旋转条件下长尾喷管绝热层烧蚀预示*

严 聪,何国强,刘 洋,张志峰

(1西北工业大学固体火箭发动机燃烧、热结构与内流场国防科技重点实验室,西安 710072;2空军工程大学导弹学院,陕西三原 713800)

0 引言

固体火箭发动机中,热防护层在工作期间始终处于高温、高压燃气两相流的冲刷下,条件极为恶劣,而在旋转条件下,固体火箭发动机内凝相颗粒的运动轨迹和颗粒聚集浓度分布规律在离心力的作用下会发生较大改变,这种颗粒运动轨迹和聚集浓度分布的改变对于发动机内燃流动、装药燃烧以及绝热层热防护的影响规律目前还不是很清楚。对于长尾喷管发动机来说,由于发动机流道中流动参数变化剧烈,旋转对于绝热层烧蚀的影响更为复杂,为了保证导弹能够满足设计要求,达到较高水平的作战性能,迫切需要开展该方面的研究[1-9]。对于旋转条件下长尾喷管发动机绝热层烧蚀研究尚未见报道,文中基于旋转条件下长尾喷管发动机三维两相流场计算结果,通过提取烧蚀边界参数,利用碳化烧蚀模型开展了旋转条件下的绝热层烧蚀预示。

1 烧蚀计算模型

1.1 物理模型和烧蚀边界参数

针对长尾喷管发动机的绝热层结构特点,将绝热层简化为图1所示的3块计算区域,计算区域包括后封头段(区域1)、收敛段(区域2)和长尾喷管段(区域3)。旋转条件下流场是三维的,但颗粒的冲刷效应主要体现在绝热层的局部区域,为了简化计算,文中根据计算结果选取了烧蚀参数较为恶劣的10个点,求解时转化成二维问题,以此来进行绝热层的烧蚀预示。开展过载条件下长尾管烧蚀分析,需要解决的问题包括壁面传热分析,粒子冲刷引起的热增量分析,基于温度场计算的烧蚀分析和在粒子冲刷条件下的烧蚀规律等。经过分析,文中认为计算中需要关注的烧蚀边界参数有Re数、颗粒聚集浓度mp、颗粒冲刷速度Vp和角度α。

图1 绝热层计算区域

表1给出了颗粒直径为 70μ m、旋转速度为500r/min时的典型烧蚀边界参数。

表1 烧蚀边界参数

1.2 烧蚀机理分析

以往的研究表明:过载条件下绝热层烧蚀加剧的原因是因为凝相颗粒在加速度作用下发生偏转,在绝热层局部形成高浓度、速度和一定角度的强冲刷区域和强换热区域[9]。而对于旋转条件下,文中认为凝相颗粒同样会在离心力的作用下发生偏转,在发动机内局部形成高强度冲刷区域,造成绝热层的烧蚀加剧,这两种不同条件下的烧蚀在本质上是相同的。另外从表1的烧蚀边界参数可知,对于长尾喷管发动机来说,后封头处的烧蚀主要以颗粒的机械剥蚀和热化学烧蚀为主导,而长尾喷管段由于气流速度很高,颗粒和壁面的碰撞作用减弱,主要以高速气流条件下的热化学烧蚀为主导。

1.3 数学模型

由于整个绝热层表面的烧蚀边界参数差别较大,烧蚀过程中绝热层边界的推移是不规则的,因此通过建立在适体网格上的烧蚀模型来预示绝热层型面推移。网格采用T TM方法生成,正交化处理采用Middleoff方法。

由于热化学烧蚀的计算缺乏必要的数据,文中采用传统的炭化烧蚀模型开展长尾管烧蚀分析,并假设绝热层在烧蚀过程中形成炭化层、热解层和基体层。其适体坐标系ξ-η下的二维导热通式[10]如下:

计算中考虑燃气对绝热层的对流换热、辐射换热以及颗粒冲刷引起的热增量,其中颗粒冲刷热增量的计算关系式为:

式中:Cp为颗粒比热;Tp为颗粒的温度;Tw为材料表面温度。

计算方程中一阶项和时间项用前差格式,二阶项用中心差分格式,求解采用线迭代扫描法。

2 烧蚀预示结果

2.1 烧蚀模型验证

图2和图3分别给出了旋转条件下固体火箭发动机典型的颗粒聚集浓度分布以及地面过载模拟实验原理。

计算结果表明:旋转会在很大程度上改变燃烧室凝相粒子的运动规律,在燃烧室的承载面上粒子高浓度聚集,并在后封头处形成了颗粒浓度聚集极大局域,造成此区域绝热层的烧蚀加剧。基于旋转条件下绝热层烧蚀加剧的机理,可利用过载地面模拟实验方法来开展试验,其工作原理是:两相燃气从燃气发生器流出,经过收敛段,颗粒向中心汇聚,聚集后的高浓度颗粒流以一定角度冲刷绝热层试件,从而来模拟旋转条件下高浓度颗粒冲刷条件下的绝热层烧蚀。其中两相流的状态参数(速度、浓度和角度)可通过数值模拟结果来确定,通过调整实验装置的工作参数(燃气参数、压强等)以及几何参数(实验段转折角、喷管大小等)来保证和旋转条件下的绝热层烧蚀环境一致。图3给出了实验装置结构示意图,实验装置由推进剂、燃烧室、收敛段、转折段、长尾实验段和喷管等部分构成。实验中绝热层均采用碳纤维/酚醛模压材料,其中碳纤维/酚醛模压材料的特性参数如下:密度:1391kg/m3,导热系数:0.592W/(m K),比热容:0.811kJ/(kg K)。实验后长尾段最大烧蚀率为0.89mm/s,而采用文中模型的计算结果为0.82mm/s,误差为7%左右,表明文中建立的模型可用于开展旋转条件下长尾喷管发动机绝热层的烧蚀预示。

