燒蝕臺階現(xiàn)象及對噴管性能的影響分析

尚永騰

(中國空空導彈研究院，河南洛陽 471009）

燒蝕臺階現(xiàn)象及對噴管性能的影響分析

尚永騰

(中國空空導彈研究院，河南洛陽 471009）

噴管內(nèi)型面由不同材料對接而成，對接面處不可避免地會出現(xiàn)燒蝕臺階。本文對噴管的燒蝕臺階現(xiàn)象進行分析，說明了燒蝕臺階的成因和不利影響；對臺階對局部流場的影響進行仿真，展示了不同尺度的渦流現(xiàn)象；對不同臺階位置和深度時的噴管內(nèi)流場進行計算，分析了其對噴管性能的影響。計算結(jié)果表明喉襯后緣的大尺寸燒蝕臺階對噴管性能影響很大，必須在噴管設(shè)計中予以避免。

燒蝕臺階；臺階效應；局部流場；噴管內(nèi)流場

0 引 言

在固體火箭發(fā)動機噴管結(jié)構(gòu)設(shè)計中,由于噴管各部分功能各異,所處燃氣環(huán)境不同,對燒蝕性、耐熱性要求也不同；同時考慮加工、減重、承力等方面的要求,需要采用不同材料搭接組成噴管內(nèi)型面,這樣兩種材料的結(jié)合處就形成了縫隙［1-2］。由于縫隙兩側(cè)材料的不同,噴管工作過程中不可避免地會出現(xiàn)燒蝕臺階,臺階的出現(xiàn)會破壞內(nèi)流場,在一定程度上損失噴管性能,嚴重時會在臺階處形成渦流,從而進一步加劇對縫隙下游材料的沖刷燒蝕,使臺階再擴大,形成臺階效應。臺階效應會造成噴管內(nèi)型面嚴重的沖刷燒蝕,不僅造成推力損失,還可能造成燒穿事故而導致發(fā)動機工作失敗。

因此有必要對噴管燒蝕臺階現(xiàn)象進行分析,了解其形成原因及對局部流場和噴管性能的影響,為改進噴管設(shè)計、減小臺階影響提供理論基礎(chǔ)。

1 燒蝕臺階的成因和不利影響

噴管喉部的燒蝕通常最為嚴重,為保證喉道面積,常采用石墨、碳/碳等耐燒蝕材料或鎢滲銅、鉬滲銅等難熔金屬作為喉襯材料,為了增強隔熱效果、減輕結(jié)構(gòu)質(zhì)量,喉襯上下游常采用高硅氧/酚醛、碳/酚醛等材料［3-7］。不同材料的燒蝕率有差異,表1所示為噴管常用燒蝕材料的燒蝕性能。

表1 噴管常用燒蝕材料

材料燒蝕率不同會導致出現(xiàn)燒蝕臺階,從而對噴管性能產(chǎn)生不利影響［8-12］：

(1)燒蝕臺階的出現(xiàn)直接導致內(nèi)型面不連續(xù),從而造成燃氣流動損失；

(2)內(nèi)型面的凹坑增加了內(nèi)表面粗糙度,破壞了壁面附近的平流邊界層,造成邊界層損失增大；

(3)若兩種材料燒蝕性能相差過大,在短時間內(nèi)就會出現(xiàn)明顯的臺階而引發(fā)臺階效應,從而造成內(nèi)型面的嚴重燒蝕。圖1所示為典型的臺階效應造成的噴管燒蝕現(xiàn)象。

圖1 典型的臺階效應造成的燒蝕現(xiàn)象

圖1中,噴管喉襯表面采用鎢滲銅材料,抗燒蝕性能很好,在工作過程中幾乎不燒蝕,而擴散段燒蝕層采用高硅氧/酚醛材料,其線燒蝕率約為0.2 mm/s。在發(fā)動機工作過程中,鎢滲銅與高硅氧/酚醛接觸的縫隙兩側(cè)由于燒蝕率不同而形成臺階,臺階深度達到一定程度則出現(xiàn)渦流,渦流進一步加劇了對高硅氧/酚醛的燒蝕,由此逐漸形成圖中所示的燒蝕凹坑。通常噴管設(shè)計中,縫隙兩側(cè)材料的燒蝕速率相差不超過3倍。

