模擬固沖條件下絕熱材料燒蝕實(shí)驗(yàn)及影響規(guī)律研究①

嚴(yán) 聰，劉 洋，孫得川，何國(guó)強(qiáng)，孫翔宇，胡淑芳

(1.西北工業(yè)大學(xué)燃燒、流動(dòng)和熱結(jié)構(gòu)國(guó)家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072;2.中國(guó)航天科工集團(tuán)公司六院，呼和浩特 010000)

0 引言

整體式固體火箭沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)具有體積小、重量輕、速度快、射程遠(yuǎn)和機(jī)動(dòng)性好等特點(diǎn)，已成為滿(mǎn)足飛航導(dǎo)彈高速、中高空(或超低空)、中遠(yuǎn)程作戰(zhàn)要求的新一代動(dòng)力裝置。隨著固沖發(fā)動(dòng)機(jī)的研制，對(duì)絕熱材料的耐沖刷性能也提出了更高要求。由于固沖發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)空燃比一般較大，補(bǔ)燃室中的燃燒通常是在富氧環(huán)境下進(jìn)行的，絕熱層在富氧環(huán)境下的燒蝕比固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中要嚴(yán)重，其燒蝕規(guī)律與常規(guī)發(fā)動(dòng)機(jī)可能會(huì)完全不同[1－2]。但由于對(duì)各因素綜合作用下絕熱材料燒蝕機(jī)理認(rèn)識(shí)不足，導(dǎo)致國(guó)內(nèi)在固沖發(fā)動(dòng)機(jī)熱試車(chē)時(shí)出現(xiàn)熱結(jié)構(gòu)失效，最終實(shí)驗(yàn)失敗。雖然通過(guò)更換或改進(jìn)絕熱層配方等手段，保證了后續(xù)研制工作的順利進(jìn)行，但由于缺乏對(duì)燒蝕機(jī)理的深刻認(rèn)識(shí)，且固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室絕熱材料的研制還沒(méi)有合適的燒蝕性能測(cè)試方法，對(duì)其燒蝕規(guī)律仍了解不深，雖取得了階段性研究成果，但至今未能有突破性進(jìn)展，難以建立科學(xué)的設(shè)計(jì)理論和預(yù)示方法。目前，固沖發(fā)動(dòng)機(jī)所采用的絕熱層都是在現(xiàn)有配方體系下進(jìn)行改進(jìn)的，并沒(méi)有形成專(zhuān)門(mén)針對(duì)富氧環(huán)境進(jìn)行的配方設(shè)計(jì)或絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法，絕熱層的使用效果只能靠發(fā)動(dòng)機(jī)的試驗(yàn)結(jié)果來(lái)驗(yàn)證[3－4]，不僅成本很高，而且需要的周期長(zhǎng)。

為了提高絕熱材料的耐燒蝕性能，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在材料配方和燒蝕機(jī)理方面開(kāi)展了大量研究。國(guó)外在固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的燒蝕研究較多，且燒蝕計(jì)算的發(fā)展趨勢(shì)是流場(chǎng)與燒蝕的耦合計(jì)算，通過(guò)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)的計(jì)算，能對(duì)燒蝕計(jì)算提供更準(zhǔn)確的邊界條件。但從公開(kāi)的文獻(xiàn)尚未發(fā)現(xiàn)富氧工作條件下絕熱材料的燒蝕機(jī)理和模型方面的研究。國(guó)內(nèi)李江等[5]針對(duì)搭建了模擬固沖發(fā)動(dòng)機(jī)富氧環(huán)境條件下的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，初步開(kāi)展了絕熱材料的篩選實(shí)驗(yàn)研究;余曉京等[6]基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果，針對(duì)富氧條件下的熱化學(xué)燒蝕提出了初步的數(shù)學(xué)模型和數(shù)值計(jì)算方法，在材料內(nèi)部建立了軸對(duì)稱(chēng)的非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱控制方程，其中加入了材料熱解、熱解氣體流動(dòng)以及炭化層內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)等因素的影響，化學(xué)反應(yīng)由化學(xué)動(dòng)力學(xué)控制，建立了富氧熱化學(xué)燒蝕模型和計(jì)算方法。

