高溫含水氣流條件下燃燒室材料考核的電弧加熱試驗?zāi)M方法

涂建強, 陳連忠, 許 考

(中國航天空氣動力技術(shù)研究院 電弧等離子應(yīng)用裝備北京市重點實驗室, 北京 100074)

高溫含水氣流條件下燃燒室材料考核的電弧加熱試驗?zāi)M方法

涂建強*, 陳連忠, 許 考

(中國航天空氣動力技術(shù)研究院 電弧等離子應(yīng)用裝備北京市重點實驗室, 北京 100074)

在燃燒室的內(nèi)流熱環(huán)境下，燃燒室壁面的部分防熱材料(如C/SiC或超高溫陶瓷)與碳?xì)淙剂先紵a(chǎn)物水蒸氣發(fā)生的氧化反應(yīng)速率比與空氣中的氧氣還要快。水蒸氣的存在加劇了防熱材料的氧化。另外，水蒸氣還能與材料表面玻璃狀的SiO2保護(hù)層發(fā)生揮發(fā)性的化學(xué)反應(yīng)，破壞了SiO2保護(hù)層。這些因素對燃燒室防熱材料的防熱效果有明顯的影響。本文采用等離子電弧加熱矩形湍流導(dǎo)管試驗方法模擬超燃沖壓發(fā)動機燃燒室的內(nèi)流熱環(huán)境，并在試驗噴管前的混合穩(wěn)壓室內(nèi)橫向噴射4%～5%的常溫水與高溫氣體混合，模擬燃燒室內(nèi)水蒸氣的組份、濃度和溫度，采用數(shù)值計算的方法分析混合穩(wěn)壓室內(nèi)水與高溫氣體的摻混程度，研究含水的高溫氣體的總溫(總焓)計算方法。

燃燒室；高溫含水氣流；氧化反應(yīng)；電弧加熱器；湍流導(dǎo)管

0 引 言

發(fā)動機燃燒室的熱防護(hù)技術(shù)是超燃沖壓發(fā)動機的關(guān)鍵技術(shù)之一。為驗證防熱材料方案是否能夠滿足燃燒室的使用要求，開展燃燒室熱環(huán)境的地面模擬試驗對防熱材料的耐燒蝕、抗沖刷和抗氧化性能進(jìn)行地面試驗驗證是必不可少的技術(shù)途徑。

在氣動熱地面模擬試驗中，采用等離子電弧加熱試驗設(shè)備是國內(nèi)外進(jìn)行熱防護(hù)材料和結(jié)構(gòu)考核的主要試驗方法。電弧加熱設(shè)備具有較寬時間-溫度模擬能力[1](見圖1)，利用其創(chuàng)造的高溫、高速氣流可以模擬高超聲速飛行器在臨近空間內(nèi)飛行速度Ma5～20、試驗時間千s量級的氣動加熱環(huán)境。利用電弧加熱試驗設(shè)備模擬熱防護(hù)材料或結(jié)構(gòu)部件當(dāng)?shù)氐臍饬骺傡?總溫、表面冷壁熱流密度和表面壓力等參數(shù)對防熱材料和結(jié)構(gòu)進(jìn)行考核。

圖1 不同試驗設(shè)備的溫度-時間圖

Fig.1 Run time vs. stagnation temperature of various facility categories

針對燃燒室內(nèi)流熱環(huán)境的特點，2009年國內(nèi)采用等離子電弧加熱雙模型矩形湍流導(dǎo)管試驗技術(shù)[2]模擬了燃燒室內(nèi)部表面無凈輻射換熱的內(nèi)流熱環(huán)境，對主動、被動以及主被動復(fù)合的燃燒室防熱材料或結(jié)構(gòu)進(jìn)行了熱防護(hù)性能考核和篩選試驗。

