徐唯棟，金 平，蔡國(guó)飆

(北京航空航天大學(xué) 宇航學(xué)院，北京 100191)

0 引言

由于液氧/甲烷火箭發(fā)動(dòng)機(jī)具有無(wú)毒無(wú)污染、高比沖、霧化性能好、蒸發(fā)快、燃燒效率高和積碳問(wèn)題很輕等諸多優(yōu)點(diǎn)，液氧/甲烷火箭發(fā)動(dòng)機(jī)已成為各國(guó)爭(zhēng)相研究的新一代火箭發(fā)動(dòng)機(jī)[1-6]。其中點(diǎn)火過(guò)程是液氧/甲烷發(fā)動(dòng)機(jī)工作過(guò)程中流動(dòng)非常復(fù)雜的過(guò)程，易激發(fā)燃燒不穩(wěn)定。發(fā)動(dòng)機(jī)的噴注器面容易在點(diǎn)火啟動(dòng)時(shí)發(fā)生燒蝕，燃燒室還可能因過(guò)高的點(diǎn)火壓力峰而發(fā)生爆炸。因此，對(duì)點(diǎn)火過(guò)程的研究顯得尤為重要。

近年來(lái)，針對(duì)液氧/甲烷火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過(guò)程的研究主要集中下面幾個(gè)方面：一是關(guān)于噴霧燃燒特性的試驗(yàn)和仿真，如通過(guò)冷熱試驗(yàn)觀察比較氫/氧和液氧/甲烷同軸剪切離心噴嘴的霧化和燃燒特性[7]；采用噴注器熱試驗(yàn)的方法研究噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)燃燒性能和流量特性的影響[8]；再如對(duì)液氧/甲烷同軸剪切式單噴嘴進(jìn)行燃燒數(shù)值仿真，比較噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)和噴嘴個(gè)數(shù)對(duì)燃燒效率的影響[9]；還有文獻(xiàn)對(duì)小推力液氧/甲烷發(fā)動(dòng)機(jī)的不同噴注方案進(jìn)行了試驗(yàn)、仿真的研究[10]。另一方面關(guān)于火焰和燃燒穩(wěn)定性的試驗(yàn)，如通過(guò)熱試驗(yàn)對(duì)14 kN液氧/甲烷燃燒室進(jìn)行研究，分析了噴射速度比對(duì)燃燒穩(wěn)定性的影響[11]；對(duì)不同噴嘴結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)，比較分析噴霧過(guò)程及其對(duì)燃燒穩(wěn)定性的影響[12]；也有研究分析了外部聲場(chǎng)對(duì)液氧/甲烷噴霧燃燒過(guò)程的影響[13]；還有研究對(duì)氣氧/氣甲烷點(diǎn)火器點(diǎn)火過(guò)程及燃燒傳熱過(guò)程開(kāi)展試驗(yàn)和仿真，分析點(diǎn)火器的設(shè)計(jì)參數(shù)的合理性[14]，對(duì)液氧/甲烷燃?xì)獍l(fā)生器的點(diǎn)火方案也有開(kāi)展試驗(yàn)和仿真研究[15-16]，但都沒(méi)有涉及推力室內(nèi)的點(diǎn)火燃燒過(guò)程；另外，純數(shù)值仿真方面還發(fā)展了高室壓下液氧/甲烷推力室燃燒的數(shù)值仿真方法，分析了不同熱化學(xué)模型假設(shè)對(duì)仿真結(jié)果的影響[17-18]。這些研究大多針對(duì)的是穩(wěn)態(tài)過(guò)程，并且著重考慮對(duì)性能和燃燒效率的影響，對(duì)導(dǎo)致點(diǎn)火燒蝕和點(diǎn)火壓力峰過(guò)高的瞬態(tài)過(guò)程分析較少。

