雙脈沖發(fā)動機燃燒室局部燒蝕特性分析①

劉亞冰，王長輝，劉 宇

(北京航空航天大學宇航學院，北京 100191)

0 引言

雙脈沖固體火箭發(fā)動機具有多次點火、提供不連續(xù)推力的能力，可改善固體發(fā)動機的能量可控性，特別有利于提高導彈武器的作戰(zhàn)能力。然而在雙脈沖發(fā)動機第二脈沖藥柱燃燒期間，由于第一脈沖藥柱已燃盡，發(fā)動機第一脈沖燃燒室壁面直接暴露在燃氣中，因而受到的燒蝕往往較為嚴重。由于這些原因，現(xiàn)有文獻報道[1－3]的幾種采用硬質易碎隔板結構的雙脈沖試驗發(fā)動機在點火試驗后均發(fā)現(xiàn)其第一脈沖燃燒室壁面某些部位有較劇烈的燒蝕現(xiàn)象。其中在Carrier JL等的試驗中[1]，其試驗發(fā)動機第一脈沖燃燒室靠近隔板的壁面一些部位絕熱層被燒掉，部分殼體被裸露出來;Harold Dahl和Barry Jones等[2]的試驗發(fā)動機點火后發(fā)現(xiàn)其燃燒室壁面一些部位的絕熱層燒穿，以至部分發(fā)動機殼體也受到燒蝕。而國內(nèi)航天810所試驗的雙脈沖發(fā)動機試驗后[3]，也發(fā)現(xiàn)其第一脈沖燃燒室靠近隔板結構的前半段殼體發(fā)生了局部過熱現(xiàn)象。

以上加重燒蝕現(xiàn)象主要發(fā)生在發(fā)動機第一脈沖燃燒室中前部，燒蝕加重區(qū)域的絕熱層燒蝕厚度均明顯高于其他區(qū)域。本文對文獻報道的2種不同直徑的硬質易碎隔板雙脈沖發(fā)動機[2，4]內(nèi)流場進行了仿真，并結合對比其試驗燒蝕數(shù)據(jù)，試圖對上述燒蝕現(xiàn)象的產(chǎn)生機理和規(guī)律進行探尋。

1 燃燒室突擴流動特性分析

1.1 典型特征

第二脈沖燃燒期間發(fā)動機典型內(nèi)流場如圖1[5]所示:當來自上游第二脈沖的燃氣經(jīng)過隔板破碎后留下的級間通道進入第一脈沖燃燒室時(此時第一脈沖藥柱已燃盡)，由于截面積的突然擴張，燃氣在燃燒室中部向上游回流，形成漩渦區(qū)，并在燃燒室壁面上形成再附著點。再附著點下游的燃氣逐漸恢復為正常管道流動，并從噴管排出。

圖1 雙脈沖發(fā)動機燃燒室典型突擴流動(第二脈沖期間)Fig.1 Typical sudden expansion flow in a dual pulse motor(the 2nd pulse phase)

1.2 仿真模型

仿真工具為CFD軟件Fluent 6.3。仿真采用定常二維軸對稱模型，取第二脈沖藥柱燃燒表面為燃氣質量入口邊界(參見圖1)，噴管出口截面為壓力出口邊界，其余邊界壁面定為絕熱無滑移壁面條件。氣相流場計算采用雷諾平均的N-S方程和k-ε湍流模型。兩相流仿真采用隨機軌道模型。凝相Al2O3顆粒被設為固定尺寸、無相變的球形顆粒，且均勻地垂直于藥柱燃面進入流場。燃燒室內(nèi)壁面被設定為“顆粒捕獲”壁面條件，凝相顆粒與之發(fā)生碰撞即認為被捕獲。而噴管等其余壁面邊界被設定為顆粒彈性碰撞壁面條件。仿真發(fā)動機基本參數(shù)如下:

