王 玨，王 仙，王 召，許曉勇

（1. 中國運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京，100076；2. 北京航天動(dòng)力研究所，北京，100076）

0 引 言

隨著大規(guī)模深空探測活動(dòng)的不斷拓展，重型運(yùn)載火箭工程的研制日漸深入，對發(fā)動(dòng)機(jī)推力的要求大幅度提高。大推力高性能氫氧火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室內(nèi)的燃?xì)鈮毫蛇_(dá)20 MPa以上，燃?xì)鉁囟瓤蛇_(dá)3000～4000 K，喉部附近熱流密度最大可達(dá)160 MW/m2[1]。為保護(hù)氫氧推力室免受強(qiáng)大熱流燒壞的最常用、最有效而經(jīng)濟(jì)的辦法是低溫氫再生冷卻。

與傳統(tǒng)的再生冷卻通道相比，高深寬比再生冷卻通道（High Aspect Ratio Cooling Channel，HARCC）（槽高/槽寬的典型值不小于4）通過增加冷卻通道的數(shù)目和冷卻通道的表面積，使更多的熱量從燃?xì)鈧?cè)壁面以及肋片傳給低溫氫冷卻劑，能在冷卻通道壓降增加較小的情況下明顯降低燃?xì)鈧?cè)的壁溫[2]。Vulcain發(fā)動(dòng)機(jī)研究表明，推力室氣壁溫每升高40 K則會(huì)導(dǎo)致壽命降低約50%[3]，因此HARCC可顯著提高再生冷卻能力，延長氫氧推力室循環(huán)壽命。

對于高深寬比冷卻通道，國外已開展了大量試驗(yàn)和數(shù)值研究。NASA Lewis研究中心的Wadel等[4～6]研究了7種不同形式的冷卻通道構(gòu)型在5.5～11 MPa室壓下的傳熱試驗(yàn)以驗(yàn)證HARCC的性能優(yōu)勢；Carlile等[7]通過試驗(yàn)研究了在高壓推力室中采用HARCC提高發(fā)動(dòng)機(jī)壽命和降低壓損的效果；Neuner等[8]以空氣作為工質(zhì)，采用放大25倍的模型研究了帶有翅片效應(yīng)的單側(cè)加熱矩形HARCC中的流動(dòng)和傳熱現(xiàn)象；德國宇航研究中心DLR的Suslov和Woschnak等[9]開展了深寬比范圍1.67～30的縮比量熱式推力室氫傳熱試驗(yàn)研究，試驗(yàn)室壓4～9 MPa、混合比4.0～6.0，研究了不同深寬比通道的傳熱特性，驗(yàn)證了高深寬比冷卻通道內(nèi)的溫度分層現(xiàn)象；Lebail[10]、Marco[11]等對HARCC的傳熱效果和流動(dòng)細(xì)節(jié)進(jìn)行了數(shù)值模擬。牛祿[12]通過數(shù)值模擬研究了S形再生冷卻通道深寬比對壓力損失、二次流動(dòng)和紊流強(qiáng)度的影響；吳峰[13]等通過改變再生冷卻通道肋厚度來改變冷卻通道的深寬比，計(jì)算并研究了在不同深寬比下推力室再生冷卻通道的傳熱特性及規(guī)律；但尚未有低溫氫冷卻的高深寬比冷卻通道試驗(yàn)研究的相關(guān)報(bào)道。

本研究通過采用分區(qū)并聯(lián)組合量熱式縮尺推力室開展了不同室壓和混合比下低溫氫在4種深寬比冷卻通道中的傳熱特性熱試驗(yàn)研究，得到了不同深寬比冷卻通道結(jié)構(gòu)的傳熱規(guī)律，并與三維數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了對比。

