CN105650640A

CN105650640A - 基于旋拧数优化的加热器喷嘴

Info

Publication number: CN105650640A
Application number: CN201410646173.0A
Authority: CN
Inventors: 姚卫
Original assignee: Institute of Mechanics of CAS
Current assignee: Institute of Mechanics of CAS
Priority date: 2014-11-14
Filing date: 2014-11-14
Publication date: 2016-06-08
Anticipated expiration: 2034-11-14
Also published as: CN105650640B

Abstract

本发明涉及航天器地面热试验领域，公开了一种基于旋拧数优化的加热器喷嘴，包括：内芯、外芯、喷嘴固壁和多个旋拧进气口；其中，内、外芯及旋拧进气口均为中空管道状；内芯为燃料通道，外芯为助燃剂通道，内芯套设在外芯的管道内，喷嘴固壁设置在外芯的顶部外围，多个旋拧进气口均匀设置在外芯底部；每个旋拧进气口与外芯呈切向设置并与外芯的管道连通；内芯的内径在2mm以下，旋拧进气口产生的旋拧数为0.5-0.78。本发明提供了安全可靠的加热器喷嘴，可有效降低火焰对喷嘴的传热，使得加热器火焰燃烧时喷嘴固壁的温度可始终保持在安全值范围内，同时又可提高燃料出口速度增加其与空气流的卷吸混合，有助于增强燃料混合和燃烧效率。

Description

基于旋拧数优化的加热器喷嘴

技术领域

本发明涉及航天器地面热试验领域，具体涉及一种基于旋拧数优化的加热器喷嘴。

背景技术

航天器地面试验是在地面模拟环境条件下验证航天器各种性能与功能的试验，在航天器正式在轨运行之前进行全面的地面试验可以以极低的成本检验航天器的性能、寿命和可靠性，地面试验大幅提高了航天器运行的成功率，保障了设备和人员安全。

其中，当前的航空发动机地面试验中，一般采用加热器预加热方式对燃料供给系统的燃料进行加热。现有技术中，加热器喷嘴一般采用内外两个芯管分别提供燃料和空气，典型的设计方案中，内芯燃料出口直径0.5mm，外芯空气出口直径8mm，喷嘴出口处壁厚0.75mm。为进一步增强空气与燃料的混合燃烧效率，内芯空气入口通常为设置在底部的多个切向小孔，利用空气从切向进入产生的旋拧数实现空气与燃料的充分混合。

但现有技术的喷嘴进气旋拧数的设定未充分考虑喷嘴的结构和耐热能力，现有旋拧数使得火焰锥状扩张角度过大，以至于喷嘴外侧距离火焰锋面过近，这通常会导致喷嘴被烧毁。

发明内容

针对现有技术的上述缺陷，本发明所要解决的技术问题是如何实现具有安全可靠的旋拧数的加热器喷嘴。

为解决该问题，本发明提供了一种基于旋拧数优化的加热器喷嘴，包括：内芯、外芯、喷嘴固壁和多个旋拧进气口；其中，所述内、外芯及旋拧进气口均为中空管道状；所述内芯为燃料通道，所述外芯为助燃剂通道，所述内芯套设在所述外芯的管道内，所述喷嘴固壁设置在所述外芯的顶部外围，所述多个旋拧进气口均匀设置在所述外芯底部；每个所述旋拧进气口与所述外芯呈切向设置并与所述外芯的管道连通；所述内芯的内径在2mm以下，所述旋拧进气口产生的旋拧数为0.5-0.78。

优选地，所述燃料为煤油、氢气或丁烷，所述助燃剂为空气或氧气。

优选地，所述旋拧进气口产生的旋拧数由所述助燃剂进气的平均切向速度与轴向速度的比值决定。

在本发明的一个方面，当所述燃料为煤油时，所述内芯的壁厚为0.8mm，所述外芯的内径为7mm。

优选地，所述内芯的内径在1mm以下。

优选地，所述内芯的内径为0.5-0.8mm。

优选地，所述旋拧进气口的切线距离为1.13-1.17mm。

在本发明的另一个方面，当所述燃料为氢气时，所述内芯的壁厚为1.125mm，所述外芯的内径为7mm。

优选地，所述内芯的内径为1.75mm。

优选地，所述旋拧进气口的切线距离为1.375mm。

与现有技术相比，本发明的技术方案提供了安全可靠的加热器喷嘴，可有效降低火焰对喷嘴的传热，使得加热器火焰燃烧时喷嘴固壁的温度可始终保持在安全值范围内，同时又可提高燃料出口速度增加其与空气流的卷吸混合，有助于增强燃料混合和燃烧效率。

