宣智超，謝 恒，袁 宇

（北京航天動力研究所，北京100076）

某氫氧發(fā)動機推力室氫噴嘴燒蝕問題仿真分析

宣智超，謝 恒，袁 宇

（北京航天動力研究所，北京100076）

氫氧火箭發(fā)動機推力室內(nèi)的噴注均勻性不但影響燃燒效率，還有可能影響噴嘴、面板及內(nèi)壁等結(jié)構(gòu)的可靠性。針對某型氫氧火箭發(fā)動機推力室多次出現(xiàn)固定位置兩個氫噴嘴的燒蝕問題，采用CFD方法模擬了此發(fā)動機氫頭腔及噴嘴的內(nèi)部流動。通過分析流動特性，并給出量化對比結(jié)果，得出了以下兩個結(jié)論：一方面此發(fā)動機推力室噴注面氫流量分布不均，而多次產(chǎn)生燒蝕的噴嘴是所有噴嘴中氫流量最小的兩個；另一方面氫噴嘴出口環(huán)形間隙內(nèi)流量分布不均，在所有噴嘴中產(chǎn)生燒蝕的噴嘴出口流速分布不均勻度是最高的。這兩個因素共同作用下導(dǎo)致噴嘴局部混合比過高，是造成固定位置噴嘴局部燒蝕的重要原因。

氫頭腔；氫噴嘴；燒蝕；流場均勻性

0 引言

氫氧發(fā)動機推力室工作在高溫高壓環(huán)境中，若噴注器的噴注不夠穩(wěn)定和均勻（或偏離設(shè)計的流量分布），影響燃燒效率的同時，會造成局部高溫直接影響內(nèi)壁、噴注面板和噴嘴本身的可靠性［1］。對于氫氧發(fā)動機推力室噴注器通常采用的同軸式噴嘴，一般中心為液氧的離心或直流式噴嘴，環(huán)縫為直流式氫噴嘴，氫氧在推力室內(nèi)的霧化燃燒主要依靠速度差產(chǎn)生的碰撞破碎霧化［2］。對于單個噴嘴，由于氫噴嘴在外氧噴嘴在內(nèi)，高速流動的氫可以保證在噴注面附近混合比較低，從而起到保護噴注面板及噴嘴的效果。因此，噴注面氫流量不均勻性及單個噴嘴環(huán)向氫流量不均勻性會直接導(dǎo)致面板附近的混合比過高，容易產(chǎn)生燒蝕，從而影響結(jié)構(gòu)可靠性。圖1所示為某型氫氧發(fā)動機推力室噴注面板及周邊結(jié)構(gòu)示意圖，在試車后在圖示燒蝕區(qū)域噴注面板及氫噴嘴翻邊出現(xiàn)的燒蝕現(xiàn)象。此現(xiàn)象出現(xiàn)在多臺次試車中，且位置固定，均發(fā)生在氫頭腔集合器入口正對的最外圈的兩個噴嘴。另外，歷次燒蝕中，燒蝕較輕時燒蝕區(qū)域集中在氫噴嘴翻邊處，而燒蝕較重時會向外擴展至面板直至面板與氫頭腔的焊縫處，可以判斷燒蝕的起點是氫噴嘴翻邊。

圖1 噴注面板及周邊結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of hydrogen head chamber

利用三維CFD方法計算發(fā)動機內(nèi)部流場可以較好的進行定性分析，石曉波等利用三維CFD方法數(shù)值模擬了燃氣發(fā)生器噴注器內(nèi)氧腔的流動［3］，楊青真等模擬了某型火箭發(fā)動機推力室氧腔流動［4］。本文采用CFD方法，針對上文中的某型火箭發(fā)動機推力室氫頭腔及所有氫噴嘴內(nèi)的流場進行三維仿真計算，得到氫頭腔及各氫噴嘴內(nèi)的流動狀態(tài)，為故障的原因分析提供支撐。

1 計算模型

1.1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

某型火箭發(fā)動機推力室頭部結(jié)構(gòu)如圖2所示。氫由氫集合器進口進入氫集合器，然后從周向均布的氫腔徑向孔進入氫腔，最后通過氫噴嘴徑向孔進入氫噴嘴的環(huán)形間隙噴出。

圖2 推力室頭部結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram for head of thrust chamber