國外自20世紀(jì)70～80年代即開展了大量的燃燒室防熱材料的地面試驗研究，模擬參數(shù)通常采用常規(guī)的熱環(huán)境參數(shù)，即氣流總溫/總焓、表面冷壁熱流密度和表面壓力，但是未見專門針對燃燒室內(nèi)流熱環(huán)境開展的地面試驗技術(shù)研究的報道。美國NASA Ames研究中心曾在2011年采用等離子電弧加熱雙模型矩形湍流導(dǎo)管試驗技術(shù)開展了火星實驗室防熱材料的研究[3]，但是試驗的主要目的不是對燃燒室熱環(huán)境的模擬，而是為了在滿足材料當(dāng)?shù)貧饬黛手岛捅砻胬浔跓崃鞯囊髸r降低材料表面壓力或剪切力，以接近實際飛行情況。

本文在等離子電弧加熱雙模型矩形湍流導(dǎo)管試驗技術(shù)的基礎(chǔ)上，發(fā)展一種針對燃燒室內(nèi)部氣體組分的氣動熱地面模擬試驗方法。

1 燃燒室氣體組分模擬分析

燃燒室正常工作時，內(nèi)部的氣體成分主要有燃燒產(chǎn)物二氧化碳(使用碳?xì)淙剂?和水蒸氣(使用碳?xì)淙剂匣驓?以及進(jìn)氣道捕獲空氣中燃燒后剩余的氮氣和氧氣。燃燒室氣體組份的模擬不可能完全模擬，只能是對防熱材料有明顯影響的組份進(jìn)行地面試驗?zāi)M。

從材料的燒蝕機理來看，材料表面氧化和機械剝蝕是燃燒室防熱材料燒蝕甚至破壞的主要表現(xiàn)形式[4]。C/C[5]、C/SiC[6]以及超高溫陶瓷(UHTC)[7]等碳基和陶瓷基復(fù)合材料以及難熔金屬[8]等超高溫防熱材料，以其較好的高溫化學(xué)和物理性能，在燃燒室的熱防護(hù)系統(tǒng)中得到了較為廣泛的使用。在材料表面噴涂抗氧化涂層，或是在材料中添加ZrB2、TaC、HfC、HfB2和ZrC等高熔點過渡金屬化合物，能夠提高材料的抗氧化性能。

在燃燒室內(nèi)部的高溫?zé)岘h(huán)境下，燃燒室壁面的部分防熱材料與水蒸氣發(fā)生的氧化反應(yīng)比與空氣中的氧氣還要快[9]，這個氧化反應(yīng)在氣流溫度大約1200℃時即開始發(fā)生。同時，在氣流溫度大于1300℃時，水蒸氣還能與材料表面的SiO2發(fā)生化學(xué)反應(yīng)[9]，破壞材料表面形成的玻璃狀SiO2保護(hù)層，生成氣態(tài)的Si(OH)4。具體的氧化和揮發(fā)反應(yīng)方程式如下：

氧化：

SiC(s)+3H2O(g)=SiO2(s)+CO(g)+3H2(g)

ZrB2(s)+5H2O(g)=ZrO2(s)+B2O3(s)+5H2(g)

ZrC(s)+4H2O(g)=ZrO2(s)+CO2(s)+4H2(g)

Si(s)+2H2O(g)=SiO2(s)+2H2(g)揮發(fā)：

SiO2(s)+2H2O(g)=Si(OH)4(g) 這些化學(xué)反應(yīng)會隨著水的分壓力或濃度提高而加劇，對燃燒室防熱材料的抗氧化和耐燒蝕效果有明顯影響。在燃燒室防熱材料的內(nèi)流熱環(huán)境地面模擬試驗中，除了模擬燃燒室防熱材料表面的氣流總溫、表面冷壁熱流密度和表面壓力等熱環(huán)境參數(shù)外，還需要對高溫燃?xì)饬鳉怏w組份中水蒸氣的成分、濃度和溫度進(jìn)行模擬。

