胡錦華,張忠利,邱成旭,周偉星

(1.西安航天動力研究所 航天液體動力全國重點實驗室,陜西 西安 710100;2.哈爾濱工業(yè)大學,黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引言

高超聲速飛行器(Ma>5)在航空航天及軍事科學領域具有重要的戰(zhàn)略意義。為達到速度快、反應快、使用靈活的目標,不斷對高超聲速動力系統(tǒng)的性能提出更高的要求。在高超聲速飛行時,隨著飛行速度和巡航時間的增加,超燃沖壓發(fā)動機的熱環(huán)境隨之惡劣,較大的氣動載荷和燃燒釋熱使得燃燒室壁面的熱防護難度增大,從而成為制約高超聲速飛行器進一步突破的關鍵技術。尤其是當飛行器在不同工況間跳躍飛行時,隨著飛行熱環(huán)境的改變,超燃沖壓發(fā)動機的工作狀態(tài)隨之改變。當飛行馬赫數(shù)或飛行高度升高時,需要在原有飛行動力基礎上提高推力,此時,超燃沖壓發(fā)動機燃燒室點火工作;飛行馬赫數(shù)或飛行高度降低時,需要降低推力,此時超燃沖壓發(fā)動機燃燒室不工作即可滿足飛行需求。在不同高度或馬赫數(shù)間跳躍飛行時,超燃沖壓發(fā)動機燃燒室將處于多次間歇工作狀態(tài),燃燒室熱載荷交替變化,必須采取有效的熱防護方案來確保燃燒室工作可靠。

目前,燃燒室的熱防護主要分為被動冷卻和主動冷卻兩種[1]。被動冷卻以燒蝕冷卻、復合隔熱等方式為主,在超燃沖壓發(fā)動機上已有成熟的應用,例如美國的X-43A發(fā)動機,但這種冷卻方式一般適用于低馬赫數(shù)、短時工作的飛行器,且會改變結構的外形;主動冷卻以再生冷卻[2]、氣膜冷卻、發(fā)汗冷卻等方式為主[3],美國的碳氫燃料超燃沖壓發(fā)動機GDE-1、GDE-2就使用了碳氫燃料做再生冷卻對燃燒室進行熱防護。再生冷卻是一種常見的主動冷卻方式,廣泛應用于液體火箭發(fā)動機中,我國現(xiàn)役的新一代大推力液氧/煤油發(fā)動機的推力室和燃氣發(fā)生器均使用了再生冷卻系統(tǒng)[4-5],能夠對大熱流、長航時工作的發(fā)動機推力室進行有效保護,因此也成為超燃沖壓發(fā)動機熱防護的研究熱點[6]。然而,再生冷卻轉用到超燃沖壓發(fā)動機中之后,面臨的主要考驗為:燃燒室再生冷卻劑(一般為碳氫燃料或氫氣)隨著飛行馬赫數(shù)的升高,可用于冷卻的燃油量降低,同時由于捕獲的來流空氣溫度較高,冷卻較困難。對于高馬赫數(shù)、多次間歇工作的發(fā)動機燃燒室,還需面臨燃油不連續(xù)供應的工作狀態(tài),冷卻通道內的燃油是否會結焦、積碳甚至造成結構破壞,進而影響管路的換熱特性和流動阻力[7-10],是主動冷卻技術能否在多次間歇工作的超燃沖壓發(fā)動機上應用需要解決的關鍵問題之一[11]。

研究結焦積碳這種具有物理和化學雙重因素的復雜問題需要通過試驗的方法獲取真實熱條件下的積碳特性[12-13],電加熱的方法可以更準確地模擬熱流條件且具有操作方便、試驗系統(tǒng)簡單的優(yōu)點,是考核燃油在高溫時的流動換熱機制最常用的研究方法[14-21]。為了研究多次啟動的燃燒室在燃油主動冷卻時冷卻通道內是否結焦積碳進而影響其正常工作,本文設計了多次啟動燃燒室燃油主動冷卻模擬試驗裝置,該裝置采用電加熱的方法模擬高溫來流產生的交變熱載荷,對主動冷卻燃燒室模擬試驗件進行了熱壁冷油、熱壁熱油和燃油不流動狀態(tài)試驗考核。

1 研究方案

1.1 研究對象

本文以超燃沖壓發(fā)動機再生冷卻燃燒室模擬試驗件為研究對象,依據(jù)試驗臺的加熱能力和發(fā)動機熱結構方案,試件方案見圖1,試件總長度約605 mm,采用機加方式完成,材料為GH3128。試件包含一個燃油進口、一個燃油出口、一個插入式熱電偶測溫座、兩個電極孔和再生冷卻試驗段。再生冷卻試驗段采用10個并聯(lián)的冷卻槽結構,單槽為2 mm×2 mm矩形槽,燃油流量為20 g/s,燃油采用吸熱型碳氫燃料EHF-02,試驗采用電加熱形式完成。