另外，值得注意的是，目前的試驗(yàn)和仿真主要針對(duì)地面環(huán)境下進(jìn)行的，已有文獻(xiàn)指出，低溫高空環(huán)境也可能導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)點(diǎn)火困難[19]。如HM-7發(fā)動(dòng)機(jī)在地面狀態(tài)下試驗(yàn)時(shí)點(diǎn)火與啟動(dòng)均正常，但在1977年的第一次高空模擬試驗(yàn)時(shí)卻出了嚴(yán)重的問(wèn)題，事后發(fā)現(xiàn)這是由于高空狀態(tài)下點(diǎn)火延遲時(shí)間增加，導(dǎo)致大量推進(jìn)劑堆積，以至于點(diǎn)火瞬間產(chǎn)生了巨大的爆轟壓力。另外，高空環(huán)境下推進(jìn)劑容易處于三相點(diǎn)附近，影響點(diǎn)火可靠性，此時(shí)通常使一種推進(jìn)劑提前進(jìn)入推力室充填建壓，使點(diǎn)火前推力室的壓力高于推進(jìn)劑的三相點(diǎn)壓力，從而提高點(diǎn)火可靠性，如RL-10發(fā)動(dòng)機(jī)就采用了點(diǎn)火前8 s氧先進(jìn)入推力室建壓的方法。關(guān)于高空點(diǎn)火時(shí)序?qū)c(diǎn)火可靠性的研究在沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中也開(kāi)展過(guò)類(lèi)似試驗(yàn)研究[20]。

除了上述已經(jīng)發(fā)現(xiàn)的對(duì)高空點(diǎn)火可靠性產(chǎn)生影響的重要因素之外，還存在著其他可能產(chǎn)生重要影響的因素。楊青真等人研究了因氧腔復(fù)雜流動(dòng)過(guò)程引起的噴嘴出口總壓和流量不均的現(xiàn)象[21-23]。他們采用穩(wěn)態(tài)全流場(chǎng)數(shù)值仿真對(duì)上述不均勻現(xiàn)象進(jìn)行了定量分析，結(jié)果表明噴嘴出口處的流量不均勻性可達(dá)10%。慕尼黑工業(yè)大學(xué)的Ettner F等人采用瞬態(tài)數(shù)值仿真和試驗(yàn)的方法對(duì)簡(jiǎn)單的矩形封閉流域中氫/空氣的爆震轉(zhuǎn)爆轟現(xiàn)象及自點(diǎn)火現(xiàn)象進(jìn)行了研究[24]，發(fā)現(xiàn)在燃料空間分布存在濃度梯度和不均勻混合的情況下會(huì)產(chǎn)生比均勻分布工況高很多倍的點(diǎn)火壓力峰值。在上述兩個(gè)研究中，雖然后者的研究對(duì)象和點(diǎn)火方式與火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的特征并不完全相符，但綜合上述研究結(jié)果后仍可以提出一個(gè)合理的假設(shè)：在給定的點(diǎn)火時(shí)序下，噴注流量不均可能是造成液氧/甲烷火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火壓力峰過(guò)高的一個(gè)重要因素。目前尚未見(jiàn)到有文獻(xiàn)對(duì)此開(kāi)展過(guò)研究。

1 仿真方法和邊界條件

1.1 仿真對(duì)象與網(wǎng)格劃分

仿真對(duì)象為上面級(jí)液氧/甲烷火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室，包括從噴嘴出口截面到噴管出口截面之間的流體域。為減少仿真耗時(shí)，根據(jù)結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)性選取了推力室的1/5，共包含相當(dāng)于64.5個(gè)同軸離心式噴嘴出口，其中11個(gè)為隔板噴嘴。

采用Pointwise軟件對(duì)上述仿真流域做了全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并在喉部、壁面和噴嘴出口截面附近做了適當(dāng)加密，整體網(wǎng)格如圖1所示，網(wǎng)格數(shù)量為260萬(wàn)。

圖1 仿真流域網(wǎng)格Fig.1 Grid of simulation

圖2為噴嘴出口截面的網(wǎng)格示意圖，局部進(jìn)行了加密，可見(jiàn)網(wǎng)格質(zhì)量較好，為后續(xù)順利進(jìn)行燃燒仿真提供了保證。由于隔板噴嘴與主噴嘴不在同一截面上，故圖中并未顯示隔板噴嘴出口。

