過載下燃燒室粒子特性與絕熱層燒蝕研究進(jìn)展①

田維平，許團(tuán)委， 王健儒

(1.西北工業(yè)大學(xué) 航天學(xué)院，西安 710072；2.中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院，西安 710025；3.中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院四十一所，西安 710025)

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過載下燃燒室粒子特性與絕熱層燒蝕研究進(jìn)展①

田維平1,2，許團(tuán)委1， 王健儒3

(1.西北工業(yè)大學(xué) 航天學(xué)院，西安 710072；2.中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院，西安 710025；3.中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院四十一所，西安 710025)

總結(jié)和分析了國(guó)、內(nèi)外對(duì)飛行過載下固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中出現(xiàn)的絕熱層燒蝕問題的研究方法。詳細(xì)闡述了燃燒室粒子粒度參數(shù)確定方法、過載流場(chǎng)數(shù)值模擬方法及地面模擬過載試驗(yàn)方法等方面研究進(jìn)展。首次提出了獲取過載下粒子分布參數(shù)的兩種新途徑，即基于飛行發(fā)動(dòng)機(jī)的粒子收集分析法與故障位置反算分析法，給出了兩種方法下的粒度分布參數(shù)；并提出了用火箭橇模擬過載下絕熱層燒蝕的方法。結(jié)合某戰(zhàn)術(shù)發(fā)動(dòng)機(jī)，基于過載流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，討論了短時(shí)間大過載與長(zhǎng)時(shí)間中、小過載等兩種典型工況對(duì)絕熱層的燒蝕影響，并給出了熱防護(hù)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)注意的問題。

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)；飛行過載；粒子特性；絕熱層燒蝕；研究進(jìn)展

0 引言

先進(jìn)戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈的動(dòng)力系統(tǒng)一般采用強(qiáng)機(jī)動(dòng)的高速高加速固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，主要技術(shù)特點(diǎn)是在工作過程中出現(xiàn)復(fù)雜過載情形，尤其對(duì)地空反導(dǎo)導(dǎo)彈，在機(jī)動(dòng)飛行過程中產(chǎn)生軸向、橫向和射面過載。依據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)所承受過載大小和持續(xù)時(shí)間，一般可分為長(zhǎng)時(shí)間中、小過載、中時(shí)間中過載和短時(shí)間大過載等3種類別[1]。過載對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程的影響集中表現(xiàn)在3個(gè)方面[2-3]：一是燃燒室內(nèi)部凝相粒子對(duì)裝藥表面的轟擊和偏聚，受到影響的裝藥燃燒部位燃速增加，裝藥燃面平行層燃燒規(guī)律被打破，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)工作壓強(qiáng)和推力異常增加，影響發(fā)動(dòng)機(jī)的工作安全及導(dǎo)彈飛行控制；二是在橫向過載作用下,凝相粒子偏聚、堆積在已暴露的絕熱層表面上，使得絕熱層燒蝕率異常，發(fā)生故障；三是飛行過載會(huì)加劇粒子沉積，這種沉積雖然不影響發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)劑的固有比沖，但對(duì)導(dǎo)彈消極質(zhì)量帶來影響，影響導(dǎo)彈關(guān)機(jī)點(diǎn)速度；若沉積量大于消極質(zhì)量消耗量，將導(dǎo)致導(dǎo)彈關(guān)機(jī)點(diǎn)速度小于預(yù)示值，發(fā)動(dòng)機(jī)飛行比沖小于高模試車比沖，即存在所謂“天地差別”的現(xiàn)象。

針對(duì)過載對(duì)絕熱層燒蝕的影響，國(guó)內(nèi)外主要集中在流場(chǎng)數(shù)值模擬、地面模擬過載試驗(yàn)、絕熱層燒蝕模型等3方面開展工作，取得了一定研究成果[4-7]。然而，固體發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)發(fā)展至今，依然缺乏對(duì)復(fù)雜過載條件下絕熱層燒蝕規(guī)律的深刻認(rèn)識(shí)與有效的絕熱層工程預(yù)示算法，絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)主要是類比法。因此，針對(duì)新的發(fā)動(dòng)機(jī)，在研制初期，難免會(huì)發(fā)生因絕熱層裕度不夠而導(dǎo)致燒穿現(xiàn)象的發(fā)生。

近年來，國(guó)內(nèi)外多型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在飛行試驗(yàn)中，因絕熱層失效而導(dǎo)致飛行失利的例子時(shí)有發(fā)生，內(nèi)絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)問題再次成為新型固體發(fā)動(dòng)機(jī)研制過程中的“攔路虎”，嚴(yán)重制約了發(fā)動(dòng)機(jī)研制進(jìn)度和性能水平的提高[8]。然而，多次飛行試驗(yàn)暴露出的前期針對(duì)過載下絕熱層燒蝕機(jī)理研究的認(rèn)識(shí)不足再次凸現(xiàn)，也促使研制單位和學(xué)者靜下心來，重新審視過載環(huán)境對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程、燃燒產(chǎn)物特性、發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)和內(nèi)絕熱結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律。

