兩型甲烷/空氣燃氣發生器設計與仿真研究

霍龍，張小通，周全寶，郝亞星，張偉

北京航天試驗技術研究所，北京 100074

0 引言

飛行器反作用控制系統（Reaction Control System，RCS）通過噴流的反作用力實現高機動變軌、姿態調控等[1]，其關鍵是對飛行器側向噴流和外場繞流干擾現象進行研究[2]。飛行器熱噴流干擾風洞試驗需要由飛行器將聲速或者超聲速射流側向射入超聲速來流中[3-4]，通常采用常溫空氣噴流模擬高溫燃氣噴流，這種方式無法有效考慮燃氣自身的高溫特性、二次燃燒等效應[5]，因此，需要采用燃氣發生裝置提供高溫燃氣流進行熱噴干擾試驗。

氣-氣噴注器從結構上可以分為同軸直流式、同軸雙剪切式、同軸離心式等[6-7]。李茂[8]的仿真以及試驗研究結果表明，同軸雙剪切式噴嘴燃燒長度更短，燃燒性能優于同軸直流式噴嘴，但結構相對復雜，加工難度較大。美國NASA 利用Raman 光譜儀測量同軸剪切式和離心噴嘴的燃燒流場，結果表明，剪切式噴注器比離心式噴注器混合效果較差，燃燒距離更長[9]。

本文針對甲烷/空氣燃氣發生器的研制使用要求，設計同軸直流和同軸離心預混式兩種噴注方式的燃氣發生器，并對其進行數值仿真，對比分析兩種結構甲烷/空氣燃氣發生器的燃燒場特性，為燃氣發生器在飛行器熱噴流干擾風洞試驗中的工程應用提供技術參考。

1 發生器設計

根據已有的燃氣發生器設計方案，結合設計需求，確定燃燒室采用普通圓筒結構。甲烷/空氣噴注器推進劑流量較小，采用單噴嘴形式。按照同軸直流式噴注器進行設計計算，分別確定甲烷和空氣的噴注面積。根據噴注面積相等原則，幾何換算出同軸離心式噴嘴的噴注面積。具體設計流程如下：

1.1 燃燒室設計

根據設計要求，燃燒室壓力pc為3 MPa（表壓），混合比19，進行熱力計算得到燃燒室內燃氣參數，如表1 所示。

表1 燃燒室內燃氣熱力計算結果

按超臨界完全膨脹狀態設計，燃氣流在喉部馬赫數為1，出口為大氣壓。

式中，μ為流量系數；p* 為燃燒室總壓，其值為3.1 MPa；T*為燃氣總溫；qλ為流量函數。常數K的計算如式（2）。

式中，k和R分別為燃氣的絕熱指數和氣體常數。

直流式噴注器的推力室質量流量密度qmdc一般取為(20～30)pc，本設計取為24pc，由式（3）可得燃燒室橫截面積Ac。

式中，為燃氣總流量。

1.2 噴注器設計

同軸直流噴嘴單噴嘴依靠兩種推進劑的剪切作用摻混，圓孔形甲烷噴嘴位于噴注面板中心，空氣噴嘴為環形，與甲烷噴嘴同軸布置，噴嘴設計輸入如表2所示。

表2 噴嘴設計輸入參數

1.2.1 甲烷噴嘴設計計算

依據經驗選擇甲烷噴嘴壓降比Δp%，由式（4）確定甲烷噴嘴壓降Δpf。

其中，Δpf為甲烷噴嘴壓降；pc為燃燒室壓力。

甲烷噴嘴進口前的氣流總壓pf為：

根據氣動函數π(λ)計算式（6）得出無量綱速度系數λ。

其中，k為甲烷的氣體絕熱指數。

流量函數qλ依據式（7）計算。

將以上計算值以及甲烷參數代入流量式（1），得甲烷噴嘴流通面積Af及直徑Df。

甲烷噴嘴臨界聲速ccr可由式（8）獲得。

根據無量綱速度系數λ計算式（9）得到甲烷噴嘴流速Vf。

1.2.2 空氣噴嘴設計計算

氣-氣噴嘴設計中，為保證推進劑充分燃燒以及縮短燃燒長度，需要合理設計燃/氧動量比，合理的燃/氧速度比對燃燒室噴嘴設計十分重要。依據以往的研究[10]，取甲烷/空氣速度比RV為6.25，由式（8）計算空氣噴嘴臨界聲速，由此可以得到空氣噴嘴流速Vair，從而根據式（9）得到空氣速度因數λair，根據式（7）計算流量函數qλ。