圖1 試驗件方案Fig.1 Scheme of the test piece

1.2 試驗方案

試驗系統(tǒng)由供油部件(介質貯箱)、燃油回收部件(回收貯箱或稱背壓罐)、預熱段、電源裝置(銅電極、電源)、燃油調控裝置(燃油開關閥、電磁閥、流量孔板、溫度傳感器和壓力傳感器,及試驗段組成,試驗臺原理見圖2。

圖2 試驗系統(tǒng)圖Fig.2 Test system diagram

多次啟動的主動冷卻燃燒室熱結構冷卻方案中,以26 km/6Ma、余氣系數(shù)1.5的工況確定考核參數(shù),冷卻劑有3種工作狀態(tài)。

1)一次啟動時燃燒室壁面被來流空氣加熱,結構溫度升至600 ℃,而燃油從貯箱中流出,溫度為常溫,此時燃燒室及燃油狀態(tài)為熱壁冷油狀態(tài)。

2)發(fā)動機第二次啟動時,燃燒室壁面被來流燃氣加熱,結構溫度升高至600 ℃以上,燃油被結構加熱至600 ℃以上,此時燃燒室燃油狀態(tài)為熱壁熱油狀態(tài)。

3)在燃燒室不工作時,燃油停止供應,冷卻通道中的燃油處于靜止狀態(tài),此時為燃油不流動狀態(tài)。

根據(jù)這3種狀態(tài)設置如下兩種試驗工況,具體參數(shù)見表1。

表1 試驗工況參數(shù)

1)熱壁冷油工況。當燃燒室壁溫初值為600 ℃、燃油入口溫度為常溫、出口溫度為450 ℃,此狀態(tài)循環(huán)試驗3次以上,研究燃燒室冷卻通道的積碳結焦和流阻變化情況。

2)熱壁熱油工況和燃油不流動工況。當燃燒室壁溫初值為600 ℃、燃油入口溫度為450 ℃、出口溫度為650 ℃,此狀態(tài)循環(huán)試驗3次以上。由于燃油不流動狀態(tài)要求壁溫較高且單獨考核意義不大,因此將其安排在熱壁熱油狀態(tài)之后進行考核,在設定熱壁熱油工況循環(huán)考核結束后,關閉進油閥門,保溫200 s(燃油不流動),研究燃燒室冷卻通道的積碳結焦和流阻變化情況。

試驗時記錄燃油進出口溫度、燃油進出口壓力、壁面溫度等參數(shù)。若存在壓力異常升高或溫度異常情況,則應考慮試驗電路異常及積碳堵塞的可能性,停止試驗;若正常,則記錄試驗數(shù)據(jù),待試驗完全結束后對試驗件進行剖切檢查,觀察結焦積碳情況。試件安裝及測點位置見圖3。

圖3 試件安裝狀態(tài)及測點位置Fig.3 Test status and locations of temperature and pressure measure points

為充分考核這3種狀態(tài),試驗系統(tǒng)配備兩個電源進行試件加熱,其中一個電源加熱預熱段,一個電源加熱試驗段。預熱段采用外徑為6 mm、長度為3 m的高溫合金螺旋盤管,進出口位置分別夾裝銅電極,主要作用是在熱壁熱油狀態(tài)時為燃油進行預加熱。試驗段為研究試件,兩側也通過銅電極進行加熱。在進行試驗前,需要先確定試驗所需的加熱功率。按照30%的熱損耗計算,預熱段將常溫燃油加熱至450 ℃所需功率約為40.83 kW;試驗段將450 ℃燃油加熱至650 ℃所需功率約為26.3 kW。根據(jù)試驗段表面溫度隨加熱功率的變化規(guī)律,考慮30%的熱損耗,試件表面溫度達到600 ℃所需功率約為5.1 kW。

2 多次啟動燃燒室電加熱試驗

2.1 試驗系統(tǒng)調試

在電加熱試驗開始前,需要對試驗系統(tǒng)進行調試,考慮到熱壁冷油工況的溫度相對較低,試驗風險小,先進行一次熱壁冷油試驗來考核常溫燃料進入熱壁試件是否會發(fā)生損壞。