本文針對(duì)飛行過載條件下戰(zhàn)術(shù)發(fā)動(dòng)機(jī)工作特點(diǎn)，主要總結(jié)了過載下燃燒室粒子特性參數(shù)與絕熱層燒蝕規(guī)律的常用研究方法，并基于過載流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，討論了短時(shí)間大過載與長(zhǎng)時(shí)間中、小過載等2種典型工況對(duì)絕熱層的燒蝕影響，給出了熱防護(hù)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)注意的問題，為發(fā)動(dòng)機(jī)研制提供了技術(shù)參考。

1 過載下燃燒室粒子分布規(guī)律研究

掌握Al2O3粒子分布及其變化規(guī)律，將會(huì)提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱力計(jì)算和兩相流研究水平，獲得更為準(zhǔn)確的發(fā)動(dòng)機(jī)性能。因此，可為發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)和推進(jìn)劑性能改善提供重要參考數(shù)據(jù)。大量數(shù)值結(jié)果表明，在有橫向過載的發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)中，由于隨流性較好的小顆粒撞擊燃燒室絕熱層表面的概率較小，而大顆粒由于慣性作用在不同的過載下，對(duì)暴露出來的絕熱層表面造成較大的撞擊，必然導(dǎo)致不同程度的熱燒蝕或者機(jī)械剝蝕。因此，對(duì)于過載條件下的發(fā)動(dòng)中絕熱層燒蝕計(jì)算，在輸入?yún)?shù)中，顆粒相的初始粒徑準(zhǔn)確性對(duì)于流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果影響較大。為此，開展過載下顆粒相粒徑分布確定是非常必要的。目前，常用的方法是聚集下粒子收集試驗(yàn)分析法，結(jié)合工程實(shí)際，本文提出了基于飛行試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)粒子收集與分析法及基于飛行試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)故障位置反算分析法等2種新途徑。

1.1 聚集下粒子收集分析法

西北工業(yè)大學(xué)建立了一套聚集下粒子收集試驗(yàn)裝置研究過載條件下粒徑的分布規(guī)律。實(shí)驗(yàn)原理為燃燒室產(chǎn)生的燃?xì)饬鹘?jīng)收縮管時(shí)達(dá)到一定速度，其中顆粒在收斂段的匯集作用下達(dá)一定的濃度和速度，聚集顆粒流由于慣性作用繼續(xù)向前運(yùn)動(dòng)進(jìn)入收集罐，收集罐內(nèi)盛有冷卻介質(zhì)，顆粒射入后瞬間凍結(jié)，從而保持了在燃燒室中的顆粒聚集幾何形態(tài)，實(shí)現(xiàn)顆粒的收集，而燃?xì)鈩t經(jīng)過轉(zhuǎn)折從噴管流出。該實(shí)驗(yàn)裝置由燃燒室、收斂段、試驗(yàn)段、噴管和收集罐組成見圖1。此裝置可通過改變收斂段的角度調(diào)節(jié)粒子流的匯集程度[9]。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，粒徑在30 μm以下的顆粒幾乎不會(huì)撞擊絕熱層表面。也就是說，30 μm以下的顆粒對(duì)絕熱層機(jī)械剝蝕作用不大。同時(shí)，利用該裝置開展了稠密粒子收集實(shí)驗(yàn)，并進(jìn)行了粒子分布統(tǒng)計(jì)分析，將分布中30 μm以上的顆粒直徑處理為一個(gè)等效平均直徑。對(duì)直徑大于30 μm的顆粒進(jìn)行直徑線性平均：

(1)

其中，分子項(xiàng)表示所有直徑大于30 μm的顆粒直徑之和；分母項(xiàng)表示直徑大于30 μm的顆粒數(shù)。

根據(jù)上述方法，獲得了某戰(zhàn)術(shù)發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)劑燃燒過程中，在模擬過載條件下凝相顆粒直徑大于30 μm的顆粒線性平均直徑為70.04 μm。

該方法的主要優(yōu)點(diǎn)是結(jié)合過載流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，首次實(shí)現(xiàn)了過載下模擬發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室粒子的收集與分析，結(jié)果基本可用。存在的不足是粒子收集不完整、收集產(chǎn)物中的活性成分與收集液反應(yīng)及顆粒在收集液中會(huì)繼續(xù)發(fā)生碰撞聚合等。