附图说明

图1为本发明的一个实施例中加热器喷嘴的结构示意图；

图2a-2d分别为旋拧数为0时，火焰中心剖面非稳态时均温度场、速度值场，三维喷嘴火焰区温度分布和三维固壁温度分布；

图3a-3d分别为旋拧数为0.5S^*时，火焰中心剖面非稳态时均温度场、速度值场，三维喷嘴火焰区温度分布和三维固壁温度分布；

图4a-4d分别为旋拧数为0.75S^*时，火焰中心剖面非稳态时均温度场、速度值场，三维喷嘴火焰区温度分布和三维固壁温度分布；

图5a-5d分别为旋拧数为S^*时，火焰中心剖面非稳态时均温度场、速度值场，三维喷嘴火焰区温度分布和三维固壁温度分布；

图6a-6c分别为案例III对应的瞬态温度、速度和燃烧产物浓度场示意图；

图7a-7c分别为案例IV对应的瞬态温度、速度和燃烧产物浓度场示意图；

图8a-8c分别为案例V对应的瞬态温度、速度和燃烧产物浓度场示意图；

图9为旋拧进气口处喷嘴的剖面结构图。

具体实施方式

下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述。显然，所描述的实施例为实施本发明的较佳实施方式，所述描述是以说明本发明的一般原则为目的，并非用以限定本发明的范围。本发明的保护范围应当以权利要求所界定者为准，基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动的前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

现有技术的喷嘴进气旋拧数完全根据主观经验设定，在实际使用过程中往往会因不匹配喷嘴的尺寸结构而导致喷嘴烧毁。本发明提供了一种优化了旋拧数的加热器喷嘴，如图1所示，该加热器喷嘴包括：内芯、外芯、喷嘴固壁和多个旋拧进气口(优选为6个)；其中，所述内、外芯及旋拧进气口均为中空管道状，所述内芯为燃料通道，所述外芯为助燃剂通道，所述内芯套设在所述外芯的管道内，所述喷嘴固壁设置在所述外芯的顶部外围，所述多个旋拧进气口均匀设置在所述外芯底部，每个所述旋拧进气口与所述外芯呈切向设置并与所述外芯的管道连通，所述内芯的内径在2mm以下，所述旋拧进气口产生的旋拧数为0.5-0.78。

更进一步地，旋拧数定义为：

其中，u为轴向速度(m/s)，w为切向速度(m/s)，为平均切向速度(m/s)，ρ为密度(kg/m³)，r为径向距离(m)，R为喷口直径(m)。

为进一步验证旋拧数对喷嘴的影响，本发明中通过物理模型来模拟多种情况下以不同旋拧数加热时喷嘴的受热情况。

验证试验中采用两个模拟方案：方案I中拟通过初步计算考察不同旋拧数对喷嘴固壁传热的影响。计算采用旋涡主导的RNGk-e湍流模型和基于平衡态组分的Pre-PDF燃烧模型，以较好的捕捉旋拧数对三维瞬态流场的影响。计算假设不可压缩流体，即流体密度仅取决于温度。控制方程求解采用基于SIMPLE算法的分离式压力迭代求解器。

模拟方案II中为了考察不同喷嘴形状对火焰结构的影响，流体计算进一步采用可压缩流体假设，即流体密度变化按照理性气体定律同时依赖于温度和瞬态压力。可压缩流动求解采用基于Roe-FDS通量差分分离方法的密度求解器。湍流模型依然为RNGk-e模型，燃燃模型为基于丁烷/氧气单步全局机理的涡耗散模型(EDM)。