2.2 典型计算结果与分析

文中针对表1中给出的典型烧蚀边界参数,利用建立的适体网格坐标下的炭化烧蚀计算模型,开展了旋转条件下长尾喷管发动机绝热层的烧蚀预示计算。图 4给出了后封头段绝热层的温度场分布及烧蚀预示结果。

图4 后封头段绝热层温度场分布及烧蚀预示

在发动机后封头段,由于翼槽顶部所对位置处的颗粒浓度和冲刷速度都较大,此处绝热层温度传播速度较快,随着时间的推移,绝热层表面形成了明显的凹坑;在收敛段,绝热层的上游和下游位置烧蚀较中部严重,分析认为上游位置颗粒冲刷角度较大,烧蚀主要是由于凝相粒子流的直接高速冲刷造成的,而下游位置处,气流速度随着流道截面直径的减小而增加,对流换热强度大幅增加,造成烧蚀也较为严重;长尾段的前部和后部均有一定量的烧蚀,分析认为,长尾段前部的烧蚀是由于来自于燃烧室的粒子在过载作用下机械冲刷造成的,而长尾段后段的烧蚀一方面来自于对流换热的增强,另一部分来自与凝相颗粒流的二次机械冲刷,即颗粒在首次和长尾喷管入口段与前部碰撞后发生反弹,在高速气流的作用下,在对绝热层表面性成剪切性冲刷,使得该处的烧蚀加剧造成的。

另外从计算可以看出,各段的炭化烧蚀率都随时间呈现先增加、后减小并逐渐稳定的变化趋势,这主要是由于在计算开始时刻,炭化层处于形成阶段,所以这一段的绝热层的烧蚀速率较高,而后炭化层厚度达到一定的厚度,此时烧蚀率达到最大,然后炭化层开始发生剥蚀,绝热层的烧蚀率逐渐减小并趋于稳定。

表2给出了颗粒直径为 70μ m 、旋转速度为 500r/min时的绝热层不同区域烧蚀率结果。从计算结果可以看出,长尾喷管发动机的后封头段、收敛段以及长尾段上绝热层的烧蚀速率存在一定的差异,比较三个位置上绝热层的烧蚀状况可以看出,长尾喷管发动机的收敛段和长尾段上绝热层的烧蚀速率相对较低,而长尾喷管的后封头段的上绝热层的烧蚀速率相对较高,约为长尾喷管入口段和长尾段上绝热层烧蚀速率的1.5～2.4倍。在该工况计算条件下,长尾喷管的后封头段是烧蚀率较大的位置,对该位置上绝热层的烧蚀问题应该予以特别的重视。

表2 烧蚀率结果 mm/s

2.3 不同旋转速度条件下的绝热层烧蚀预示

基于文中建立的烧蚀计算模型,分别针对不同旋转速度和颗粒大小开展了长尾喷管绝热层的烧蚀预示,图5和图6分别给出了典型的计算结果。

图6 不同颗粒大小对烧蚀率的影响(100r/min)

和无旋转条件下的烧蚀率相比,旋转对烧蚀率的影响非常显著。首先烧蚀率差别大,在前封头处,旋转条件下烧蚀率最大达到了1.93mm/s,而无旋转条件下为0.25mm/s,相差达到了7～8倍。其次烧蚀的最大位置发生了变化,在无旋转条件下,烧蚀较为严重的地方是收敛段处,由于此处绝热层和燃气流动方向具有一定夹角,流道直径逐渐减小,两相流速度越来越快,绝热层不仅受到颗粒的机械作用,较快速度的燃气也增强了局部的对流换热系数,因此此处绝热层烧蚀最为严重,在长尾段内,由于颗粒不受其它外力影响,运动轨迹主要由燃气来主导,颗粒和壁面的碰撞作用较小,烧蚀主要以化学烧蚀为主。在旋转条件下,烧蚀最为严重的位置为后封头段,由于此处流动通道直径大,颗粒运动速度较慢,旋转产生的离心力对颗粒的作用影响很大,绝大部分颗粒都阻滞在此处,不仅对后封头处的热环境造成了影响,而且大量凝相颗粒的机械碰撞和剥蚀作用大大增加了此处绝热层的烧蚀率,同样,其它区域由于旋转的存在,绝热层的烧蚀率也要比无旋转条件下的烧蚀率要大。不同旋转速度对烧蚀率的影响计算结果表明:随着旋转速度的增加,烧蚀率是逐渐增加的。

计算结果表明:在相同的旋转速度下,随着颗粒直径的增加,由于颗粒的随流性逐渐变差,在长尾喷管发动机的后封头段和收敛段,绝热层的烧蚀率基本上是逐渐减小的。直径较大的颗粒(70μ m)在长尾段的下游位置形成了一定的碰撞,烧蚀程度略有增加。

3 结论

1)和无旋转条件相比较,旋转条件下长尾喷管发动机绝热层的烧蚀位置和烧蚀率都有显著变化,烧蚀率最大差别达到了7～8倍;

2)旋转条件下,后封头处的烧蚀远远大于其它区域,后封头处的烧蚀是由高浓度的颗粒直接冲蚀绝热层造成的,其它区域的烧蚀主要以热化学烧蚀为主;

3)随着旋转速度的增加,绝热层各区域的烧蚀率是逐渐增加的;随着颗粒直径的增加,在后封头段和收敛段的烧蚀率是逐渐减小的。

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