多相流環(huán)境下絕熱材料燒蝕試驗(yàn)方法研究

王金金，查柏林，張 煒，張 艷

(1. 火箭軍工程大學(xué)，西安 710025；2. 西安近代化學(xué)研究所，西安 710065)

0 引 言

在火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁長時(shí)間處于高溫、高壓、高速多相射流環(huán)境中[1-2]。發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壁絕熱材料性能，尤其是耐燒蝕性能的優(yōu)劣，對發(fā)動(dòng)機(jī)整體性能有著相當(dāng)大的影響。絕熱材料燒蝕問題是火箭發(fā)動(dòng)機(jī)熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的核心問題之一[3]。

絕熱材料燒蝕過程極其復(fù)雜，影響因素眾多，包括材料自身成分和燒蝕環(huán)境參數(shù)，其中燒蝕環(huán)境因素包括燃?xì)獾乃俣取囟?、壓力、粒子作用、燃?xì)獬煞值?。為探索不同燃?xì)猸h(huán)境下絕熱材料的燒蝕性能，國內(nèi)外研發(fā)了不同的燒蝕試驗(yàn)設(shè)備，并開展了大量燒蝕試驗(yàn)。早在上世紀(jì)60年代，美國Lundell等[4]研發(fā)設(shè)計(jì)了一套熱化學(xué)燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)，通過輻射加熱改變環(huán)境溫度，控制氣體組分等手段對酚醛和聚酰胺纖維等進(jìn)行了燒蝕性能測試。此外，國內(nèi)外學(xué)者均以熱重分析(TGA)為主要實(shí)驗(yàn)手段研制和探究絕熱材料燒蝕機(jī)理[5-7]。該方法通過程序控制溫度，測量待測樣品的質(zhì)量與溫度變化關(guān)系，進(jìn)而研究材料的熱穩(wěn)定性和組分。但是，這幾種方法只能提供高溫?zé)岘h(huán)境，無法考察射流沖刷和粒子侵蝕對材料的影響。美國航空宇航局(NASA)馬歇爾空間飛行中心篩選出可用于火箭發(fā)動(dòng)機(jī)各種絕熱材料性能測試的燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)[8]，該設(shè)備總體性能優(yōu)異，但成本過高，不適合材料的前期研究。氧-乙炔燒蝕試驗(yàn)法以乙炔為燃料，氧氣為助燃劑，通過點(diǎn)火燃燒形成燒蝕射流，同其他燒蝕系統(tǒng)相比，更加經(jīng)濟(jì)實(shí)用，且能提供一定的射流速度，在絕熱材料燒蝕試驗(yàn)中得到廣泛的應(yīng)用[9-12]。等離子燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)通過高壓電弧電離工作介質(zhì)形成高溫射流，溫度可高達(dá)5000 K以上，也被應(yīng)用于材料耐高溫?zé)g性能測試研究[13]。氧-乙炔燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)和基于離子加熱器的燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)具有結(jié)構(gòu)簡單、成本低，且能提供低速射流的優(yōu)點(diǎn)，但射流由氣相或者離子態(tài)組成，與發(fā)動(dòng)機(jī)中的多相射流相差較大。何國強(qiáng)、李江等[14-16]設(shè)計(jì)的收縮管燒蝕測試裝置對碳纖維EPDM材料、丁腈絕熱材料、高硅氧/酚醛和石棉/酚醛模壓材料等進(jìn)行了測試，考察了粒子對材料的侵蝕行為，在燒蝕領(lǐng)域取得了很多顯著的成果。但是該設(shè)備成本相對較高，且需在粒子速度和濃度測量上做進(jìn)一步改進(jìn)。

本文以氧-煤油燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)為基礎(chǔ)，首次采用氧化硼(B2O3)粉末為添加粒子，形成與火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部相似的多相流，具有燒蝕條件可調(diào)、粒子狀態(tài)明確、成本低、穩(wěn)定性好等優(yōu)點(diǎn)。通過數(shù)值仿真和測量分析，探索了該多相流燒蝕試驗(yàn)技術(shù)的特點(diǎn)和優(yōu)勢。并驗(yàn)證B2O3粒子模擬凝聚相粒子的可行性。在此基礎(chǔ)上，開展多相流環(huán)境下硅橡膠絕熱材料燒蝕試驗(yàn)，檢驗(yàn)氧-煤油燒蝕系統(tǒng)的可行性。