圖2 噴嘴出口截面網(wǎng)格Fig.2 Grid of nozzle outlet section

1.2 仿真模型與邊界條件

本文采用k-ωSST雙方程模型對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行求解，燃燒模型采用組分輸運(yùn)方程，只考慮一步總包反應(yīng)，反應(yīng)機(jī)理為有限速率模型。仿真全程采用固定時(shí)間步長(zhǎng)，單步為1×10-7s。

仿真在噴管出口溫度198.6 K，壓力1 000 Pa的條件下進(jìn)行。仿真過(guò)程中點(diǎn)火時(shí)序給定不變，甲烷、點(diǎn)火藥和液氧依次先后進(jìn)入推力室，三者的初始溫度分別為132 K，3 000 K和96 K，推進(jìn)劑混合比為3.59。其中，點(diǎn)火藥組分包括質(zhì)量分?jǐn)?shù)為32.2%的CO2和4.6%的H2O，其余為不參與反應(yīng)的N2。另外，液氧在溫度96 K、壓力1 000 Pa的條件下是氣態(tài)，故本文假設(shè)液氧進(jìn)入推力室后在低壓下瞬間氣化，且不考慮氣化過(guò)程對(duì)仿真結(jié)果的影響。

1.3 仿真變量設(shè)置

為了驗(yàn)證噴注流量不均是導(dǎo)致點(diǎn)火壓力峰升高的重要因素這一假設(shè)，本文將64.5個(gè)噴嘴的流量分布作為仿真變量，對(duì)不同流量分布下的高空點(diǎn)火瞬態(tài)過(guò)程進(jìn)行仿真，并對(duì)比分析不同工況下的相關(guān)結(jié)果，進(jìn)而驗(yàn)證上述假設(shè)是否正確。

本文只考慮液氧的噴注流量不均，且假設(shè)點(diǎn)火時(shí)包括隔板噴嘴在內(nèi)的所有噴嘴的液氧是同時(shí)噴入推力室中的，只存在流量大小差異，而無(wú)時(shí)序差異。另外，本文不考慮流量在周向分布的差異，只考慮徑向分布的差異。綜上，將噴嘴沿徑向分為三段，每段的流量偏差各不相同，最高可達(dá)10%。據(jù)此，本文將所有的液氧噴嘴大致分為三個(gè)部分，如圖3所示。

圖3 液氧噴嘴分區(qū)Fig.3 Partition of LOX injectors

圖3中的分區(qū)1的選取是以周向分布的隔板噴嘴為邊界的，總共包含相當(dāng)于10.5個(gè)主噴嘴和6個(gè)隔板噴嘴，以隔板為界則可以設(shè)置隔板內(nèi)外的噴注流量差異，進(jìn)而可以分析這樣的流量差異給點(diǎn)火過(guò)程造成的影響。分區(qū)2和分區(qū)3的選取則是考慮使這兩部分的噴嘴數(shù)量基本相同，兩者包含的主噴嘴數(shù)量均為21個(gè)，隔板噴嘴數(shù)量略有差異。三個(gè)分區(qū)進(jìn)一步又細(xì)分為8圈噴嘴。

基于上述液氧噴嘴分區(qū)，并參考文獻(xiàn)[21-23]中的液氧噴嘴流量偏差最高可到10%的仿真結(jié)果，本文設(shè)置了表1所示的三種仿真工況。

表1 不同工況下各分區(qū)的質(zhì)量流量百分比Tab.1 Mass flow rate (percentage) of each part underdifferent working conditions

表1所示的三種工況的總流量相同，其中非均勻工況1和非均勻工況2分別是流量向噴嘴最外圈和最內(nèi)圈集中時(shí)的不均勻噴注工況。為了使噴注不均勻程度最大化，使各工況差異更明顯，兩個(gè)非均勻工況的設(shè)置方式皆為取其中兩個(gè)分區(qū)的10%的流量補(bǔ)充到剩余的分區(qū)中去。