1 試驗(yàn)件

量熱式縮尺推力室如圖1所示，其中試驗(yàn)圓柱段為分區(qū)并聯(lián)組合的不同深寬比冷卻通道試驗(yàn)件，其他部分還包括用來組織常溫氣氫和低溫液氧噴注的頭部、組織燃燒以產(chǎn)生高溫高壓燃?xì)獾乃涞氖諗繑U(kuò)張型喉部噴管段和用于氫氧點(diǎn)火的火藥點(diǎn)火器。

圖1 量熱式縮尺推力室組成Fig.1 Heat Transfer Test Facility Schematic

為了降低生產(chǎn)和試驗(yàn)費(fèi)用，在較少次試驗(yàn)的基礎(chǔ)之上獲取較多的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，試驗(yàn)圓柱段采用分區(qū)并聯(lián)結(jié)構(gòu)。此種試驗(yàn)方式可以在一次熱試驗(yàn)中考驗(yàn)多種冷卻結(jié)構(gòu)的傳熱特性，并且可以保證熱邊界相同，不但有效減少了熱試驗(yàn)的次數(shù)，而且減小了熱試驗(yàn)的熱工況誤差，提高了傳熱試驗(yàn)研究的試驗(yàn)精度。

分區(qū)并聯(lián)試驗(yàn)件產(chǎn)品如圖2所示，由沿周向均布的互相獨(dú)立的4種深寬比銑槽式冷卻通道結(jié)構(gòu)并聯(lián)組成，內(nèi)壁采用鋯銅材料、外壁采用不銹鋼，內(nèi)外壁之間通過異種金屬擴(kuò)散焊連接。4個(gè)區(qū)分別都設(shè)置進(jìn)出口管嘴、測量管嘴和測溫系統(tǒng)。試驗(yàn)件采用氫逆流冷卻方案，即低溫液氫從每個(gè)分區(qū)的進(jìn)口管嘴經(jīng)集合器均流后分別流入各個(gè)冷卻通道，沿燃?xì)饽媪鞣较蚶鋮s內(nèi)壁后由出口管嘴流出完成對內(nèi)壁的熱防護(hù)。熱試驗(yàn)時(shí)，4個(gè)分區(qū)的冷卻氫分別各自單獨(dú)提供，并通過各自的氣蝕管進(jìn)行流量控制。

圖2 分區(qū)并聯(lián)試驗(yàn)件及4種深寬比冷卻通道結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Test Products and the Cooling Channel Schematic

考慮到試驗(yàn)件冷卻通道的加工工藝性以及全尺寸推力室身部冷卻通道深寬比，分區(qū)并聯(lián)試驗(yàn)件沿圓周方向的4種冷卻通道深寬比分別為3、6.7、9.6、15。4個(gè)象限對應(yīng)的4種深寬比冷卻通道結(jié)構(gòu)如圖2所示，冷卻通道具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，4種深寬比冷卻通道截面積相同。熱試驗(yàn)時(shí)，通過對不同冷卻通道結(jié)構(gòu)進(jìn)出口溫度、壓力和肋條溫度的測量，可以得到不同冷卻通道結(jié)構(gòu)傳熱特性的差異。

表1 分區(qū)并聯(lián)試驗(yàn)件冷卻通道結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Summary of the Cooling Channel Structure Parameters

2 試驗(yàn)裝置

2.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)采用擠壓式試驗(yàn)系統(tǒng)，由量熱式縮尺推力室試驗(yàn)件、頭部燃燒用液氧系統(tǒng)、頭部燃燒用常溫氣氫系統(tǒng)、試驗(yàn)件冷卻用液氫系統(tǒng)、試驗(yàn)件冷卻用常溫水系統(tǒng)、吹除系統(tǒng)、測量系統(tǒng)等組成，試驗(yàn)系統(tǒng)及試驗(yàn)件見圖3。