1 試驗(yàn)設(shè)備及原理

氧-煤油燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)由供氣系統(tǒng)、送粉系統(tǒng)、控制系統(tǒng)和燒蝕試驗(yàn)臺組成。其工作原理如下：以氧氣為助燃劑、航空煤油為燃料，通過控制系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)對氧和煤油輸入量的精確控制。航空煤油和氧氣通過輸送管路進(jìn)入燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)，經(jīng)霧化、混合和點(diǎn)火后形成高溫高壓的燃?xì)?，燃?xì)馔ㄟ^拉瓦爾噴管加速形成試驗(yàn)射流。粒子通過送粉系統(tǒng)注入高溫射流中，與氣相射流混合后形成多相流。

該系統(tǒng)的優(yōu)點(diǎn)是可通過送粉系統(tǒng)向射流中注入粒子，與氣相射流混合形成多相流，并可通過調(diào)整煤油與氧氣流量、試樣角度、粒子輸入量等參數(shù)控制射流的富氧度、燒蝕角度、粒子濃度，模擬各種發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中的燒蝕工況。燒蝕系統(tǒng)可連續(xù)穩(wěn)定工作300 s以上，粒子濃度范圍為0～30%，富氧度調(diào)節(jié)范圍為-10～30%，具有成本低、穩(wěn)定性好、可控性強(qiáng)的優(yōu)點(diǎn)。

2 流場分析

2.1 物理模型及邊界條件

氧-煤油燒蝕試驗(yàn)焰流具有高溫高速的特征，依靠現(xiàn)有的測量手段還不能完全測量其流場的分布特征，而計(jì)算流體力學(xué)(CFD)數(shù)值仿真是目前分析流場特征應(yīng)用比較廣泛的一種方法。本文先采用CFD數(shù)值模擬對氧-煤油燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)燃?xì)獍l(fā)生器射流特征進(jìn)行模擬分析，再通過與實(shí)際溫度測試結(jié)果對比，達(dá)到驗(yàn)證仿真結(jié)果準(zhǔn)確性的目的。

圖3 計(jì)算網(wǎng)格

如圖2所示，經(jīng)歸一化處理后，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)徑為30，喉部直徑為8，出口直徑為16。劃分網(wǎng)格后，網(wǎng)格數(shù)為210萬。

數(shù)值計(jì)算采用基于密度的理想氣體模型。燃?xì)獍l(fā)生器入口采用壓力入口邊界，壓力根據(jù)實(shí)際工況設(shè)定，總溫為3410 K；出口采用遠(yuǎn)場壓力邊界，壓力為0.1 MPa，溫度為300 K。燃燒室壁面采用循環(huán)冷卻水冷卻，冷卻水流量為2 m3/s，前后溫差約為10 ℃，比熱容為4.2 kJ/kg，燃燒室壁面面積為0.039 m2，發(fā)動(dòng)機(jī)表面對外熱流密度約為600 kW/m2，故設(shè)置壁面的熱流密度為-600 kW/m2。

4）系統(tǒng)耗電量、耗水量偏大。系統(tǒng)安裝電動(dòng)機(jī)共6臺，每年耗電量約5.6×104kWh；同時(shí)反洗MBR需要使用清潔的淡水，系統(tǒng)每運(yùn)行1 h自動(dòng)反洗2 min，每年消耗淡水量約1440 m3。

2.2 湍流模型

為了便于研究，氣相控制方程采用三維雷諾平均N-S方程。

(1)

式中：W為守恒向量，F(xiàn)(W)、G(W)分別為有黏和無黏通量,H為體積力或者化學(xué)反應(yīng)模型的源項(xiàng)。

流場分析采用的湍流模型有k-ε湍流模型、k-ω湍流模型等。其中，標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型在流場計(jì)算中相對成熟穩(wěn)定，因此本文采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型對氧-煤油燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行數(shù)值分析。標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型是半經(jīng)驗(yàn)公式，通過湍流動(dòng)能k和擴(kuò)散率ε求解，方程形式如下：

(2)

(3)

式中：Gk、Gb分別為層流速度梯度和浮力引起的湍流動(dòng)能，YM為可壓縮流湍流過渡過程中產(chǎn)生的波動(dòng)，C1ε，C2ε，C3ε為常數(shù)，σk和σε是k方程和ε方程的湍流普朗特?cái)?shù)。

2.3 射流特征分析

選擇入口壓力分別為0.3、0.5和0.7 MPa進(jìn)行CFD數(shù)值仿真分析。圖4為燃燒室壓力為0.7 MPa條件下的射流溫度云圖和實(shí)際試驗(yàn)中的射流波系結(jié)構(gòu)特征。從圖中可以看出，燃?xì)馍淞鬟M(jìn)入空氣后沿軸向方向運(yùn)動(dòng)，并形成6個(gè)亮斑，該亮斑為射流在運(yùn)動(dòng)過程中形成的激波。仿真結(jié)果中的波節(jié)分布和試驗(yàn)中觀察的波節(jié)分布在空間分布上一致。