2 仿真結(jié)果與分析

采用上述方法、模型和變量設(shè)置在Fluent軟件中進(jìn)行瞬態(tài)仿真，本文得到了定性和定量的仿真結(jié)果，下面對(duì)結(jié)果進(jìn)行分析。

2.1 高空點(diǎn)火過(guò)程

下面將通過(guò)溫度分布和壓力分布的時(shí)序演化過(guò)程來(lái)刻畫(huà)高空點(diǎn)火過(guò)程的相關(guān)特征。由于三種工況下的溫度、壓力分布時(shí)序演化特征基本相同，這里只給出均勻工況下的演化過(guò)程。

首先是高空點(diǎn)火過(guò)程的溫度分布時(shí)序演化，如圖4所示。圖示截面為仿真域的軸向?qū)ΨQ(chēng)面，時(shí)間用無(wú)量綱參數(shù)t/ts表示。其中t從液氧噴入時(shí)開(kāi)始計(jì)算，ts為液氧噴入到仿真中測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)剛達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)所經(jīng)歷的時(shí)長(zhǎng)，可能此時(shí)推力室內(nèi)的流動(dòng)尚未完全達(dá)到穩(wěn)態(tài)，但點(diǎn)火壓力峰早已消失。仿真結(jié)果表明三種工況的ts幾乎相同，約為2.3 ms。圖中最高溫度可達(dá)5 000 K，遠(yuǎn)高于實(shí)際的甲烷燃燒溫度最高值，這是因?yàn)檩^為簡(jiǎn)單的一步總包反應(yīng)機(jī)理使得仿真中反應(yīng)速率較高，故使其得到了較高的反應(yīng)溫度。

圖4 溫度分布時(shí)序圖(軸向)Fig.4 Temporal evolution of temperature distribution (axial)

高空點(diǎn)火過(guò)程的一個(gè)特征是其著火點(diǎn)的位置處于推力室的中下游。未著火時(shí)的溫度分布與43.5%幾乎沒(méi)有差異，圖中可見(jiàn)點(diǎn)火藥出口處形成了一個(gè)很大的膨脹波，該區(qū)域?qū)嶋H上是一個(gè)降溫加速區(qū)域。膨脹波后緊接一個(gè)壓縮波，它們實(shí)際上是激波串的一部分，而流體經(jīng)過(guò)該激波串的第一個(gè)壓縮波時(shí)靜壓靜溫都會(huì)大幅升高[25-26]，著火點(diǎn)正處在第一個(gè)壓縮波后的高壓高溫區(qū)域。本文設(shè)置背壓為1 000 Pa，著火點(diǎn)的位置就已經(jīng)處于推力室中下游，若進(jìn)一步降低背壓，可以預(yù)計(jì)點(diǎn)火藥出口處的膨脹波會(huì)更大，形成強(qiáng)烈壓縮波所需的加速過(guò)程更長(zhǎng)，著火點(diǎn)的位置會(huì)更靠后。

低背壓推后了著火點(diǎn)的位置，也就使得燃燒波沿軸向向上游噴注器面?zhèn)鞑サ穆烦谈L(zhǎng)，而這段路程中是布滿(mǎn)了推進(jìn)劑的，燃燒波所到之處都會(huì)發(fā)生反應(yīng)來(lái)提供使燃燒波加速的能量，因而路程越長(zhǎng)，加速過(guò)程也越長(zhǎng)，最后對(duì)推力室頭部的沖擊也越強(qiáng)。

圖5給出了48.7%時(shí)刻的三個(gè)徑向截面的溫度分布，該時(shí)刻燃燒波已經(jīng)撞擊了噴注器面正沿徑向向推力室側(cè)壁傳播，此時(shí)的徑向分布特征比較明顯。圖中a=25 mm，a和3a位置的截面分別表示以隔板噴嘴出口為界的軸向上下游的溫度分布，6.6a則表示剛進(jìn)入收斂段時(shí)的溫度分布。可以看到徑向截面上的溫度分布基本對(duì)稱(chēng)，一些微小的偏差是由噴嘴的非完全對(duì)稱(chēng)分布引起的。

