基于逆向氣體噴注的支板熱防護(hù)研究

張 喆，金 星，席文雄

(航天工程大學(xué) 激光推進(jìn)及其應(yīng)用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 101416)

0 引言

超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)自其誕生以來就憑借速度高、比沖大等優(yōu)點(diǎn)成為各個(gè)航天大國爭相研究的熱點(diǎn)[1]，但高飛行馬赫數(shù)帶來的問題也是顯而易見的。在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中，來流速度極快，燃料在燃燒室中往往只有毫秒級(jí)的時(shí)間來進(jìn)行摻混并組織燃燒，這就對(duì)燃料與空氣的混合提出了更高的要求。

為了解決這一問題，一些研究人員在燃燒室的來流中心設(shè)置一個(gè)噴注燃料的支板，以此來獲得更好的燃料分布范圍，并增強(qiáng)燃料與空氣的混合，提高燃燒效率[2-4]。許多研究已經(jīng)證明，支板的尾部能夠產(chǎn)生有助于火焰穩(wěn)定的回流區(qū)，同時(shí)經(jīng)過特殊設(shè)計(jì)的支板尾部還能夠產(chǎn)生流向渦，有利于燃料與空氣的摻混[3-4]。支板已經(jīng)成為目前應(yīng)用廣泛的一種混合增強(qiáng)裝置。

但是支板的混合增強(qiáng)效果對(duì)支板結(jié)構(gòu)的依賴性較強(qiáng)，支板的結(jié)構(gòu)一旦發(fā)生損壞，那么支板的混合增強(qiáng)效果也就會(huì)大打折扣，而在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中，支板工作時(shí)會(huì)受到高溫高壓的來流沖擊，熱環(huán)境非常惡劣。因此支板的熱防護(hù)也是一個(gè)急需解決的問題。

目前國內(nèi)外的研究人員針對(duì)支板熱防護(hù)已經(jīng)開展了一系列的研究，提出了耐熱材料防護(hù)、再生冷卻[5-6]，發(fā)汗冷卻[7-8]，逆向噴注[9]等方案。

其中在支板前緣開口處逆向噴注，結(jié)構(gòu)簡單，在高馬赫數(shù)下有較好的冷卻性能，是一種非常有效的熱防護(hù)手段。目前逆向噴注熱防護(hù)方案的研究相對(duì)其他幾種方案研究較少，而且針對(duì)不同噴注參數(shù)與熱防護(hù)關(guān)系的研究也不夠充分。因此本文在分析支板前緣熱環(huán)境的基礎(chǔ)上，對(duì)不同噴注條件下的逆向噴注支板熱防護(hù)效果進(jìn)行了研究。

1 數(shù)值模擬條件

支板周圍熱環(huán)境的分析是支板熱防護(hù)研究的基礎(chǔ)。在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室中，燃料和空氣的燃燒往往發(fā)生在支板下游的一段距離外，對(duì)支板產(chǎn)生的影響相對(duì)較小，因此本文的研究重點(diǎn)考慮了高溫來流對(duì)支板的作用，特別是對(duì)支板前緣的作用。

利用Fluent流體力學(xué)仿真軟件進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω模型，自由來流視為理想氣體。支板和燃燒室壁均采用絕熱壁面設(shè)置。

文中數(shù)值模擬所采用的燃燒室長度為300 mm，高度為80 mm。支板高度為10 mm，支板后緣長度為50 mm，前緣角度為20°。支板頭部距離燃燒室入口50 mm，支板距上下壁面的距離相等。圖1為燃燒室尺寸和支板位置示意圖。

圖1 燃燒室尺寸和支板位置Fig.1 Combustion chamber size and strut position

利用Gambit軟件生成計(jì)算網(wǎng)格，采用分塊方式劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，壁面、支板附近和射流噴口均采用加密處理。支板前緣噴孔為一條窄縫，流場(chǎng)的二維特性較強(qiáng)，為了便于計(jì)算，文中采用二維流場(chǎng)仿真。

為了研究高馬赫數(shù)下的支板熱環(huán)境和高馬赫數(shù)下對(duì)支板的熱防護(hù)。文中模擬的飛行馬赫數(shù)為8[10]，對(duì)應(yīng)的燃燒室來流馬赫數(shù)為3.245，來流靜溫1 007 K，靜壓為58 kPa。冷卻劑選取總溫300 K的空氣。

在支板前緣分別選取了包括支板前緣駐點(diǎn)在內(nèi)的4個(gè)點(diǎn)作為溫度測(cè)量點(diǎn)(如圖2所示)。除駐點(diǎn)外其余3個(gè)點(diǎn)等間隔(10 mm)分布。通過對(duì)不同位置處的溫度分析來研究不同情況下支板周圍的熱環(huán)境。

圖2 支板上的測(cè)量點(diǎn)分布Fig.2 Distribution of measurement points on the strut

2 支板熱環(huán)境分析

對(duì)前緣鈍化半徑分別為0.2 mm，0.4 mm，0.6 mm，0.8 mm，1.0 mm，1.2 mm的支板前緣熱環(huán)境進(jìn)行仿真。

由于不同鈍化半徑下的靜溫，靜壓及馬赫數(shù)圖分布比較相似，為了便于區(qū)分，文中選取了0.2 mm和1.0 mm兩種鈍化半徑下的情況進(jìn)行展示。