本文只計算氫的流場，計算域設(shè)計如下：包括氫集合器入口彎管、氫集合器、氫腔、氫噴嘴徑向孔以及環(huán)形間隙。由于計算不但要得出噴注面整體的氫流量分布，還要得出每個噴嘴環(huán)形間隙的周向流量分布，這就要求噴嘴徑向孔和環(huán)形間隙的網(wǎng)格質(zhì)量和數(shù)量相對較高，于是將噴嘴流域采用六面體網(wǎng)格，其他區(qū)域采用四面體網(wǎng)格，總網(wǎng)格數(shù)達到289萬。

1.2 數(shù)值模型

根據(jù)工作時的流動狀態(tài)，計算采用單相、可壓、定常、高Re數(shù)粘性三維控制方程，湍流模型采用標準模型，模型常數(shù)C1ε，C2ε，Cμ，σk和σε分別取值1.44，1.92，0.09，1和1.3［5］。

邊界條件：入口采用質(zhì)量流量入口，出口采用壓力出口，壓力值取推力室室壓，每個噴嘴出口獨立設(shè)置。

2 計算結(jié)果及分析

2.1 噴注面流量均勻性分析

噴注面上的噴注器以同心圓的方式排列，共6圈，將最外圈標記為Loop1，依次向內(nèi)。噴嘴編號如圖3所示，其中2、3號噴嘴對應(yīng)引言中介紹的產(chǎn)生燒蝕的噴嘴及噴注面板區(qū)域。

圖3 噴嘴排列示意圖及編號方式Fig.3 Arrangement and numbering mode of nozzles

如圖4所示，為計算得到的每個噴嘴的流量，由于相對氫進口方向噴注器的分布非對稱結(jié)構(gòu)，故計算得到的流量分布非對稱。

圖4 各圈氫噴嘴流量分布Fig.4 Flow distribution of hydrogen nozzles on each ring

噴注面板氫噴嘴的流量分布表明，燒蝕的兩個噴嘴的流量是所有噴嘴中流量最少的。同時流量的不均勻度最外圈最高，依次向內(nèi)均勻度也依次變好。為量化每圈噴嘴流量的均勻度，由每圈各噴嘴流量偏差得出均方差，定義均方差為每圈噴嘴流量的不均勻度（值越大表征均勻度越差），如下表1最外圈的流量不均勻度是最內(nèi)圈的3倍多。

表1 各圈氫噴嘴流量不均勻度Tab.1 Inhomogeneity of flow of hydrogen nozzles on each ring

圖5 周向平均流量沿徑向的分布Fig.5 Radial distribution of average flow in circumferential direction

如圖5所示，沿徑向，最外圈的流量水平也是最低。綜合上面的分析，計算結(jié)果表明2號和3號噴嘴的工況相比其他噴嘴最惡劣，而2號和3號噴嘴出現(xiàn)的燒蝕現(xiàn)象也一定程度上證明了計算結(jié)果的可信性。

如圖6所示，為分析得出2號和3號噴嘴工況惡劣的原因，給出了氫腔在不同軸向截面的速度云圖。其中，截面a位于氫噴嘴兩排徑向孔中靠近二底的徑向孔軸線所在平面；截面b位于靠近一底的徑向孔軸線所在平面；截面c位于b截面與一底之間無徑向孔區(qū)域，如圖7所示。

圖6 腔內(nèi)流場云圖Fig.6 Nephogram of flow field in head chamber

圖7 云圖所處截面示意圖Fig.7 Schematic diagram of nephogram cross-section

從三個截面的速度云圖可以得出以下結(jié)論：1）最外圈噴嘴附近的流速較內(nèi)圈最高，這是由于通過徑向孔連接集合器和腔體這種結(jié)構(gòu)中，腔體中靠近徑向孔的區(qū)域一般流速最高，而本結(jié)構(gòu)中最外圈噴嘴正好處于這個區(qū)域，同時噴嘴的阻擋還減小了流體徑向流動的流通面積，進一步提高了流體流速；2）產(chǎn)生燒蝕現(xiàn)象的2號和3號噴嘴處于氫腔中流速最高的區(qū)域，這是由于這兩個噴嘴正對著氫集合器入口氫的流動方向；3）三個截面中b截面最外圈噴嘴附近的流速是最高的，由圖8可知氫腔徑向孔中心線軸向延長線與b截面的交點正好處在最外圈氫噴嘴下排徑向孔附近。