圖5 橫斷截面的溫度分布(徑向)Fig.5 Temperature distribution on cross-section (radial)

圖6所示是壓力分布的時(shí)序演化過(guò)程。圖中徑向截面為噴注器面，軸向截面只顯示了收斂段之前的部分。同理，壓力用無(wú)量綱參數(shù)p/ps表示，ps為推力室達(dá)到統(tǒng)計(jì)穩(wěn)態(tài)時(shí)的壓力值，仿真結(jié)果表明不同工況下的ps大致相同，約為0.38 MPa。為清晰表示各層次壓力值，將p/ps標(biāo)尺上限定為10。

圖6 壓力分布時(shí)序圖(徑向/軸向)Fig.6 Temporal evolution of pressure distribution (radial/axial)

圖中48.3%是壓力波剛接觸到噴注器面的時(shí)刻，與圖4一致。從48.3%到49.3%可以看到，壓力波撞擊噴注器面后便開(kāi)始沿徑向向推力室側(cè)壁傳播，形成了其對(duì)噴注器面的第一次掃掠，在49.3%時(shí)刻，隔板外側(cè)的壓力波第一次觸到側(cè)壁。而49.3%到52.2%則顯示了隔板外側(cè)壓力波在第一次撞擊推力室側(cè)壁并反彈后在噴注器面上的第二次掃掠過(guò)程，圖中用紅色虛線指示了壓力波前沿。52.2%到53.0%則顯示了隔板外側(cè)壓力波撞擊到隔板并反彈后開(kāi)始了其對(duì)噴注器面的第三次掃掠。上述過(guò)程中，隔板內(nèi)側(cè)壓力波也有反彈掃掠過(guò)程，這里不再詳述。另外，比較圖6的壓力分布與圖4、圖5的溫度分布演化，發(fā)現(xiàn)兩個(gè)過(guò)程中壓力波(燃燒波)的輸運(yùn)特征幾乎是一致的，這與其高溫高壓的物理特征是相符的。

從壓力分布時(shí)序中可以發(fā)現(xiàn)點(diǎn)火過(guò)程的第二個(gè)特征，即壓力波在噴注器面上會(huì)經(jīng)歷振蕩衰減的過(guò)程。如前所述，壓力波在噴注器面的隔板內(nèi)外側(cè)發(fā)生多次反彈掃掠過(guò)程，且明顯的，其壓力峰值衰減得非?？?，在第二次反彈之前，其峰值已經(jīng)從穩(wěn)態(tài)室壓的10倍以上衰減到不足3倍。因此，粗略地說(shuō)，前兩個(gè)壓力波的掃掠過(guò)程才是導(dǎo)致噴注器面點(diǎn)火時(shí)燒蝕的主要因素，后面將在不同工況下對(duì)此過(guò)程進(jìn)行定量分析。

從48.5%到49.3%可以看到，壓力波在噴注器面掃掠時(shí)，噴嘴出口位置承受的壓力最高。另外，分析圖4時(shí)已經(jīng)指出，壓力波在接觸噴注器面之后便開(kāi)始沿徑向向推力室側(cè)壁傳播，而隔板明顯阻礙了其內(nèi)側(cè)壓力波沿徑向的傳播，進(jìn)而發(fā)生了隔板內(nèi)側(cè)的壓力波反彈，如48.5%所示。而該隔板內(nèi)側(cè)空間本身較為狹小，且著火位置就處在隔板內(nèi)側(cè)的軸線上，因而在隔板內(nèi)側(cè)形成的壓力波反彈實(shí)際上是一個(gè)明顯的憋壓過(guò)程，故該區(qū)域的噴嘴所承受的壓力應(yīng)該是各噴嘴分區(qū)中最大的。