本文發(fā)展了一種模擬燃燒室內(nèi)高溫含水氣流的地面試驗方法，對燃燒室內(nèi)部氣態(tài)水組份濃度、狀態(tài)和溫度進(jìn)行模擬。根據(jù)需要模擬的燃燒室內(nèi)部燃燒當(dāng)量比φ和燃油組份，計算確定了高溫氣流中水組份的質(zhì)量分?jǐn)?shù)ω，分析了試驗裝置對水與高溫氣體混合均勻性的影響，研究了含水的高溫氣體總溫(平均容積焓值)的計算方法。

2 試驗裝置

模擬燃燒室內(nèi)高溫含水氣流的試驗設(shè)備如圖2所示，由電弧加熱器、混合穩(wěn)壓室、噴管和導(dǎo)管4部分組成，各部分密封連接。由電弧加熱器產(chǎn)生的軸向流動的高溫空氣，在混合穩(wěn)壓室與徑向噴入的一定質(zhì)量流量的液態(tài)常溫水摻混，在摻混的過程中水遇高溫空氣吸熱汽化，經(jīng)過一定長度的混合穩(wěn)壓室，在噴管入口處形成摻混均勻的高溫含水蒸氣的氣流，對燃燒室防熱材料進(jìn)行防熱性能考核。

圖2 試驗設(shè)備Fig.2 Test facility

混合穩(wěn)壓室由多片疊加組成，通過調(diào)節(jié)疊加片的數(shù)量可以調(diào)節(jié)混合穩(wěn)壓室的軸向長度?；旌戏€(wěn)壓室上游進(jìn)水口布置如圖3所示，混合穩(wěn)壓室上游可布置2n或3n個進(jìn)水口，均勻布置，徑向等質(zhì)量進(jìn)水，液態(tài)水的徑向速度相互抵消，整體的速度矢量為零，有利于提高水與高溫空氣的摻混速率。利用齒輪泵供給凈化水，最高工作壓力8MPa；采用比例調(diào)節(jié)閥控制并穩(wěn)定常溫液態(tài)水的質(zhì)量流量；利用渦輪流量計測量常溫液態(tài)水的質(zhì)量流量Gwater。

圖3 混合穩(wěn)壓室入水口分布情況Fig.3 Distribution of water inlet in mixing chamber

試驗過程中，如果需要在混合穩(wěn)壓室內(nèi)加入常溫空氣調(diào)節(jié)氣流總溫，可以選取部分入水口作為常溫空氣入口，也可在入水口處增加常溫空氣入口，如圖4所示。常溫液態(tài)水在進(jìn)入混合穩(wěn)壓室前先與常溫空氣摻混成含小水滴的常溫濕空氣后，再與高溫空氣吸熱汽化并摻混，如此摻混效果較好。

圖4 水與常溫空氣預(yù)混裝置Fig.4 Device of water premixing with air

3 試驗參數(shù)的確定

3.1 氣流中水質(zhì)量含量的確定

燃燒室內(nèi)部燃燒的當(dāng)量比φ不同，氣流中的水含量也不同，試驗中可以根據(jù)當(dāng)量比的模擬要求調(diào)節(jié)水的質(zhì)量流量。水組份在摻混均勻的高溫含水蒸氣的氣流中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)ω需要根據(jù)要求模擬的燃燒室內(nèi)部燃燒的當(dāng)量比φ和燃油組份確定。

以超燃沖壓發(fā)動機常用航空煤油的碳?xì)淙剂蠟槔?，碳?xì)淙剂显谌紵覂?nèi)與進(jìn)氣道捕獲的空氣摻混燃燒，空氣以體積分?jǐn)?shù)21%的氧氣和79%的氮氣簡化，碳?xì)淙剂吓c空氣燃燒的化學(xué)反應(yīng)方程式為：

(1)

可以得到水組份在高溫含水蒸氣的混合氣體中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)ω為：

(2)

只要確定碳?xì)淙剂现刑己蜌湓拥膫€數(shù)之比(x/y)和燃燒當(dāng)量比φ即可得到水在高溫含水的混合氣體中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)ω。

在當(dāng)量比φ=1.0時：

(3)