辐射模型为离散坐标模型(DOM)，其中气体吸收系数基于CO₂和H₂O浓度采用描述非灰气体辐射特性的灰气体加权和模型(WSGGM)计算。

流固耦合计算基于伪瞬态技术(pseudotransient)分别对流体传热传质和固体传热采用不同的特征时间步计算，其中固体传热的时间步远大于流体流动时间步。

动量方程空间离散采用二阶迎风格式，湍动能、耗散率和辐射传热方程采用一阶迎风格式，时间离散采用隐式格式稳态计算。

计算区域包括完整的喷嘴和允许湍流火焰充分发展的自由卷吸区。燃料和空气入口为指定质量流率边界条件，火焰侧面和顶部分别为压力进口和压力出口边界条件。计算总网格为500万无结构网格，在喷嘴及其附近分布较密(最小网格0.2mm)，往火焰外围逐渐加粗以减少计算量。计算在60CPU核芯的服务器上并行运行，流场达到近似稳态约需要5000CPU小时。

根据动量与能量传输的雷诺比拟可给出一个类似的平均温度对数关系。在本发明的近壁热边界模型中，近壁温度分布由如下公式计算，

T^{*} &equiv; \frac{(T_{w} - T_{p}) ρ c_{p} k_{P}^{1 / 2}}{q} = \{\begin{matrix} {Pry}^{*} + \frac{1}{2} ρPr \frac{C_{μ}^{1 / 4} k_{P}^{1 / 2}}{q} U_{P}^{2} & (y^{*} < y_{T}^{*}) \\ \Pr_{t} [\frac{1}{k} \ln ({Ey}^{*}) + P] + \\ \frac{1}{2} ρ \frac{C_{μ}^{1 / 4} k_{P}^{1 / 2}}{q} {\Pr_{t} U_{P}^{2} + (\Pr - \Pr_{t}) U_{c}^{2}} & (y^{*} > y_{T}^{*}) \end{matrix}

其中Jayatilleke给出的参数P的计算如下，

P = 9.24 [{(\frac{\Pr}{\Pr_{t}})}^{3 / 4} - 1] [1 + 0.28 e^{- 0.007 \Pr / \Pr_{t}}]

其它参数的物理意义分别为：

k_p–第一个近壁节点处的湍动能

ρ–流体密度

C_p–流体比热

q–壁面热流密度

T_p–第一个近壁节点处的温度

T_w–壁面温度

Pr–分子Prandtl数(μC_p/k_f)

Pr_t–湍流Prandtl数(壁面处＝0.85)

A–VanDriest常数(＝26)

U_c–y^*＝y_T ^*处的平均速度值

在迭代计算中，根据近壁网格的y^*值，分别采用线性或对数表达式计算指定热边界条件所需的近壁温度T_w或热流密度q。

基于上述模型，首先采用丁烷加热器进行了模拟试验。试验中保持丁烷预热后的温度在50℃，丁烷流量约为3g/s(直联台来流3kg/s时，单个喷嘴丁烷流量为3g/s)。通过改变空气流量调节当量比，测定丁烷点火范围。上述条件下的丁烷点燃当量比约为0.86～1.60。对当量比1.02的设置，原有喷嘴设计的旋拧数按公式计算为S^*＝60/57.5＝1.04。

计算中为了考察旋拧数对火焰结构和固壁温度的影响，案例I拟针对当量比1.02的实验工况改变旋拧数分别为0、0.5S^*和0.75S^*(以原喷嘴的旋拧数S^*为基数表示便于比较)。计算设置中，通过改变切向和轴向进气比例实现旋拧数的连续调节：例如当空气流全部从轴向进入时，旋拧数为0；当气流全部从切向进入时旋拧数为S^*；增加切向流量比例从而实现旋拧数连续调节。具体的丁烷加热器的实验测量汇总如下表所示。

试验编号	丁烷预热温度	点燃Ф	未点燃Ф	测量总温	丁烷流量	空气流量
							2013090401	50.0		0.65
2013090402	49.5		0.65
							2013090403	49.3		0.72
2013090404	49.2		0.80
							2013090405	52.0		0.87
2013090406	52.4	0.91		1321.6	2.74	46.33
							2013090407	52.4	0.85		1366.9	2.53	45.82
2013090408	51.5	1.02		1307.6	2.66	40.44
							2013090409	51.3	1.23		1194.2	2.77	34.77
2013090410	51.6		1.64
							2013090411	54.1	1.57		1002.4	2.97	29.36
2013090412	53.3		2.03
							2013090413	54.5		2.01
2013090414	53.1		1.63
							2013090415	52.4		1.62

