噴管喉部熱流密度測量實(shí)驗(yàn)研究①

肖虎亮，胡春波，張勝敏，鄧 哲，秦 飛

(西北工業(yè)大學(xué)燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

0 引言

熱流密度是火箭發(fā)動機(jī)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(jī)噴管喉部附近熱流密度可達(dá)10～160 MW/m2［1］，巨大的熱流密度對噴管喉部熱防護(hù)提出很高的要求。準(zhǔn)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(hù)具有重要的指導(dǎo)意義。

國外研究者已針對發(fā)動機(jī)燃燒室壁面熱流密度測量開展了相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究，效果良好，為理論工作提供了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)支持［2－4］。常用的經(jīng)驗(yàn)公式可預(yù)測噴管喉部熱流密度［5－6］，目前未見到直接測量發(fā)動機(jī)噴管喉部熱流密度的文獻(xiàn)。近年來，國內(nèi)在這方面做過一定的工作，西北工業(yè)大學(xué)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(jìn)行熱流密度計(jì)算過程中，未能考慮喉襯熱化學(xué)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(shí)剝離熱化學(xué)燒蝕對熱流密度的影響，本文提出直接利用HT50-20熱流計(jì)測量噴管喉部壁面的熱流密度方案，設(shè)計(jì)了實(shí)驗(yàn)測量裝置，得到了喉部在不同燃?xì)鉁囟葪l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(yàn)證了實(shí)驗(yàn)結(jié)果的正確性。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 實(shí)驗(yàn)原理

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)原理圖如圖1所示，利用氧氣/酒精燃?xì)獍l(fā)生器，搭建了噴管喉部熱流密度測量實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，主要由燃?xì)獍l(fā)生器、點(diǎn)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(jì)水冷系統(tǒng)和實(shí)驗(yàn)發(fā)動機(jī)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(qiáng)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?xì)鈮簭?qiáng)和燃?xì)鉁囟?、噴管喉部的燃?xì)鉁囟燃昂聿繜崃髅芏鹊葦?shù)據(jù)。氣路控制系統(tǒng)主要控制電磁閥的開關(guān)以及進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時(shí)序控制。熱流密度計(jì)水冷系統(tǒng)主要對熱流密度計(jì)進(jìn)行冷卻保護(hù)。發(fā)動機(jī)噴管喉部材料選用純銅，實(shí)驗(yàn)過程中燃?xì)鉁囟鹊陀诩冦~的熔點(diǎn)很多，實(shí)驗(yàn)過程中不考慮熱化學(xué)燒蝕對噴管喉部表面熱流密度的影響。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)原理圖Fig.1 Schematic of the experiment system

在氧氣/酒精燃?xì)獍l(fā)生器中，液態(tài)酒精和氣態(tài)氧氣在火花塞的點(diǎn)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(jīng)過熱流測試實(shí)驗(yàn)噴管噴出。通過控制溢流部分和噴入混合艙的燃?xì)獗壤?，達(dá)到調(diào)節(jié)來流燃?xì)鉁囟鹊哪康?。?shí)驗(yàn)過程中，分別測量了來流氣體的壓強(qiáng)和溫度。在噴管前250 mm處布置了測壓孔，用來測量來流燃?xì)獾膲簭?qiáng)。為了解來流燃?xì)馐欠窬鶆?，在噴管之?50 mm處沿管路徑向布置了4個(gè)測溫孔，分別測量來流燃?xì)獾臏囟?。圓管處的測溫點(diǎn)布置如圖2所示。表1是4個(gè)測溫點(diǎn)的熱電偶伸出管路內(nèi)壁面的距離。

圖2 來流測溫點(diǎn)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(jì)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?xì)鉁囟?，噴管?gòu)型示意圖如圖3所示。

表1 測點(diǎn)伸出內(nèi)壁面的距離Table 1 Distances between measurement points and internal wall mm

圖3 噴管構(gòu)型示意圖Fig.3 Schematic of the nozzle configuration

1.2 HT50-20熱流計(jì)及熱電偶選擇

實(shí)驗(yàn)中使用了HT50-20熱流計(jì)，可測量燃?xì)獾目偀崃髅芏?包括總輻射+對流)，該熱流計(jì)的熱流量程達(dá)到3.14 MW/m2，最高工作溫度可達(dá)1 600℃，響應(yīng)時(shí)間為0.1 s，線性輸出，冷卻水流速不低于3 L/min。實(shí)驗(yàn)前，采用標(biāo)準(zhǔn)熱流計(jì)對HT50-20熱流計(jì)進(jìn)行了校準(zhǔn)，該熱流計(jì)的靈敏度為0.001 26 μV/(W/m2)。實(shí)驗(yàn)選用K型熱電偶［9］對來流和噴管喉部燃?xì)膺M(jìn)行溫度測量，該熱電偶靈敏度較高，熱電特性近似線性關(guān)系，在高溫下抗氧化和抗腐蝕的能力很強(qiáng)，化學(xué)穩(wěn)定性好，最高可測量1 300℃的溫度。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 噴管喉部測溫實(shí)驗(yàn)