實際應(yīng)用中，碳?xì)淙剂系某煞莘浅?fù)雜。以航空煤油為例，它由上千種成份組成，包括C7～C16等多種鏈烴、環(huán)烷以及芳香族化合物。國內(nèi)常用的RP-3航空煤油的替代煤油[10]由49%(摩爾比)正十烷(C10H22)，44%的1,3,5-三甲基環(huán)己烷(C9H18)以及7%正丙基苯(C9H12)組成。根據(jù)替代煤油的成分可以得到x/y=2.059。在當(dāng)量比φ=1.0時，完全燃燒后的混合氣體中水的質(zhì)量分?jǐn)?shù)ω為8.34%。

地面模擬試驗中，根據(jù)電弧加熱器提供的高溫空氣質(zhì)量流量Gair，計算噴入混合穩(wěn)壓室的常溫液態(tài)水的質(zhì)量流量Gwater。Gair與Gwater的關(guān)系式如下：

(4)

3.2 水與高溫空氣的混合情況

對混合穩(wěn)壓室內(nèi)常溫液態(tài)水與高溫空氣的混合情況進(jìn)行數(shù)值模擬。采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格單元，利用CFD軟件Fluent12 中組份輸運模型對經(jīng)過加熱器加熱的高溫氣體與水氣混合進(jìn)行計算，通過求解質(zhì)量方程、動量方程、能量方程和組份擴散方程獲得求解區(qū)域的溫度場、速度場和組份分布場等參數(shù)。采用的算法為時間推進(jìn)的有限體積法，空間離散采用AUSM格式，時間離散采用Yoon 和Jareson[11]的LU-SGS方法。

水的噴入位置為混合室等直段距上游30mm處的截面，采用4處噴注均勻布置。噴入方式采用圖4的結(jié)構(gòu)，即質(zhì)量流量5%的常溫液態(tài)水與35%的常溫空氣先摻混成含小水滴的常溫濕空氣后，再進(jìn)入混合穩(wěn)壓室與60%的高溫空氣吸熱并摻混。

邊界條件方面，上游入口的高溫氣體為壓力入口條件，給定來流的總壓和總溫(0.5MPa，4300K)；在計算區(qū)域中與按7∶1質(zhì)量混合的冷空氣和液態(tài)水混合物進(jìn)行混合，該處邊界類型為質(zhì)量入口(160g/s)；出口為壓力出口條件，給定出口靜壓(0.3MPa)；壁面為無滑移絕熱壁。

數(shù)值計算得到的沿流場方向中心截面溫度分布云圖如圖5所示。距噴水位置下游20、70和170mm處橫截面的溫度分布和水蒸氣質(zhì)量分布分別如圖6和7所示。圖中流場分布出現(xiàn)輕微的非對稱主要原因是由Gridgen生成的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格及節(jié)點布置非絕對對稱所致。在距噴水位置下游20mm處的橫截面，溫度和水蒸氣質(zhì)量分布均與4處噴入方式相關(guān)，溫度分布和水蒸氣質(zhì)量分布均呈現(xiàn)四分之一圓形區(qū)域的相似分布，高溫氣體仍然占據(jù)著中心區(qū)域，但溫度已有所下降。水蒸氣質(zhì)量濃度在中心區(qū)域附近達(dá)到最大值，但是中心區(qū)域的高溫部位水蒸氣質(zhì)量濃度卻是最小值，這樣的分布有利于摻混。

在距噴水位置下游70mm處的橫截面，溫度和水蒸氣質(zhì)量分布已明顯變均勻，1/4圓形區(qū)域的相似分布已基本消失，只有中心較小區(qū)域溫度略高，水蒸氣質(zhì)量濃度略低。

圖5 沿流場方向中心截面溫度分布云圖(K)Fig.5 Temperature distribution in center section(K)

圖6 距噴水位置下游20、70和170mm處橫截面的溫度分布(K)Fig.6 Cross section temperature distribution of 20, 70 and 170mm apart injected water backward position (K)