根據式（6）計算出空氣的氣動函數π(λ)，由此得出空氣噴注總壓，將各值代入流量公式可計算出空氣噴嘴流通面積Aair，設計甲烷噴嘴壁厚b為0.95 mm，幾何換算可得到環形空氣噴嘴的內徑和外徑。

1.3 設計結果

同軸直流式噴注器甲烷噴嘴布置在噴注器中心，空氣由布置在甲烷噴嘴外圍的環形噴嘴噴入燃燒室。同軸離心預混式噴注器甲烷和空氣的噴注面積與同軸直流式保持一致，甲烷噴嘴布置在噴注器中心，由1排均布的6 個噴注小孔向外徑向噴入預燃室，空氣從噴注器頭腔外圈的空氣腔中由3 排均布的8 個噴注孔向中心徑向噴入預燃室，在預燃室中混合后，流入主燃燒室段完成燃燒。另外，合理調整預混室空氣流通面積與甲烷噴嘴流通面積，以保持甲烷與空氣的流速剪切比與同軸直流式一致。圖1 為同軸直流式以及預混式噴注兩種燃氣發生器結構圖。表3 列出了兩種燃氣發生器主要設計結果。

表3 燃氣發生器主要參數設計結果

2 計算模型及方法

2.1 物理模型及網格

圖2 為同軸直流式燃氣發生器物理模型，圖3 為用于計算的預混型燃燒室物理模型。同軸直流式燃氣發生器軸對稱，采用二維模型計算，網格采用四邊形結構網格；甲烷/空氣預混型燃燒軸向幾何對稱，為節省計算資源，取一半模型進行計算。預燃室幾何形狀復雜，采用四面體非結構網格，主燃燒室結構簡單，采用六面體結構網格，網格數目42.6 萬，如圖4 所示。

2.2 計算方法及邊界條件

采用雷諾平均法（Reynolds Averaged Navier-Stokes，RANS）對甲烷/空氣燃氣發生器流場進行數值模擬，采用基于壓力法定常求解器，湍流模型采用標準k-ε 兩方程模型，二階計算精度，燃燒模型采用渦耗散反應模型，燃燒機理采用6 組分兩步反應化學機理，其中包含6 種組分：CH4、O2、H2O、CO、CO2、N2。

甲烷和空氣入口均采用質量入口邊界條件，給定入口質量流量、壓力、水力直徑、湍流密度、燃氣組分和溫度等；出口采用壓力出口邊界條件，壓力設置為1 個大氣壓；中心軸采用軸對稱邊界條件；固體壁面均為絕熱無滑移壁面條件。

3 計算結果分析與討論

3.1 同軸直流式噴嘴

數值計算得到圖5（a）燃燒室溫度云圖，結果表明，高溫區域從噴注面板處開始，說明甲烷和空氣在噴注面板就開始反應，燃燒室高溫區分布在甲烷和空氣的剪切反應面附近，其中最高溫度為2 213 K，略高于熱力計算溫度，二者相差3%，誤差較小。另外，最高溫度區未在燃燒室壁面，而且高溫區遠離噴注面板，有利于噴注面板熱防護。圖5（b）為燃燒室壓力場云圖，可以看出，燃燒室壓力軸向逐漸降低，徑向無壓差。圖5（c）為馬赫數分布云圖，喉部馬赫數為1，結果表明，燃燒室壓力分布均勻且燃氣流速在喉部達到聲速，符合設計要求。