國(guó)內(nèi)專(zhuān)門(mén)針對(duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)富氧條件下絕熱層燒蝕的研究較少，雖然形成了初步的實(shí)驗(yàn)手段，但沒(méi)有開(kāi)展系統(tǒng)的研究，缺乏具有實(shí)用價(jià)值的絕熱層耦合燒蝕模型，特別是對(duì)燒蝕模型的基礎(chǔ)研究和地面試驗(yàn)驗(yàn)證技術(shù)尤為薄弱，不能滿(mǎn)足固沖發(fā)動(dòng)機(jī)研制的需要。由于固沖發(fā)動(dòng)機(jī)的工作包線(xiàn)較為寬廣，補(bǔ)燃室工作狀態(tài)參數(shù)變化大，要開(kāi)展全參數(shù)范圍內(nèi)的絕熱層燒蝕性能實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)要求較高。基于文獻(xiàn)[5]中實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)工作原理，針對(duì)典型飛行條件下固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室流場(chǎng)開(kāi)展了數(shù)值模擬，并提取了相應(yīng)燒蝕邊界參數(shù)，改進(jìn)了實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的參數(shù)調(diào)節(jié)范圍，針對(duì)多種絕熱材料開(kāi)展了模擬固沖發(fā)動(dòng)機(jī)中富氧環(huán)境條件下的燒蝕實(shí)驗(yàn)，分析燒蝕影響因素，旨在為型號(hào)發(fā)動(dòng)機(jī)絕熱材料的篩選、設(shè)計(jì)和改進(jìn)提供依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)原理和系統(tǒng)

固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)的過(guò)程是一個(gè)復(fù)雜的物理過(guò)程，與燃?xì)獍l(fā)生器、進(jìn)氣道、補(bǔ)燃室等工作參數(shù)聯(lián)系緊密。目前，測(cè)量技術(shù)對(duì)于準(zhǔn)確測(cè)量補(bǔ)燃室內(nèi)流場(chǎng)參數(shù)的動(dòng)態(tài)變化過(guò)程有很大難度。因此，固沖發(fā)動(dòng)機(jī)流場(chǎng)特性和燒蝕環(huán)境參數(shù)的獲得主要通過(guò)數(shù)值模擬方法來(lái)進(jìn)行研究。本文針對(duì)典型固沖發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀態(tài)，開(kāi)展了大量的數(shù)值模擬。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，提取數(shù)據(jù)考慮影響固沖發(fā)動(dòng)機(jī)絕熱層燒蝕的參數(shù)(見(jiàn)表1)，分別取燃?xì)鉁囟茸畲?、氧成分含量最大和氣流速度最大幾種情況，以此來(lái)確定實(shí)驗(yàn)?zāi)M的參數(shù)范圍。

為了能對(duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒室絕熱層的燒蝕機(jī)理進(jìn)行研究，針對(duì)以上參數(shù)范圍進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)計(jì)，形成了能夠模擬二次燃燒室富氧環(huán)境的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。圖1給出了富氧條件絕熱層燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)工作原理示意圖，圖2給出了富氧模擬絕熱材料燒蝕實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖，具體工作原理見(jiàn)文獻(xiàn)[6]。

表1 富氧燒蝕邊界參數(shù)Table 1 Ablation boundary parameters

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和工作原理示意圖Fig.1 Sketch m ap of experimental system and operation principle

圖2 模擬固沖條件絕熱材料燒蝕實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 configuration sketch of experiment facility simulated afterburner oxygen-riched condition

模擬對(duì)象為φ120 mm固沖發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的流動(dòng)和燒蝕環(huán)境，其中一次流量最大為0.1 kg/s，空燃比10～15;模擬參數(shù)為補(bǔ)燃室內(nèi)溫度、流量、壓強(qiáng)、速度和富氧度等;補(bǔ)燃室壓強(qiáng)調(diào)節(jié)范圍為0.3～0.6 MPa，流量0.7 ～1.4 kg/s，燃?xì)鉁囟? 150 ～2 400 K，富氧度范圍0～30%;單次實(shí)驗(yàn)中燒蝕試驗(yàn)段可放置4個(gè)試件。

