氣氧甲烷濺板式層板噴注器燃燒特性試驗分析*

尹 亮，劉偉強

(1. 湖南文理學院 機械工程學院， 湖南 常德 415000； 2. 國防科技大學 空天科學學院， 湖南 長沙 410073)

氣氣燃燒技術是全流量補燃循環發動機的關鍵技術，也是未來可重復使用液體火箭發動機的重要研究方向[1-2]。氣氣燃燒過程中，推進劑首先通過預燃室轉化成氣體狀態，從渦輪里排出的富氧燃氣和富燃燃氣再進入主燃室進行補燃。推進劑狀態的不確定會對發動機燃燒性能、響應特性及穩定性產生很大影響。適當使用低溫推進劑氣化方案，進而采用氣氣單模式燃燒已成為液體火箭發動機可選方案之一。

氣氣燃燒的關鍵技術之一在于噴注器的選擇和設計，與液液燃燒和氣液燃燒方式不同，氣氣燃燒不需要考慮推進劑的霧化和蒸發過程，因此對混合過程的研究變得至關重要。通過對目前常用的噴注器進行對比研究發現，噴注器的設計過程主要包括：①確定噴注器類型，采用冷試試驗方法獲得噴注器的流量特性及混合特性[3]；②在冷試試驗基礎上開展熱試試驗研究，考察噴注器燃燒特性、穩定性及傳熱性等[4-8]。

對國內外文獻進行調研發現，濺板式層板噴注器由于噴注形式的特殊性，推進劑在噴注器流道內部就開始霧化和混合，能有效縮短燃燒距離，獲得更高的混合效率。因此，有必要對濺板式層板噴注器混合及燃燒機理進行深入研究，以滿足對發動機燃燒性能、熱載性能及穩定性的需求[9-10]。國內外研究者對層板式噴注器進行了較多的研究：雷凡培等[11]對濺板式層板噴注單元流量及混合特性進行了試驗研究，獲得了擴張角及層板相對厚度對流量系數和混合效率的影響，結果表明，當擴張角取值為60°～75°時，流量系數和混合效率最大；Aerojet公司對一種小推力發動機進行了研制，該發動機采用了層板式噴注器技術，噴注器由300片不銹鋼層板組成，噴注面板上共設計了92個濺板式噴注單元，燃燒室采用耐高溫的錸銥材料并采用液膜冷卻方式進行冷卻，其比沖為321.8 s，燃燒效率可達99%[12-13]；Yin等[9-10,14]對濺板式層板噴注器霧化及燃燒特性進行了大量研究，對單噴嘴和多噴嘴噴注器氣氣燃燒特性進行了數值仿真研究，設計了一種氣膜冷卻層板式噴注器結構，采用甲烷對燃燒室壁面及噴注面板進行冷卻，分析了不同參數對氣膜冷卻效果的影響，并在數值仿真基礎上開展了氣氧甲烷氣氣流量特性及燃燒特性試驗研究。

本文針對單噴嘴和多噴嘴濺板式層板噴注器燃燒特性開展熱試試驗研究。采用氣氧和氣態甲烷作為推進劑，并與數值仿真結果進行對比分析。通過分析燃燒效率、燃燒室壓力和面板熱載等情況，獲得了不同結構及工況下噴注器的燃燒性能、穩定性及熱載性能。

1 試驗對象

1.1 燃燒室結構設計

開展氣氧甲烷層板式噴注器燃燒特性仿真及試驗的對比研究，兩者選用的燃燒室結構、尺寸、室壓及流量完全相同。其中燃燒室長度為120 mm，材質為不銹鋼，火花塞位于燃燒室末端，測壓孔位置靠近噴注面板附近，如圖1所示。考慮到試驗時長短，單噴嘴噴注器燃燒室未進行冷卻結構設計。

圖1 燃燒室裝配示意Fig.1 Assembly drawing of the combustion chamber

1.2 噴注器結構設計

圖2和圖3所示為單噴嘴和多噴嘴噴注器結構示意。從結構上來看，該類型噴注器主要包括：氧化劑及燃料入口、頂層法蘭、分流層板和噴注面板。通過擴散焊技術將噴注器焊接成型，各分流層層板厚度為1 mm，多噴嘴噴注器噴注面板厚度為2.5 mm。圖4給出了單噴嘴噴注器噴注面板示意，考慮到出口層噴嘴寬度及擴張角對噴注器燃燒性能影響最大，這里分別取擴張角為30°和60°，對應的出口層寬度為2.89 mm、1.45 mm、2.7 mm、1.3 mm進行試驗，將各噴注器結構分別標記為SP1、SP2、SP3、SP4。

