多相流环境下绝热材料烧蚀试验方法研究

王金金，查柏林，张 炜，张 艳

(1. 火箭军工程大学，西安 710025；2. 西安近代化学研究所，西安 710065)

0 引 言

在火箭发动机工作过程中，发动机内壁长时间处于高温、高压、高速多相射流环境中[1-2]。发动机内壁绝热材料性能，尤其是耐烧蚀性能的优劣，对发动机整体性能有着相当大的影响。绝热材料烧蚀问题是火箭发动机热结构设计中的核心问题之一[3]。

绝热材料烧蚀过程极其复杂，影响因素众多，包括材料自身成分和烧蚀环境参数，其中烧蚀环境因素包括燃气的速度、温度、压力、粒子作用、燃气成分等。为探索不同燃气环境下绝热材料的烧蚀性能，国内外研发了不同的烧蚀试验设备，并开展了大量烧蚀试验。早在上世纪60年代，美国Lundell等[4]研发设计了一套热化学烧蚀试验系统，通过辐射加热改变环境温度，控制气体组分等手段对酚醛和聚酰胺纤维等进行了烧蚀性能测试。此外，国内外学者均以热重分析(TGA)为主要实验手段研制和探究绝热材料烧蚀机理[5-7]。该方法通过程序控制温度，测量待测样品的质量与温度变化关系，进而研究材料的热稳定性和组分。但是，这几种方法只能提供高温热环境，无法考察射流冲刷和粒子侵蚀对材料的影响。美国航空宇航局(NASA)马歇尔空间飞行中心筛选出可用于火箭发动机各种绝热材料性能测试的烧蚀发动机[8]，该设备总体性能优异，但成本过高，不适合材料的前期研究。氧-乙炔烧蚀试验法以乙炔为燃料，氧气为助燃剂，通过点火燃烧形成烧蚀射流，同其他烧蚀系统相比，更加经济实用，且能提供一定的射流速度，在绝热材料烧蚀试验中得到广泛的应用[9-12]。等离子烧蚀试验系统通过高压电弧电离工作介质形成高温射流，温度可高达5000 K以上，也被应用于材料耐高温烧蚀性能测试研究[13]。氧-乙炔烧蚀试验系统和基于离子加热器的烧蚀试验系统具有结构简单、成本低，且能提供低速射流的优点，但射流由气相或者离子态组成，与发动机中的多相射流相差较大。何国强、李江等[14-16]设计的收缩管烧蚀测试装置对碳纤维EPDM材料、丁腈绝热材料、高硅氧/酚醛和石棉/酚醛模压材料等进行了测试，考察了粒子对材料的侵蚀行为，在烧蚀领域取得了很多显著的成果。但是该设备成本相对较高，且需在粒子速度和浓度测量上做进一步改进。

本文以氧-煤油烧蚀试验系统为基础，首次采用氧化硼(B2O3)粉末为添加粒子，形成与火箭发动机内部相似的多相流，具有烧蚀条件可调、粒子状态明确、成本低、稳定性好等优点。通过数值仿真和测量分析，探索了该多相流烧蚀试验技术的特点和优势。并验证B2O3粒子模拟凝聚相粒子的可行性。在此基础上，开展多相流环境下硅橡胶绝热材料烧蚀试验，检验氧-煤油烧蚀系统的可行性。

1 试验设备及原理

氧-煤油烧蚀试验系统由供气系统、送粉系统、控制系统和烧蚀试验台组成。其工作原理如下：以氧气为助燃剂、航空煤油为燃料，通过控制系统实现对氧和煤油输入量的精确控制。航空煤油和氧气通过输送管路进入烧蚀发动机，经雾化、混合和点火后形成高温高压的燃气，燃气通过拉瓦尔喷管加速形成试验射流。粒子通过送粉系统注入高温射流中，与气相射流混合后形成多相流。

该系统的优点是可通过送粉系统向射流中注入粒子，与气相射流混合形成多相流，并可通过调整煤油与氧气流量、试样角度、粒子输入量等参数控制射流的富氧度、烧蚀角度、粒子浓度，模拟各种发动机工作过程中的烧蚀工况。烧蚀系统可连续稳定工作300 s以上，粒子浓度范围为0～30%，富氧度调节范围为-10～30%，具有成本低、稳定性好、可控性强的优点。

2 流场分析

2.1 物理模型及边界条件

氧-煤油烧蚀试验焰流具有高温高速的特征，依靠现有的测量手段还不能完全测量其流场的分布特征，而计算流体力学(CFD)数值仿真是目前分析流场特征应用比较广泛的一种方法。本文先采用CFD数值模拟对氧-煤油烧蚀试验系统燃气发生器射流特征进行模拟分析，再通过与实际温度测试结果对比，达到验证仿真结果准确性的目的。