圖3 試驗(yàn)系統(tǒng)及試驗(yàn)件Fig.3 Heat Transfer Test System

2.2 測量裝置

試驗(yàn)件采用肋條測溫模塊測量肋條不同深度的溫度分布。在分區(qū)并聯(lián)試驗(yàn)件每個(gè)區(qū)的冷卻通道分別設(shè)置了2個(gè)溫度測量截面，布置了“接觸力可調(diào)的肋條測溫模塊”（見圖4），模塊內(nèi)包含2～4個(gè)不同深度的肋條溫度測點(diǎn)，通過在測點(diǎn)處內(nèi)壁肋條上打不同深度的直徑0.6 mm的孔安裝直徑為0.5 mm的熱電偶測量孔底溫度，實(shí)現(xiàn)肋條溫度沿高度方向分布特征的準(zhǔn)確測量。熱電偶插入深度最深的距離燃?xì)鈨?nèi)壁面0.5 mm，插入深度最淺的距離燃?xì)鈨?nèi)壁面6 mm，熱電偶被壓緊在孔底且接觸力可調(diào)。此外，還測量了每個(gè)分區(qū)冷卻氫的流量、進(jìn)出口壓力及溫度。

圖4 肋條溫度測量示意Fig.4 Wall Temperature Measurement Module Schematic

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)共開展了4次，每次試驗(yàn)時(shí)間約15 s，試驗(yàn)工況覆蓋室壓為6～7.4 MPa，混合比為5.5～7.2，單區(qū)冷卻氫流量為0.235～0.238 kg/s，冷卻氫入口壓力為7.98～10.7 MPa，入口溫度約35 K。通過測量肋條溫度和冷卻氫溫升及壓降，研究了4種深寬比冷卻通道在不同室壓和混合比下的傳熱特性。熱試驗(yàn)工況參數(shù)見表2，試驗(yàn)情況見圖5，試驗(yàn)壓力曲線見圖6。

表2 熱試驗(yàn)試驗(yàn)工況分布Tab.2 Summary of Heat Transfer Test Conditions

圖5 熱試驗(yàn)情況Fig.5 Hot Fire Test

圖6 試驗(yàn)壓力曲線Fig.6 Test Pressure Curve

對冷卻通道開展了燃?xì)?冷卻通道-冷卻劑三維耦合傳熱分析，計(jì)算域分為燃?xì)鈪^(qū)及冷卻通道/冷卻劑區(qū)，分區(qū)計(jì)算，邊界耦合。求解時(shí)先假定燃?xì)鈧?cè)氣壁面溫度，然后求解燃?xì)鈪^(qū)控制方程得到燃?xì)庀虮诿娴臒崃髅芏?，以此熱流密度為邊界條件，再求解冷卻劑與冷卻通道的耦合流動(dòng)換熱控制方程，得到氣壁面溫度，如此迭代，以獲得穩(wěn)定的熱流密度和氣壁面溫度。冷卻劑及冷卻通道網(wǎng)格如圖7所示。