圖2 單噴嘴濺板式層板噴注器結構Fig.2 Single-element splash platelet injector structure

圖3 多噴嘴濺板式層板噴注器結構Fig.3 Multi-elements splash platelet injector structure

(a) SP1 (b) SP2

(c) SP3 (d) SP4圖4 單噴嘴層板式噴注器噴注面板結構Fig. 4 Faceplate of single-element injector

1.3 測量及點火裝置

所有試驗均在國防科技大學空天科學學院氣氣燃燒試驗臺上進行。測量參數主要包括：氧化劑及燃料供應系統壓強、流量及溫度，燃燒室壓強等。其中，壓力傳感器采用PT301型壓力變送器，測量范圍為-0.1～5 MPa，精度等級為0.2；流量計采用科里奧利質量流量計，最大量程為40 g/s，精度等級為±0.5%[15]。所有試驗均采用高能火花塞式點火器。火花塞安裝于燃燒室身部后端，距噴管出口距離為85 mm。該點火器能對推進劑進行有效著火且工作穩定可靠，能夠滿足試驗研究需要。

1.4 試驗系統及方案

試驗對象為100 N氣氧甲烷發動機，發動機頭部采用層板式噴注器，混合比為3.20，燃燒室設計壓力為PC=0.85 MPa，單對噴嘴流量為m=5.5 g/s，燃燒室直徑為Dc=24.28 mm，喉部直徑為Dt=10.86，收縮比ε=5，燃燒室長度L=120 mm，表1列出了氣氧甲烷發動機設計參數。

表1 設計參數

試驗供應及測控系統包括氮氣供應系統、甲烷供應系統、氧氣供應系統、壓力傳感器、氣體流量計、壓力表和溫度傳感器等，如圖5所示。

圖5 燃燒試驗系統組成Fig.5 Schematic diagram of experimental system

2 結果及分析

2.1 氣氣流量特性

在進行熱試試驗之前，首先對氣氣流量特性進行研究，以獲得閥門的響應時間、管路損失、系統壓力與流量之間的關系。目前國內對氣氧甲烷氣氣流量特性研究較少，一般采用空氣代替燃料和氧化劑，所得結果對于熱試試驗參考價值不大。氣氣流量特性主要影響推進劑流量及供應系統響應，進而影響發動機的燃燒特性及穩定性[15]。

氣氣流量特性測量數據主要包括：甲烷路噴前壓力及流量計前壓力、氧氣路噴前壓力及流量計前壓力、推進劑入口溫度及質量流量、燃燒室壓力。圖6(a)為試驗獲得的甲烷和氧氣路噴前壓力及流量計前壓力，圖6(b)分別給出了甲烷和氧氣路噴前壓力和流量之間的關系。從圖6中可以得到，甲烷和氧氣質量流量均隨著噴前壓力的增大而增大，且在選取的壓力范圍內呈線性分布。為了保證所需混合比，壓力-流量曲線上甲烷和氧氣壓力點的選取值不同。

(a) 壓力曲線(a) Pressure curve

(b) 壓力-流量曲線(b) Pressure-flow curve圖6 多噴嘴噴注器壓力-流量曲線Fig.6 Pressure-flow curve of multi-elements injector

圖7給出了單噴嘴噴注器甲烷及氧氣路壓力-流量分布曲線，從圖中可以看到，噴注器結構對壓力-流量分布曲線有較大影響，流量均隨著噴前壓力的增大而增大且呈線性分布。相同條件下，噴注器SP4中甲烷質量流量最大，氧氣質量流量最小，其余三種結構壓力流量曲線分布相差不大。

2.2 多噴嘴噴注器燃燒特性試驗分析

本小節對多噴嘴噴注器燃燒特性開展試驗研究，如圖8所示，發動機有效工作時間為0.5 s，火花塞點火時間僅為0.3 s，從圖中可以看出從噴管尾部噴出的火焰為淡藍色。由于試驗時間短，采集到的壓力流量曲線尚未達到穩定，實際流量可采用標定后的壓力流量曲線通過式(1)換算得到，同時忽略火花塞對燃燒效率及噴注面板熱載的影響。

(1)

式中：At為節流面積；k為絕熱系數；R為氣體常數；M為流量；T為溫度。

(a) 甲烷(a) Methane

(b) 氧氣(b) Oxygen圖7 單噴嘴噴注器壓力-流量曲線Fig.7 Pressure-flow curve of single-element injector