(1)φ203 mm 雙脈沖發(fā)動機[2](簡稱 φ203 mm 發(fā)動機)第二脈沖平均壓強12 MPa，第二脈沖持續(xù)時間約2.6 s，推進劑成分為含鋁12%的AP/HTPB，燃燒室熱防護材料為EPDEM。

(2)φ120 mm 雙脈沖發(fā)動機[4](簡稱φ120 mm發(fā)動機)第二脈沖平均壓強約10.5 MPa，第二脈沖持續(xù)時間約1.3 s，推進劑成分為無金屬添加的AP/HTPB，燃燒室熱防護材料為EPDEM。

1.3 仿真結果

φ203 mm發(fā)動機第二脈沖燃燒期間的氣相內(nèi)流場分布如圖2所示。由圖2可見，燃氣在發(fā)動機第一脈沖燃燒室中部壁面附近形成再附著流動，部分燃氣向再附著點上游回流并在燃燒室前部壁面附近形成一個漩渦區(qū)。相對再附著長度，其中LR為再附著點至燃燒室前封頭距離，LC為燃燒室長度)。發(fā)動機對稱軸附近燃氣速度略高，為200～300 m/s，而燃燒室壁面附近的燃氣流速總體較低，其中前部漩渦區(qū)和靠近后封頭附近壁面燃氣的流速均為30～40 m/s，再附著點附近的燃氣流速小于10 m/s。由于燃燒室近壁面區(qū)域的燃氣速度絕對值差異較小，各部位的燃氣溫度差異也十分微小，小于100 K，難以影響壁面燒蝕效果。

φ120 mm發(fā)動機仿真得到的突擴流動特性與φ203 mm發(fā)動機基本類似，如圖3所示，但其僅為15.3%，回流區(qū)相對較短，主要集中在第一脈沖燃燒室前封頭附近。回流的燃氣流速也略高，為40～60 m/s。

圖2 φ203 mm雙脈沖發(fā)動機內(nèi)突擴流動Fig.2 Sudden expansion flow in φ203 mm caliber dual pulsemotor

圖3 φ120 mm雙脈沖發(fā)動機內(nèi)突擴流動Fig.3 Sudden expansion flow in φ120 mm caliber dual pulsemotor

φ203 mm發(fā)動機第一脈沖燃燒室壁面上的燒蝕加重區(qū)域位于燃燒室中前部[2]，而在φ120 mm發(fā)動機上為靠近第一脈沖燃燒室前封頭的區(qū)域[4]。參見圖2、圖3可知，仿真得到的燃氣回流區(qū)域與嚴重燒蝕區(qū)域基本吻合，證明二者存在密切聯(lián)系。

2 對流傳熱計算

2.1 致密化過程

試驗及仿真均證明管道內(nèi)由臺階造成的突擴流動往往造成壁面對流換熱強度的劇烈波動[6－7]。突擴流動壁面換熱的典型特證是對流換熱強度在再附著點附近區(qū)域達到最大峰值。而在遠離臺階造成的回流區(qū)域后，下游壁面的對流換熱強度會逐漸回落至正常管內(nèi)對流換熱的平均水平。受回流區(qū)影響的臺階后壁面對流換熱關系[6]如下所示:

式中StR為回流區(qū)斯坦頓數(shù)為再附著長度為附著點壁面溫度，T0為附著點附面層外側溫度;ReH為以入口臺階高度為特征長度的雷諾數(shù)。

由式(1)可見，對流換熱的最大峰值位于再附著點處，回流區(qū)的對流換熱效果隨離開突擴臺階的距離增加而升高。而回流區(qū)域下游的燃燒室壁面，則按照管內(nèi)充分發(fā)展湍流計算對流換熱效果[8]:

結合式(1)、式(2)可得到發(fā)動機第一脈沖燃燒室壁面對流換熱系數(shù)分布，其中壁面再附著點之前的對流換熱系數(shù)由式(1)給出，再附著點下游至噴管入口的區(qū)域則由式(2)給出。