圍繞南向通道沿線地區(qū)、珠江—西江地區(qū)、桂廣高鐵沿線等地區(qū)尋找面向越南、老撾及東南亞的往返貨源，大力發(fā)展過(guò)境貿(mào)易。在欽州、憑祥綜合保稅區(qū)培育一批具有東南亞、中西亞客源的離岸貿(mào)易公司，發(fā)展面向這些地區(qū)的轉(zhuǎn)口貿(mào)易、離岸貿(mào)易、國(guó)際中轉(zhuǎn)集拼與其他配套增值服務(wù)，為欽州港增添補(bǔ)給貨源，逐步將現(xiàn)有的喂給港發(fā)展為銜接“一帶”與“一路”沿線地區(qū)的區(qū)域性母港。

2.2 噴注流量不均對(duì)推力室側(cè)壁壓力峰值的影響

本節(jié)將對(duì)比三種不同工況下推力室側(cè)壁所受壓力的變化情況。推力室側(cè)壁上設(shè)置了5個(gè)壓力(靜壓)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，位置在a到5a之間等距分布，a位于隔板噴嘴出口徑向截面的上游，2a正好位于該截面，3a到5a則位于該截面下游。這樣的分布基本覆蓋了收斂段以前的推力室側(cè)壁。

這5個(gè)測(cè)點(diǎn)在三種工況下的壓力時(shí)序分別如圖7中7(a)到7(e) 所示。可以看到，同一種工況下，壓力波幾乎是一瞬間就掠過(guò)了這5個(gè)測(cè)點(diǎn)，如非均勻工況2下5個(gè)測(cè)點(diǎn)幾乎都在43%左右測(cè)到壓力峰信號(hào)。而對(duì)比不同工況，無(wú)論在哪個(gè)測(cè)點(diǎn)，非均勻工況2下的壓力波都是最先到達(dá)壁面，非均勻工況1下的壓力波都是最后到達(dá)壁面。另外，對(duì)比同一種工況下各測(cè)點(diǎn)的壓力時(shí)序，發(fā)現(xiàn)其最大壓力峰值會(huì)隨測(cè)點(diǎn)位置發(fā)生變化，如非均勻工況2的最大壓力峰值是在y=3a位置實(shí)現(xiàn)的。

側(cè)壁壓力分布的第一個(gè)特征便是：噴注流量不均會(huì)影響壓力波到達(dá)側(cè)壁的時(shí)刻。各工況下壓力波到達(dá)壁面的時(shí)刻有差異，實(shí)際上仿真結(jié)果表明該差異也即是各工況著火時(shí)刻的差異?？梢酝茢?，因?yàn)榉蔷鶆蚬r2下，液氧流量在隔板內(nèi)側(cè)更大，因而充分混合達(dá)到最佳混合比所需的時(shí)間也越短，故該工況最先著火，同理可解釋其余工況。因而，上述特征又可敘述為，噴注流量不均會(huì)影響著火時(shí)刻，或者說(shuō)影響了點(diǎn)火延遲時(shí)間。

側(cè)壁壓力分布的第二個(gè)特征是：噴注流量不均會(huì)改變最大壓力峰位置。如前所述，不同工況下最大壓力峰位置不同，均勻工況在4a附近，非均勻工況1和非均勻工況2分別在5a和3a附近，也即噴注流量越向隔板內(nèi)側(cè)集中，最大壓力峰位置越靠近上游。

側(cè)壁壓力分布的第三個(gè)特征，也是最重要的特征，即噴注流量不均對(duì)最大壓力峰的影響較小。從圖7(c)到圖7(e)可以看到，各工況的最大壓力峰值都在8.5左右，并無(wú)明顯變化。因而可以說(shuō)，噴注流量不均不會(huì)使側(cè)壁承受更高的點(diǎn)火壓力峰。

圖7 推力室側(cè)壁壓力時(shí)序Fig.7 Time evolution of pressure on side-wall of thrust chamber

為了更清晰地描述上述現(xiàn)象，圖8給出了各工況監(jiān)測(cè)到推力室側(cè)壁最大壓力峰值時(shí)的溫度和壓力分布云圖，圖中可以看到不同工況下最大壓力峰位置有明顯變化。