2 燒蝕臺階對局部流場的影響

燒蝕臺階的直接影響是對局部流場產(chǎn)生干擾,改變流線方向,破壞平行流邊界層。圖2～4分別模擬臺階迎對來流、臺階背對來流以及來流經(jīng)過凹坑時的流場情況。

圖2中,臺階處于迎對來流方位時,在直角附近存在渦流,但其規(guī)模很小,速度很低(30 m/s左右)。圖3中,臺階背對來流方向,相比臺階迎對來流方向,此時產(chǎn)生的渦流要明顯的多,渦流幾乎占據(jù)了整個直角三角形的位置,并且渦流速度較高(達500 m/s)。圖4中,流線在凹坑內(nèi)產(chǎn)生了規(guī)則的渦流,渦流規(guī)模占據(jù)整個凹坑,渦流外圍速度較高(達350 m/s)。

圖2 臺階迎對來流流場情況

圖3 臺階背對來流流場情況

圖4 來流經(jīng)過凹坑時的流場情況

燒蝕臺階導致流線變化,產(chǎn)生渦流,造成能量損失,同時渦流的出現(xiàn)進一步加劇了對壁面的沖刷燒蝕,有可能使熱防護失效。

3 燒蝕臺階對噴管性能的影響

應用Fluent對噴管進行內(nèi)流場計算,查看燒蝕臺階對噴管性能的影響。圖5為采用ICEM軟件劃分的計算網(wǎng)格。模型為噴管常規(guī)內(nèi)型面,喉徑為20 mm,入口尺寸為53 mm,出口尺寸為47 mm,擴張比為5.5。

圖5 計算網(wǎng)格

求解采用基于密度的隱式算法,湍流模型采用標準k-ε兩方程模型,各物理量的離散格式均為一階迎風格式。邊界條件為：壓力入口為4 MPa；壓力出口為大氣壓；壁面為絕熱無滑移壁面。計算所采用的燃氣物性參數(shù)如表2所示。

表2 燃氣物性參數(shù)

3.1 臺階位置對噴管性能的影響

對有、無臺階的噴管內(nèi)型面分別進行內(nèi)流場仿真計算,對比計算結(jié)果并分析臺階效應的影響［6］。

圖6為正常內(nèi)型面的噴管速度矢量圖,速度平滑過渡,至出口處最大(達2 780 m/s)。圖7和圖8分別為喉襯前緣和后緣有臺階時的速度矢量圖,顯示喉襯前緣臺階處流線變化劇烈但并未出現(xiàn)渦流,而后緣有臺階的位置出現(xiàn)渦流,引發(fā)臺階效應。圖9為臺階效應局部速度矢量圖,可以看出,整個凹坑范圍內(nèi)形成明顯渦流,渦流外部速度達500 m/s左右,噴管在渦流的作用下燒蝕將嚴重加劇。

圖6 正常內(nèi)型面噴管速度矢量圖

圖7 喉襯前緣有臺階時的速度矢量圖

圖8 喉襯后緣有臺階時的速度矢量圖

圖9 臺階效應局部速度矢量圖

表3為有、無臺階效應時的噴管性能數(shù)據(jù)對比,可以看出,當喉襯下游出現(xiàn)臺階時易引發(fā)臺階效應,造成噴管燒蝕嚴重,推力損失很大(13%)。喉襯前緣有臺階時,性能影響不大。

表3 有無臺階噴管性能數(shù)據(jù)對比

3.2 不同臺階尺寸對噴管性能的影響

假定噴管擴張段內(nèi)型面線性燒蝕,計算喉襯后緣臺階深度分別為1mm,2 mm,3 mm時的噴管內(nèi)流場,比較臺階深度對噴管性能的影響。

圖10所示為不同臺階深度時渦流的速度云圖。圖10(a)中,臺階深度1 mm時,還不足以形成渦流；圖10(b)中,臺階深度2 mm時,出現(xiàn)渦流,速度約300 m/s；圖10(c)中,臺階深度3 mm時,渦流明顯加大,速度也有所提高,可以達到450 m/s左右。圖11顯示了不同臺階深度時的局部渦流。

圖10 不同臺階深度時渦流的速度云圖

圖11 不同臺階深度的局部渦流

表4為計算得到的不同臺階深度時的噴管性能數(shù)據(jù)。

表4 不同臺階深度時的噴管性能數(shù)據(jù)

