冯•卡门曲面整流罩PMI泡沫夹层防热结构技术研究

尹莲花，骆洪志，吴会强，陈友伟，王 晔

（北京宇航系统工程研究所，北京，100076）

0 引 言

新一代运载火箭整流罩是中国设计的最大整流罩，锥段采用冯·卡门外形（原始卵形，Von-Karmen）曲母线夹层结构形式，由2个半罩组成，直径为5200 mm，采用3 mm软木、1.2 mm厚玻璃钢面板、28 mm厚的ROHACELL 110WF泡沫芯子组成的夹层结构，该结构具有较好的气动外形、制造工艺性、隔热性及吸声降噪能力[1,2]，结构外形见图1。

图1 冯·卡门曲面锥夹层结构整流罩外形Fig.1 Von-Karman Fairing Outline

传统整流罩防热材料为软木防热材料[3]，以往型号的整流罩气动加热条件为底热流条件，软木可以认为是绝热材料，然而新型大结构冯•卡门整流罩有以下特点：

a）后端直径为前端直径的近7倍，直径和曲率的变化很大；

b）结构首次采用导热率较低的材料（PMI泡沫夹芯）；

c）泡沫夹芯结构采用中温固化，在保持结构承载能力下，夹芯外表面温度不高于120 ℃[4,5]。

随着研制的深入，暴露出如下问题：冯•卡门整流罩前端软木如果选用以往整流罩的软木厚度，很可能会有碳化烧蚀反应，由于软木的热物理性能很难在高温下测出，因此选择出合适的软木厚度在仿真与试验中成为一个难题。

本文通过对碳化烧蚀材料的烧蚀机理分析，结合石英灯平板试验，首先在冯•卡门整流罩冷壁热流的输入条件下，对前端曲率较大处的软木平板进行石英灯加热试验，根据试验结果调整软木在高温下的热物理性能，进一步给出在热壁热流的输入条件下，优化软木的厚度，再进行石英灯平板试验考核，最终确定在泡沫夹层温度不大于120 ℃下的软木厚度。

1 碳化烧蚀材料的烧蚀机理

从烧蚀机理上讲，软木材料属于碳化热解类烧蚀材料，在加热过程中，内部会出现激烈的热解反应。这种反应不仅影响表面烧蚀速度，而且还影响材料内部的温度分布，其烧蚀模型和吸热机理如图2所示。

图2 热解面模型分层示意Fig.2 Diagrammatic Sketch of Pyrolyzation Lamination

由图2可知，第1层为烧蚀层，其厚度为材料的烧蚀后退距离；第2层为碳化层，此层主要是材料热解后剩留的碳骨架，以及流动的热解气体；第3层为热解面，此层内材料发生裂解，并放出热解气体，由于目前采用的碳化热解类烧蚀材料的热解温度一般都在500～800 K（约227～527 ℃），因此该层比较薄；第4层为原始材料层。

软木材料是由有机酚醛树脂混合软木颗粒压制而成，低热流密度、长加热时间的热环境，表面烧蚀是次要的，内部热解反应是主要的，此时采用简化模型会带来较大误差，一般需采用热解层或热解面模型，热解面模型是将热解层用热解面来代替，因此烧蚀计算模型采用热解面模型的基本方程[6]如下：

a）碳层：

式中为烧蚀层厚度；x1为碳化层厚度；为热解气体比热容；pm˙为碳化层热解气体质量流率；K为碳化层导热率；ρ为碳化层密度；Cp为碳化层比热容；T为温度；t为时间；下标“1”表示碳化层各物理量。

b）原始材料层：

式中 下标“3”表示原始材料层各物理量。

式（1）中，m˙p1由热解面的能量平衡条件确定，即：

式中 ΔHp为热解热。

类似于热解区模型，引进动坐标系：

经运算，式（1）、式（2）可化为标准形式：

其中，对碳化层：i=1，有：

对原始材料层，i=3，有：

上述分析表明，以上物理模型的基本方程皆可化为统一的标准方程，即：

冯•卡门曲面夹层结构材料的热物理特性如表1所示。

表1 冯·卡门曲面夹层结构材料的热物理特性Tab.1 Thermal Physical Property of Von-Karman Sandwich Structure