1.2 基于飛行試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)粒子收集與分析法

通過解剖飛行之后的發(fā)動(dòng)機(jī)，收集故障點(diǎn)處或者顆粒沖刷嚴(yán)重區(qū)域殘留凝相粒子，進(jìn)行粒子參數(shù)特性分析，獲取真實(shí)飛行環(huán)境下的粒度分布規(guī)律。圖2為某17%含鋁固體發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室殘留粒子粒度分布曲線，呈現(xiàn)明顯雙峰分布，粒徑主要分布范圍為8～562 μm，第一峰值75.4 μm，第二峰值106.4 μm。圖3為基于等動(dòng)力試驗(yàn)裝置的17%含鋁推進(jìn)劑燃燒產(chǎn)物凝相粒子粒度分布曲線，基本呈單峰分布[10]。

表1為兩種試驗(yàn)結(jié)果粒度分布關(guān)鍵參數(shù)對(duì)比，飛行環(huán)境下粒徑均大于地面靜止環(huán)境，表明受過載影響燃燒室凝相粒子分布發(fā)生了較大改變，產(chǎn)生大粒徑粒子概率顯著增大。因此，在進(jìn)行過載流場(chǎng)計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮粒徑變化對(duì)絕熱層燒蝕帶來的影響。目前，普遍共識(shí)是小粒徑隨流行好，易隨燃?xì)饬鞒鰢姽埽瑢?duì)絕熱層燒蝕影響不顯著；大粒徑隨流行差，飛行過載變化時(shí)，顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡由于慣性大難以及時(shí)改變，易與絕熱層發(fā)生碰撞，加劇燒蝕。

圖2 飛行環(huán)境下粒度分布曲線Fig.2 Particle size distribution under flight environment

圖3 等動(dòng)力裝置下粒度分布曲線Fig.3 Particle size distribution under ground environment

表1 不同試驗(yàn)環(huán)境下顆粒分布關(guān)鍵參數(shù)比較Table 1 Comparison of particle distribution parameters

1.3 基于飛行試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)故障位置反算分析法

基于飛行試驗(yàn)后的發(fā)動(dòng)機(jī)殘骸，進(jìn)行故障位置測(cè)定，開展不同粒度分布參數(shù)下的過載流場(chǎng)反算，直至粒子濃度主要聚集區(qū)與故障處位置一致，即認(rèn)為對(duì)應(yīng)的粒度參數(shù)為該種飛行過載工況下的粒度分布參數(shù)。針對(duì)國(guó)內(nèi)某失利戰(zhàn)術(shù)發(fā)動(dòng)機(jī)，開展了粒徑參數(shù)的計(jì)算驗(yàn)證，粒子輸入?yún)?shù)為10～120 μm，平均粒徑為70 μm，服從羅氏分布。針對(duì)橫向過載為10g、20g、30g和軸向過載均為20g的工況，分別開展了流場(chǎng)反算工作。

(a)10 g

(b)20 g

(c)30 g 圖4 粒子濃度分布云圖Fig.4 Distribution contours of particle concentration

從圖4可看出，對(duì)于橫向中小過載分別為10g的工況，粒子主要分布在后接頭處，聚集區(qū)粒子濃度較低；對(duì)于橫向大過載20g、30g的工況，粒子在發(fā)動(dòng)機(jī)中的分布范圍變化不明顯，主要有兩處：一是藥柱末端面與人脫根部之間；二是噴管收斂段中部附近，且粒子濃度隨著橫向過載的增大而顯著增大。經(jīng)過與試驗(yàn)解剖數(shù)據(jù)對(duì)比，認(rèn)為選取該顆粒分布規(guī)律，所獲得的粒子濃度聚集區(qū)范圍與該發(fā)動(dòng)機(jī)在30g橫向大過載飛行試驗(yàn)后燃燒室解剖沖刷槽位置基本一致。因此，過載條件下流場(chǎng)分析中選用的金屬顆粒平均粒徑為70 μm是較準(zhǔn)確的。

2 研究過載下絕熱層燒蝕規(guī)律的幾種方法

過載下絕熱層燒蝕的研究方法主要有流場(chǎng)計(jì)算和地面模擬試驗(yàn)。過載流場(chǎng)計(jì)算法，成本低，結(jié)合現(xiàn)有高性能計(jì)算機(jī)平臺(tái)，基本能夠?qū)崿F(xiàn)各種飛行工況下全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)外流場(chǎng)模擬，但缺乏準(zhǔn)確的燃燒室凝相粒子初始分布參數(shù)、粒子碰撞模型以及流場(chǎng)結(jié)果表征絕熱層燒蝕的方法。因此，結(jié)果只能起到對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燒蝕區(qū)域的預(yù)示作用，不能精準(zhǔn)預(yù)示絕熱層的燒蝕閾值，隨著相關(guān)學(xué)科發(fā)展，存在廣闊發(fā)展空間?？己私^熱層燒蝕的主要試驗(yàn)研究方法有喉襯抗粒子剝蝕試驗(yàn)、地面離心試驗(yàn)、地面旋轉(zhuǎn)模擬過載試驗(yàn)以及地面收斂-轉(zhuǎn)折裝置模擬過載試驗(yàn)等，這些試驗(yàn)條件與飛行工況都有一定差距。國(guó)內(nèi)尚不具備全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)過載試驗(yàn)條件，亟需尋求其他的技術(shù)途徑。