圖6（a）為燃燒室甲烷質量分數分布，圖中顯示，甲烷噴嘴所在的軸線附近甲烷組分的質量分數較高，隨軸向不斷降低，且甲烷組分主要在燃燒室前段具有一定濃度，在燃燒室后段，甲烷組分質量分數降低到0，說明在燃燒室長度范圍內，甲烷全部參與燃燒反應。圖6（b）為燃燒中間產物——一氧化碳質量分數分布，結果表明，一氧化碳主要在甲烷和空氣的剪切反應面附近具有較高質量分數，在燃燒室后段到喉部位置，一氧化碳質量分數降到0，說明推進劑在燃燒室長度范圍內完全燃燒，推進劑能量可以得到充分釋放。

圖6（c）和圖6（d）分別為燃燒最終產物——水和二氧化碳質量分數分布，可以看出，水和二氧化碳兩種組分分布十分相似，在燃燒室前段，主要在甲烷和空氣的剪切反應面附近具有一定濃度，隨著燃氣沿軸向流動，水和二氧化碳的質量分數逐漸增加，在燃燒室后段達到最高后，在軸向保持平衡，且兩種組分在燃燒室后段徑向達到平衡，說明在燃燒室后段，甲烷燃燒反應完全且產物與殘留空氣摻混均勻。

3.2 預混式噴嘴

預混式噴注燃氣發生器數值計算溫度云圖如圖7（a）所示，其中最高溫度為2 501 K，略高于同軸直流式噴嘴，圖中顯示，最高溫度區在燃燒室壁面附近，不利于燃燒室壁面熱防護。從高溫區分布判斷，甲烷和空氣的反應開始于預混室，而且預混室與燃燒室中溫度截面分布并不均勻，軸線附近溫度明顯低于壁面附近溫度。燃氣發生器壓力場云圖如圖7（b）所示，可以看出，燃燒室壓力在軸向和徑向分布均勻，但室壓高于設計值0.5 MPa，后期試驗中應略微擴大燃燒室出口孔板直徑。圖7（c）為馬赫數分布云圖，可以看出，在出口孔板處，馬赫數為1，說明燃氣流速在孔板處達到音速，預混室與燃燒室中其余位置馬赫數均低于0.2，說明預混室與燃燒室中燃氣流速較低。

圖8（a）為燃燒室甲烷質量分數分布，可以看出，在預混室與燃燒室前段局部區域，甲烷濃度高于20%，而在燃燒室后段及孔板出口處，甲烷濃度接近于0，說明甲烷在發生器內全部參與反應。圖8（b）為一氧化碳質量分數，圖中顯示，預混室與燃燒室甲烷和空氣反應面上一氧化碳質量分數較高，且在發生器出口一氧化碳質量分數不為0，說明采用預混式燃氣發生器排出的燃燒產物中含有一氧化碳，甲烷在發生器中并未完全燃燒。圖8（c）與圖8（d）分別為燃燒最終產物——水和二氧化碳分布圖，可以看出，水和二氧化碳兩種產物在燃燒室分布基本一致，且水和二氧化碳的分布與燃燒室溫度分布具有相似性，也呈現出軸線附近低而壁面附近高，說明燃燒反應主要發生在靠近燃燒室壁面區域，產生二氧化碳和水，同時釋放熱量。另外，水和二氧化碳兩種組分在燃燒室出口濃度分布并未達到均勻，說明預混室燃氣發生器產生的燃氣均勻度比同軸直流式較差。

4 結束語

設計同軸直流式與預混室兩種噴注方式的甲烷/空氣燃氣發生器，采用CFD 技術計算其燃燒場，分析兩種結構燃氣發生器的燃燒性能，得出如下結論：

（1）同軸直流和預混式兩種噴注方式的甲烷/空氣燃氣發生器均可以產生溫度、壓力穩定的高溫燃氣；

（2）同軸直流噴注的甲烷/空氣燃氣發生器產生的燃氣溫度及組分均勻度高于預混式噴注的燃氣發生器；

（3）同軸直流噴注的甲烷/空氣燃氣發生器燃料可以燃燒完全，而采用預混式噴注，排出燃氣中含中間產物一氧化碳。