鄭凱斌，郭榮春，李巖芳，平 麗

(1.中國航天科技集團(tuán)有限公司四院四十一所 燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710025； 2.西安郵電大學(xué)，西安 710121)

0 引言

固體火箭沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)具有體積比沖高、使用維護(hù)簡單、全程有動(dòng)力飛行等特點(diǎn)，滿足導(dǎo)彈高速度、遠(yuǎn)射程的要求，是新一代戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈優(yōu)選的動(dòng)力裝置。固體火箭沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)熱環(huán)境的特點(diǎn)是氣流沖刷嚴(yán)重、溫度分布不均、富氧環(huán)境燒蝕等。補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)的性能對(duì)固體火箭沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)長時(shí)間可靠工作至關(guān)重要，補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求能滿足長時(shí)間工作中保持結(jié)構(gòu)完整、外壁溫度不超過規(guī)定值。

近年來，國內(nèi)外開展了大量有關(guān)補(bǔ)燃室熱防護(hù)技術(shù)的關(guān)鍵技術(shù)攻關(guān)研究工作，所選材料有耐燒蝕硅橡膠、C/SiC陶瓷基復(fù)合材料、硅基復(fù)合材料、炭化復(fù)合材料等[1-7]。歐美國家沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室絕熱材料主要選用硅橡膠DC93-104，成功經(jīng)歷了300 s飛行試驗(yàn)考核，硅橡膠DC93-104主要組分為硅橡膠、SiO2、SiC、炭纖維等[8]。美國對(duì)沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)C/SiC燃燒室前段進(jìn)行了試驗(yàn)，在2250 K高溫下，工作1300 s后，C/SiC燃燒室前段無明顯燒蝕或質(zhì)量損失[9]。在補(bǔ)燃室絕熱層燒蝕機(jī)理、燒蝕模型、數(shù)值仿真以及試驗(yàn)研究方面，開展了大量研究工作[10]，但針對(duì)炭化復(fù)合材料作為補(bǔ)燃室絕熱層的研究較少。

本文針對(duì)選用炭化復(fù)合材料在雙下側(cè)進(jìn)氣口構(gòu)型條件下補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)，開展了單向流固耦合數(shù)值計(jì)算，分析了補(bǔ)燃室內(nèi)不均勻溫度場以及不同隔熱材料的熱應(yīng)力，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，可為補(bǔ)燃室絕熱材料選擇和熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 補(bǔ)燃室溫度場分析

1.1 補(bǔ)燃室內(nèi)流場分析

補(bǔ)燃室內(nèi)流場是一個(gè)三維、非定常、多相的湍流流動(dòng)、傳熱和燃燒的過程，流動(dòng)情況非常復(fù)雜，計(jì)算時(shí)簡化為準(zhǔn)定常流動(dòng)。湍流模型采用Realizablek-ε模型，考慮補(bǔ)燃室內(nèi)湍流對(duì)兩相流動(dòng)的影響，對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)采用隨機(jī)軌道模型控制凝相顆粒的運(yùn)動(dòng)，燃燒模型采用渦團(tuán)耗散模型來模擬補(bǔ)燃室內(nèi)氣相的燃燒反應(yīng)，化學(xué)動(dòng)力/擴(kuò)散控制模型來模擬補(bǔ)燃室內(nèi)凝相的燃燒反應(yīng)，一階迎風(fēng)格式離散。

計(jì)算模型包括一次燃?xì)鈬娍?、進(jìn)氣道轉(zhuǎn)彎段、補(bǔ)燃室內(nèi)通道和沖壓噴管，見圖1。為減少計(jì)算量，模型按1/2進(jìn)行網(wǎng)格劃分。采用Fluent軟件進(jìn)行流場仿真分析，進(jìn)氣入口和燃?xì)馊肟诓捎昧髁窟M(jìn)口邊界條件，沖壓噴管出口采用壓強(qiáng)出口邊界條件。