2.1 過載流場(chǎng)數(shù)值模擬方法

發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)的數(shù)值研究經(jīng)歷了由簡(jiǎn)單到復(fù)雜的過程，逐步從無粘、單相模型發(fā)展到粘性、湍流、多維多相模型。流場(chǎng)計(jì)算模型都采取了一些簡(jiǎn)化措施，其計(jì)算結(jié)果和燃?xì)獾恼鎸?shí)流動(dòng)存在一定的差異。為探索精確模擬各種狀態(tài)下的內(nèi)流場(chǎng)途徑，國(guó)內(nèi)外一直都在對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的數(shù)值模擬進(jìn)行探索和研究，使計(jì)算模型與實(shí)際流動(dòng)情況不斷逼近。目前，雙流體模型和顆粒軌道模型得到了廣泛應(yīng)用。

2.1.1 雙流體模型

這種模型是把多相系統(tǒng)中的各相都看成是連續(xù)的，并根據(jù)連續(xù)性理論引入Euler型基本方程。這種模型的優(yōu)點(diǎn)是可全面考慮顆粒的湍流輸運(yùn)，并用統(tǒng)一的方法處理顆粒級(jí)流體相，其缺點(diǎn)是用歐拉法處理顆粒相會(huì)產(chǎn)生偽擴(kuò)散；當(dāng)顆粒分組較多時(shí)需要的計(jì)算內(nèi)存過大；另外，用于處理有復(fù)雜變化經(jīng)歷的顆粒(如蒸發(fā)、燃燒、碰撞、聚合和破碎等物理變化是時(shí)間的函數(shù))尚待進(jìn)一步研究。

2.1.2 顆粒軌道模型

這種模型仍把氣相當(dāng)作連續(xù)相，但把顆粒相看成是不連續(xù)的離散相，對(duì)每一個(gè)粒子(或粒子群)在拉格朗日坐標(biāo)下進(jìn)行跟蹤。這樣，氣相采用歐拉型方程，而顆粒相采用拉格朗日型方程。所以，這種模型又叫做歐拉-拉格朗日模型。這種模型的主要優(yōu)點(diǎn)是數(shù)值計(jì)算不會(huì)產(chǎn)生偽擴(kuò)散；對(duì)于多分散顆粒群并不需要增加過多的計(jì)算內(nèi)存；比較容易加入顆粒蒸發(fā)、燃燒、碰撞、聚合和破碎等過程的模型；可計(jì)算潛入噴管背壁的熔渣沉積。由于上述優(yōu)點(diǎn)，目前顆粒軌道模型得到越來越廣泛的應(yīng)用。

2.2 液滴碰撞模型研究

含鋁推進(jìn)劑在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)燃燒過程中，鋁顆粒在高溫燃?xì)猸h(huán)境下(2 800～3 800 K)經(jīng)歷熔化、蒸發(fā)及化學(xué)反應(yīng)等物理過程，最終生成三氧化二鋁熔融液滴狀。單個(gè)液滴撞擊壁面的動(dòng)力學(xué)機(jī)制依賴于侵蝕液滴的動(dòng)力學(xué)特性，包括液滴直徑dp，液滴撞擊角度θ，及液滴的物理特性參數(shù)，以及液滴的動(dòng)力粘性系數(shù)μ、密度ρ與表面張力σ等。液滴碰撞規(guī)律研究，需要從兩方面著手：一是液滴與壁面之間的碰撞[11-12]；二是液滴之間的碰撞[13-14]。

2.2.1 液滴與壁面之間碰撞規(guī)律研究

實(shí)驗(yàn)研究表明，不同尺寸的液滴在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流動(dòng)過程中會(huì)與已暴露的絕熱層壁面發(fā)生碰撞，影響顆粒和壁面碰撞結(jié)果的最主要因素是壁面溫度和顆粒速度，這2個(gè)參數(shù)決定了壁面和顆粒之間的傳熱過程。

液滴碰撞壁面機(jī)制一般依據(jù)韋泊數(shù)(We)大小，可分為吸附、反彈、展成液膜及飛濺等4種結(jié)果，液滴與壁面之間的碰撞結(jié)果示意如圖5所示。

圖5 顆粒-壁面碰撞結(jié)果示意圖Fig.5 Schematic diagram of particle collision wall

計(jì)算We，采用顆粒的法向速度分量，定義如下：

(2)

