針栓式推力室冷卻特性試驗研究

劉昌波,林 革,宋大亮,凌前程,章榮軍

(西安航天動力研究所,陜西 西安 710100)

0 引言

針栓式噴注器是由美國諾格公司發(fā)明[1-3]并首先開展工程實踐的,采用針栓式噴注器的發(fā)動機稱為針栓式發(fā)動機。針栓式噴注器最初主要應用于變推力發(fā)動機[4-5],如美國MIRA-150A[6-7]和阿波羅登月艙下降發(fā)動機[8-10]。隨后,在工程使用中不斷的革新,如“面關機”技術[11]、多種推進劑的適應性研究[12-13]等,使得針栓式發(fā)動機的應用日益廣泛。針栓式發(fā)動機具有推力調節(jié)簡單、聲學燃燒穩(wěn)定性好和成本低廉等一系列優(yōu)點[5-14]?，F(xiàn)在,有很多經典針栓式發(fā)動機還在服役,如諾格公司的TR-312遠地點發(fā)動機[15-16]、SpaceX公司的Merlin系列主發(fā)動機[17-19]等。19世紀70年代,我國國防科大首先研制成功了BYF-03針栓式變推力發(fā)動機[20],并將技術轉讓給了西安航天動力研究所。該所經過2個五年計劃的預先研究[21],成功研制了嫦娥三號月球下降發(fā)動機[22],并于2013年實現(xiàn)了中華民族落月的夢想。

針栓式噴注器的工作原理如圖1所示,一種推進劑(圖1中示為氧化劑)從套筒與針栓之間的通道軸向流動,并在針栓端頭的約束下轉變成徑向流動,隨后噴入燃燒室;另一推進劑(圖1中示為燃料)從噴注器面的夾套沿徑向向中心流動,并在套筒的約束下轉變成軸向流動,與中心推進劑產生撞擊、霧化、混合和燃燒。由于針栓式噴注器獨特的結構型式,使得在燃燒室中形成了兩個大回流區(qū)：一個位于噴注器面的穹窿附近；另一個位于針栓端頭的中心區(qū)。一般情況下,上回流區(qū)的溫度較低,常用的金屬材料不用額外冷卻也能夠承受;中心回流區(qū)的溫度非常高,其邊區(qū)溫度沿推力室軸線方向是逐漸升高的。

圖1 針栓式噴注器原理圖Fig.1 Schematic of a pintle injector

在某針栓式發(fā)動機[5]的研制過程中,曾因對邊區(qū)溫度特性掌握不足,出現(xiàn)了多次推力室的燒蝕現(xiàn)象。為了準確地掌握針栓式噴注器對推力室邊區(qū)的冷卻特性,擬采用試驗件開展熱點火研究,試驗結果將為針栓式推力室的身部熱防護技術提供參考。

1 推力室試驗件

為了能夠對推力室身部的冷卻特性開展研究,設計了試驗件如圖2所示。前端為針栓式噴注器,為了降低成本,主要材料均選擇常用的1Cr18Ni9Ti不銹鋼;身部為單壁結構,材料也選擇不銹鋼,設計壁厚5.5 mm;噴管為單壁結構,選擇耐高溫的鈮鎢合金材料,并在表面涂覆抗氧化涂層。推力室各段之間均設計了耐高溫的密封環(huán)進行密封。為了能夠對單壁推力室的溫度特性進行測量,在推力室身部4個象限共設置了20個K型溫度傳感器(理論最高測溫可以達到約1 400 ℃),典型的溫度測點設置如圖3所示,圖中示出了Tw9～Tw168個測點的位置,其中兩個相鄰測點的間距是相等的。

圖2 針栓式推力室試驗件Fig.2 Test article of the pintle thruster

圖3 推力室身部典型的溫度測點Fig.3 Temperature measuring points of the monolayer wall

推力室采用的推進劑為四氧化二氮/甲基肼(NTO/MMH)。為了保護噴管不被燒蝕,在噴管入口設置冷卻液膜,液膜比例在試驗過程中可以根據(jù)結果進行調節(jié)。

2 試驗系統(tǒng)

