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        噴管喉部熱流密度測量實驗研究①

        2013-08-31 06:05:40肖虎亮胡春波張勝敏
        固體火箭技術 2013年1期
        關鍵詞:來流喉部熱流

        肖虎亮,胡春波,張勝敏,鄧 哲,秦 飛

        (西北工業(yè)大學燃燒、熱結構與內流場重點實驗室,西安 710072)

        0 引言

        熱流密度是火箭發(fā)動機噴管喉部的重要參數(shù),尤其是分析噴管喉部傳熱狀況的重要數(shù)據(jù)之一?;鸺l(fā)動機噴管喉部附近熱流密度可達10~160 MW/m2[1],巨大的熱流密度對噴管喉部熱防護提出很高的要求。準確測定噴管喉部壁面處熱流密度,對分析喉部傳熱狀況和做好熱防護具有重要的指導意義。

        國外研究者已針對發(fā)動機燃燒室壁面熱流密度測量開展了相關實驗研究,效果良好,為理論工作提供了實驗數(shù)據(jù)支持[2-4]。常用的經驗公式可預測噴管喉部熱流密度[5-6],目前未見到直接測量發(fā)動機噴管喉部熱流密度的文獻。近年來,國內在這方面做過一定的工作,西北工業(yè)大學的何洪慶、王文彬等[7-8]在噴管喉部鉆不同深度的測溫孔,測量并獲得了噴管喉部的溫度場分布,但這種方法在進行熱流密度計算過程中,未能考慮喉襯熱化學燒蝕及喉襯材料吸熱所帶走的熱量。

        為了獲取噴管喉部熱流密度,同時剝離熱化學燒蝕對熱流密度的影響,本文提出直接利用HT50-20熱流計測量噴管喉部壁面的熱流密度方案,設計了實驗測量裝置,得到了喉部在不同燃氣溫度條件下的熱流密度。通過開展噴管喉部熱流密度數(shù)值模擬,驗證了實驗結果的正確性。

        1 實驗系統(tǒng)

        1.1 實驗原理

        實驗系統(tǒng)原理圖如圖1所示,利用氧氣/酒精燃氣發(fā)生器,搭建了噴管喉部熱流密度測量實驗系統(tǒng),主要由燃氣發(fā)生器、點火控制系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、氣路控制系統(tǒng)、熱流密度計水冷系統(tǒng)和實驗發(fā)動機組成。其中,數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由溫度采集系統(tǒng)、壓強采集系統(tǒng)以及熱流密度測試系統(tǒng)組成,主要采集噴管前的燃氣壓強和燃氣溫度、噴管喉部的燃氣溫度及喉部熱流密度等數(shù)據(jù)。氣路控制系統(tǒng)主要控制電磁閥的開關以及進行實驗時序控制。熱流密度計水冷系統(tǒng)主要對熱流密度計進行冷卻保護。發(fā)動機噴管喉部材料選用純銅,實驗過程中燃氣溫度低于純銅的熔點很多,實驗過程中不考慮熱化學燒蝕對噴管喉部表面熱流密度的影響。

        圖1 實驗系統(tǒng)原理圖Fig.1 Schematic of the experiment system

        在氧氣/酒精燃氣發(fā)生器中,液態(tài)酒精和氣態(tài)氧氣在火花塞的點火下燃燒,一部分溢流,一部分噴入混合艙中和一定流量的空氣混合后,經過熱流測試實驗噴管噴出。通過控制溢流部分和噴入混合艙的燃氣比例,達到調節(jié)來流燃氣溫度的目的。實驗過程中,分別測量了來流氣體的壓強和溫度。在噴管前250 mm處布置了測壓孔,用來測量來流燃氣的壓強。為了解來流燃氣是否均勻,在噴管之前150 mm處沿管路徑向布置了4個測溫孔,分別測量來流燃氣的溫度。圓管處的測溫點布置如圖2所示。表1是4個測溫點的熱電偶伸出管路內壁面的距離。

        圖2 來流測溫點布置圖Fig.2 Sketch of incoming flow temperature measurement points

        純銅噴管喉部直徑為58.6 mm,通過在噴管喉部安裝熱流密度計來測量喉部熱流密度,在噴管喉部徑向的某一位置開通孔,測量噴管喉部燃氣溫度,噴管構型示意圖如圖3所示。