图3 计算网格

如图2所示，经归一化处理后，发动机燃烧室内径为30，喉部直径为8，出口直径为16。划分网格后，网格数为210万。

数值计算采用基于密度的理想气体模型。燃气发生器入口采用压力入口边界，压力根据实际工况设定，总温为3410 K；出口采用远场压力边界，压力为0.1 MPa，温度为300 K。燃烧室壁面采用循环冷却水冷却，冷却水流量为2 m3/s，前后温差约为10 ℃，比热容为4.2 kJ/kg，燃烧室壁面面积为0.039 m2，发动机表面对外热流密度约为600 kW/m2，故设置壁面的热流密度为-600 kW/m2。

4）系统耗电量、耗水量偏大。系统安装电动机共6台，每年耗电量约5.6×104kWh；同时反洗MBR需要使用清洁的淡水，系统每运行1 h自动反洗2 min，每年消耗淡水量约1440 m3。

2.2 湍流模型

为了便于研究，气相控制方程采用三维雷诺平均N-S方程。

(1)

式中：W为守恒向量，F(W)、G(W)分别为有黏和无黏通量,H为体积力或者化学反应模型的源项。

流场分析采用的湍流模型有k-ε湍流模型、k-ω湍流模型等。其中，标准k-ε湍流模型在流场计算中相对成熟稳定，因此本文采用标准k-ε湍流模型对氧-煤油烧蚀发动机进行数值分析。标准k-ε湍流模型是半经验公式，通过湍流动能k和扩散率ε求解，方程形式如下：

(2)

(3)

式中：Gk、Gb分别为层流速度梯度和浮力引起的湍流动能，YM为可压缩流湍流过渡过程中产生的波动，C1ε，C2ε，C3ε为常数，σk和σε是k方程和ε方程的湍流普朗特数。

2.3 射流特征分析

选择入口压力分别为0.3、0.5和0.7 MPa进行CFD数值仿真分析。图4为燃烧室压力为0.7 MPa条件下的射流温度云图和实际试验中的射流波系结构特征。从图中可以看出，燃气射流进入空气后沿轴向方向运动，并形成6个亮斑，该亮斑为射流在运动过程中形成的激波。仿真结果中的波节分布和试验中观察的波节分布在空间分布上一致。

图4 射流流场波系结构对比(0.7 MPa)

图5 仿真结果与测试结果对比

图6 不同压力下的射流速度曲线

图5和图6为三种不同工况条件下，射流中心轴线方向上的温度曲线、速度曲线和实际温度测量值。由图可知，实际测量温度和仿真结果基本吻合，因此仿真结果可作为流场分析依据。从图5和图6可知，燃气的温度和速度开始随着射流激波的变化震荡，后期逐渐下降；燃烧室压力一定的条件下，轴向不同位置的射流温度和速度不一样；燃烧室压力改变时，相同位置的温度和速度改变。从图中还可以看出，射流中相对稳定的燃气温度范围为500～2700 K，速度范围为200～1500 m/s。因此，可通过调整燃烧室压力和烧蚀位置，改变射流温度和速度等参数，实现测试工况和实际烧蚀工况的一致的目的。综上，氧-煤油烧蚀试验射流的温度可在500～2700 K范围连续可调，射流速度可在200～1500 m/s范围连续可调，具有适应各种烧蚀工作环境且可调可控的优点。

3 颗粒特征分析

试验以B2O3颗粒为侵蚀粒子，通过送粉器输送到高温射流中。由于B2O3的熔点为723 K，沸点为2158 K，熔沸点温差较大，粒子在射流中短暂停留，而不至于完全蒸发。为了观察粒子受热后的形貌，在射流末端增加收集装置，射流中B2O3颗粒冲刷沉积在收集装置中。

图7 B2O3颗粒熔化前后SEM图

图7为B2O3颗粒受热前后的扫描电镜图。从图中可以看出，B2O3粒子受热前表面存在加工后留下的明显棱角，粒度分布不均。颗粒受热后，棱角消失，表面发生熔化蒸发，粒径减小，外形向球形颗粒转变，粒子相互撞击后黏附在一起，粒度较小的颗粒则直接熔化成液滴。文献[17-18]通过采样分析认为发动机中凝聚相颗粒的基本外形为球形，表面为液态层，内部为无核、单核或者多核结构。本试验中，受热熔化后的B2O3颗粒与凝聚相颗粒相似，可作为添加粒子用于模拟高温射流中的凝聚相粒子。气相射流加入B2O3粒子后形成与火箭发动机相似的多相流环境。