圖8 推力室側(cè)壁最大壓力峰位置Fig.8 Position of maximum pressure peak on the side-wall of thrust chamber

2.3 噴注流量不均對(duì)噴注器面壓力分布的影響

本節(jié)分析不同工況下噴注器面壓力分布演化的差異，分析噴注流量不均對(duì)噴注器面所受點(diǎn)火壓力的影響。

從圖6中的48.5%時(shí)刻可以看到，噴注器面受壓力最大的區(qū)域是噴嘴出口附近，故只記錄了每個(gè)時(shí)刻下各噴嘴出口附近的壓力值。另外，從圖6中可見(jiàn)壓力波波峰形狀與噴嘴的周向圓弧幾乎一致，該圓弧上的壓力值基本不變，因此細(xì)分了如圖3所示的8圈周向噴嘴(不包含隔板噴嘴)。

圖9、圖10和圖11測(cè)量得到了三種工況下分區(qū)1、分區(qū)2和分區(qū)3的壓力均值及8圈周向噴嘴的壓力均值的時(shí)序演化。如圖6所分析的，壓力峰振蕩衰減得非常快，因此，圖中只記錄下了前兩個(gè)壓力峰的掃掠過(guò)程。另外，圖12記錄了三種工況下各分區(qū)在各時(shí)刻下所受的最大壓力值，測(cè)量時(shí)已經(jīng)排除奇點(diǎn)值的可能。

噴注器面壓力分布的第一個(gè)特征：噴注流量不均會(huì)升高整個(gè)噴注器面所受壓力。圖9、圖10與圖11所示的三個(gè)分區(qū)的受力分布在兩種非均勻工況下均有不同程度的升高。由此可見(jiàn)，噴注流量不均確實(shí)會(huì)升高整個(gè)噴注器面所受壓力。推測(cè)導(dǎo)致該現(xiàn)象的物理過(guò)程是：噴注流量不均使得進(jìn)入推力室中的液氧有比均勻工況下更高的局部濃度，高濃度區(qū)域會(huì)發(fā)生更加劇烈的燃燒反應(yīng)，因而產(chǎn)生更強(qiáng)的壓力波。

噴注器面壓力分布的第二個(gè)特征：噴注流量不均對(duì)分區(qū)1受力分布的影響最大，分區(qū)3次之，分區(qū)2最小。從圖9中可以看到，兩種非均勻工況均使分區(qū)1所受壓力均值相比均勻工況明顯升高，漲幅最高可達(dá)100%，其中第二圈噴嘴壓力均值上升更為明顯，漲幅最高可達(dá)200%。再如圖11所示，相比之下 非均勻工況對(duì)分區(qū)3受力分布的影響略小，分區(qū)3受力均值漲幅最高只有85%，但第8圈噴嘴受力均值的漲幅也達(dá)到了200%。最后如圖10所示，非均勻工況對(duì)分區(qū)2的影響最小，分區(qū)2受力均值漲幅最高只有30%，各圈噴嘴漲幅最高的是第6圈，達(dá)到了93%。

上述特征與著火點(diǎn)及隔板位置有關(guān)。如前所述，非均勻工況下會(huì)產(chǎn)生更強(qiáng)的壓力波，而著火點(diǎn)處于分區(qū)1下游，如圖4分析那樣，著火后這些增強(qiáng)的壓力波沿軸向向噴注器面?zhèn)鞑ィ紫茸矒舻木褪欠謪^(qū)1，加上該區(qū)有隔板作為邊界障礙，因而在分區(qū)1形成了一個(gè)憋壓區(qū)，所以該區(qū)受壓最高。而傳播到隔板外側(cè)的壓力波起先并沒(méi)有障礙阻擋，因而能量可以沿徑向向推力室側(cè)壁擴(kuò)散，故分區(qū)2的壓力升高并不明顯。最后壓力波撞擊到推力室側(cè)壁，又一次形成憋壓區(qū)，但能量在輸運(yùn)到該區(qū)的路程中已有不少被耗散掉，因而分區(qū)3受壓雖有升高，卻也不及分區(qū)1的變化。