2 典型實(shí)驗(yàn)分析和實(shí)驗(yàn)方法驗(yàn)證

固沖發(fā)動(dòng)機(jī)中影響絕熱層燒蝕的因素很多，包括氧濃度、氣流速度、壓強(qiáng)、溫度、粒子侵剝蝕等，但從研究中富氧燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)的數(shù)值模擬和流動(dòng)分析來(lái)看，采用富氧燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)主要可研究氧濃度和壓強(qiáng)對(duì)絕熱層燒蝕的影響。圖3和圖4分別給出了典型實(shí)驗(yàn)過(guò)程中壓強(qiáng)-時(shí)間曲線(xiàn)和補(bǔ)燃室測(cè)點(diǎn)的溫度-時(shí)間曲線(xiàn)。其中，圖3中pc和pm分別為一次燃燒室壓強(qiáng)和補(bǔ)燃室壓強(qiáng)。從曲線(xiàn)上可看出，發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火1 s后達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。圖4中，由于熱電偶損壞失效，在2.34 s時(shí)刻后溫度數(shù)據(jù)沒(méi)有獲得。

圖3 典型實(shí)驗(yàn)壓強(qiáng)-時(shí)間曲線(xiàn)Fig.3 Curve of pressure vs time

圖4 典型實(shí)驗(yàn)過(guò)程中溫度-時(shí)間曲線(xiàn)Fig.4 Curve of tem perate vs time

經(jīng)過(guò)對(duì)實(shí)驗(yàn)前后試件的厚度進(jìn)行測(cè)量，獲得了不同材料的炭化燒蝕率。由于固沖發(fā)動(dòng)機(jī)中富氧、高速氣流剝蝕的情況較特殊，而目前沒(méi)有形成具有針對(duì)性的絕熱材料配方設(shè)計(jì)方法，前期研究主要還是通過(guò)配方篩選的實(shí)驗(yàn)方法來(lái)確定配方體系。本實(shí)驗(yàn)主要針對(duì)3種不同配方組成的硅橡膠絕熱材料973S-1、973S-3和973S-4進(jìn)行研究。另外，還選取了三元乙丙和丁腈絕熱材料，開(kāi)展了部分工況條件下的對(duì)比實(shí)驗(yàn)。表2給出了所有實(shí)驗(yàn)的狀態(tài)參數(shù)和結(jié)果。針對(duì)其中硅橡膠絕熱材料主要配方為硅橡膠基體、白炭黑和纖維，材料中纖維總含量相同，根據(jù)標(biāo)號(hào)不同，所使用的纖維種類(lèi)和配比不同，973S-1為全配方材料，高硅氧纖維和炭纖維含量相等，973S-3材料中只含炭纖維，973S-4材料只含高硅氧纖維。

為驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)方法的可行性，開(kāi)展了重復(fù)性實(shí)驗(yàn)研究。表2中，序號(hào)為4和5為相同氧濃度及補(bǔ)燃室壓強(qiáng)條件實(shí)驗(yàn)。根據(jù)973S-1、973S-3和973S-4的炭化燒蝕率，可得到相對(duì)誤差分別為 5.82%、1.80%和1.29%。表明該實(shí)驗(yàn)方法誤差較小，可用于絕熱材料的配方篩選和影響規(guī)律研究。