首先對試件進行空加熱,試件壁面溫度達到600 ℃需要300 s,此時打開燃料進入閥令常溫燃料進入熱壁試件,試件表面溫度急劇下降,如圖4所示。隨后提高預熱段及試件的加熱功率,圖5和圖6為調試過程中試件入口和出口燃油溫度、壓力變化曲線,可以看到常溫燃油進入試件后,試件出口的溫度和壓力均有一個峰值,分析認為這是因為進入試驗件的燃油被迅速加熱而膨脹,導致試件內壓力和溫度突升,隨著燃油流入,溫度和壓力恢復正常。試驗系統(tǒng)調試完成后,基本可以確定試驗流程的正確性,試驗件壁溫、燃油溫度、流量等參數(shù)滿足試驗需求,可以開展后續(xù)試驗。

圖4 調試過程試件壁溫曲線Fig.4 Wall temperature curves of specimens during the testing process

圖5 調試過程試件入口、出口油溫曲線Fig.5 Inlet and outlet oil temperature curves of specimens during the testing process

2.2 熱壁冷油試驗

由于調試過程即為單次的熱壁冷油試驗,在開展熱壁冷油狀態(tài)交變熱載荷試驗時,先將試件加熱至600 ℃以上,燃油進入試驗件,電加熱至出口溫度達到450 ℃,保溫100～200 s,試件停止供油,由于在停止燃油供應時,若結構仍進行大功率加熱會損害結構,故而在停止燃油供應前將加熱功率降低至空載時的加熱功率。待壁面溫度降低后,再次將壁面溫度加熱至600 ℃以上,引入常溫燃油,如此循環(huán)3次以上,即完成單個試驗件的循環(huán)試驗,熱壁冷油試驗共測試3個試驗件。

圖7為熱壁冷油試驗中壁面溫度隨時間的變化曲線。試驗中每個循環(huán)開始后,壁溫先升高至600 ℃以上,由于常溫燃油的進入,壁面溫度迅速降低,為保證試驗出口油溫達到450 ℃,對試件進行加熱,壁面溫度逐漸上升至450 ℃,保溫100 s以上,由于在停止燃油供應前降低了加熱功率,故而壁面溫度在保溫后會下降。當?shù)诙€循環(huán)開始時,殘存燃油在加熱后變成氣體,壁面溫度迅速上升,因此每個循環(huán)的壁溫會出現(xiàn)先降低再上升至450 ℃后保持一段時間,斷油后壁溫下降,完成一個循環(huán)后重新上升至600 ℃以上的過程。

圖7 熱壁冷油試驗壁面溫度曲線Fig.7 Wall temperature curves during the hot wall cold oil test

圖8為試驗過程中入口和出口油溫的變化曲線,每個循環(huán)的出口油溫均達到了450 ℃,每個循環(huán)保溫時間均保持100 s以上,整個循環(huán)試驗持續(xù)時間1 200 s以上。在每一個循環(huán)中,燃料溫度上升階段為熱載荷作用下燃油被加熱的過程,溫度下降階段燃油停止供應。

圖8 試驗過程試件入口、出口油溫曲線Fig.8 Fuel temperature curves of the inlet and outlet during the hot wall cold oil test

圖9為試件入口、出口壓力及背壓變化曲線。300 s左右試件內部壓力突升對應燃料進入試件內階段,在第一個堵油加熱過程中,由于試件入口及出口高溫閥門均為閉合狀態(tài),而試件內的殘油受熱膨脹,在較短時間內出現(xiàn)了壓力突升的現(xiàn)象,為保證試驗安全性,當試件內壓力高于4.5 MPa時,打開試件出口連接背壓罐的高溫閥門,借助背壓罐平衡試件內壓力,此后未發(fā)生壓力突升的現(xiàn)象,這也說明在燃油停止供應后不應在一個較小的封閉環(huán)境內加熱燃油,否則會出現(xiàn)壓力突升破壞試驗件的風險,解決的措施是將試驗件與后續(xù)連接管路連通,通過大空間平衡試件內的壓力,因此,后續(xù)循環(huán)實驗中將與試件出口相連接的高溫閥保持常開狀態(tài)。

圖9 試驗過程試件壓力曲線Fig.9 Pressure curves of the specimen during the hot wall cold oil test

2.3 熱壁熱油試驗

開展熱壁熱油交變熱載荷試驗時,先將試件加熱至600 ℃,在預熱段將燃油加熱至450 ℃以上,然后令燃油進入試驗件,電加熱至出口溫度達到650 ℃,保溫100～200 s,試件停止供油,待燃油排空后壁面溫度達到600 ℃以上,再次引入450 ℃的燃油,如此循環(huán)3次以上,即完成單個試驗件的循環(huán)試驗,熱壁熱油試驗共測試3個試驗件。在試驗過程中,為保證模擬燃燒室實際工作狀態(tài),在每個循環(huán)的保溫階段結束后,將兩級加熱功率均下降至0,不對系統(tǒng)進行氮氣吹除,令試件及其內部殘油進行自然冷卻后開展下一循環(huán)。