圖7 各分區(qū)冷卻劑網(wǎng)格及冷卻通道網(wǎng)格Fig.7 Grid of Coolant and Cooling Channel

3.1 不同深寬比結(jié)構(gòu)的傳熱特性

試驗(yàn)結(jié)果表明（見圖8）：

圖8 熱試驗(yàn)中各區(qū)冷卻劑溫升及壓降Fig.8 Temperature Rise and Pressure Drop of Coolant

a）冷卻劑溫升表現(xiàn)為：TAR15>TAR3>TAR9.6>TAR6.7。對于高深寬比（AR>4）的3個(gè)區(qū)，隨著冷卻通道深寬比增加，換熱面積增大，肋條效應(yīng)增加（由2.4增大至2.8，顯著大于AR3區(qū)的1.97），傳熱效果增強(qiáng)，冷卻劑溫升提高，冷卻通道深寬比AR=15時(shí)，冷卻通道換熱能力最強(qiáng)，溫升最高。且深寬比從6.7增大到9.6，再增大到15，冷卻通道換熱面積增長率基本相當(dāng)（約24%），但傳熱效果即溫升增長率增大，表明在所研究深寬比范圍內(nèi)深寬比越大，傳熱能力越強(qiáng)。數(shù)值模擬研究結(jié)果表明[13]，深寬比并不是越大越好，隨著深寬比的不斷增加，其冷卻效果逐漸趨于飽和，且過大的深寬比會(huì)造成傳熱惡化，不利于壁面的冷卻。AR=3區(qū)溫升較高是因?yàn)楦鲄^(qū)冷卻劑流量總量和單個(gè)通道截面積相同而該區(qū)通道數(shù)量顯著少于高深寬比區(qū)，造成通道內(nèi)冷卻氫流速較高、雷諾數(shù)較大、換熱增強(qiáng)，但相比于較高的深寬比（AR=15），這種增益小于深寬比增大、換熱面積和肋效應(yīng)增強(qiáng)帶來的效果，這也是高深寬比冷卻通道的換熱能力優(yōu)勢所在。

b）在冷卻劑壓降方面，PAR6.7>PAR15>PAR3>PAR9.6，對于高深寬比（AR>4）的3個(gè)區(qū)，隨著冷卻通道深寬比增加，冷卻劑流阻損失先減小后增大，AR=9.6時(shí)，流阻最小。這是因?yàn)槔鋮s通道流阻與單個(gè)通道內(nèi)的流量相關(guān)，深寬比9.6單通道流量小于6.7，但深寬比大于9.6后傳熱增強(qiáng)，冷卻氫吸收熱量多，溫升高，密度減小，流速增大，故通道流阻增大。而深寬比3區(qū)雖然流速高，但其流動(dòng)的湍流強(qiáng)度和阻力特性都不如高深寬比區(qū)，導(dǎo)致通道損失不是最大。

多次試驗(yàn)肋條溫度測量結(jié)果如圖9所示，可見高深寬比冷卻通道的肋條和冷卻氫存在明顯的溫度分層現(xiàn)象，且符合測點(diǎn)離燃?xì)獗诿嬖浇鼫囟仍礁叩目陀^規(guī)律。所測得的最高肋條溫度約300 K，與德國DLR試驗(yàn)室氫傳熱試驗(yàn)測量結(jié)果相當(dāng)[14]。

圖9 肋條溫度分布Fig.9 Temperature Distribution of Wall Structure

圖10為各分區(qū)冷卻通道截面溫度場分布計(jì)算結(jié)果，可見溫度沿肋條高度方向顯著減小，沿肋條寬度方向（冷卻劑側(cè)往肋條對稱面方向）緩慢增大，溫度在通道近燃?xì)鈧?cè)中心位置處達(dá)到最大，深寬比越大，肋條和冷卻氫的溫度分層現(xiàn)象越明顯。溫度分層的原因在于高深寬比冷卻通道的非對稱加熱的特點(diǎn)。

圖10 各分區(qū)冷卻通道截面溫度場Fig.10 Temperature Distribution of Cooling Channel Section for CFD

圖11為試驗(yàn)3個(gè)不同深度測點(diǎn)肋條溫度熱試結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的對比，肋條溫度變化趨勢計(jì)算結(jié)果與熱試結(jié)果基本一致，插入深度越大、越靠近氣壁，肋條的溫度梯度越大。根據(jù)肋條上距氣壁最近的兩點(diǎn)肋溫按線性外推得到的氣壁溫：TAR6.7>TAR9.6>TAR15，表明深寬比越大氣壁溫越低。深寬比從9.6增大到15，壓降增大最多16%，而氣壁溫降低了約110 K。AR3區(qū)由于肋條高度小、測點(diǎn)少僅有2個(gè)且距氣壁面距離相對肋高基本相當(dāng)，因此不符合線性分布規(guī)律。

圖11 肋條溫度計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.11 Comparison of Temperature Cooling Channel for Test and CFD