圖8 氫腔徑向孔軸線與氫噴嘴下排徑向孔相對位置示意圖Fig.8 Relative positions of hydrogen chamber radial hole axis and bottom row radial holes of hydrogen nozzle

通過上面的分析不難得出2號和3號氫噴嘴的下排徑向孔附近的流速是整個氫腔中流速最高的區(qū)域。氫腔內(nèi)的流動以徑向流動為主，而最終噴入推力室的氫是沿軸向流動的，這樣的流向變化會帶來總壓損失，流速越大流向變化造成的總壓損失也會越大，假設(shè)燃燒室噴注面壓力均勻的情況下，壓力損失越大的噴嘴流量會越低，也就是氫腔內(nèi)流速最高區(qū)域附近的噴嘴流量將是最小的，也就導(dǎo)致2號和3號噴嘴的流量最低，工況最惡劣。

2.2 單噴嘴出口流場均勻性分析

由上述分析，得出2號和3號噴嘴由于腔內(nèi)流場的不均勻性造成流量最低，但綜合所有氫噴嘴，流量最大與最小的偏差也不到1.5%，流量偏小是否是造成燒蝕的唯一原因？從各臺次噴嘴燒蝕后形貌可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)生燒蝕的噴嘴只是噴嘴周向部分區(qū)域產(chǎn)生燒蝕（見圖1），并且位置相對固定，而位于噴嘴外側(cè)大約60°～100°的范圍內(nèi)，從未發(fā)生過整周燒蝕的現(xiàn)象。由此可以推測，單噴嘴環(huán)形間隙內(nèi)流量也存在較大的不均勻，造成局部混合比過高，產(chǎn)生燒蝕。

單噴嘴出口的網(wǎng)格為周向均布的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，周向網(wǎng)格節(jié)點均勻分布，為保證結(jié)果的可比性，所有噴嘴出口網(wǎng)格結(jié)構(gòu)數(shù)量相同。在出口氫密度相差不大的情況下，可以用節(jié)點流速的偏差來衡量流量密度的偏差，通過比較出口流速的周向分布來反映單噴嘴環(huán)形間隙出口氫流量的均勻性。從2.1節(jié)論述可知六圈噴嘴中最外圈（Loop1）噴嘴所處環(huán)境最惡劣，而最內(nèi)圈（Loop6）相對最好。如圖9所示，從Loop1和Loop6各取一個噴嘴（為消除氫集合器進口的影響，選取周向遠離氫集合器進口的21和123號噴嘴），繪出每個噴嘴周向速度偏差的分布。

圖9 單氫噴嘴出口環(huán)形間隙的流速分布Fig.9 Velocity distribution in annular space at outlet of single hydrogen nozzle

如圖9所示，單個噴嘴環(huán)形間隙內(nèi)流速分布不均勻，其中最外圈噴嘴21號的流速波動幅度達到了34%，流速最小處低于平均值22%。另節(jié)圓外半圈的流速較節(jié)圓內(nèi)半圈波動更大，特別是最低流速也在此范圍內(nèi)，說明從氫腔徑向孔進入氫腔的高速氫對氫噴嘴迎風側(cè)的出口流速會造成較大影響。類似2.1節(jié)中定義的不均勻度，為量化每個噴嘴出口環(huán)形間隙流量密度的不均勻度，通過出口網(wǎng)格各節(jié)點流速偏差的均方差來衡量（值越大表征不均勻度越大），計算結(jié)果如下表2。

表2 噴嘴出口流速不均勻度Tab.2 Velocity inhomogeneity at nozzle outlet

計算結(jié)果表明，不均勻度的相對高低與噴嘴流量的相對高低反相關(guān)，最外圈單噴嘴平均流量最小，沿徑向向內(nèi)逐漸增大，而單噴嘴不均勻度最外圈最大，沿徑向向內(nèi)逐漸減小。由于產(chǎn)生燒蝕的最外圈2號和3號噴嘴的平均流量最小，所以推測單噴嘴環(huán)形間隙內(nèi)流量分布不均勻度最高的仍然會是2號和3號噴嘴，如圖10和表3所示。

圖10 產(chǎn)生燒蝕的噴嘴周向流速分布Fig.10 Circumferential velocity distribution of ablated nozzles