圖7 距噴水位置下游20、70和170mm處截面的水蒸氣質(zhì)量分布Fig.7 Cross section vapor concentration distribution of 20, 70 and 170mm apart injected water backward position

在距噴水位置下游170mm處的橫截面，溫度和水蒸氣質(zhì)量分布已基本均勻。這樣的混合氣體再流經(jīng)混合室的收集段以及試驗噴管后到達(dá)試驗?zāi)Ｐ涂己水?dāng)?shù)兀瑢⒛苓_(dá)到水蒸氣與高溫空氣摻混均勻，滿足試驗流場均勻性要求。

3.3 混合后含水氣流總溫的確定

根據(jù)需要模擬的燃燒室內(nèi)壓力下的高溫含水氣流總溫T0，計算由電弧加熱產(chǎn)生的高溫空氣的總比焓Hair，以獲取電弧加熱器的工作參數(shù)。

摻混后含水蒸氣的高溫氣流中，空氣和水蒸氣的總溫相同，均為T0，但是各自對應(yīng)的總比焓不同。利用高溫空氣函數(shù)表和水蒸氣的比焓函數(shù)表[12]，可以查表得到：在要求得到的高溫含水氣流總溫T0下，高溫空氣對應(yīng)的總比焓為H0air，水蒸氣對應(yīng)的比焓為H0vapour。

常溫水噴入高溫空氣中，吸熱氣化成水蒸氣。高溫空氣的比焓由Hair降低到H0air，常溫水則吸熱成為了比焓為H0vapour的水蒸氣。

依據(jù)能量守恒定律，并忽略常溫液態(tài)水的焓值，有以下表達(dá)式：

(5)

可以得到在未噴入水前，電弧加熱器需要產(chǎn)生的高溫空氣總比焓Hair為：

(6)

根據(jù)Gair與Gwater的關(guān)系式，可以得到以下關(guān)系：

(7)

同樣，以國內(nèi)常用的RP-3航空煤油為例。在燃燒當(dāng)量比φ=1.0，且需要模擬的燃燒室內(nèi)壓力下的高溫含水氣流總溫T0=2 500K時，查函數(shù)可以得到H0air=2 981kJ/kg，H0vapour=5 496kJ/kg。根據(jù)公式(7)可以得到在未噴入水前，電弧加熱器需要產(chǎn)生的高溫空氣總比焓Hair為3 481kJ/kg。

4 試驗流場均勻性的試驗驗證

利用圖2的試驗設(shè)備，在噴管出口處安裝熱流和壓力測試模型，測量模型表面的熱流和壓力分布以判斷試驗流場的均勻性。

試驗來流狀態(tài)選用燃燒室內(nèi)部燃燒時的典型試驗來流狀態(tài)。模擬燃燒后高溫含水氣流總溫T0=2 500K，水的質(zhì)量濃度以燃燒當(dāng)量比φ=1.0時狀態(tài)確定，氣流馬赫數(shù)為2.3，模型表面的壓力約為0.25MPa。

熱流和壓力測試模型外觀尺寸均為100mm×100mm，每個模型上有9個測點，表面壓力測點位置與熱流測點位置相同，具體測點位置如圖8所示。模型表面壓力采用壓力探頭后接量程0～500kPa絕對壓力傳感器(精度為0.1%F.S)測得。

圖8 測點位置Fig.8 Measured probe position

模型表面熱流密度采用瞬態(tài)熱容式量熱計[13-14]測量。該種量熱計是由高導(dǎo)熱率的無氧銅圓柱量熱塞塊和K型熱電偶組成。由于量熱響應(yīng)只與量熱塊的幾何尺寸和物理特征有關(guān)，忽略熱電偶傳熱和量熱塊背面對流換熱，冷壁熱流密度表達(dá)式可寫作：

(8)