圖10為熱壁熱油工況試件壁面溫度變化曲線。溫度的基本變化規(guī)律與熱壁冷油狀態(tài)基本一致,在燃油進入試件后壁面溫度迅速降低,在電加熱作用下溫度升高至600 ℃并保溫,保溫后再次通入燃油,溫度降低。

圖10 試驗過程試件壁面溫度變化Fig.10 Wall temperature curves of the specimen during the hot-wall-hot-oil test

圖11為熱油熱壁工況燃油入口、出口油溫變化曲線。燃料出口溫度略低于入口油溫。熱壁熱油工況完成了3個循環(huán)的加熱及保溫試驗,燃油溫度及保溫時長滿足考核要求。

圖11 試驗過程試件入口、出口油溫曲線Fig.11 Fuel temperature curves of the inlet and outlet specimens during the hot wall hot oil test

圖12為試驗過程中試件入口、出口壓力及背壓變化曲線,可以看出隨著循環(huán)的進行,試件的進、出口壓力和背壓呈現(xiàn)出相同的變化趨勢,試件壓力隨著循環(huán)加熱呈現(xiàn)出規(guī)律的升高。

圖12 熱壁熱油試驗試件壓力曲線Fig.12 Pressure curves of the specimen during the hot-wall-hot-oil test

2.4 流阻變化情況

由于試件流阻變化能夠反映出試件內是否工作異?；虺霈F(xiàn)結焦積碳堵塞通路的問題,因此在試驗中全程監(jiān)測了冷卻通道進出口的壓力,通過對比進出口壓差可以發(fā)現(xiàn)(見圖13):在試驗過程中,隨循環(huán)次數(shù)增加,試件流阻增加較小,熱壁熱油工況的壓差增加高于熱壁冷油工況,熱壁冷油每次循環(huán)壓差峰值升高5～8 kPa ;熱壁熱油狀態(tài)每次循環(huán)壓差峰值升高10～30 kPa。由此可以看出,在試驗的過程中試驗件的狀態(tài)發(fā)生了改變,分析是由于燃油的結焦導致了流阻的增加。工程應用中,在系統(tǒng)設計時應考慮該流阻變化。

圖13 試件流阻變化曲線Fig.13 Flow resistance change curves of specimens

2.5 試件剖切

由于試驗過程中試件流阻發(fā)生了改變,且隨著循環(huán)次數(shù)壓差峰值逐漸升高,為定位試件中結焦積碳位置,對試驗件進行了剖切檢查。圖14為試后試件的外觀,其中試件1～試件3為熱壁冷油試驗件,試件4～試件6為熱壁熱油試驗件,可以看出熱壁冷油試驗件的外觀還能保持金屬色,熱壁熱油試驗件已全部高溫變色。圖15和圖16為試驗件剖切照片,可以看出,經過3次循環(huán)后的試驗件冷卻槽內積碳不明顯,積碳主要出現(xiàn)在燃油出口集液腔內。

圖14 試驗后試件照片F(xiàn)ig.14 Photos of the specimen after test

圖15 熱壁冷油試驗件剖切照片F(xiàn)ig.15 Section photos of hot-wall cold oil specimens

圖16 熱壁熱油試驗件剖切照片F(xiàn)ig.16 Section photos of hot-wall hot oil specimens

3 結論

通過對多次啟動超燃沖壓發(fā)動機主動冷卻燃燒室進行模擬試驗,獲得了多次啟動工作超燃沖壓發(fā)動機熱結構在交變熱載荷作用下的結焦積碳特性和流阻變化情況,得到以下結論。

1)主動冷卻燃燒室熱結構通過了3次以上的熱壁冷油、熱壁熱油循環(huán)試驗,試后試件完好,未發(fā)生損壞。

2)隨循環(huán)次數(shù)增加,試件流阻增加,熱壁熱油工況的壓差增加高于熱壁冷油工況,熱壁冷油每次循環(huán)壓差峰值升高5～8 kPa,熱壁熱油狀態(tài)每次循環(huán)壓差峰值升高10～30 kPa。

3)經過3次循環(huán)后的試驗件冷卻槽內積碳不明顯,積碳主要出現(xiàn)在出口附近的燃料集液腔內。

4)殘余燃油在冷卻通道兩端堵死狀態(tài)進行定溫加熱時,內部的壓力會劇烈增加,從而引起試件脹裂,在工程應用中應避免這種使用狀態(tài)。