固體火箭發(fā)動機長尾噴管內(nèi)襯燒蝕流場分析＊

劉敦啟，張澤遠(yuǎn)

（中國空空導(dǎo)彈研究院，河南洛陽 471009）

0 引言

近距格斗空空導(dǎo)彈為對付未來大機動的空中飛行目標(biāo)，須不斷提高導(dǎo)彈的機動性。為使導(dǎo)彈具有更大的橫向可用過載和更快的響應(yīng)速度，目前第四代近距格斗空空導(dǎo)彈（如 AIM－9X、MICA、IRIS－T 等）大都采用推力矢量控制。推力矢量控制的導(dǎo)彈其發(fā)動機噴管一般采用長尾噴管，長尾噴管外面套裝推力矢量控制裝置，長尾噴管的外徑尺寸和外壁面溫度都受到嚴(yán)格限制。因此，長尾噴管的內(nèi)襯設(shè)計（熱防護(hù)設(shè)計）至關(guān)重要，其設(shè)計的優(yōu)劣直接影響推力矢量控制裝置的正常、可靠工作。

1 設(shè)計方案與工作條件

1.1 設(shè)計方案

長尾噴管內(nèi)襯（下文簡稱內(nèi)襯）設(shè)計方案為布帶整體纏繞＋模壓成型。內(nèi)襯分為兩層，內(nèi)層為抗燒蝕層，材料為碳布／酚醛，外層為絕熱層，材料為高硅氧／酚醛。結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 內(nèi)襯結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 工作條件

推進(jìn)劑：復(fù)合丁羥推進(jìn)劑（6%鋁粉）；

工作溫度：3400K；

工作壓強：12MPa；

發(fā)動機工作時間：5s。

2 燒蝕情況

通過多次地面發(fā)動機試車后，對相同工作條件下的長尾噴管殘骸進(jìn)行解剖、觀察、測量和分析，發(fā)現(xiàn)內(nèi)襯的燒蝕規(guī)律相同，燒蝕程度基本一致，內(nèi)襯的收斂段部分燒蝕較輕，燒蝕量約1mm，內(nèi)襯直筒段的燒蝕較嚴(yán)重，而且沿軸向方向其燒蝕是不均勻的，在距離直筒段入口約30mm處燒蝕較嚴(yán)重，有一個凹坑，內(nèi)襯燒蝕殘骸見解剖圖2所示。為了更直觀地展現(xiàn)內(nèi)襯的燒蝕變化規(guī)律，通過測量內(nèi)襯的殘余厚度進(jìn)行曲線擬合形成內(nèi)襯殘骸的內(nèi)型面，如圖3所示。由于內(nèi)襯收斂段部分燒蝕較輕，文中重點測量、分析了內(nèi)襯直筒段部分，測量起始點為直筒段入口（直筒段入口如圖1所示），燒蝕量曲線如圖4所示。

3 流場仿真

由于發(fā)動機采用含鋁復(fù)合推進(jìn)劑，燃?xì)庵泻写罅磕巯囝w粒，發(fā)動機內(nèi)為典型的兩相流。在長尾噴管的兩相流動中，凝相顆粒的侵蝕會加劇內(nèi)襯材料的燒蝕。為了深入研究內(nèi)襯的燒蝕機理，對長尾噴管進(jìn)行了流場仿真，計算軟件為FLUENT。

3.1 計算模型與方法

計算模型見圖5。

圖5 計算模型

計算采用顆粒軌道模型（歐拉－拉格朗日模型）計算長尾噴管中的兩相湍流流動，研究了不同尺寸的凝相粒子運動軌跡。文中長尾噴管流場氣相流場的控制方程采用二維軸對稱非定常需諾平均N－S方程。

3.2 邊界條件

1）給定燃?xì)饪倻?、總壓，進(jìn)口處各參數(shù)由內(nèi)場按一階外推和氣動關(guān)系確定。燃?xì)馊肟趬簭奝0＝12MPa，入口溫度T0＝3400K。