表2 實(shí)驗(yàn)狀態(tài)參數(shù)及結(jié)果Table 2 Experimental parameters and results

3 影響因素分析

圖5、圖6給出了對(duì)應(yīng)不同氧濃度、不同壓強(qiáng)的絕熱材料炭化燒蝕率的對(duì)應(yīng)關(guān)系。從結(jié)果可看出，通過(guò)模擬固沖燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)，首先可明確地獲得不同絕熱層材料在相同燒蝕環(huán)境下的燒蝕結(jié)果，對(duì)比不同絕熱材料之間的差異。從結(jié)果上看，973S-3的燒蝕是最嚴(yán)重的，其炭化燒蝕率均明顯高于其他材料。其他材料的燒蝕程度較接近，973S-4略好于973S-1;三元乙丙和丁腈因?yàn)楦髦挥?個(gè)試件，數(shù)據(jù)散步較大，難以得到確定結(jié)論。另外，比較各圖可知，燒蝕率、炭化燒蝕率等與氧濃度和壓強(qiáng)有一定的相關(guān)性，隨著氧濃度升高和壓強(qiáng)升高，炭化燒蝕率均有上升趨勢(shì)。在富氧燒蝕試驗(yàn)中宏觀(guān)測(cè)量參數(shù)主要包括富氧度、試驗(yàn)段壓強(qiáng)、溫度、氣體流量等。在數(shù)據(jù)處理中，主要依據(jù)的2個(gè)主要參數(shù)是富氧度和壓強(qiáng)。

圖5 炭化燒蝕率與氧濃度的關(guān)系Fig.5 Relation of charring ablation ratio and oxygen concentration

圖6 不同壓強(qiáng)下的炭化燒蝕率Fig.6 Charring ab lation ratio during the different pressure

對(duì)富氧燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)的數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，以富氧度、壓強(qiáng)作為因變量，得到973S-1、973S-3、973S-4的炭化燒蝕率公式分別為

式中rc為絕熱材料炭化燒蝕率，mm/s;Y0為富氧度;p為試驗(yàn)段壓強(qiáng)，MPa。

圖7給出了不同絕熱材料燒蝕率隨壓強(qiáng)以及富氧度的影響規(guī)律。從圖7可直觀(guān)地反映出燒蝕率隨壓強(qiáng)和富氧度共同作用的結(jié)果。無(wú)論哪一種材料，隨著壓強(qiáng)和富氧度的增加，燒蝕率都是增加的。但從燒蝕率對(duì)比可看出，3種絕熱材料燒蝕率隨富氧度的變化趨勢(shì)有一定差別。在富氧度0～10%以下時(shí)，973S-3和973S-4絕熱材料燒蝕率隨富氧度的增加而顯著增加;當(dāng)富氧度繼續(xù)增加時(shí)，燒蝕率隨富氧度的增加而緩慢增加。973S-1絕熱材料燒蝕率隨富氧度的增加趨勢(shì)基本一致。在富氧度10%以下時(shí)，絕熱材料燒蝕率要小于其他2種材料;當(dāng)富氧度繼續(xù)增加時(shí)，973S-1材料的燒蝕率要大于973S-4材料。

圖7 不同絕熱材料燒蝕率隨壓強(qiáng)以及富氧度影響規(guī)律Fig.7 Ablation rates of different insulator according to the pressure and oxygen concentration

通過(guò)實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析和對(duì)比，認(rèn)為在富氧度較低條件下，可采用973S-1絕熱材料，在富氧度較高條件下，可采用973S-4絕熱材料。結(jié)合絕熱材料配方的組成，初步認(rèn)為由于硅橡膠耐沖刷性要高于三元乙丙和丁腈橡膠，因此選用硅橡作為固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室絕熱層基體，是研究者普遍認(rèn)可的。通過(guò)本實(shí)驗(yàn)可看出，炭纖維的采用對(duì)材料耐氧化性起到消極作用，完全采用高硅氧纖維的973S-4和部分采用高硅氧973S-1燒蝕性能要優(yōu)于完全采用炭纖維的973S-3材料。

4 結(jié)論

在本實(shí)驗(yàn)條件下，3種絕熱材料的炭化燒蝕率均隨壓強(qiáng)和富氧度的增加而增加，且燒蝕率受富氧度和壓強(qiáng)共同主導(dǎo)。炭纖維的采用對(duì)材料的耐氧化性起到消極的作用，完全采用高硅氧纖維的973S-4和部分采用高硅氧973S-1燒蝕性能要優(yōu)于完全采用炭纖維的973S-3材料。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，3種絕熱材料燒蝕率隨富氧度的變化趨勢(shì)有一定差別。在富氧度小于10%時(shí)，973S-1絕熱材料的燒蝕率小于其他2種材料;當(dāng)富氧度繼續(xù)增加時(shí)，973S-1材料的燒蝕率要大于973S-4材料。

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