进一步将原有喷嘴内芯调整为直径1mm，内芯壁厚1mm以增强喷嘴的耐热能力。

图2-5分别显示了旋拧数为0、0.5S^*、0.75S^*和S^*时的火焰温度和喷嘴固壁温度，其中，各图的图a、b分别表示对应旋拧数中心剖面非稳态时均温度场(K)和速度值场(m/s)，图c、d分别表示对应旋拧数喷嘴附近三维喷嘴与火焰区温度(K)分布和三维固壁温度(K)分布。计算采用旋涡主导的RNGk-e湍流模型和基于平衡态组分的Pre-PDF燃烧模型。对应试验工况为燃料当量比1.02时配置：丁烷2.66g/s，空气40.44g/s，丁烷初温预热至51.5℃，空气保持室温(～20℃)。通过调节切向和轴向燃料流量分别实现旋拧数0-S^*。

在旋拧数为0时，如图2所示火焰实际为射流火焰并存在一定的提升高度，使得喷嘴固壁所受到的对流和辐射热传导最少，图2显示喷嘴总体温度低于400K。在旋拧数0.5S^*时，图3所示火焰扩张角度较小，对喷嘴固壁的传热效应较小，图3表明喷嘴出口上沿存在最高温度但低于500K，处于制造材料的熔点(钢铁，1500K)之内。当旋拧数进一步增加至0.75S^*，图4所示部分火焰向外扩张，覆盖喷嘴外部，图4显示喷嘴固壁的高温区位于其外侧和燃烧底座，侧壁最高温度可达800K，但底座最高温度可达1000K。当旋拧数维持原有值S^*时，图5显示火焰全部向外扩张，不存在向上的射流火焰，图5显示喷嘴外侧的固壁最高温度可达1000K，底座最高温度超过1000K，接近喷嘴材料的熔点。在实际实验中，还需考虑相邻火焰对喷嘴的辐射和对流加热，喷嘴的温度还会进一步升高。根据计算结果，旋拧数为0.5S^*时固壁的温度可保持在安全值范围内，同时适当的旋拧数又有助于增强燃料混合和燃料效率。

根据上述结论，在旋拧数0.5S^*的情况下，为了考察喷嘴尺寸对火焰结构的影响，拟针对当量比0.85的实验工况进行对比计算。丁烷流量2.53g/s，空气流量45.82g/s。同样地，丁烷预热至50℃。计算基于可压缩理想气体和密度求解器进行隐式稳态计算，湍流模型同样为RNGk-e模型，燃料模型为基于丁烷单步全局反应机理的涡旋耗散模型(EDM)。

实际的机械加工中通过调整空气入流的切向角度调整旋拧数。喷嘴外圈直径7mm，内芯1mm和壁厚1mm时内圈直径为3mm。若保持原有旋拧数S^*，空气切向入流孔中心轴线与喷嘴中心线的距离应为H＝0.5*(3.5+1.5)＝2.5mm。为了使旋拧数减半为0.5S^*，应调整间距为0.5H。下表显示了不同的喷嘴尺寸配置对应的切线间距：

旋拧数S	切线间距H	内芯直径	内芯壁厚	计算案例名
					S^*	2.5mm	1mm	1mm	II
0.5S^*	1.25mm	1mm	1mm	III
					0.5S^*	1.1375mm	0.5mm	0.8mm	IV
0.5S^*	1.175	0.8mm	0.8mm	V