綜上所述，熱試和數(shù)值模擬結(jié)果都表明，在相同的冷卻劑流量下，高深寬比冷卻通道（AR15）由于其通道數(shù)量增加，冷卻通道表面積增加，使更多的熱量從燃?xì)鈧?cè)壁面以及肋片傳給冷卻劑，換熱能力明顯提升，但冷卻劑壓降隨之增大，并且沿肋高方向出現(xiàn)了明顯的溫度分層現(xiàn)象。

3.2 工作參數(shù)對傳熱特性的影響

圖12為不同深寬比冷卻通道溫升與室壓、混合比的關(guān)系。

圖12 室壓及混合比對冷卻劑溫升的影響Fig.12 Effect of Pressure and Mixture Ratio for Coolant Temperature Rise

由圖12可知，隨著室壓提高，所有深寬比冷卻通道內(nèi)冷卻劑溫升也都隨之提高，且AR15區(qū)增長幅度最大。這是由于隨著室壓的增加，燃燒室單位截面的燃?xì)赓|(zhì)量流量也隨之增大，相應(yīng)地，沿程氣壁熱流密度及氣壁溫越大，冷卻劑吸熱的能量越大，溫升越大，AR15區(qū)換熱能力最強(qiáng)，溫升增長速率也最大。

與室壓類似，隨著混合比的提高，AR3區(qū)、AR6.7區(qū)、AR9.6區(qū)冷卻劑溫升都隨混合比提高而提高，這是由于推進(jìn)劑混合比越大，越接近其當(dāng)量混合比，組分燃燒越充分，能量釋放越充分，燃?xì)鉁囟仍礁撸鄳?yīng)地，沿程氣壁熱流密度及氣壁溫越大，冷卻劑吸收的能量越大，溫升越高。而AR15區(qū)溫升最高換熱效果最好但規(guī)律與其他區(qū)不一致，隨著混合比提高冷卻氫溫升輕微增加然后又輕微降低，分析認(rèn)為可能原因是深寬比AR15區(qū)由于深寬比大、換熱能力強(qiáng)、冷卻氫溫度分層現(xiàn)象顯著，冷卻氫出口溫度測點(diǎn)位置選擇不夠優(yōu)化，沒有完全避開冷卻通道出口附近的冷卻氫溫度分層區(qū)域，不能正確反映溫度均勻后的冷卻氫出口溫度，測量偏差較大。

此外，對比室壓和混合比變化時(shí)冷卻劑溫升變化值，與室壓相比，混合比的變化對溫升的影響也比較顯著，室壓增加10%，各區(qū)溫升增加約7～20 K，混合比增加10%，各區(qū)溫升增加約3.5～7.5 K。雖然變化幅度不如室壓的影響大，但混合比變化對溫升的影響不可忽視。

4 結(jié) 論

為研究分析高深寬比冷卻通道結(jié)構(gòu)的傳熱特性，設(shè)計(jì)了4種深寬比冷卻通道并聯(lián)的量熱式縮比推力室試驗(yàn)件，成功開展了熱試驗(yàn)研究，并與三維耦合傳熱數(shù)值模擬進(jìn)行了對比分析，結(jié)果表明：

a）高深寬比冷卻通道換熱面積增大，換熱能力增強(qiáng)，冷卻氫可從燃?xì)鈧?cè)吸收更多的熱量；

b）隨著冷卻通道深寬比增加，傳熱效果增強(qiáng)，冷卻劑溫升逐漸增加，氣壁溫降低，但冷卻通道的冷卻劑流阻先減小后增大，應(yīng)綜合平衡考慮氣壁溫和流阻，選擇設(shè)計(jì)最優(yōu)狀態(tài)，同時(shí)考慮冷卻通道的加工工藝性；

c）由于高深寬比冷卻通道具有非對稱加熱的特點(diǎn)，造成了冷卻氫和肋條溫度分層的現(xiàn)象，且深寬比越高溫度分層越明顯；

d）與室壓相比，混合比的變化對傳熱的影響較小，但仍不可忽視。