2.2 結果及分析

計算得到φ203 mm發(fā)動機再附著點區(qū)域壁面的最大對流換熱系數(shù)hc.max=1 531 W/(m2·K)，噴管入口處則為 883 W/(m2·K);φ120 mm發(fā)動機hc.max=3 405W/(m2·K)， 噴 管 入 口 處 則 為1 953 W/(m2·K)。計算給出的hc的分布趨勢是靠近燃燒室前封頭處趨近于零，再附著點附近達到最大峰值，而再附著點下游hc再降低。雖然燃燒室前封頭附近實際上也存在一系列小規(guī)模的燃氣回流運動，但該區(qū)域燃氣流動基本滯止，故造成的對流換熱效果仍趨于零。

壁面對流換熱系數(shù)hc與第一脈沖燃燒室壁面絕熱層的燒蝕厚度te的分布比較如圖4所示(te由文獻[2，4]實驗數(shù)據(jù)整理得到，坐標x=0處為噴管入口處)?？傮w而言，二者分布規(guī)律基本相似，由燃氣回流運動引起的hc強化區(qū)域與te突增區(qū)域基本吻合:對于φ203mm發(fā)動機，強化區(qū)域位于燃燒室中部(參見圖2，再附著點位于x= －0.36 m處);對于 φ120 mm發(fā)動機，對流換熱強化區(qū)域位于燃燒室前部靠近封頭處(再附著點位于x=－0.925 m處，參見圖3)。

圖4 第一脈沖燃燒室壁面對流換熱h c與燒蝕厚度t e比較Fig.4 Convection transfer coefficient h c and ablation thickness t e in the first pulse chamber

參見圖1，再附著點附近的漩渦運動使燃氣形成了垂直流向燃燒室壁面的速度分量，雖然該速度分量相對燃氣主體流速較小，但其運動方向與壁面附面層內(nèi)的溫度梯度方向一致，因此會極大強化壁面附面層與外界的熱量交換效果[9]。由于再附著點附近區(qū)域的燃燒室壁面與燃氣的對流換熱強度效果大大加強，故該部位的絕熱層燒蝕厚度te明顯增加。而在燃燒室中后部不受燃氣回流影響的區(qū)域，壁面對流換熱效果則未受額外加強，其te厚度明顯小于回流區(qū)域。燃燒室前封頭附近燃氣速度近似于零，因此計算得到的對流換熱效果也趨于零，但有輻射及熱傳導等其他換熱效果起作用，故該部位te仍明顯存在。最終燒蝕厚度te的分布是多種因素綜合影響的結果，因此hc與te的分布趨勢仍有明顯差異。

此外由圖4發(fā)現(xiàn)，2種雙脈沖發(fā)動機實際te的最大值點均較hc最大值點靠前(更靠近燃燒室前封頭一側)。上述誤差是根據(jù)式(1)將hc的最大值直接置于再附著點(x=xR處)的結果。由圖4可見二者位置并非重合，hc峰值實際位置接近xR，但位于后者上游。

3 凝相顆粒分布

對于φ203 mm發(fā)動機，不同尺寸凝相顆粒在燃燒室內(nèi)的運動軌跡如圖5所示。

圖5 φ203 mm發(fā)動機內(nèi)不同尺寸凝相顆粒相軌跡Fig.5 Path lines of particlesw ith different size in φ203 mm caliber m otor

由圖5可見，凝相顆粒的運動軌跡主要在第一脈沖燃燒室后部才靠近內(nèi)壁面，在第一脈沖燃燒室內(nèi)前半部壁面附近顆粒相的分布密度近似為零。隨著凝相顆粒直徑逐漸減小，顆粒的整體分布范圍也隨之擴大，更加靠近燃燒室中前部的回流區(qū)。如圖5(c)所示，少量直徑為1μm的凝相顆粒被裹挾入燃氣回流區(qū)域，向燃燒室上游運動，并可能在壁面上發(fā)生沉積。這是由于小尺寸的顆粒的慣性更小、隨流性更好，通過再附著點附近的低速區(qū)時，容易受到燃氣無序湍流脈動的影響，從而被回流卷入上游的漩渦區(qū)。類似仿真結果見文獻[3]報道。