隨著臺階深度增加,渦流產(chǎn)生且速度越來越高,噴管推力和比沖均有所減小。但由于臺階后的擴張段內(nèi)型面過渡相對較平緩,性能損失比凹坑式的臺階小。

4 結(jié) 論

(1)噴管設(shè)計中,由于材料燒蝕率的不同,燒蝕臺階是不可避免的,燒蝕臺階會對噴管產(chǎn)生不利影響,造成性能損失,嚴重時可能導致熱防護失效,發(fā)動機工作失敗；

(2)喉襯后緣有臺階比前緣有臺階對流場影響更大,更易引發(fā)臺階效應,噴管的燒蝕和性能損失也更大,因此后緣臺階更要著重避免；

(3)后緣臺階深度較小時不會引發(fā)臺階效應,隨臺階深度不斷增加,出現(xiàn)臺階效應,噴管損失也逐漸加大；

(4)燒蝕臺階的預防可采取選用燒蝕率相近的材料、對接面應避免位于內(nèi)型面明顯變化之處、喉襯后緣過渡一種中等燒蝕材料等措施。

［1］陳汝訓.固體火箭發(fā)動機設(shè)計與研究［M］.北京：中國宇航出版社,2004.

［2］李建利,趙帆,張元,等.碳纖維及其復合材料在軍工領(lǐng)域的應用［J］.合成纖維,2014,43(3)：33-35.

［3］張曉光,王長輝,劉宇,等.固體火箭發(fā)動機碳基材料噴管熱化學燒蝕特性［J］.推進技術(shù),2012,33(1)：93 -97.

［4］查柏林,黃定園,喬素磊,等.C/C復合材料燒蝕試驗及燒蝕機理研究［J］.固體火箭技術(shù),2013,36(5)：692-696.

［5］Farhan S,LiK,Guo L,etal.Effectof Density and Fibre Orientation on the Ablation Behaviour of Carbon-Carbon Composites［J］.New Carbon Materials,2010,25(3)：161-167.

［6］溫瑞珩,鄭守鐸,葉瑋.發(fā)動機用碳/酚醛材料燒蝕影響因素分析［J］.新材料產(chǎn)業(yè),2013(4)：40-43.

［7］ThaKre P,Yang V.Chemical Erosion of Carbon-Carbon/ Graphite Nozzle in Solid-Propellant RocKet Motors［J］. Journal of Propulsion and Power,2008,24(4)：822-833.

［8］李陽,張國偉,張國棟.基于FLUENT的火箭發(fā)動機噴管流場數(shù)值模擬［J］.機電技術(shù),2013(3)：13-15.

［9］劉敦啟,張澤遠.固體火箭發(fā)動機長尾噴管內(nèi)襯燒蝕流場分析［J］.彈箭與制導學報,2011,31(2)：127-129.

［10］陳劍,魏祥庚,李江,等.固體火箭發(fā)動機長尾噴管燒蝕實驗研究［J］.固體火箭技術(shù),2010,33(1)：34 -35.

［11］張研,齊歆,郭建忠,等.基于燒蝕理論的固體火箭發(fā)動機熱機構(gòu)傳熱數(shù)值模擬［J］.機械制造,2013, 51(7)：27-31.

［12］鄭曉亞,王衛(wèi)祥,蔡飛超,等.固體火箭發(fā)動機噴管熱機構(gòu)一體化計算［J］.航空動力學報,2012,27 (9)：2122-2127.

Analysis of Ablation Step Phenomenon and Its Influence on the Performance of Nozzle

Shang Yongteng
(China Airborne Missile Academy,Luoyang 471009,China)

The inner surface of nozzle consists of differentmaterials and the ablation step is inevitable on the interface ofmaterials.Analysis of ablation step phenomenon and its cause of formation and bad influence are explained in this paper.The influence of ablation step on local flow field is simulated to show different vortex.Calculation of nozzle flow field with different step location and depth ismade to display its effect on the performance of nozzle.The results indicate that the large ablation step behind the throat hasmuch influence on nozzle performance so that itmust be avoided in the design of nozzle.

ablation step；step effect；local flow field；nozzle flow field

V435+.14

A

1673-5048(2015)03-0044-04

2014-12-01

尚永騰（1987-），男，山東德州人，碩士研究生，研究方向為固體火箭發(fā)動機噴管設(shè)計。