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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