式中ρl、σ為液體密度和表面張力；D0為碰壁前顆粒的直徑；Vnd為顆粒碰壁時(shí)的法向速度。

如果顆粒的動(dòng)能比較小，且壁面溫度較低，則顆粒會(huì)吸附在壁面上，并維持近似球形。通過對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的總結(jié)認(rèn)為，顆粒碰壁后吸附于壁面上的條件為We<5；通過實(shí)驗(yàn)研究認(rèn)為，顆粒碰壁發(fā)生反彈的條件是5

展成液膜過程和吸附過程近似，只不過顆粒的We數(shù)更大些，顆粒碰壁后和壁面上的液膜相結(jié)合，并成為液膜的一部分；當(dāng)顆粒的動(dòng)能比較大時(shí)，顆粒碰壁后將發(fā)生飛濺現(xiàn)象，形成不穩(wěn)定的冠狀液膜，隨后破碎成許多小顆粒。

依據(jù)上述We判定理論，針對(duì)固體發(fā)動(dòng)機(jī)中常見的吸附與反彈的臨界法向速度開展了計(jì)算。其中，ρl=2 670 kg/m3，σ=0.69 N/m，μ=1.48×10-2Pa·s。

計(jì)算結(jié)果見表2。初步認(rèn)為，不同狀態(tài)下液滴臨界法向速度與液滴直徑成反比。結(jié)合發(fā)動(dòng)機(jī)兩相流計(jì)算結(jié)果，分析認(rèn)為在燃燒室中產(chǎn)生的Al2O3液滴與壁面之間主要表現(xiàn)為吸附與反彈共存，對(duì)絕熱層的燒蝕類型是粒子沉積引起的熱化學(xué)燒蝕以及粒子沖刷引起的機(jī)械剝蝕；在噴管收斂段主要表現(xiàn)為反彈，對(duì)絕熱層的燒蝕類型是高速粒子沖刷引起的機(jī)械剝蝕。

2.2.2 液滴之間的碰撞模型

為準(zhǔn)確預(yù)測(cè)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中的液滴尺寸分布，需要對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行包含液滴碰撞等物理過程的研究。不同尺寸的液滴在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流動(dòng)過程中會(huì)發(fā)生碰撞，碰撞結(jié)果可能為反彈、聚合及破碎等，從而導(dǎo)致液滴粒徑分布發(fā)生變化。

對(duì)于液滴碰撞結(jié)果的描述，采用無量綱參數(shù)We數(shù)、碰撞參數(shù)B、液滴尺寸比Δ、雷諾數(shù)Re及奧那守基數(shù)Oh，其定義為

(3)

式中ρ1為液滴密度；σ為液滴表面張力系數(shù)；相對(duì)速度Ur=2U0；DS、DL分別為小液滴直徑和大液滴直徑；μ為液滴動(dòng)力粘度；B的取值范圍為0≤B<1。

一般采用We-B圖來描述液滴碰撞結(jié)果的物理規(guī)律(見圖6)，Qian等將液滴碰撞結(jié)果分為5類，即微小變形后聚合、反彈、大變形后聚合、近對(duì)心碰撞聚合后分離及偏心碰撞聚合后分離，如圖6所示。

表2 不同We下液滴臨界法向速度對(duì)比Table 2 Comparison to the liquid droplet critical speed with different We

圖6 碳?xì)湟旱闻鲎步Y(jié)果分布Fig.6 Distribution graph of hydrocarbon droplet collision results

2.3 地面模擬試驗(yàn)研究

本節(jié)主要針對(duì)工程常用的幾種典型考核絕熱層燒蝕性能試驗(yàn)研究方法進(jìn)行分析。

2.3.1 喉襯抗粒子剝蝕試驗(yàn)

喉襯抗粒子燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖7所示，其工作原理為小型水冷氧-煤油液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生高溫燃?xì)?；送粉器?shí)現(xiàn)粉末定量輸送的功能，載氣與粉末混合成流態(tài)后以一定壓力從送粉口送入高溫燃?xì)猓纬扇細(xì)?粒子兩相流對(duì)試件進(jìn)行燒蝕考核，獲得材料的燒蝕性能[15]。

圖7 試驗(yàn)系統(tǒng)原理示意圖Fig.7 Schematic diagram of experimental system

試驗(yàn)成本較低，可近似模擬粒子沖刷環(huán)境下的絕熱層燒蝕。然而，該系統(tǒng)本身不具有高溫、高壓和低速的燃?xì)猸h(huán)境，只能根據(jù)絕熱材料的燒蝕機(jī)理，大致確定出氧化性氣氛的環(huán)境和在適當(dāng)距離下的速度、角度及粒子含量，試驗(yàn)結(jié)果只能起到對(duì)絕熱材料的篩選作用。

2.3.2 地面旋轉(zhuǎn)模擬過載試驗(yàn)