在噴管喉部熱流密度實(shí)驗(yàn)之前，開展噴管喉部測溫實(shí)驗(yàn)，該實(shí)驗(yàn)為了剝離熱化學(xué)燒蝕帶走的熱量，嘗試采用鎢作為固體火箭發(fā)動機(jī)噴管喉襯材料，是由于鎢的熔點(diǎn)較高，遠(yuǎn)高于燃?xì)鉁囟龋硪r表面基本無熱化學(xué)反應(yīng)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(shè)置測溫點(diǎn)，測量噴管喉襯內(nèi)部溫度場分布，通過喉襯溫度場分布，驗(yàn)證噴管喉部流固耦合換熱計(jì)算的正確性。在此基礎(chǔ)上，計(jì)算噴管喉部熱流密度。本次實(shí)驗(yàn)的固體推進(jìn)劑為端面燃燒，推進(jìn)劑產(chǎn)生的燃?xì)饪倻乜蛇_(dá)2 878 K。

圖4 噴管構(gòu)型示意圖Fig.4 Sketch of the nozzle configuration

圖5是實(shí)驗(yàn)測得的壓強(qiáng)和溫度曲線圖，選取了其中距離噴管內(nèi)壁面最近的測溫點(diǎn)1進(jìn)行了分析，測溫點(diǎn)1距噴管內(nèi)壁面6.5 mm，從壓強(qiáng)曲線圖可看出，從0.6 s開始工作，在第8.7 s發(fā)動機(jī)結(jié)束工作，從溫度曲線圖可看出，測溫點(diǎn)溫度在0.7 s開始爬升，一直到發(fā)動機(jī)結(jié)束工作，測溫曲線一直上升未能達(dá)到穩(wěn)態(tài)，可能由于發(fā)動機(jī)工作時(shí)間過短造成。發(fā)動機(jī)結(jié)束工作后，測溫點(diǎn)溫度才達(dá)到峰值點(diǎn)，說明溫度曲線響應(yīng)具有滯后性。綜合以上兩點(diǎn)說明，測溫法無法實(shí)時(shí)反映測溫點(diǎn)的溫度，且在發(fā)動機(jī)工作時(shí)間較短的情況下，很難達(dá)到穩(wěn)態(tài)。在此基礎(chǔ)上，提出了基于HT50-20熱流計(jì)測量噴管喉部熱流密度的方法，這種方法剝離熱化學(xué)燒蝕的影響，且可實(shí)時(shí)反映噴管喉部壁面燃?xì)鉄崃髅芏取?/p>

圖5 鎢噴管測溫結(jié)果Fig.5 Measurement results of the tungsten nozzle

2.2 熱流密度測量實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)過程中，從0 s開始采集數(shù)據(jù)，同時(shí)通入空氣，0.2 s時(shí)通入酒精和氧氣，同時(shí)點(diǎn)火。圖6為實(shí)驗(yàn)過程中采集到的壓強(qiáng)、來流溫度、喉部燃?xì)鉁囟?、熱流密度時(shí)間曲線圖，為便于分析，將來流燃?xì)獾?個(gè)測溫點(diǎn)溫度曲線放在同一幅圖中，將喉部燃?xì)鉁囟惹€和喉部熱流密度曲線放在一幅圖中。

圖6 壓強(qiáng)、來流溫度、喉部參數(shù)時(shí)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(qiáng)曲線比較平穩(wěn)，壓強(qiáng)穩(wěn)定在0.45 MPa左右，發(fā)動機(jī)工作穩(wěn)定，滿足實(shí)驗(yàn)要求。圖6(b)展示了4個(gè)來流測溫點(diǎn)的溫度曲線，參考表1對圖6(b)進(jìn)行對比分析，測溫點(diǎn)1和測溫點(diǎn)3由于伸出壁面的距離相同，即與燃?xì)庵行木嚯x一樣，測量的燃?xì)鉁囟纫不疽恢?，說明來流燃?xì)鉁囟鹊木鶆蛐暂^好;測溫點(diǎn)4較測溫點(diǎn)2距燃?xì)庵行母瑴y溫點(diǎn)4比測溫點(diǎn)2的溫度更高;測溫點(diǎn)2比測溫點(diǎn)1和測溫點(diǎn)3距燃?xì)庵行母?，測溫點(diǎn)2測量的溫度也比測溫點(diǎn)1和測溫點(diǎn)3的溫度更高些。這就說明在圓管中，距離燃?xì)庵行脑浇細(xì)獾臏囟仍礁?，燃?xì)庵行臏囟茸罡摺D6(c)是噴管喉部熱流密度與喉部燃?xì)鉁囟惹€圖。可見，不同的燃?xì)鉁囟葘?yīng)不同的熱流密度，工作過程中燃?xì)庾罡邷囟?11 K，熱流密度最高可達(dá) 0.496 MW/m2，工作開始后，溫度曲線先爬升，溫度曲線達(dá)到峰值后，熱流密度曲線才達(dá)到峰值，說明溫度較熱流密度響應(yīng)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(jī)工作過程中，燃?xì)鉁囟扰c熱流密度都較穩(wěn)定;發(fā)動機(jī)工作結(jié)束后，熱流密度和溫度也隨之下降，整個(gè)過程中熱流密度計(jì)工作正常。