圖1 計(jì)算模型

燃?xì)獍l(fā)生器采用含硼貧氧推進(jìn)劑，計(jì)算工況模擬的飛行條件為10 km、Ma=3。

圖2和圖3給出了補(bǔ)燃室內(nèi)壁溫度云圖和補(bǔ)燃室截面溫度云圖。在補(bǔ)燃室前段及進(jìn)氣口附近溫度相對(duì)較高，主要是由于一次貧氧燃?xì)馀c空氣的混合燃燒以及頭部渦流區(qū)存在，形成一定的高溫區(qū)，且溫度梯度較大。

1.2 補(bǔ)燃室殼體壁溫分析

利用Ansys workbench軟件，依據(jù)補(bǔ)燃室穩(wěn)態(tài)流場計(jì)算獲得的內(nèi)壁溫度計(jì)算結(jié)果，通過單向流固耦合方法，將補(bǔ)燃室內(nèi)壁溫度載荷施加至絕熱結(jié)構(gòu)內(nèi)表面，分析補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)傳熱過程，計(jì)算補(bǔ)燃室殼體壁溫隨時(shí)間的變化規(guī)律。補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)由抗沖刷層、隔熱層和殼體組成。

圖2 補(bǔ)燃室內(nèi)壁溫度云圖

圖3 補(bǔ)燃室截面溫度分布

絕熱層傳熱模型的三維非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱微分方程為

(1)

式中ρ為材料密度；c為材料比熱容；t為時(shí)間；λ為熱導(dǎo)率。

計(jì)算模型的材料物性參數(shù)見表1。

補(bǔ)燃室殼體壁溫計(jì)算結(jié)果見圖4和圖5，進(jìn)氣口下游和兩進(jìn)氣口之間的壁面溫度較高，主要是由于該區(qū)域補(bǔ)燃室內(nèi)壁溫度較高，以及進(jìn)氣道通過金屬殼體壁面向四周傳熱導(dǎo)致，這與地面直連試驗(yàn)中補(bǔ)燃室殼體壁溫的測試結(jié)果一致。補(bǔ)燃室殼體外表面通常需安裝儀器設(shè)備或鋪設(shè)電纜，在該區(qū)域應(yīng)進(jìn)行必要的熱防護(hù)，防止溫度過高導(dǎo)致儀器設(shè)備或電纜工作中出現(xiàn)故障。

表1 材料物性參數(shù)

圖4 補(bǔ)燃室殼體壁溫分布

圖5 補(bǔ)燃室殼體壁溫曲線

1.3 與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

某發(fā)動(dòng)機(jī)地面直連試驗(yàn)實(shí)測壁溫結(jié)果見圖6。在112 s工作時(shí)間內(nèi)，補(bǔ)燃室左、右進(jìn)氣口下游附近的壁面溫升最高，壁面溫升為102 ℃，兩進(jìn)氣口對(duì)側(cè)位置壁面溫升為90 ℃，兩進(jìn)氣口同側(cè)位置壁面溫升為64 ℃，這與補(bǔ)燃室殼體壁溫?cái)?shù)值計(jì)算結(jié)果相吻合，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的誤差為5.9%。

圖6 地面試驗(yàn)壁溫曲線

根據(jù)地面直連試驗(yàn)后補(bǔ)燃室絕熱層剩余厚度測試結(jié)果，試驗(yàn)燒蝕情況見圖7。補(bǔ)燃室后段兩進(jìn)氣口下游位置的絕熱層燒蝕最為嚴(yán)重，絕熱層最大燒蝕量為3.2 mm，燒蝕率為0.029 mm/s。同一截面的其他位置燒蝕量相對(duì)較小，說明絕熱層燒蝕存在不均勻性。由補(bǔ)燃室進(jìn)氣口下游燒蝕嚴(yán)重部位環(huán)向截面的溫度場可見，環(huán)向溫度場分布不均勻，溫度相對(duì)較高的位置絕熱層燒蝕也較為嚴(yán)重，表明補(bǔ)燃室內(nèi)溫度場不均勻分布對(duì)絕熱結(jié)構(gòu)的影響較為顯著。

