度測點測量值來計算燃氣發生器的燃燒效率，計算公式為：

(1)

式中：Tout表示燃燒室出口實際平均溫度(粗略取排架的平均溫度)；Tin表示燃燒室入口平均溫度；Toutth表示理論計算的(完全燃燒時)燃燒室出口平均溫度，利用燃燒過程前后的焓值守恒計算得到[19]。

2 試驗結果與分析

2.1 點火及燃燒特性分析

圖8～10給出了燃氣發生器設計工況下的工作壓力曲線、空氣/酒精流量曲線及發生器出口溫度分布曲線(長時間工作時，直筒段出口溫度排架出現故障，故在此未給出該測量結果)。

圖8 燃氣發生器設計工況工作壓力曲線

Fig.8 Operation pressure curves of gas generator under design condition

由圖8可知，燃氣發生器點火試驗主要分為3個過程：啟動過程、燃燒過程及關車過程。

在啟動過程中，主酒精快速閥門的快速開啟造成液流沖擊，表現為圖中所示的主酒精噴前壓力尖峰；燃燒室壓力在這個過程中形成3個臺階(圖8(b)中圓圈表示)，具體為：冷空氣進入燃燒室產生壓力形成的第一個臺階；主酒精噴入燃燒室被點燃形成的第二個臺階；副酒精噴入燃燒室被點燃形成的第三個臺階。此外，在主酒精噴入燃燒室的0.6 s內，燃氣發生器成功點火，如圖8(b)所示。

由圖9可知，在整個燃燒過程中，空氣及酒精的流量曲線非常穩定，保證了燃氣發生器的穩定燃燒。從圖10可以看出，燃氣發生器燃氣溫度在點火后8 s內基本達到穩態，但此時燃氣溫度均勻性較差，溫度最高值與最低值的差值達到140 K，但經過8倍管徑的直筒段摻混后，燃氣均勻性得到明顯提高。

圖9 燃氣發生器設計工況工作流量曲線

Fig.9 Operation mass flow-rate curves of gas generator under design condition

此外，通過壁面熱電偶測量(壁面測點布局如圖11所示，沿氣流方向4個截面各3個測點，合計12個測點)的最高壁溫不超過500 ℃，低于火焰筒材料GH3039長期允許使用溫度850 ℃，單純從熱防護考慮，可認為該型燃氣發生器滿足長時間工作運行。

圖10 設計工況燃氣發生器出口溫度曲線

Fig.10 Temperature distribution of gas generator outlet under design condition

圖11 火焰筒壁面熱電偶測點布局示意

2.2 貧油點火極限探究

為了擴展燃氣發生器后續的工作范圍，適應引射器多工況工作條件(主要指的是不同溫度工作條件)，針對燃氣發生器開展了貧油點火研究。考慮到試驗安全問題，在此僅開展單油路小流量的試驗工況，詳見表2。

貧油點火工況No.1的試驗結果如圖12～14所示。由圖可知，該工況下燃氣發生器點火迅速，與設計工況點火試驗類似，同樣分為啟動過程、燃燒過程及關車過程，不同之處在于酒精僅副油路單路工作，使得燃燒室壓力僅出現2個臺階(圖中圓圈表示)，分別表示冷空氣進入燃燒室及副油路點火。

圖12 燃氣發生器工況1工作壓力曲線(余氣系數α≈3.0)

Fig.12 Operation pressure curves of gas generator under No.1 condition (excess air coefficientα≈3.0)

燃氣發生器出口及直筒段出口的溫度分布如圖13和14所示，數值模擬對象及進出口溫度分布如圖15和16所示。由圖可知，經過8倍直徑的直筒段摻混，直筒段出口的溫度分布均勻性明顯提高，與基于流體仿真軟件Ansys 18.0的數值模擬結果基本一致。此外，相對于排架1(對應燃氣發生器出口，即數值仿真對象入口，ΔTin)，排架2(對應直筒段出口，即數值仿真對象出口，ΔTout)溫度分布較為平穩，且最大溫差(截面最大溫度與最小溫度的差值)減小了近300 K，溫度分布均勻性大幅提升。考慮到數值模擬的對象為燃氣發生器出口至噴管出口的二維模型，與實際情況相比，數值模擬難以給出燃氣發生器出口(即數值模擬對應的入口)真實的湍流強度及渦流尺度，再加之采用二維模型，數值模擬時混合氣在等值段內的摻混程度遠不如真實情形劇烈，因此數值模擬得到的出口溫度分布均勻性(圖16)比試驗測量結果(圖14)略差。

其余工況(包括α=3.3、3.9工況)工作曲線不在此一一展示，相關試驗結果如表3所示。可知，當余氣系數α≈4.1時，燃氣發生器點火失敗，壓力曲線如圖17所示。從圖中可以看出，燃燒室壓力曲線僅出現一個因冷空氣進入燃燒室形成的臺階，而酒精噴入后燃燒室壓力曲線并未突躍，表明燃燒室建壓失敗。

圖13 燃氣發生器工況1發生器出口溫度分布(余氣系數α≈3.0)

Fig.13 Temperature distribution of gas generator outlet under No.1 condition (excess air coefficientα≈3.0)

圖14 燃氣發生器工況1直筒段出口溫度分布(余氣系數α≈3.0)

Fig.14 Temperature distribution of straight section outlet under No.1 condition (excess air coefficientα≈3.0)

圖15 數值模擬對象

圖16 進出口分布溫度對比

α點火結果備注3.01.35成功-3.31.28成功-3.91.90成功-4.10.70失敗未點燃

圖17 燃氣發生器工況4工作壓力曲線(未點燃)

Fig.17 Ignition failure pressure curves of gas generator (excess air coefficient≈4.1)

2.3 燃燒效率

通過前文提及的溫升法及測量得到的進出口溫度，計算得到燃氣發生器各工況下對應的燃燒效率，如表4所示，可知，燃氣發生器設計工況下燃燒效率最高，而相同余氣系數下的小流量工況(文中的工況No.1)效率次之，這是由于在小流量工況下，噴嘴工作壓力及流量偏離設計點，影響了霧化效果，使得燃燒不夠充分；此外，隨著余氣系數的增加，燃燒效率呈下降的趨勢，原因在于余氣系數的增大是通過保持空氣質量流量不變、減少酒精流量而實現的，因此，相對于酒精流量而言，空氣流量越來越大，造成燃燒室散熱速率逐漸增加，燃燒室出口溫升變小，使得燃燒反應變慢，燃燒效率降低。