圖4 射流流場波系結(jié)構(gòu)對比(0.7 MPa)

圖5 仿真結(jié)果與測試結(jié)果對比

圖6 不同壓力下的射流速度曲線

圖5和圖6為三種不同工況條件下，射流中心軸線方向上的溫度曲線、速度曲線和實(shí)際溫度測量值。由圖可知，實(shí)際測量溫度和仿真結(jié)果基本吻合，因此仿真結(jié)果可作為流場分析依據(jù)。從圖5和圖6可知，燃?xì)獾臏囟群退俣乳_始隨著射流激波的變化震蕩，后期逐漸下降；燃燒室壓力一定的條件下，軸向不同位置的射流溫度和速度不一樣；燃燒室壓力改變時(shí)，相同位置的溫度和速度改變。從圖中還可以看出，射流中相對穩(wěn)定的燃?xì)鉁囟确秶鸀?00～2700 K，速度范圍為200～1500 m/s。因此，可通過調(diào)整燃燒室壓力和燒蝕位置，改變射流溫度和速度等參數(shù)，實(shí)現(xiàn)測試工況和實(shí)際燒蝕工況的一致的目的。綜上，氧-煤油燒蝕試驗(yàn)射流的溫度可在500～2700 K范圍連續(xù)可調(diào)，射流速度可在200～1500 m/s范圍連續(xù)可調(diào)，具有適應(yīng)各種燒蝕工作環(huán)境且可調(diào)可控的優(yōu)點(diǎn)。

3 顆粒特征分析

試驗(yàn)以B2O3顆粒為侵蝕粒子，通過送粉器輸送到高溫射流中。由于B2O3的熔點(diǎn)為723 K，沸點(diǎn)為2158 K，熔沸點(diǎn)溫差較大，粒子在射流中短暫停留，而不至于完全蒸發(fā)。為了觀察粒子受熱后的形貌，在射流末端增加收集裝置，射流中B2O3顆粒沖刷沉積在收集裝置中。

圖7 B2O3顆粒熔化前后SEM圖

圖7為B2O3顆粒受熱前后的掃描電鏡圖。從圖中可以看出，B2O3粒子受熱前表面存在加工后留下的明顯棱角，粒度分布不均。顆粒受熱后，棱角消失，表面發(fā)生熔化蒸發(fā)，粒徑減小，外形向球形顆粒轉(zhuǎn)變，粒子相互撞擊后黏附在一起，粒度較小的顆粒則直接熔化成液滴。文獻(xiàn)[17-18]通過采樣分析認(rèn)為發(fā)動(dòng)機(jī)中凝聚相顆粒的基本外形為球形，表面為液態(tài)層，內(nèi)部為無核、單核或者多核結(jié)構(gòu)。本試驗(yàn)中，受熱熔化后的B2O3顆粒與凝聚相顆粒相似，可作為添加粒子用于模擬高溫射流中的凝聚相粒子。氣相射流加入B2O3粒子后形成與火箭發(fā)動(dòng)機(jī)相似的多相流環(huán)境。

4 燒蝕試驗(yàn)及結(jié)果分析

4.1 燒蝕試驗(yàn)

為了進(jìn)一步驗(yàn)證燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)的可靠性和可行性，本文以硅橡膠復(fù)合材料為燒蝕對象。根據(jù)文獻(xiàn)[19]和[20]某型火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燒蝕工況可知，其燒蝕溫度為1500～2000 K，氣流速度為300～500 m/s。經(jīng)過篩選，當(dāng)燒蝕發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室壓力為0.27 MPa時(shí)，距發(fā)動(dòng)機(jī)出口位置95 mm處，射流溫度約為1800 K，中心速度為550 m/s，如圖8和圖9所示。

圖8 中心軸線方向的速度分布(0.27 MPa)

圖9 中心軸線方向的溫度分布(0.27 MPa)

經(jīng)計(jì)算，當(dāng)煤油和氧氣的輸入量分別為338 slm(標(biāo)況下L/min)、0.146 kg/min時(shí)，補(bǔ)燃室內(nèi)部的壓力約為0.27 MPa，滿足溫度和速度要求。B2O3粒子通過送粉器輸入射流中，燒蝕角度設(shè)置為30°，燒蝕時(shí)間30 s。選用尺寸為50 mm×50 mm×10 mm的硅橡膠絕熱材料試樣作為燒蝕對象，燒蝕過程如圖10所示。相同濃度下，各完成三組試驗(yàn)，外加一組不添加粒子試驗(yàn)組作為對照，試驗(yàn)方案如表1所示。