旋轉(zhuǎn)試車臺(tái)有2類：一類是主動(dòng)式試車臺(tái)，發(fā)動(dòng)機(jī)靠自身動(dòng)力旋轉(zhuǎn)，可用于火箭彈旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)；另一類是被動(dòng)式試車臺(tái)，利用變速馬達(dá)和作動(dòng)機(jī)構(gòu)使發(fā)動(dòng)機(jī)在各種過載條件下工作。如圖8所示，該試驗(yàn)系統(tǒng)由動(dòng)力源、旋轉(zhuǎn)試車臺(tái)、試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)和配重發(fā)動(dòng)機(jī)組成。當(dāng)試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)在試車臺(tái)上旋轉(zhuǎn)時(shí)，通過調(diào)節(jié)圖8中旋轉(zhuǎn)試車架的轉(zhuǎn)速n和發(fā)動(dòng)機(jī)傾斜角α，可模擬發(fā)動(dòng)機(jī)不同軸向、橫向組合過載條件下的工作過程，形成的真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)燒蝕環(huán)境對(duì)絕熱層試件進(jìn)行考核。

離心與旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)可歸為一類，成本較高，在旋轉(zhuǎn)試車中，牽連運(yùn)動(dòng)是發(fā)動(dòng)機(jī)繞試驗(yàn)臺(tái)的旋轉(zhuǎn)，相對(duì)運(yùn)動(dòng)是粒子在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部的高速流動(dòng)。所以，粒子受到哥氏加速度的影響是難以克服的。對(duì)旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)的流場(chǎng)計(jì)算表明，由于哥氏加速度的影響，使得粒子受到更大的側(cè)向加速度，而且這種影響沿粒子運(yùn)動(dòng)軌跡是變化的，這導(dǎo)致更多的粒子匯集碰撞發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁面。如果在試驗(yàn)設(shè)計(jì)中，不能對(duì)這個(gè)因素進(jìn)行正確的處理，會(huì)使發(fā)動(dòng)機(jī)承受比正常狀態(tài)更為惡劣的環(huán)境，有可能得到錯(cuò)誤的結(jié)論。地面旋轉(zhuǎn)試驗(yàn)的殘骸燒蝕解剖結(jié)果也證實(shí)燃燒室和噴管最嚴(yán)重的燒蝕方向并不是針對(duì)離心方向的象限，而是往相鄰象限偏離。

通過該類試驗(yàn)可初步確定過載方向粒子聚集區(qū)的沿軸向位置范圍，針對(duì)不同絕熱層進(jìn)行綜合優(yōu)選。

圖8 過載試驗(yàn)臺(tái)裝置示意圖Fig.8 Schematic diagram of the overload test

2.3.3 地面收斂-轉(zhuǎn)折裝置模擬過載試驗(yàn)

利用收斂-轉(zhuǎn)折裝置模擬發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒產(chǎn)物不同燒蝕環(huán)境下對(duì)絕熱層試件的考核。試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)由燃?xì)獍l(fā)生器、收斂段、調(diào)節(jié)環(huán)、試驗(yàn)段、絕熱層試件和噴管組成，如圖9所示。

工作原理是兩相燃?xì)鈴娜細(xì)獍l(fā)生器流出，經(jīng)過收斂段，顆粒向中心匯聚，通過調(diào)節(jié)收縮通道的幾何結(jié)構(gòu)以及轉(zhuǎn)折段的角度，聚集后的高濃度顆粒流以一定角度沖刷絕熱層試件，來模擬真實(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)在過載條件的顆粒沖刷狀態(tài)[16-19]。

圖9 高過載模擬燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)圖Fig.9 Sketch of experimental motor

試驗(yàn)成本較高，依據(jù)全尺寸發(fā)動(dòng)機(jī)流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，研究燃燒產(chǎn)物凝相粒子在不同速度、不同濃度與不同角度下對(duì)絕熱層的燒蝕影響規(guī)律。針對(duì)確定的推進(jìn)劑與絕熱層材料，基于正交試驗(yàn)基本上可給出材料的燒蝕特性及弱、強(qiáng)沖刷狀態(tài)下的工程燒蝕預(yù)示公式。不足點(diǎn)是該試驗(yàn)裝置下粒子濃度與速度存在正相關(guān)性，不易模擬低速度、高濃度粒子沖刷狀態(tài)，試驗(yàn)結(jié)果的應(yīng)用在一定程度上受限。

2.3.4 全尺寸模擬過載試驗(yàn)