試驗系統(tǒng)如圖4所示?？梢钥闯?整個試驗系統(tǒng)主要由五路組成：主燃料推進劑供應路、冷卻燃料推進劑供應路、氧化劑推進劑供應路、吹除氣體供應路和控制氣體供應路。兩路燃料供應均采用高壓氮氣對MMH進行增壓,MMH經過試車臺主閥、推力室上的雙鎖電動氣閥后進入燃燒室。氧化劑供應路也采用高壓氮氣對NTO貯箱進行增壓,NTO經過試車臺主閥、雙鎖電動氣閥后進入燃燒室,與MMH在燃燒室中撞擊、霧化、混合和燃燒。在推力室上設置了3個獨立且完全相同的雙鎖電動氣閥,其主閥部分為氣控閥,副閥部分為具有位置自保持功能的電磁閥,通過向開線圈或關線圈通一定寬度的脈沖電流來改變閥門的啟閉狀態(tài),其額定工作電壓均為29 V(工作電壓范圍26～32 V/DC),脈沖電流寬度均為80 ms。這3個閥門均采用高壓氮氣進行控制,控制氣體的微粒度小于20 μm,露點小于-55 ℃,氣源壓力為3.8～4.2 MPa。吹除閥與推力室之間為Φ6×1 mm的氣體管路,長度小于500 mm,吹除氣源的壓力為3.0 MPa。在推進劑管路上設置有過濾器,選擇200目,氣體管路過濾器選擇了400目。整個試驗臺系統(tǒng)能夠滿足約2 000 s的點火試驗要求。

圖4 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.4 Testing system

3 試驗時序及測量參數(shù)

試車時序如圖5所示,推力室點火時間設置了30 s,希望單壁推力室基本達到熱平衡狀態(tài)。推進劑供應切斷1 s后,開啟氮氣對三路推進劑進行吹除,吹除時間設置為20 s,根據(jù)實際點火情況,還可以手動增加吹除時間,以保證每次試驗前后推力室中的殘余推進劑吹除干凈。

試車臺的測量參數(shù)主要有流量、壓力、推力、溫度和錄像。為了使測量結果更準確,采用了渦輪和質量兩種流量計。推力室身部溫度采用K型熱電偶,喉部采用紅外溫度傳感器測溫。試車過程中共布置了5個方位的實時錄像。試驗臺的流量測量偏差不大于±3‰,壓力測量偏差不大于±1‰,推力測量偏差不大于±7‰。流量和壓力參數(shù)的采樣頻率均為1 000 Hz,溫度的采樣頻率為1 Hz。流量、壓力和溫度參數(shù)的采樣時間均為起動前2 s至關機后30 s。

圖5 點火時序示意圖Fig.5 Operating time sequence

4 試驗結果及分析

4.1 試驗概況

試驗時的環(huán)境溫度27 ℃,環(huán)境壓力94.5 kPa,總共進行了5次點火試車,典型的點火情境如圖6所示。整個試驗過程推力室工作正常,結構完好,無漏火漏液現(xiàn)象。噴管喉部附近明亮,紅外溫度測量的最高值約1 312 ℃。推力室身部后段呈現(xiàn)明亮的紅色,說明該處的溫度較高,前段沒有變色,說明溫度較低。推力室身部圓柱段末端出現(xiàn)了高溫環(huán)帶,說明末端的溫度也較高。試驗中,燃燒室壓力達到了設計值2.0 MPa。

圖6 點火試驗錄像Fig.6 Hot-fire video

4.2 產品分解檢查

試車后對產品進行了分解和檢查。從外側看,如圖7所示,在過渡環(huán)的高溫區(qū)出現(xiàn)了輕微鼓脹的現(xiàn)象,但結構沒有破壞。在設計狀態(tài)下,推力室身部周向應力約為21 MPa(1Cr18Ni9Ti在800 ℃下屈服強度為98 MPa),這說明材料溫度已經遠超過800 ℃,并進入了塑性變形區(qū)。

圖7 試車后推力室身部外側照片F(xiàn)ig.7 Outside picture of the monolayer wall after test

內外壁均出現(xiàn)了大面積的高溫變色現(xiàn)象。身部內外壁距離上端約35 mm為光亮區(qū);進入變色區(qū)后,首先為黃色(Tw12,最高溫度約300～400 ℃),再過渡到藍色(Tw12～Tw13,最高溫度約600 ℃),最后變成灰色(Tw13～Tw16,700～800 ℃以上),這是1Cr18Ni9Ti在不同溫度下的變色現(xiàn)象。在內壁上能夠清晰地看到射流撞擊后形成的變色條紋,在撞擊點附近為淡淡的淺黃色,估計最高溫度約300 ℃;當向下游流動較短距離后,顏色變成黃色,說明此時發(fā)生劇烈反應;并過渡到藍色,溫度進一步上升;最后到灰色,內壁溫度達到了800 ℃以上。