此兩個噴嘴的不均勻度相當，但相對21號噴嘴又上升了約8.3%，且節(jié)圓外區(qū)域流速偏差最大達到了37%（-25%～12%），這樣的流速換算至當?shù)鼗旌媳龋ㄍ屏κ一旌媳仍O(shè)計值6.4）可以達到5.8～8.5（經(jīng)計算2號和3號噴嘴的確是所有噴嘴中不均勻度最高的，由于數(shù)據(jù)較多不在此列出），雖然此混合比范圍對燃氣溫度影響不大（波動范圍約100 K），但在理論混合比8附近，有產(chǎn)生富氧燃燒的可能，此時燃氣的氧化燒蝕能力增強，綜合燃氣溫度的增加，存在造成噴嘴燒蝕的可能。

通過上面的分析可知，單噴嘴出口環(huán)形間隙同樣存在著流量不均勻情況，從數(shù)值上看，比2.1節(jié)中噴注面流量的不均勻度大了數(shù)十倍，過大的不均勻度造成2號和3號噴嘴局部混合比過高，是產(chǎn)生燒蝕的重要原因之一。

3 結(jié)論

對某氫氧火箭發(fā)動機推力室頭部氫腔流場進行了仿真計算，通過分析得出造成固定位置噴嘴及面板在試車中經(jīng)常燒蝕的重要原因：1）噴注面氫流量分布不均，而產(chǎn)生燒蝕的噴嘴是所有噴嘴中氫流量最小的兩個；2）氫噴嘴出口環(huán)形間隙內(nèi)流量分布不均，在所有噴嘴中產(chǎn)生燒蝕的噴嘴出口流速分布不均勻度是最高的。這兩個因素是導(dǎo)致噴嘴局部混合比過高，造成噴嘴局部燒蝕的重要原因。根據(jù)此分析在設(shè)計上采取了針對性措施，采取此措施后，文中所述出現(xiàn)燒蝕的氫噴嘴再未出現(xiàn)燒蝕現(xiàn)象。

［1］楊立軍，富慶飛.液體火箭發(fā)動機推力室設(shè)計［M］.北京：北京航空航天大學(xué)，2013.

［2］朱森元.氫氧火箭發(fā)動機及其低溫技術(shù)［M］.北京：國防工業(yè)出版社，1995.

［3］石曉波，劉占一，郭燦琳.燃氣發(fā)生器噴注器內(nèi)氧腔三維流動分析［J］.火箭推進，2013，39（2）：6-11. SHI Xiaobo，LIU Zhanyi，GUO Canlin.Analysis of three-dimensional flow in oxygen chamber in injector of gas generator［J］.Journal of rocket propulsion，2013，39（2）：6-11.

［4］楊青真，王紅梅，張銀波.液態(tài)火箭發(fā)動機氧腔流動分析及均流板設(shè)計研究［J］.宇航學(xué)報，2005，6（26）：698-701.

［5］王福軍.計算流體動力學(xué)分析［M］.北京：清華大學(xué)出版社，2004.

（編輯：王建喜）

Simulation analysis of hydrogen nozzle ablation problem existing in thrust chamber of a hydrogen oxygen engine

XUAN Zhichao，XIE Heng，YUAN Yu
（Beijing Aerospace Propulsion Institute，Beijing 100076，China）

The injection uniformity in thrust chamber of hydrogen oxygen rocket engine not only affects the combustion efficiency，but also may affect the reliability of nozzle，panel and inner wall structure.Aiming at the phenomenon that two hydrogen nozzles at a fixed position of a certain hydrogen oxygen rocket engine were ablated repeatedly，CFD method is used to simulate the inner flow of hydrogen head chamber and nozzle of this engine.Two conclusions for the ablation phenomenon were obtained on the basis of analysis of flow characteristics and quantized contrast of the results.The first conclusion is that the hydrogen flow distribution is uneven in the thrust chamber and the ablated nozzles have smallest hydrogen flow among all the nozzles.The second conclusion is that there is uneven flow distribution in the annular space at outlet of hydrogen nozzle，and the ablated nozzles have highest unevenness of velocity distribution at their outlets.The combined action of these two factors can cause that the local mixing ratio of the two nozzles is too high，which is the important reason that the local ablation has occurred to the nozzles at the fixed position in the thrust chamber.

hydrogen head chamber；hydrogen nozzle；ablation；flow field uniformity

V434-34

A

1672-9374（2016）05-0006-06

2016-04-25；

2016-07-16

宣智超（1986—），男，助理工程師，研究領(lǐng)域為液體火箭發(fā)動機推力室設(shè)計