        表1 測點伸出內壁面的距離Table 1 Distances between measurement points and internal wall mm

        圖3 噴管構型示意圖Fig.3 Schematic of the nozzle configuration

        1.2 HT50-20熱流計及熱電偶選擇

        實驗中使用了HT50-20熱流計,可測量燃氣的總熱流密度(包括總輻射+對流),該熱流計的熱流量程達到3.14 MW/m2,最高工作溫度可達1 600℃,響應時間為0.1 s,線性輸出,冷卻水流速不低于3 L/min。實驗前,采用標準熱流計對HT50-20熱流計進行了校準,該熱流計的靈敏度為0.001 26 μV/(W/m2)。實驗選用K型熱電偶[9]對來流和噴管喉部燃氣進行溫度測量,該熱電偶靈敏度較高,熱電特性近似線性關系,在高溫下抗氧化和抗腐蝕的能力很強,化學穩(wěn)定性好,最高可測量1 300℃的溫度。

        2 實驗結果及分析

        2.1 噴管喉部測溫實驗

        在噴管喉部熱流密度實驗之前,開展噴管喉部測溫實驗,該實驗為了剝離熱化學燒蝕帶走的熱量,嘗試采用鎢作為固體火箭發(fā)動機噴管喉襯材料,是由于鎢的熔點較高,遠高于燃氣溫度,喉襯表面基本無熱化學反應發(fā)生。

        如圖4所示,在噴管喉部不同徑向位置,不同深度處設置測溫點,測量噴管喉襯內部溫度場分布,通過喉襯溫度場分布,驗證噴管喉部流固耦合換熱計算的正確性。在此基礎上,計算噴管喉部熱流密度。本次實驗的固體推進劑為端面燃燒,推進劑產生的燃氣總溫可達2 878 K。

        圖4 噴管構型示意圖Fig.4 Sketch of the nozzle configuration

        圖5是實驗測得的壓強和溫度曲線圖,選取了其中距離噴管內壁面最近的測溫點1進行了分析,測溫點1距噴管內壁面6.5 mm,從壓強曲線圖可看出,從0.6 s開始工作,在第8.7 s發(fā)動機結束工作,從溫度曲線圖可看出,測溫點溫度在0.7 s開始爬升,一直到發(fā)動機結束工作,測溫曲線一直上升未能達到穩(wěn)態(tài),可能由于發(fā)動機工作時間過短造成。發(fā)動機結束工作后,測溫點溫度才達到峰值點,說明溫度曲線響應具有滯后性。綜合以上兩點說明,測溫法無法實時反映測溫點的溫度,且在發(fā)動機工作時間較短的情況下,很難達到穩(wěn)態(tài)。在此基礎上,提出了基于HT50-20熱流計測量噴管喉部熱流密度的方法,這種方法剝離熱化學燒蝕的影響,且可實時反映噴管喉部壁面燃氣熱流密度。

        圖5 鎢噴管測溫結果Fig.5 Measurement results of the tungsten nozzle

        2.2 熱流密度測量實驗

        實驗過程中,從0 s開始采集數(shù)據(jù),同時通入空氣,0.2 s時通入酒精和氧氣,同時點火。圖6為實驗過程中采集到的壓強、來流溫度、喉部燃氣溫度、熱流密度時間曲線圖,為便于分析,將來流燃氣的4個測溫點溫度曲線放在同一幅圖中,將喉部燃氣溫度曲線和喉部熱流密度曲線放在一幅圖中。

        圖6 壓強、來流溫度、喉部參數(shù)時間曲線Fig.6 Curves of pressure,incoming flow temperature and throat parameters vs time

        從圖6(a)可看出,工作過程從0.2~6.6 s之間,壓強曲線比較平穩(wěn),壓強穩(wěn)定在0.45 MPa左右,發(fā)動機工作穩(wěn)定,滿足實驗要求。圖6(b)展示了4個來流測溫點的溫度曲線,參考表1對圖6(b)進行對比分析,測溫點1和測溫點3由于伸出壁面的距離相同,即與燃氣中心距離一樣,測量的燃氣溫度也基本一致,說明來流燃氣溫度的均勻性較好;測溫點4較測溫點2距燃氣中心更近,測溫點4比測溫點2的溫度更高;測溫點2比測溫點1和測溫點3距燃氣中心更近,測溫點2測量的溫度也比測溫點1和測溫點3的溫度更高些。這就說明在圓管中,距離燃氣中心越近,燃氣的溫度越高,燃氣中心溫度最高。圖6(c)是噴管喉部熱流密度與喉部燃氣溫度曲線圖??梢?,不同的燃氣溫度對應不同的熱流密度,工作過程中燃氣最高溫度611 K,熱流密度最高可達 0.496 MW/m2,工作開始后,溫度曲線先爬升,溫度曲線達到峰值后,熱流密度曲線才達到峰值,說明溫度較熱流密度響應更快一些。溫度曲線在第0.9 s后就較平穩(wěn),熱流密度曲線在1.7 s后較平穩(wěn)。說明發(fā)動機工作過程中,燃氣溫度與熱流密度都較穩(wěn)定;發(fā)動機工作結束后,熱流密度和溫度也隨之下降,整個過程中熱流密度計工作正常。