圖8 多噴嘴噴注器熱試車照片Fig.8 Photo of multi-elements injector hot test

圖9給出了不同工況下多噴嘴噴注器熱試試驗數據，獲得了不同混合比及燃燒室壓力下噴注器燃燒效率分布情況。其中，工況1、2、3、4所對應的混合比(氧氣/甲烷)分別為2.652、3.098、3.421、3.247，不同混合比下燃燒室壓力分別為1.029 5 MPa、1.042 3 MPa、1.027 5 MPa、0.602 6 MPa。從圖9中可以看出，燃燒效率隨著混合比的增大而增加，隨著燃燒室壓力的減小而降低。四個工況下燃燒效率最大值約為99.01%。

(a) 壓力(a) Pressure

(b) 質量流量(b) Mass flow rate

(c) 混合比(c) Mixing ratio

(d) 燃燒效率(d) Combustion efficiency圖9 多噴嘴噴注器熱試試驗數據Fig.9 Experimental data of multi-elements injector

圖10 多噴嘴噴注器燃燒室試驗壓力曲線Fig.10 Pressure curve of multi-elements injector combustion chamber

圖10給出了不同混合比下燃燒室壓力分布，從圖中可以看到，混合比對燃燒室壓力影響不大。通過對試驗時序和燃燒室壓力分布曲線分析發現：點火成功后燃燒室內壓力波動較大，且在達到平衡后仍有小幅度的波動。這是因為點火初始時刻火花塞產生大量的熱量，燃燒室內壓力迅速上升并達到穩定。燃燒室內壓力出現二次下降，第一次出現在點火完成至推進劑完全燃燒，第二次出現在吹除完畢，供給系統關閉后，此時燃燒室內壓力基本接近大氣壓。燃燒室內出現壓力波動的原因很多，如甲烷和氧氣供應系統壓力振蕩、試驗時序設計不合理、噴注壓降過大以及燃燒室內聲學振蕩等。為了獲得較為精確的試驗數據，減小燃燒室內壓力振蕩，可以采取以下方法：①減小噴注器噴注壓降；②設計合理的試驗時序；③采用火花塞進行點火；④合理設計文氏管前壓力等。

合理的噴注器結構設計對于火箭發動機燃燒特性及熱載至關重要。發動機在工作過程中由于受氣動熱及高壓條件的影響，噴注器工作環境惡劣而影響其正常工作。層板式噴注器由于噴注面板厚度小，燃燒室頭部區域溫度高，噴注面板更容易發生燒蝕。同時，由于其特殊的噴注方式，推進劑燃燒后在噴注面板附近產生回流，受燃氣回流的影響，燃燒室頭部局部區域及噴注面板附近溫度較高。回流區雖然有利于提高推進劑的混合及燃燒效率，但對于噴注面板的熱防護是不利的。

從前文圖3可以看出，多噴嘴噴注器采用了氣膜冷卻方式對燃燒室身部進行冷卻，而噴注器面板并未采取冷卻措施。多噴嘴噴注器面板厚度為2.5 mm，面板上共設計32個氣膜冷卻孔、8對噴注單元，各噴注單元呈圓周均勻排列。受試驗條件及燃燒室尺寸等的限制，未對燃燒室身部及噴注面板溫度進行測量。圖11為多噴嘴噴注器噴注面板熱試試驗前后對比照片，從圖中可以看出，熱試試驗后噴注面板發生燃燒變色，氣膜冷卻區域較噴注面板中心顏色略淺，且均無燒蝕發生，該結果表明采用氣膜冷卻方式能一定程度上對噴注面板進行冷卻，該試驗條件下多噴嘴噴注器的設計是可行的。

(a) 試驗前(a) Before the test (b) 試驗后(b) After the test圖11 熱試前后多噴嘴噴注器噴注面板照片Fig.11 Photo of multi-elements injector faceplate before and after hot test

2.3 單噴嘴噴注器燃燒特性試驗分析

圖12給出了單噴嘴噴注器熱試試驗照片。設計了四種不同結構的單噴嘴噴注器，從文獻[2]數值模擬結果可知，擴張角及出口層噴嘴寬度對單噴嘴噴注器燃燒性能影響最大，其中，擴張角主要影響噴注角及噴注方向，出口層噴嘴寬度對噴注角及噴注速度有較大影響。為了保證噴注器的正常工作，防止由于噴注面板熱載過大而造成噴注面板燒蝕失效，試驗中所設計的噴注面板厚度為1 mm，與數值仿真中設計的噴注面板厚度為0.3 mm有所不同。