圖9 不同工況下分區(qū)1及其各圈所受均壓的時(shí)序變化Fig.9 Temporal evolution of average pressure for part-1 and its subareas under different working conditions

圖10 不同工況下分區(qū)2及其各圈所受均壓的時(shí)序變化Fig.10 Temporal evolution of average pressure for part-2 and its subareas under different working conditions

噴注器面壓力分布的第三個(gè)特征：兩種非均勻工況下分區(qū)1受壓升高最明顯，其中非均勻工況2對(duì)分區(qū)1的影響更為顯著。如圖9所示，非均勻工況2使得分區(qū)1所受均壓接近ps的30倍，其中第2圈噴嘴的壓力均值甚至達(dá)到了47倍，并且從圖12可以發(fā)現(xiàn)非均勻工況2下分區(qū)1所受壓力的最大值已經(jīng)超過(guò)了ps的60倍。非均勻工況1雖然也使分區(qū)1的均壓升高，但仍不及非均勻工況1帶來(lái)的影響。

圖11 不同工況下分區(qū)3及其各圈所受均壓的時(shí)序變化Fig.11 Temporal evolution of average pressure for part-3 and its subareas under different working conditions

圖12 不同工況下各分區(qū)所受的最大壓力的時(shí)序變化Fig.12 Temporal evolution of maximum pressure for each part under different working conditions

根據(jù)第三個(gè)特征的描述，分區(qū)1顯然已經(jīng)不能承受這么高的壓力，該區(qū)的噴嘴必將在點(diǎn)火時(shí)燒損。因此，可以得到另一個(gè)重要結(jié)論：噴注流量向隔板內(nèi)側(cè)噴嘴集中時(shí)是極可能造成內(nèi)側(cè)噴嘴燒壞的一種作用方式。

圖12表示不同工況下各分區(qū)所受的最大壓力。顯而易見(jiàn)，非均勻工況2主要升高了分區(qū)1的最大值，非均勻工況1則主要升高了分區(qū)3的最大值，分區(qū)2在兩種工況下的變化并不大。最大值的變化特征與前述關(guān)于各部分均值變化的特征相符。

3 結(jié)論

主要研究了液氧/甲烷火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室的高空點(diǎn)火瞬態(tài)過(guò)程。采用瞬態(tài)數(shù)值仿真對(duì)上述過(guò)程開(kāi)展研究。分析了噴注流量不均對(duì)推力室側(cè)壁壓力和噴注器面壓力分布的影響，并捕捉到了高空點(diǎn)火過(guò)程的相關(guān)特征。

首先，在給定的混合比和噴注時(shí)序下，驗(yàn)證了噴注流量不均可能是造成點(diǎn)火壓力峰過(guò)高的一個(gè)重要因素這一假設(shè)，并且發(fā)現(xiàn)受到點(diǎn)火沖擊最大的區(qū)域是以隔板為界的內(nèi)側(cè)噴嘴。當(dāng)噴注流量向隔板內(nèi)側(cè)集中時(shí)，內(nèi)側(cè)噴嘴所受平均壓力上升至穩(wěn)態(tài)室壓的30倍，遠(yuǎn)高于均勻工況下的15倍。

其次，發(fā)現(xiàn)噴注流量不均對(duì)推力室側(cè)壁最大壓力峰值的影響可以忽略不計(jì)。不同的流量分布工況主要改變推力室側(cè)壁的最大壓力峰位置。

最后，揭示了高空點(diǎn)火過(guò)程的相關(guān)特征。發(fā)現(xiàn)著火點(diǎn)位于點(diǎn)火藥出口第一個(gè)壓縮波后的高溫高壓區(qū)域。并捕捉到了噴注器面上壓力波的振蕩衰減過(guò)程，發(fā)現(xiàn)只有第一次壓力波掃掠才對(duì)噴嘴造成實(shí)質(zhì)性損傷。