式中：qecw為量熱計測量的熱流值，CP，Av為量熱塊平均比熱容，ρ為量熱塊密度，δ為量熱塊質(zhì)量，dT/dt為量熱塊背面溫升梯度。

模型表面冷壁熱流密度和表面壓力測量結(jié)果如圖9和10所示。測量模型表面冷壁熱流密度為3.93MW/m2，波動范圍為-4.83%～+3.60%；測量模型表面壓力為250.8kPa，波動范圍為-1.21%～+2.11%。冷壁熱流和表面壓力波動范圍均較小，表明摻混后的高溫含水氣流流場較為均勻，高溫空氣與常溫液態(tài)水的摻混效果較好。

圖9 模型表面熱流密度測量結(jié)果Fig.9 Heat flux result of model surface

圖10 模型表面壓力測量結(jié)果Fig.10 Surface pressure result of model surface

5 材料考核結(jié)果分析

利用以上高溫含水的氣流對超燃沖壓發(fā)動機燃燒室壁面?zhèn)溥x材料C/C-SiC進(jìn)行熱防護(hù)性能考核，并與在相同氣流總溫和表面壓力的無水高溫氣流下的考核結(jié)果進(jìn)行對比。

試驗條件：來流總溫2 500K，氣流含水質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%，材料表面壓力0.4MPa。經(jīng)過600s加熱考核后，材料考核結(jié)果如圖11(a)所示。圖11(b)為相同材料方案在無水條件且相同氣流總溫和表面壓力的來流條件下的考核結(jié)果。

圖11 含水和無水來流條件下考核后的材料表面形貌

Fig.11 Model surface photo after tested in flow with or without water

從圖11(a)和(b)的防熱材料表面形貌來看：在含水5%的來流條件下，模型表面有明顯燒蝕，基材的纖維材料已裸露，表面未見明顯的玻璃狀物質(zhì)，最大燒蝕后退量0.5～0.8mm；在無水的來流條件下，模型表面中間區(qū)域形成了一層玻璃態(tài)的熔融物，但是該熔融層在冷態(tài)下比較脆，觸碰易脫落，模型的最大燒蝕后退量小于0.1mm。

在無水的來流條件下，防熱材料中的SiC氧化形成一層SiO2玻璃態(tài)的熔融物，該熔融層在模型表面鋪展呈鱗片狀結(jié)構(gòu)，形成了有效的致密保護(hù)膜，保護(hù)了模型的內(nèi)部材料，大大減小了防熱材料的燒蝕量[15]。在含水5%的來流條件下，高溫環(huán)境促使SiO2熔融物與水蒸氣發(fā)生揮發(fā)反應(yīng)，破壞了SiO2保護(hù)層，所以防熱材料的燒蝕量較大。

6 討論

本文采用在電弧加熱的高溫空氣中加入常溫液態(tài)水的方式模擬了發(fā)動機燃燒室燃?xì)饬髦兴M份的濃度和溫度，研究了燃?xì)饬髦兴M份對燃燒室內(nèi)壁防熱材料的影響。由于發(fā)動機進(jìn)氣道捕獲氣體中的氧氣參與了燃燒反應(yīng)，導(dǎo)致燃燒室燃?xì)饬髦械难趸瘎p少，而本文在高溫空氣中加入了含氧原子的水，所以本文采用的方法中高溫含水氣流中氧氣濃度比實際燃?xì)饬髦械母摺?/p>

如果地面試驗需要更精確的模擬，可以根據(jù)計算和理論分析的燃?xì)饬髦兄饕獨怏w的濃度，利用純氮氣和純氧氣代替空氣作為電弧加熱設(shè)備的氣源，根據(jù)試驗?zāi)M的濃度要求調(diào)節(jié)氮氣和氧氣的比例關(guān)系，以此模擬燃?xì)饬髦械难鯕鉂舛?，但是采用高壓純氣體氣源會導(dǎo)致試驗成本的顯著上升。

本文出于試驗經(jīng)濟性的考慮，雖然以高壓空氣作為氣源，但是通過該方法是能夠反映是否含水的高溫氣流對燃燒室內(nèi)壁防熱材料的影響的，與試驗?zāi)康氖且恢碌?。只是試驗考核的結(jié)果可能會由于氣流中氧氣含量偏高而導(dǎo)致材料的燒蝕偏嚴(yán)重。