圖12 單噴嘴噴注器熱試車照片Fig.12 Photo of single-element injector hot test

圖13給出了不同混合比及燃燒室壓力下單噴嘴噴注器燃燒特性數據情況。從圖13中可以看出，對于同一結構的噴注器，當氧氣質量流量保持不變，燃燒效率隨著混合比的增大而增加，燃燒室壓力變化不大。對于不同結構的噴注器，相同混合比下燃燒效率略有差別，當混合比為3.585時，SP1噴注器燃燒效率達99.46%。當混合比取值接近理論值3.2時，所得燃燒效率最大。其余結構噴注器不同工況下的燃燒效率在76.59%～98.63%之間。同時還可以得到，相同混合比條件下，燃燒效率隨燃燒室壓力的降低而降低。

(a) 壓力(a) Pressure

(b) 質量流量(b) Mass flow rate

(c) 混合比(c) Mixing ratio

(d) 燃燒效率(d) Combustion efficiency圖13 單噴嘴噴注器熱試試驗數據Fig.13 Experimental data of single-element injector

為了獲得不同結構下噴注器面板熱載情況，獲得了單噴嘴噴注器噴注面板熱試前后照片，如圖14所示。噴注面板均采用304不銹鋼，其中SP1、SP2、SP3三種結構噴注器進行了四次試驗，SP4噴注器只進行一次試驗，用以驗證噴注面板燒蝕是由于噴注器多次試驗造成。從圖14中可以看到，各噴注器噴注面板燒蝕情況差別較大，四種結構的噴注器中，SP1噴注器噴注面板已發生嚴重燒蝕，其余噴注器噴注面板也發生不同程度的燃燒變色。同時，各噴注器噴注面板均發生不同程度的變形，變形區域位于氧化劑及燃料噴孔之間的位置，由于噴注器內部壓力較高，噴注面板向燃燒室一側凸起。分析其原因：通過對文獻[14]結果進行分析，擴張角對噴霧錐角及撞擊點距離有較大影響，SP1噴注器中噴霧錐角最大，同時霧化撞擊點位置距離噴注面板最近，因此燒蝕也越嚴重。受回流區域的影響，噴注面板最高溫度位于噴孔之間，當燃燒室內壓力發生振蕩時，勢必影響噴注面板附近的燃氣速度，從而影響其溫度分布，這也是噴注器被燒壞的原因之一。

(a) SP1

(b) SP2

(c) SP3

(d) SP4圖14 熱試前后單噴嘴噴注器噴注面板照片Fig.14 Photo of single-element injector faceplate before and after hot test

為了深入分析噴注器頭部燒蝕程度，對單噴嘴噴注器中間層面板熱試前后燒蝕情況進行了對比分析，如圖15所示，可以看出，高溫高壓燃氣及噴注壓力對中間層面板影響不大。由于高溫區域位于噴孔之間，當擴張角為60°時，撞擊點位置距離噴注面板最近，該區域溫度最高，但由于中間層面板并未發生燒蝕，因此不影響噴注器的正常工作。

(a) 擴張角60°(a) Expending angle 60°(b) 擴張角30°(b) Expending angle 30°圖15 熱試后單噴嘴噴注器中間層面板照片Fig.15 Photo of single-element injector middle plate after the hot test

3 結論

針對不同噴注器結構及不同工況對氣氧甲烷濺板式層板噴注器燃燒特性和熱載情況的影響開展了試驗研究，對比分析了噴注器設計參數、混合比及燃燒室壓力對燃燒效率以及噴注面板熱載影響的區域和聯系，研究結論如下：

1)單噴嘴和多噴嘴噴注器甲烷和氧氣質量流量均隨著噴前壓力的增大而增大，且在選取的壓力范圍內呈線性分布。對于單噴嘴噴注器，相同條件下，SP4噴注器中甲烷質量流量最大，氧氣質量流量最小，其余三種結構壓力流量曲線分布相差不大。

2)對于同一結構的單噴嘴噴注器，當氧氣質量流量保持不變，燃燒效率隨著混合比的增大而增加，燃燒室壓力變化不大。對于不同結構的噴注器，相同混合比下燃燒效率略有差別，當混合比為3.585時，SP1噴注器燃燒效率達99.46%。混合比變化對多噴嘴噴注器燃燒效率有較大影響，當混合比取3.421時，所得燃燒效率值最大。

3)多噴嘴噴注器由于采用氣膜冷卻方式進行冷卻，燃燒室身部及噴注面板均未發生燒蝕。四種結構的單噴嘴噴注器中，SP1噴注器噴注面板已發生嚴重燒蝕，其余噴注器噴注面板也發生不同程度的燃燒變色和變形。

4)初步提出了氣氧甲烷濺板式層板噴注器的結構及試驗方案，驗證了采用電火花塞后置點火的可行性；由于濺板式層板噴注器噴注面板受熱載影響較大，設計時應合理選擇面板厚度。