在身部內側還出現(xiàn)了多條輕微燒蝕的條紋(用手摸明顯感覺到表面比其它區(qū)域粗糙),其中一處存在約2 mm×5 mm的明顯熔化區(qū),說明這些區(qū)域的內壁溫度已經接近材料的熔點(1Cr18Ni9Ti的熔化溫度1 400～1 425 ℃),在高速燃氣的沖刷下出現(xiàn)了燒蝕條紋。如果此處僅采用單壁結構的不銹鋼或鈦合金材料,均不能有效耐受如此高的燃氣溫度。

4.3 外壁溫度特性分析

對額定設計工況,在射流撞擊點附近的溫度已經達到平穩(wěn)狀態(tài),約為100 ℃,這說明射流撞擊點附近的化學反應還不完全,燃燒產物的溫度相應也很低。隨著燃氣向下游流動燃氣溫度迅速升高,內外側壁溫也均迅速升高,如圖8所示,如對Tw12～Tw16,由于燃燒室內側的溫度較高,最高溫度達到了891 ℃;在30 s點火試驗時間內,這些測點均沒有達到平衡狀態(tài),但溫度升高的速率已經明顯放緩。

圖8 設計工況下Tw9～Tw16的溫度曲線Fig.8 Tw9～Tw16 under design condition

對Tw16沿推力室周向其他測點的數(shù)據(jù)分析認為：Tw16基本對應于主路燃料入口,溫度最低;Tw20在右側面(從噴口方向看),溫度最高;下側的Tw24與左側的Tw28溫度相當。可以看出,沿圓周方向最高溫度是有差別的,最高與最低溫度相差120～150 ℃。這說明主路噴注器沿周向的溫度不均勻性最大約為150 ℃,這種溫度不均勻性沒有明顯的規(guī)律性。

4.4 內壁溫度特性分析

為了進一步分析推力室身部內壁溫度變化,根據(jù)外壁溫度測量結果,對內壁的燃氣溫度進行了穩(wěn)態(tài)傳熱計算。

為了考慮熱量沿徑向和軸向的傳遞(不考慮熱量沿周向傳遞,即假設推力室沿周向燃氣是均勻的)，初步建立的傳熱模型如圖9所示,從圖9中可以看出,模型考慮了燃燒室燃氣向內壁的傳熱,考慮了外壁向周圍環(huán)境的自燃對流和輻射傳熱,考慮了燃氣向上下兩側的熱傳導過程。選擇模型的基準截面為溫度測點Tw15所在的截面。

傳熱計算以設計工況為計算點,由于30 s點火試驗時內外壁溫度并沒有平衡,故根據(jù)溫度曲線發(fā)展趨勢外延估計外壁最高溫度Tw15約為1 000 ℃,上游溫度Tw14點約低80 ℃,下游溫度Tw16約低20 ℃。

圖9 二維傳熱模型示意圖Fig.9 2D heat transfer model

根據(jù)推力室外壁自然對流過程計算[23]，可以求得格拉曉夫數(shù)

(1)

其中

β=1/Tf

式中：環(huán)境溫度T=27 ℃;外壁溫度T1=T15=1 000 ℃;特征溫度Tf=(T1+T)/2+273=786.5 K ;重力加速度g=9.806 65 m/s2;燃燒室特征直徑D=0.123 m;特征溫度下空氣的運動黏度ν=3.58×10-5m2/s。

特征溫度下空氣的導熱系數(shù)為0.057 061 W/m·K,求得瑞利數(shù)

Ra=GrPr

(2)

式中：Pr=0.068 8;Ra=1.207×107。

將推力室身部假設成長圓柱體,對自然對流一般采用Churchill和Chu關系式計算努塞爾數(shù)

(3)

式中:hg為對流換熱系數(shù);λg為導熱系數(shù)。將Pr和Ra代入公式(3)可以求得自然對流系數(shù)為hg=13.8。

根據(jù)經驗,假設圓柱段的輻射系數(shù)為0.9,可以求得輻射熱流

(4)

當量換熱系數(shù)

qr=hr(T1-T)=137.3

(5)