7 結(jié)論

采用等離子電弧加熱矩形湍流導(dǎo)管試驗方法模擬了超燃沖壓發(fā)動機燃燒室的內(nèi)流熱環(huán)境，并在試驗噴管前的混合穩(wěn)壓室內(nèi)橫向噴射4%～8%的常溫水與高溫氣體摻混，能夠模擬燃燒室內(nèi)高溫含水氣流中水蒸氣的組份、濃度和溫度。

根據(jù)要求模擬的燃燒室內(nèi)部燃燒的當(dāng)量比φ和燃油組份可以確定在摻混均勻的高溫含水的氣流中水組份的質(zhì)量分?jǐn)?shù)ω。

在混合穩(wěn)壓室上游設(shè)置液態(tài)水與常溫空氣預(yù)混裝置，選取適當(dāng)?shù)幕旌戏€(wěn)壓室軸向長度，可以得到水與高溫空氣摻混均勻的高溫含水氣流。

根據(jù)需要模擬的燃燒室內(nèi)壓力下的高溫含水氣流總溫T0以及水蒸氣在該溫度下的焓值，可以計算出由電弧加熱產(chǎn)生的高溫空氣的總比焓等電弧加熱器氣流參數(shù)。

利用以上高溫含水的氣流對C/C-SiC材料進(jìn)行熱防護(hù)性能考核，試驗結(jié)果表明含水的高溫氣流能夠破壞材料高溫表面的SiO2保護(hù)層，對燃燒室防熱材料的防熱性能有較大影響。

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(編輯：楊 娟)

Testing of combustor chamber material in arc jet flow mixing with transverse injected water

Tu Jianqiang*, Chen Lianzhong, Xu Kao

(Beijing Key Laboratory of Arc Plasma Application Equipment, China Academy of Aerospace Aerodynamics, Beijing 100074, China)

In the combustor inner flow thermal environment, the oxidation reaction of combustor inner surface thermal protection material, such as C/SiC and Ultra High Temperature Ceramic (UHTC), is more rapid in water vapor as a product of combustion than in oxygen. The water vapor also reacts with silica glass, formed in the combustor inner surface to prevent oxidation, to destroy the protective layer by volatilization. It has a serious impact on the combustor thermal protection performance. In the paper, the combustor inner flow thermal environment has been simulated by plasma arc heating supersonic rectangular Turbulent Flow Duct (TFD). At the same time, the ambient-temperature water, whose mass flow rate is 4%～5% of the flow, has been transversely injected into the mixing chamber, located at the end of the arc heater and before the nozzle, in order to mix with the high-temperature air and simulate the component, mass flow rate and temperature of water vapor coming from hydrocarbon combustion. The mixing quality between the water and the high-temperature air in the mixing chamber has been analyzed by numerical calculation. The total enthalpy calculation method of the mixing gas has also been discussed.

combustor;high-temperature flow mixing with water;oxidation reaction;arc heater;turbulent flow duct

1672-9897(2015)04-0081-07

10.11729/syltlx20140121

2014-10-14;

2015-01-26

TuJQ,ChenLZ,XuK.Testingofcombustorchambermaterialinarcjetflowmixingwithtransverseinjectedwater.JournalofExperimentsinFluidMechanics, 2015, 29(4): 81-87. 涂建強, 陳連忠, 許 考. 高溫含水氣流條件下燃燒室材料考核的電弧加熱試驗?zāi)M方法. 實驗流體力學(xué), 2015, 29(4): 81-87.

V556.4

A

涂建強(1982-)，男, 江西南昌人, 工程師。研究方向：氣動熱地面試驗技術(shù)。通信地址: 北京7201信箱15分箱(100074)。E-mail: tujianqiang0806@163.com

*通信作者 E-mail: tujianqiang0806@163.com