圖7 試驗(yàn)后補(bǔ)燃室絕熱層燒蝕情況

2 不同隔熱材料時(shí)熱應(yīng)力分析

2.1 不同隔熱材料性能

分別選用三元乙丙和GXJ兩種材料作為補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)的隔熱層。根據(jù)這兩種材料性能測試結(jié)果，在耐溫性能方面，GXJ的耐高溫和抗氧化性能優(yōu)于三元乙丙，400 ℃條件下熱失重較低。在界面粘接強(qiáng)度方面，GXJ與殼體的界面粘接強(qiáng)度較低，僅相當(dāng)于三元乙丙與殼體界面粘接強(qiáng)度的1/2。在熱膨脹性能方面，GXJ材料的熱膨脹系數(shù)約為三元乙丙材料的3倍。在導(dǎo)熱性能方面，GXJ材料與三元乙丙材料的熱導(dǎo)率相當(dāng)。

因此，采用GXJ材料作為隔熱層燃室絕熱結(jié)構(gòu)所能允許的補(bǔ)燃室壁溫相對(duì)較高，與三元乙丙材料相比，高約50～100 ℃，但同時(shí)會(huì)降低補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)的整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

2.2 絕熱結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力計(jì)算

補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)在發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中溫度不斷升高，溫度變化引起絕熱結(jié)構(gòu)產(chǎn)生熱變形，由于絕熱結(jié)構(gòu)受到殼體約束，同時(shí)絕熱結(jié)構(gòu)徑向溫度變化不均勻，導(dǎo)致絕熱結(jié)構(gòu)熱變形不能自由進(jìn)行，從而產(chǎn)生熱應(yīng)力。

由于存在熱變形，應(yīng)力應(yīng)變的關(guān)系則為

{σ}=[D]({ε}-{ε0})

式中 {σ}為應(yīng)力向量；D為應(yīng)力應(yīng)變矩陣；{ε}為應(yīng)變向量；{ε0}為初始熱應(yīng)變。

等效應(yīng)力為

2.3 絕熱結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力分析

開展采用不同隔熱材料時(shí)的絕熱結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力分析時(shí)，補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)的抗沖刷層厚度和材料相同，內(nèi)壁面溫度分布相同。

絕熱結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力計(jì)算時(shí)，補(bǔ)燃室左端固支，右端軸向自由，對(duì)稱面采用對(duì)稱約束，抗沖刷層和隔熱層以及殼體之間采用綁定接觸，補(bǔ)燃室內(nèi)壓為0.37 MPa，未考慮絕熱層高溫?zé)峤鈿怏w對(duì)層間的影響，也未考慮絕熱層的炭化和剝落。

采用間接熱-結(jié)構(gòu)耦合分析方法獲得絕熱結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力，按照與瞬態(tài)溫度場相同的時(shí)間步長，計(jì)算對(duì)應(yīng)時(shí)刻絕熱結(jié)構(gòu)瞬態(tài)熱應(yīng)力，將對(duì)應(yīng)時(shí)刻瞬態(tài)溫度場計(jì)算獲得的節(jié)點(diǎn)溫度作為溫度載荷施加在瞬態(tài)熱應(yīng)力分析中來實(shí)現(xiàn)耦合計(jì)算。計(jì)算結(jié)果見圖8。結(jié)果表明，采用GXJ作為隔熱層的補(bǔ)燃室絕熱結(jié)構(gòu)，相比三元乙丙隔熱層，絕熱結(jié)構(gòu)內(nèi)表面熱應(yīng)力由29.4 MPa增至46.7 MPa，熱應(yīng)力增大約59%。由于GXJ隔熱層的熱膨脹系數(shù)顯著增加，導(dǎo)致絕熱結(jié)構(gòu)內(nèi)表面的熱應(yīng)力明顯增大，絕熱結(jié)構(gòu)的整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性顯著降低，絕熱結(jié)構(gòu)更易出現(xiàn)局部裂紋和脫落，這與地面直連試驗(yàn)結(jié)果一致。

圖8 不同隔熱層時(shí)等效應(yīng)力對(duì)比曲線

3 結(jié)論

(1)補(bǔ)燃室進(jìn)氣口下游的壁溫最高，進(jìn)氣口下游后段的絕熱層燒蝕最為嚴(yán)重。

(2)采用GXJ隔熱層的絕熱結(jié)構(gòu)相比三元乙丙隔熱層，絕熱結(jié)構(gòu)內(nèi)表面的熱應(yīng)力增大約59%，絕熱結(jié)構(gòu)的整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性顯著降低。