        2.3 數(shù)值模擬驗證

        通過實驗,獲取了來流壓強、燃氣溫度等相關實驗參數(shù),為數(shù)值模擬提供了有用的數(shù)據(jù)。針對本實驗,開展了噴管喉部熱流密度數(shù)值模擬,噴管材料選用純銅,計算條件按照實驗的來流條件設置,喉部燃氣和噴管之間為流固耦合界面,噴管外壁面與空氣之間也是流固耦合界面,由于發(fā)動機工作的時間約為6 s左右,所以數(shù)值模擬也開展了6 s左右。圖7是第6 s時的噴管喉部表面熱流密度分布云圖。從圖7中可看出,噴管喉部表面熱流密度分布相對較均勻,在第6 s時,熱流密度的均值約為0.548 MW/m2。

        圖7 噴管喉部表面熱流密度數(shù)值模擬結果Fig.7 Numerical simulation result on the surface of nozzle throat

        將第6 s時實驗測得的熱流密度值與數(shù)值模擬計算結果進行比較分析,實驗值為0.496 MW/m2,計算值為0.548 MW/m2,以計算值作為理論值,計算了二者的之間的誤差約為9.5%。分析原因,可能是由于數(shù)值模擬沒有考慮實驗過程中存在的各種熱損失造成。實驗方法和數(shù)值模擬方法結果相近,驗證了HT50-20熱流計在測量噴管喉部熱流密度方面的正確性。

        2.4 不同燃氣溫度條件下測量結果對比分析

        為了獲取更多的實驗數(shù)據(jù),便于比較分析不同燃氣溫度下的熱流密度,在原有基礎上又增加了2次實驗,并取得較好的實驗結果。圖8為3次實驗工況下壓強、喉部燃氣溫度、熱流密度對比分析圖。

        圖8 不同燃溫對比實驗結果圖Fig.8 Results comparison under different gas temperature conditions

        圖8(a)是3次實驗的壓強與時間關系圖,3次實驗的平穩(wěn)段壓強分別為 0.45、0.47、0.48 MPa,壓強值依次升高。實驗1工作時間相對較短,約為6 s,實驗2和實驗3工作約為7 s,3次實驗過程發(fā)動機均工作正常。圖8(b)為噴管喉部燃氣溫度和時間關系圖,工作過程中喉部燃氣溫度較平穩(wěn),說明工作過程中,喉部燃氣溫度值較穩(wěn)定,能達到穩(wěn)態(tài);3次實驗中,喉部燃氣溫度最高依次為611、551、457 K,燃氣溫度呈遞減趨勢;圖8(c)為噴管喉部熱流密度和時間關系圖,發(fā)動機工作開始不久,熱流密度便可爬升到接近平穩(wěn)狀態(tài),說明實驗過程中燃氣的熱流密度能很快達到穩(wěn)態(tài)。發(fā)動機工作最后,燃氣的熱流密度達到峰值,3次實驗工況的熱流密度依次為 0.496、0.471、0.317 MW/m2,呈下降趨勢。結合圖8(b)和圖8(c)可看出,隨著喉部燃氣溫度的下降,熱流密度也隨之下降。

        3 結論

        (1)在發(fā)動機工作時間較短的情況下,傳統(tǒng)的噴管壁面測溫法難以達到穩(wěn)態(tài),且溫度響應具有滯后性。在此背景下,提出HT50-20熱流計直接測量噴管喉部熱流密度的方案,成功獲取了噴管喉部熱流密度。該方法剝離了熱化學燒蝕對噴管喉部熱流密度測量的影響,數(shù)值模擬的結果和實驗值相近,驗證了熱流計測量結果的正確性。

        (2)不同燃氣溫度條件下的熱流密度測量結果表明,當噴管喉部燃氣溫度分別為611、551、457 K時,對應的熱流密度數(shù)值分別為 0.496、0.471、0.317 MW/m2,這組數(shù)據(jù)可作為標準實驗數(shù)據(jù),為噴管喉部數(shù)值模擬計算提供實驗驗證。

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