2.3 數(shù)值模擬驗(yàn)證

通過實(shí)驗(yàn)，獲取了來流壓強(qiáng)、燃?xì)鉁囟鹊认嚓P(guān)實(shí)驗(yàn)參數(shù)，為數(shù)值模擬提供了有用的數(shù)據(jù)。針對本實(shí)驗(yàn)，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(jì)算條件按照實(shí)驗(yàn)的來流條件設(shè)置，喉部燃?xì)夂蛧姽苤g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(jī)工作的時(shí)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(shí)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(shí)，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(jié)果Fig.7 Numerical simulation result on the surface of nozzle throat

將第6 s時(shí)實(shí)驗(yàn)測得的熱流密度值與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較分析，實(shí)驗(yàn)值為0.496 MW/m2，計(jì)算值為0.548 MW/m2，以計(jì)算值作為理論值，計(jì)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(shí)驗(yàn)過程中存在的各種熱損失造成。實(shí)驗(yàn)方法和數(shù)值模擬方法結(jié)果相近，驗(yàn)證了HT50-20熱流計(jì)在測量噴管喉部熱流密度方面的正確性。

2.4 不同燃?xì)鉁囟葪l件下測量結(jié)果對比分析

為了獲取更多的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，便于比較分析不同燃?xì)鉁囟认碌臒崃髅芏?，在原有基礎(chǔ)上又增加了2次實(shí)驗(yàn)，并取得較好的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。圖8為3次實(shí)驗(yàn)工況下壓強(qiáng)、喉部燃?xì)鉁囟?、熱流密度對比分析圖。

圖8 不同燃溫對比實(shí)驗(yàn)結(jié)果圖Fig.8 Results comparison under different gas temperature conditions

圖8(a)是3次實(shí)驗(yàn)的壓強(qiáng)與時(shí)間關(guān)系圖，3次實(shí)驗(yàn)的平穩(wěn)段壓強(qiáng)分別為 0.45、0.47、0.48 MPa，壓強(qiáng)值依次升高。實(shí)驗(yàn)1工作時(shí)間相對較短，約為6 s，實(shí)驗(yàn)2和實(shí)驗(yàn)3工作約為7 s，3次實(shí)驗(yàn)過程發(fā)動機(jī)均工作正常。圖8(b)為噴管喉部燃?xì)鉁囟群蜁r(shí)間關(guān)系圖，工作過程中喉部燃?xì)鉁囟容^平穩(wěn)，說明工作過程中，喉部燃?xì)鉁囟戎递^穩(wěn)定，能達(dá)到穩(wěn)態(tài);3次實(shí)驗(yàn)中，喉部燃?xì)鉁囟茸罡咭来螢?11、551、457 K，燃?xì)鉁囟瘸蔬f減趨勢;圖8(c)為噴管喉部熱流密度和時(shí)間關(guān)系圖，發(fā)動機(jī)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(shí)驗(yàn)過程中燃?xì)獾臒崃髅芏饶芎芸爝_(dá)到穩(wěn)態(tài)。發(fā)動機(jī)工作最后，燃?xì)獾臒崃髅芏冗_(dá)到峰值，3次實(shí)驗(yàn)工況的熱流密度依次為 0.496、0.471、0.317 MW/m2，呈下降趨勢。結(jié)合圖8(b)和圖8(c)可看出，隨著喉部燃?xì)鉁囟鹊南陆担瑹崃髅芏纫搽S之下降。

3 結(jié)論

(1)在發(fā)動機(jī)工作時(shí)間較短的情況下，傳統(tǒng)的噴管壁面測溫法難以達(dá)到穩(wěn)態(tài)，且溫度響應(yīng)具有滯后性。在此背景下，提出HT50-20熱流計(jì)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(xué)燒蝕對噴管喉部熱流密度測量的影響，數(shù)值模擬的結(jié)果和實(shí)驗(yàn)值相近，驗(yàn)證了熱流計(jì)測量結(jié)果的正確性。

(2)不同燃?xì)鉁囟葪l件下的熱流密度測量結(jié)果表明，當(dāng)噴管喉部燃?xì)鉁囟确謩e為611、551、457 K時(shí)，對應(yīng)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(biāo)準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，為噴管喉部數(shù)值模擬計(jì)算提供實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

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