4 烧蚀试验及结果分析

4.1 烧蚀试验

为了进一步验证烧蚀试验系统的可靠性和可行性，本文以硅橡胶复合材料为烧蚀对象。根据文献[19]和[20]某型火箭发动机烧蚀工况可知，其烧蚀温度为1500～2000 K，气流速度为300～500 m/s。经过筛选，当烧蚀发动机燃烧室压力为0.27 MPa时，距发动机出口位置95 mm处，射流温度约为1800 K，中心速度为550 m/s，如图8和图9所示。

图8 中心轴线方向的速度分布(0.27 MPa)

图9 中心轴线方向的温度分布(0.27 MPa)

经计算，当煤油和氧气的输入量分别为338 slm(标况下L/min)、0.146 kg/min时，补燃室内部的压力约为0.27 MPa，满足温度和速度要求。B2O3粒子通过送粉器输入射流中，烧蚀角度设置为30°，烧蚀时间30 s。选用尺寸为50 mm×50 mm×10 mm的硅橡胶绝热材料试样作为烧蚀对象，烧蚀过程如图10所示。相同浓度下，各完成三组试验，外加一组不添加粒子试验组作为对照，试验方案如表1所示。

表1 烧蚀试验方案Table 1 Condition of the ablation test

图10 粒子侵蚀效果图

试验后，通过式(4)和式(5)计算质量烧蚀率和线烧蚀率，试验结果做平均处理。

(4)

(5)

式中：Rm和Rl分别为质量烧蚀率和线烧蚀率，m1和m2为烧蚀前后质量,d1和d2为烧蚀前后厚度,Δm和Δd烧蚀前后质量差和厚度差,t为烧蚀时间。

4.2 烧蚀结果分析

硅橡胶绝热材料烧蚀后，采用精密电子天平和千分尺测量并计算试样的烧蚀率，结果如表3所示。

表2 烧蚀试验结果Table 2 Results of ablation test

由表2可知，加入粒子以后硅橡胶的质量烧蚀率和线烧蚀率出现大幅度提高，且随侵蚀粒子浓度增加而增加，文献[21]的收缩管试验中，材料的烧蚀率介于0.1～0.8 mm/s之间，且随着粒子浓度增加而增加，烧蚀结果和规律与本试验结果相近。

图11 试样烧蚀表面形貌

图11为粒子浓度为0和3%烧蚀后的试样表面。如图11所示，浓度为0时，试样外形基本保持完整，表面出现白色的SiO2覆盖物和大量的微小气孔。气孔是热分解气体通过熔融的SiO2层表面时形成的。图11(b)试样表面出现明显的烧蚀坑，烧蚀坑附近有较大的气孔和鼓泡，表面的SiO2覆盖层较图11(a)明显更厚。这是由于B2O3粒子的加入，促使射流的侵蚀环境变得更加恶劣，随着粒子浓度的增加，单位面积上受粒子撞击的次数增加。粒子碰撞加剧绝热材料表层结构剥落，促使热流向内部渗透，促进材料的热分解，形成更多的热解气体和SiO2，气体排放的过程中聚集并在材料表面形成鼓泡，SiO2则在表面堆积形成白色覆盖层。

图12 试样烧蚀剖面

图12为试样剖面图。从图中可以看出，烧蚀后材料剖面直接出现了明显的分层。表面黑色部位为炭化层，底层黄色部位为基体层，两层间有一层厚度较小的焦黄色材料层为热解层，烧蚀形貌与文献[22]等关于硅橡胶复合材料烧蚀结果一致。对比图12(a)和(b)，可以看出，加入粒子以后，炭化层完整性被破坏，材料总厚度明显减小，热解层厚度增加，说明粒子的加入加剧了热流渗透，对硅橡胶复合材料的热防护产生了显著影响[14]。

综上，硅橡胶复合材料验证试验结果与相关多相流烧蚀试验结果相近，烧蚀结构和烧蚀机理与硅橡胶复合材料烧蚀机理一致。

5 结 论

1)通过射流仿真与试验测量对比分析，氧-煤油烧蚀试验系统的射流温度在500～2700 K范围连续可调，射流速度在200～1500 m/s范围连续可调，且烧蚀角度和粒子浓度可控，系统可长时间工作，成本低，性能稳定，适应各种烧蚀工作环境。

2)在高温射流中，B2O3粒子表面发生熔化，棱角消失，形成带有液膜的粒子，高温射流状态下的B2O3粒子和发动机中的凝聚相粒子相似，可用于模拟火箭发动机中的凝聚相粒子，氧-煤油燃烧形成的气相射流加入B2O3粒子后形成与发动机内等效的多相流。

3)验证试验中，粒子的加入对材料烧蚀率产生了显著影响，烧蚀率与相关多相流烧蚀试验结果相近，烧蚀结构和烧蚀机理与硅橡胶烧蚀机理一致。该设备可用于模拟多相流环境中的绝热材料烧蚀研究。