2）噴管內(nèi)壁為無滑移、絕熱條件。

3）噴管出口處燃?xì)饬鳛槌曀?，給定壓力出口。

4）計算中假定在每個粒子加入位置處粒子初始速度的大小、方向及溫度與當(dāng)?shù)氐臍庀啾３忠恢隆?/p>

5）壁面邊界條件為完全彈性碰撞。

3.3 計算結(jié)果與分析

3.3.1 計算結(jié)果

對長尾噴管兩相流流場進(jìn)行了計算，模擬了流場中凝相粒子的運動軌跡，粒子的直徑分別取1μm、10μm、50μm、100μm。計算結(jié)果見圖6～圖9。

3.3.2 計算結(jié)果分析

圖6的計算結(jié)果表明，粒子的直徑愈小，粒子的慣性也愈小，粒子的隨流性較好。小直徑的粒子進(jìn)入長尾噴管后與內(nèi)襯壁面沒有發(fā)生明顯的碰撞反彈現(xiàn)象，粒子對內(nèi)襯壁面沒有發(fā)生明顯的侵蝕。

圖7的計算結(jié)果表明，隨著粒子直徑的增大，粒子的慣性也增大，粒子的隨流性在減弱。粒子從內(nèi)襯收斂段進(jìn)入直筒段時，粒子試圖沿收斂角繼續(xù)慣性運動，由于直筒段部分的燃?xì)饬魉佥^大，燃?xì)馄仁沽Ｗ痈淖儜T性方向，最終粒子的運動與分布隨著燃?xì)獾牧鲃于呌诰鶆蛞恢隆?/p>

從圖8、圖9的計算結(jié)果可以看出，當(dāng)粒子的直徑增大到一定程度，粒子的慣性較大，粒子的隨流性較差。粒子與內(nèi)襯收斂段壁面發(fā)生初次碰撞反彈后會越過中心線撞擊另一側(cè)的直筒段壁面，如此反復(fù)直至離開噴管。

綜合分析內(nèi)襯的實際燒蝕情況和流場仿真計算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)粒子直徑為50μm時，流場仿真計算的危險區(qū)域與試驗中內(nèi)襯局部燒蝕嚴(yán)重（凹坑）位置較吻合。其次，還可以發(fā)現(xiàn)不同直徑大小的粒子對內(nèi)襯的侵蝕作用不同，長尾噴管中內(nèi)襯的燒蝕情況取決于兩相流中的凝相粒子及其大小。

從理論上講，如不考慮凝相粒子的影響，內(nèi)襯燒蝕的因素主要取決于燃?xì)獾臏囟?、流速和壓強。長尾噴管中燃?xì)獾牧鲃邮且粋€降溫、降壓和增速的過程，內(nèi)襯收斂段位置的溫度和壓強都高于內(nèi)襯直筒段位置溫度和壓強。從內(nèi)襯的實際燒蝕情況看，內(nèi)襯收斂段的燒蝕較輕且燒蝕均勻，內(nèi)襯直筒段燃?xì)饬魉僮畲笪恢脩?yīng)在直筒段出口處，但是實際燒蝕最嚴(yán)重的位置（凹坑）卻在直筒段入口附近。因此，由上述分析可知長尾噴管兩相流中凝相粒子的侵蝕是內(nèi)襯直筒段局部燒蝕嚴(yán)重（凹坑）的主要原因。

4 結(jié)論

通過試驗殘骸剖析、流場仿真和理論分析可以得出如下結(jié)論：

1）內(nèi)襯收斂段部分燒蝕較輕，內(nèi)襯直筒段的燒蝕較嚴(yán)重且沿軸向燒蝕是不均勻的，在直筒段入口處局部燒蝕嚴(yán)重，形成凹坑；

2）兩相流中凝相粒子的侵蝕是長尾噴管內(nèi)襯直筒段入口處形成凹坑的主要原因；

3）兩相流中的凝相粒子直徑大小不同，粒子對內(nèi)襯的侵蝕作用不同，內(nèi)襯的燒蝕也不同。

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