火箭橇試驗(yàn)具有產(chǎn)生大過載、高速度、強(qiáng)振動(dòng)和沖擊等綜合條件的能力，可最逼真地模擬導(dǎo)彈真實(shí)飛行環(huán)境，為模擬發(fā)動(dòng)機(jī)飛行工況提供了可能[20]。工作原理為利用火箭橇作為被試發(fā)動(dòng)機(jī)過載加載平臺(tái)和回收載體，以火箭橇自身攜帶的火箭發(fā)動(dòng)機(jī)為動(dòng)力，通過火箭橇系統(tǒng)在滑軌上高速運(yùn)動(dòng)，模擬被試發(fā)動(dòng)機(jī)飛行過載和振動(dòng)環(huán)境，達(dá)到被試發(fā)動(dòng)機(jī)過載下絕熱層燒蝕特性的考核目的。

試驗(yàn)成本高，通過火箭橇過載激勵(lì)試驗(yàn)，模擬導(dǎo)彈飛行過載條件，關(guān)鍵技術(shù)是過載曲線試驗(yàn)方案的設(shè)計(jì)，與火箭推力、空氣動(dòng)力、水閘制動(dòng)力、最大運(yùn)動(dòng)距離、最大過載以及最大速度等因素有關(guān)，過載曲線是各制約之間的優(yōu)化實(shí)現(xiàn)。目前，針對(duì)火箭橇試驗(yàn)在固體發(fā)動(dòng)機(jī)研制上的應(yīng)用鮮見報(bào)道。后續(xù)可探索將此作為復(fù)雜飛行工況下固體發(fā)動(dòng)機(jī)的考核項(xiàng)。

3 不同過載組合對(duì)絕熱層燒蝕影響分析

本章基于過載流場(chǎng)數(shù)值模擬方法，討論了某戰(zhàn)術(shù)發(fā)動(dòng)機(jī)在短時(shí)間大過載與長(zhǎng)時(shí)間中、小過載典型工況下的絕熱層燒蝕結(jié)果，并分別給出了熱防護(hù)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)注意的問題。

3.1 短時(shí)間大過載

短時(shí)間大過載，指的是在軸向過載一定或變化幅度較小時(shí)，橫向短時(shí)間內(nèi)承受20g以上的過載情形。以某戰(zhàn)術(shù)發(fā)動(dòng)機(jī)為例，橫向短時(shí)間內(nèi)承受30g的過載?；陲w行過載曲線，選取了軸向20g，橫向分別為30g、20g與12g等3個(gè)典型工況開展過載流場(chǎng)計(jì)算，如圖10所示。

(1)隨橫向過載增大，在發(fā)動(dòng)機(jī)筒段壁面沿著流場(chǎng)方向形成了一條粒子濃度逐漸增大的聚集帶，并呈多峰分布。顆粒沖刷的主要位置逐漸向燃燒室藥柱末端移動(dòng)，在橫向過載大于20g的情形下，顆粒沖刷嚴(yán)重的位置位于燃燒室筒段，在橫向過載小于12g的情形下，顆粒沖刷嚴(yán)重的位置位于燃燒室后端面接頭區(qū)域附近。

(2)顆粒對(duì)燃燒室絕熱層表面的沖刷速度均沿流向緩慢增加，范圍在12～21 m/s；在噴管收斂段快速增加；但過載大小對(duì)顆粒沖刷速度的影響不明顯，主要原因是燃?xì)獗旧韺?duì)顆粒運(yùn)動(dòng)的軸向加速很大，而過載的作用體現(xiàn)不明顯。

(3)大過載下，燃燒室中的凝相粒子流特征是低速度、高濃度，在絕熱層局部聚集引起熱增量迅速增高。絕熱層消耗異常增大，在此基礎(chǔ)上很容易形成凹槽，并導(dǎo)致粒子流在凹槽內(nèi)的循環(huán)堆積與沖刷，此時(shí)粒子流特征轉(zhuǎn)變?yōu)楦咚俣取⒏邼舛?。因此，瞬間內(nèi)會(huì)導(dǎo)致局部熱結(jié)構(gòu)失效引起飛行失利。

因此，在短時(shí)大橫向飛行過載條件下，燃燒室絕熱層筒段，藥柱端面附近應(yīng)是熱防護(hù)的重點(diǎn)，絕熱層厚度設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)參照流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果預(yù)示的粒子流聚集位置，進(jìn)行高可靠性設(shè)計(jì)。

(a)軸向20 g，橫向30 g (b)軸向20 g，橫向20 g

(c)軸向20 g，橫向12 g

3.2 長(zhǎng)時(shí)間中、小過載

長(zhǎng)時(shí)間中、小過載，指的是在軸向過載一定或變化幅度較小時(shí)，橫向長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)承受20g以內(nèi)的過載情形。以某戰(zhàn)術(shù)發(fā)動(dòng)機(jī)為例，橫向承受平均過載7g，最大過載12g，且持續(xù)時(shí)間8 s以上，屬于典型的長(zhǎng)時(shí)間中過載?；陲w行過載曲線，選取了軸向14g、橫向5g，軸向17g、橫向12g與軸向20g、橫向8g等3個(gè)典型工況開展了過載流場(chǎng)計(jì)算，如圖11所示。