图6-8的a、b、c分别显示了不同计算案例对应的瞬态温度(K)、速度(m/s)和燃烧产物(CO₂)浓度场。如上表所示，案例IV的内芯直径0.5mm最小，因此相应的燃料出口速度最高，火焰可见高度也明显高于其它案例。计算中最高速度值为燃料出口时速度，案例IV、V和III的最高速度值分别为362m/s、347m/s和175m/s，随内芯直接增加而减小。燃料出口速度过高使得反应滞留时间缩短降低燃烧效率，而出口速度过低则影响燃料流与外侧空气流之间的卷吸混合同样降低燃烧效率。案例IV、V和III的最高火焰温度分别为2276K、2355K和2273K，其中案例IV和III最高火焰温度接近。案例V的火焰温度最高表明合适的内芯直径有助于提高燃料混合与转化效率。案例IV和V的CO₂质量分数分布与最高值(分别为12.1％和11.6％)接近。案例III中燃料在出口附近不能与空气进气流有效卷吸混合，实际燃烧情形为富燃料。因此CO₂质量分数较高。因此内芯直径低于1mm有助于燃料与空气流在喷嘴附近的卷吸混合。

上述计算表明旋拧数降为0.5S^*时，可有效降低火焰对喷嘴的传热；内芯直径低于1mm时，可提高燃料出口速度增加其与空气流的卷吸混合。本发明根据上述试验对煤油喷嘴进行了改进，其中通过调整切向空气进气孔分布将旋拧数将为原有设计1/2，即将切线距离减为原有1/2。煤油喷嘴的两种改进方案中内芯直径分别为D_fuel＝0.5mm和D_fuel＝0.8mm，内芯壁厚均为h＝0.8mm,则内圈外径D_in＝D_fuel+2h＝0.5+2*0.8＝2.1mm(D_fuel0.8mm时为2.4mm)，而外圈直径D_out＝7mm保持不变。如图9的旋拧进气口处剖面图所示，当旋拧进气口优选为6个时(内径优选为1.8mm)，相应的切线距离(图9中箭头所示距离，即各切向旋拧进气口中心轴线与喷嘴中心轴线间的距离)分别为H＝(D_in+D_out)/8＝1.13mm和1.17mm。本发明还同时提供了一种氢气喷嘴设计方案，其中内芯直径1.75mm，内芯壁厚1.125mm，若将旋拧数减半需缩小切线间距为1.375mm。

以上所述仅为本发明的优选实施例而已，并不用于限制本发明，对于本领域的技术人员来说，本发明可以有各种更改和变化。凡在本发明的精神和原则之内，所作的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。

Claims

1.一种基于旋拧数优化的加热器喷嘴，其特征在于，加热器喷嘴包括：内芯、外芯、喷嘴固壁和多个旋拧进气口；其中，

所述内、外芯及旋拧进气口均为中空管道状；

所述内芯为燃料通道，所述外芯为助燃剂通道，所述内芯套设在所述外芯的管道内，所述喷嘴固壁设置在所述外芯的顶部外围，所述多个旋拧进气口均匀设置在所述外芯底部；

每个所述旋拧进气口与所述外芯呈切向设置并与所述外芯的管道连通；

所述内芯的内径在2mm以下，所述旋拧进气口产生的旋拧数为0.5-0.78。

2.如权利要求1所述的加热器喷嘴，其特征在于，所述燃料为煤油、氢气或丁烷，所述助燃剂为空气或氧气。

3.如权利要求1所述的加热器喷嘴，其特征在于，所述旋拧进气口产生的旋拧数由所述助燃剂进气的平均切向速度与轴向速度的比值决定。

4.如权利要求2所述的加热器喷嘴，其特征在于，当所述燃料为煤油时，所述内芯的壁厚为0.8mm，所述外芯的内径为7mm。

5.如权利要求4所述的加热器喷嘴，其特征在于，所述内芯的内径在1mm以下。

6.如权利要求5所述的加热器喷嘴，其特征在于，所述内芯的内径为0.5-0.8mm。

7.如权利要求6所述的加热器喷嘴，其特征在于，所述旋拧进气口为6个，所述旋拧进气口的切线距离为1.13-1.17mm。

8.如权利要求2所述的加热器喷嘴，其特征在于，当所述燃料为氢气时，所述内芯的壁厚为1.125mm，所述外芯的内径为7mm。

9.如权利要求8所述的加热器喷嘴，其特征在于，所述内芯的内径为1.75mm。

10.如权利要求9所述的加热器喷嘴，其特征在于，所述旋拧进气口为6个，所述旋拧进气口的切线距离为1.375mm。