图3为冷壁热流和石英灯加热控制的实际加热热流，图4为石英灯试验的玻璃钢与泡沫芯子之间温度随时间的变化，通过对图4的试验数据调整软木的热物理性能，得出最终热解面模型下的玻璃钢与泡沫芯子之间温度仿真结果，如图5所示。

图3 前端位置石英灯加热控制热流Fig.3 Thermal Current of Quartz Lamp on Front Position

图4 前端位置石英灯加热的夹层温度随时间变化Fig.4 The Change of Temperture with Time of Quartz Lamp on Front Position

图5 前端位置热解面模型仿真的夹层温度随时间变化Fig.5 The Change of Temperture with Time of Pyrolyzation Simulation on Front Position

由图4、图5可以看出，夹层最高温度可达300 ℃左右，远超过泡沫夹层中温固化温度120 ℃的要求。图6、图7为石英灯加热后的泡沫芯子试验件，由图6可以看出受热表面龟裂严重，由图7可以看出泡沫芯子与玻璃钢面板夹层处已经出现褶皱，有分层趋势，因此必须增加软木厚度以降低泡沫夹层的最高温度。另一方面，由图4和图5的仿真结果可以看出，由于石英灯控制热流在前20 s是逐渐加热的过程，前20 s的热流输入对泡沫芯子的温度热响应已经有累积。由图5可知，热解面在140 s达到最高温度311 ℃，从数据对比可以看出，通过石英灯加热试验来调热解面模型的软木热物理性能是可行、有效的。

图6 平板试验件在石英灯加热后的表面Fig.6 Surface with Time of Treadmill Test at Quartz Lamp

图7 平板试验件在石英灯加热后的剖面Fig.7 Section with Time of Treadmill Test at Quartz Lamp

表2为软木基于石英灯试验的烧蚀材料热物理调整后的参数，因此为下一步确定软木的厚度打下基础。

表2 软木烧蚀材料热物理特性估值Tab.2 Thermal Physical Ablator Property of Cork

2 软木厚度的确定

通过冷壁热流条件下的石英灯加热试验，对平板试验件各层温度的数据分析，重新计算热解面模型的泡沫芯子内部热响应，最终得到热壁热流，作为石英灯加热试验的净输入热流的条件，再给出整流罩热环境最恶劣处软木厚度为3 mm的热壁热流条件。3 mm软木厚度的热壁热流与实际控制热流对比如图8所示，夹层温度试验与计算情况随温度的变化如图9所示。

图8 3mm软木平板试验石英灯加热控制热流Fig.8 Thermal Current of Quartz Lamp on 3mm Cork

图9 3mm软木平板试验夹层试验与仿真计算温度对比Fig.9 Temperature Comparison between Experiment and Simulation on 3mm Cork

从表2可以看出，基于试验的烧蚀参数，对3 mm的软木泡沫夹层结构进行新一轮的防热计算，在图8给定的热流条件下，将结构进行空间离散，由结果可知空间尺寸为0.2 mm，时间步长为0.07 s时，结构收敛，能够满足计算精度需求。由图9曲线可知，仿真曲线上温度随时间变化趋势与实测结果一致。

平板试验件软木表面烧蚀情况如图10所示，在软木加厚之后，夹层温度最高在120 ℃左右，满足中温固化温度要求，软木外面有轻微裂痕，碳化后表面材料较紧致均匀。

图10 平板试验件在石英灯加热后的表面Fig.10 Surface with Time of Treadmill Test at Quartz Lamp on 3mm Cork

3 结束语

本文提出一种通过石英灯加热试验调整软木烧蚀热物理性能的方法，对整流罩冯·卡门曲面锥段泡沫夹层结构的软木防热结构优化设计，在夹层温度满足中温固化温度的前提下，尽可能选择最小厚度的软木，并且在热解面模型仿真结果和石英灯烧蚀试验的对比证明了这种方法的合理可行，最终得到热壁热流输入条件，为最终确定软木厚度提供了一种有效途径。