(1)當(dāng)橫向過載達(dá)到一定程度，在發(fā)動(dòng)機(jī)筒段絕熱層表面，與橫向過載同向的部位，沿著流場(chǎng)方向會(huì)形成一條粒子濃度緩慢增大的聚集帶，而在非承載面粒子分布較為稀疏。

(2)顆粒對(duì)燃燒室絕熱層表面的沖刷速度均沿流向緩慢增加，范圍在10～20 m/s，與燃燒室空腔大小有關(guān)，在噴管收斂段快速增加。

(3)經(jīng)過分析，初步認(rèn)為粒子密集區(qū)一定程度代表了該部位的燒蝕環(huán)境較為嚴(yán)酷，燃燒室與噴管連接處的絕熱層燒蝕主要由于凝相粒子低速聚集引起了局部熱增量的加劇所致；噴管收斂段絕熱層的燒蝕主要表現(xiàn)為粒子高速?zèng)_刷引起的機(jī)械剝蝕。

因此，長(zhǎng)時(shí)間中、小過載下，燃燒室絕熱層與噴管絕熱層連接處以及噴管收斂段中部應(yīng)是熱防護(hù)的重點(diǎn)，為了緩解燃燒室絕熱層局部的嚴(yán)酷燒蝕環(huán)境，在已知粒子沖刷參數(shù)分布下，可增加局部絕熱層設(shè)計(jì)厚度，調(diào)整發(fā)動(dòng)機(jī)的飛行姿態(tài)，使承載面呈現(xiàn)正負(fù)交替的過載以及增加發(fā)動(dòng)機(jī)自身旋轉(zhuǎn)動(dòng)作。

(a)軸向14 g，橫向5 g

(b)軸向17 g，橫向12 g

(c)軸向20 g，橫向8 g

4 結(jié)束語(yǔ)

(1)過載下燃燒室顆粒相粒徑初始分布參數(shù)，可通過聚集下粒子收集試驗(yàn)、飛行發(fā)動(dòng)機(jī)殘骸部位粒度分析以及故障位置反算分析等綜合獲得。

(2)燃燒產(chǎn)物中Al2O3基本呈液滴狀，在燃燒流動(dòng)中，液滴與壁面之間的碰撞以及液滴之間的碰撞結(jié)果，一般依據(jù)We大小進(jìn)行初步評(píng)判。

(3)火箭橇為模擬發(fā)動(dòng)機(jī)真實(shí)飛行環(huán)境提供了可能，可探索將此作為復(fù)雜彈道下固體發(fā)動(dòng)機(jī)的考核內(nèi)容。

(4)在短時(shí)大橫向飛行過載條件下，燃燒室絕熱層筒段，藥柱端面附近應(yīng)是熱防護(hù)的重點(diǎn)；長(zhǎng)時(shí)間中、小過載下，燃燒室絕熱層與噴管絕熱層連接處以及噴管收斂段中部應(yīng)是熱防護(hù)的重點(diǎn)，除增加局部絕熱層設(shè)計(jì)厚度外，還可通過調(diào)整飛行姿態(tài)，使承載面呈現(xiàn)交替過載以及增加發(fā)動(dòng)機(jī)自身旋轉(zhuǎn)動(dòng)作，減緩燒蝕環(huán)境。

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(編輯：崔賢彬)

Progress on condensed-phase particle characteristic and insulation ablation in SRM chamber with flight overload

TIAN Wei-ping1,2,XU Tuan-wei1,WANG Jian-ru3

(1.College of Astronautics,Northwestern Polytechnical University,Xi'an 710072,China；2.The Fourth Academy of CSAC,Xi'an 710025,China；3.The 41st Institute of the Fourth Academy of CSAC,Xi'an 710025,China)

Substantive methods studying on insulation ablation in SRM under overload conditions made by scholars at home and abroad were summarized and analyzed. The paper focuses on the research progress in combustion chamber particle size parameter determination method,numerical simulation method on over load flow field ground and the simulation overload experiment.Two approaches to confirming parameters of particle distribution were proposed.One is particle collection and analysis based on flight motor,and the other is inverse analysis by numerical simulation based on flight motor blooey position,by which the particle size distribution parameters were given.Then rocket sled test is brought forward to dive into the insulation ablation.Moreover,based on numerical simulation results of a tactical SRM,the insulation ablation under two typical conditions which are high overload with short time and low medium overload with long time were discused.Eventually,some points needing attention in design of thermal protection were given.

solid rocket motor;flight overload;condensed phase particles;insulation ablation;progress

2014-07-13；

：2014-08-16。

田維平(1964—)，男，研究員，主要從事固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)總體設(shè)計(jì)研究。

V435

A

1006-2793(2015)01-0030-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2015.01.006