表1 燒蝕試驗(yàn)方案Table 1 Condition of the ablation test

圖10 粒子侵蝕效果圖

試驗(yàn)后，通過式(4)和式(5)計(jì)算質(zhì)量燒蝕率和線燒蝕率，試驗(yàn)結(jié)果做平均處理。

(4)

(5)

式中：Rm和Rl分別為質(zhì)量燒蝕率和線燒蝕率，m1和m2為燒蝕前后質(zhì)量,d1和d2為燒蝕前后厚度,Δm和Δd燒蝕前后質(zhì)量差和厚度差,t為燒蝕時(shí)間。

4.2 燒蝕結(jié)果分析

硅橡膠絕熱材料燒蝕后，采用精密電子天平和千分尺測量并計(jì)算試樣的燒蝕率，結(jié)果如表3所示。

表2 燒蝕試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Results of ablation test

由表2可知，加入粒子以后硅橡膠的質(zhì)量燒蝕率和線燒蝕率出現(xiàn)大幅度提高，且隨侵蝕粒子濃度增加而增加，文獻(xiàn)[21]的收縮管試驗(yàn)中，材料的燒蝕率介于0.1～0.8 mm/s之間，且隨著粒子濃度增加而增加，燒蝕結(jié)果和規(guī)律與本試驗(yàn)結(jié)果相近。

圖11 試樣燒蝕表面形貌

圖11為粒子濃度為0和3%燒蝕后的試樣表面。如圖11所示，濃度為0時(shí)，試樣外形基本保持完整，表面出現(xiàn)白色的SiO2覆蓋物和大量的微小氣孔。氣孔是熱分解氣體通過熔融的SiO2層表面時(shí)形成的。圖11(b)試樣表面出現(xiàn)明顯的燒蝕坑，燒蝕坑附近有較大的氣孔和鼓泡，表面的SiO2覆蓋層較圖11(a)明顯更厚。這是由于B2O3粒子的加入，促使射流的侵蝕環(huán)境變得更加惡劣，隨著粒子濃度的增加，單位面積上受粒子撞擊的次數(shù)增加。粒子碰撞加劇絕熱材料表層結(jié)構(gòu)剝落，促使熱流向內(nèi)部滲透，促進(jìn)材料的熱分解，形成更多的熱解氣體和SiO2，氣體排放的過程中聚集并在材料表面形成鼓泡，SiO2則在表面堆積形成白色覆蓋層。

圖12 試樣燒蝕剖面

圖12為試樣剖面圖。從圖中可以看出，燒蝕后材料剖面直接出現(xiàn)了明顯的分層。表面黑色部位為炭化層，底層黃色部位為基體層，兩層間有一層厚度較小的焦黃色材料層為熱解層，燒蝕形貌與文獻(xiàn)[22]等關(guān)于硅橡膠復(fù)合材料燒蝕結(jié)果一致。對比圖12(a)和(b)，可以看出，加入粒子以后，炭化層完整性被破壞，材料總厚度明顯減小，熱解層厚度增加，說明粒子的加入加劇了熱流滲透，對硅橡膠復(fù)合材料的熱防護(hù)產(chǎn)生了顯著影響[14]。

綜上，硅橡膠復(fù)合材料驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果與相關(guān)多相流燒蝕試驗(yàn)結(jié)果相近，燒蝕結(jié)構(gòu)和燒蝕機(jī)理與硅橡膠復(fù)合材料燒蝕機(jī)理一致。

5 結(jié) 論

1)通過射流仿真與試驗(yàn)測量對比分析，氧-煤油燒蝕試驗(yàn)系統(tǒng)的射流溫度在500～2700 K范圍連續(xù)可調(diào)，射流速度在200～1500 m/s范圍連續(xù)可調(diào)，且燒蝕角度和粒子濃度可控，系統(tǒng)可長時(shí)間工作，成本低，性能穩(wěn)定，適應(yīng)各種燒蝕工作環(huán)境。

2)在高溫射流中，B2O3粒子表面發(fā)生熔化，棱角消失，形成帶有液膜的粒子，高溫射流狀態(tài)下的B2O3粒子和發(fā)動(dòng)機(jī)中的凝聚相粒子相似，可用于模擬火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中的凝聚相粒子，氧-煤油燃燒形成的氣相射流加入B2O3粒子后形成與發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)等效的多相流。

3)驗(yàn)證試驗(yàn)中，粒子的加入對材料燒蝕率產(chǎn)生了顯著影響，燒蝕率與相關(guān)多相流燒蝕試驗(yàn)結(jié)果相近，燒蝕結(jié)構(gòu)和燒蝕機(jī)理與硅橡膠燒蝕機(jī)理一致。該設(shè)備可用于模擬多相流環(huán)境中的絕熱材料燒蝕研究。