由以上結果可見，對于φ203 mm發(fā)動機，能夠與實際燒蝕加重區(qū)域發(fā)生接觸的凝相顆粒尺寸小、數(shù)量少，因此難以對絕熱層燒蝕效果造成明顯影響。此外φ120 mm發(fā)動機采用的推進劑不含金屬，但仍出現(xiàn)類似的局部燒蝕加重現(xiàn)象。鑒于以上兩點，認為雙脈沖發(fā)動機局部燒蝕加重現(xiàn)象受兩相流因素影響不大。

4 結論

(1)雙脈沖發(fā)動機第二脈沖工作期間，由于流動面積的突然擴張，第一脈沖燃燒室內(nèi)燃氣形成分離再附著流動，并在燃燒室中前部壁面附近回流形成漩渦區(qū)。發(fā)動機整個第一脈沖燃燒室近壁面區(qū)域速度均較低，且溫度差異亦不明顯。

(2)對比試驗現(xiàn)象與仿真結果可知發(fā)動機壁面燒蝕加重區(qū)域與燃氣漩渦回流區(qū)基本重合。燃氣漩渦區(qū)內(nèi)，特別是再附著點附近，計算得到的對流換熱系數(shù)明顯高于燃燒室其他部位，與絕熱層燒蝕厚度分布趨勢基本一致。該現(xiàn)象是由燃氣再附著漩渦運動強化了局部壁面附面層對流換熱作用所引起的，是造成燃燒室局部燒蝕加重的主要因素。

(3)當推進劑含金屬添加劑時，少量小尺寸凝相顆粒受燃氣回流運動影響，并向燃燒室上游運動，可能發(fā)生一定程度沉積。

(4)局部燒蝕加重現(xiàn)象是由采用硬質易碎隔板方案雙脈沖發(fā)動機的結構特點及工作方式所造成的獨特問題，在發(fā)動機設計工作中需要特殊注意。

[1] Carrier JL C，Constantinou T，Harris PG，et al.Dual-interrupted-thrust pusemotor[R].AIAA 86-1587.

[2] Harold Dahl，Barry Jones.Demonstration of solid propellant pulsemotor technologies[R].AIAA 96-3157.

[3] 孫長宏，牛祿，張偉青.雙脈沖發(fā)動機內(nèi)兩相流場數(shù)值模擬[C]//中國航天第三專業(yè)信息網(wǎng)第27屆年會.沈陽:[s.n.]，2006:409-414.

[4] Schilling S，Trouillot P，Weigand A.On the development and testing of a 120mm caliber double pulsemotor(DPM)[R].AIAA 2004-3387.

[5] LIU Yabing，WANG Changhui，LIU Yu.Investigation for local erosion characteristics in the combustion chamber of dual pulsemotor[C]//Asia-Pacific International Symposium on Aerospace Technology.Xi＇an:[s.n.]，2010:1068-1071.

[6] Shishov E V，Roganov P S，Granbarnik S I，et al.Heat transfer in the reticulating region formed by a backward-facing step[J].International Journalof Heatand Mass Transfer，1988，31(8):1557-1562.

[7] George C Vradis.The effect of expansion ratio on the heat transfer in laminar flow downstream of a backward facing step[R].AIAA 91-0162.

[8] 鄭亞.固體火箭發(fā)動機傳熱學[M].北京:北京航空航天大學出版社，2006.

[9] 孟繼安，陳澤敬，李志信.管內(nèi)對流換熱的場協(xié)同分析及換熱強化[J].工程熱物理學報，2003，24(4):652-653.