采用類似的方法,可以根據(jù)向上和向下的導熱量求出當量換熱系數(shù),考慮了沿軸向和徑向導熱面積的差別和溫度差的影響,計算得hc=219.5。

熱流平衡方程(已經將各方向上的傳熱面積折算成相等狀態(tài))

(hg+hr+hc)(T1-T

(6)

式中:λ為壁面的導熱系數(shù);δ為推力室的壁厚;Tw為內壁面溫度。將前述的各參數(shù)及不銹鋼的導熱系數(shù)等參數(shù)代入式(6)即可求得內壁溫度,約為1 067 ℃,內外壁溫差約為67 ℃。

根據(jù)《液體火箭發(fā)動機原理》[24]對燃燒室內側的傳熱過程進行了初步計算。首先通過熱力氣動計算獲得邊區(qū)燃氣的理論參數(shù),再根據(jù)理論參數(shù)與前面計算的氣壁溫進行比較,如果不滿足能量守恒方程,則主要通過調整邊區(qū)混合比來調整燃氣參數(shù),直到燃氣參數(shù)與過渡環(huán)內壁溫一致。計算結果表明,邊區(qū)實際燃氣溫度約為1 391 ℃。

根據(jù)上述內壁溫度的傳熱方法可以求得Tw10～Tw15幾個點的內壁溫度值,如表1所示。根據(jù)計算結果,軸向導熱對過渡環(huán)內外壁溫的影響較大,如Tw11和Tw12,由于其下方的高溫點向其傳熱的熱量很大,故導致這兩個點溫度上升的原因主要由下側溫度點控制,而實際的內壁溫度反而小于外壁溫。此時,相當于內側推進劑對壁面進行了冷卻,故內壁溫度會比外壁有所降低。對Tw13～Tw15點,熱量均是從內壁傳遞到外壁的,其中Tw14點處的內壁溫度比外側高110 ℃。

表1 推力室身部各測點內外壁溫度值Tab.1 Temperature on the monolayer wall 單位：℃

如果根據(jù)上述計算結果,以及內壁Tw14和Tw15兩點的溫度值,假設推力室身部均為單壁結構,通過插值可以預測圓柱段出口處的溫度約為1 252 ℃。如果根據(jù)外壁溫度,用Tw14和Tw15點的溫度插值,過渡環(huán)出口處外壁溫度約為1 400 ℃,假設內壁再增加100 ℃(根據(jù)Tw15點內外壁情況估計),則內壁溫度應約為1 500 ℃?？紤]惡劣的情況(選擇外壁插值溫度),以及溫度沿周向的不均勻性(最大差值約150 ℃),估算圓柱段出口內壁溫度約為1 650 ℃。此處必須采取有效的熱防護措施,以防止內壁產生燒蝕。

4.5 不同冷卻比例下的溫度差異

保證氧化劑和燃料的總流量均不變,僅調整冷卻燃料和主路燃料的比例來研究不同冷卻比例對推力室傳熱特性的影響。當冷卻比例在23%～27%變化時,Tw15的溫度如圖10所示。

圖10 Tw15在不同冷卻比例下的溫度曲線Fig.10 Tw15 at different coolant ratios

從圖10可以看出,當冷卻比例為23%時外壁溫度最高,大約比25%時高60 ℃;當冷卻比例由25%增加到27%時,外壁溫度的變化趨勢基本相當,沒有明顯的降低。但是,圖10中的各工況下推力室身部的初始溫度是不同的,將初始溫度都豎直平移到冷卻比例為25%時的初溫,可以發(fā)現(xiàn),當冷卻在23%～27%之間變化時,Tw15點的溫度變化趨勢基本相同,且30 s點火試驗時的溫度也差別不大。其余測點的溫度變化與Tw15點相當。這說明,當冷卻比例在23%～27%之間變化時,對推力室身部的冷卻特性影響較小。

5 結論

通過對針栓式推力室冷卻特性的試驗研究,得到的主要結論如下：

1)針栓式推力室身部前段的溫度較低,無需單獨采取熱防護措施,采用常用的不銹鋼或鈦合金材料均能夠耐受。

2)推力室身部末端內側氣壁溫可能會達到約1 650 ℃,試驗還發(fā)現(xiàn)內側局部存在明顯的燒蝕現(xiàn)象,因此必須采取措施對該區(qū)域進行有效的熱防護設計。

3)推力室相同工況下,冷卻液膜小范圍調整對身部圓柱段的冷卻特性影響較小。