對(duì)于不同鈍化半徑的支板，壓力的變化趨勢(shì)基本一致，僅在激波出現(xiàn)的位置上有一定的差別。氣體在流經(jīng)激波后，氣體的溫度、壓力出現(xiàn)一個(gè)明顯的上升。因此可以將壓力突變的位置認(rèn)為是激波鋒面的位置。

由圖3中激波位置變化曲線可知，隨著支板鈍化半徑的增大，激波鋒面與支板前緣的距離呈現(xiàn)出比較明顯的增加趨勢(shì)。

從圖4的馬赫數(shù)分布圖中同樣能夠看出，隨著鈍化半徑的增大，激波鋒面逐漸遠(yuǎn)離支板，但是我們同時(shí)發(fā)現(xiàn)，激波后的亞聲速區(qū)域也呈現(xiàn)出增大的趨勢(shì)。增加的亞聲速區(qū)域是否會(huì)對(duì)前緣溫度產(chǎn)生影響，需要進(jìn)一步探究。

圖3 不同鈍化半徑下激波鋒面與支板前緣的距離Fig.3 Distance between the shock front and the strut leading edge under different passivation radiuses

圖4 不同鈍化半徑下的馬赫數(shù)Fig.4 Mach number at different passivation radiuses

圖5為不同鈍半徑下的測(cè)量點(diǎn)溫度變化情況，由圖中可以看出，對(duì)于不同鈍化半徑下的支板，其前緣駐點(diǎn)的溫度都達(dá)到了2 800 K以上，對(duì)于鈍化半徑大的支板，其駐點(diǎn)溫度并沒有因?yàn)閬喡曀賲^(qū)域的增大而明顯增大，因?yàn)殡m然支板前緣的高溫亞聲速區(qū)域增大，但是支板前緣面積也變大，所以并沒有使得支板頭部的局部溫度明顯增高。

支板表面溫度最高點(diǎn)都出現(xiàn)在前緣駐點(diǎn)處，且無論采用何種鈍化半徑，支板前緣駐點(diǎn)作為溫度最高點(diǎn)基本上差別不大。但是在駐點(diǎn)后的位置，溫度隨著支板前緣鈍化半徑的增大而減小，且越靠近支板前緣溫度就越高。

圖6給出了壁面溫度恒定為1 000 K 時(shí)支板前緣駐點(diǎn)處的熱流密度隨鈍化半徑的變化趨勢(shì)。圖中熱流密度的變化比溫度變化更為顯著，當(dāng)支板前緣鈍化半徑從0.2 mm增大到1.0 mm時(shí)，熱流密度下降了一半。

圖5 不同鈍化半徑下的測(cè)溫點(diǎn)溫度變化Fig.5 Temperature variation of measurement points under different passivation radiuses

圖6 前緣駐點(diǎn)處的熱流密度Fig.6 Heat flux at the stationary point

雖然增大支板前緣鈍化半徑能夠使支板表面溫度降低，但是支板前緣半徑的增大勢(shì)必會(huì)帶來不小的阻力和總壓損失，因此鈍化半徑的選取還應(yīng)當(dāng)結(jié)合總壓損失和阻力來考慮。

3 逆向氣體噴注熱防護(hù)

目前針對(duì)支板的熱防護(hù)主要包括使用耐熱材料，再生冷卻，發(fā)汗冷卻和逆向噴注等方案。耐熱材料的使用在低馬赫數(shù)下有比較好的效果，但是隨著馬赫數(shù)的升高，支板前緣的溫度也會(huì)急劇上升，由上一節(jié)數(shù)值計(jì)算可知，在飛行馬赫數(shù)為8的情況下，支板前緣的最高溫度能夠達(dá)到2 800 K以上，使用耐熱材料的方法也不再適用。再生冷卻是通過在支板內(nèi)設(shè)置冷卻流體的通道來對(duì)支板進(jìn)行冷卻的，在高馬赫數(shù)下冷卻效果也不理想，并且需要消耗的冷卻劑劑量很大。發(fā)汗冷卻能夠比較好地實(shí)現(xiàn)對(duì)支板的冷卻，但是在結(jié)構(gòu)的加工和材料的選取上相對(duì)復(fù)雜。

在支板前緣設(shè)置噴孔進(jìn)行逆向噴注，結(jié)構(gòu)相對(duì)簡單，而且能夠?qū)崿F(xiàn)不錯(cuò)的冷卻效果。噴注氣體流經(jīng)支板，會(huì)帶走支板的熱量，降低支板溫度；其次，從支板前緣噴孔噴出的氣體能夠?qū)⒓げㄍ齐x支板前緣，有效地降低支板頭部溫度；最后，噴注出的氣體在高速來流的作用下沿著支板下游表面分布，形成冷卻氣膜，隔絕高溫來流對(duì)支板的加熱。

3.1 不同噴注總壓下的支板熱防護(hù)

選取前緣鈍化半徑為1 mm，噴孔寬度為1 mm的支板在不同的噴注總壓下進(jìn)行研究，對(duì)噴注總壓分別為1.5 MPa，2.0 MPa，2.5 MPa，3.0 MPa，3.5 MPa，總溫為300 K的逆向氣體噴注進(jìn)行了仿真。

由于自由來流和逆向射流氣體都是空氣，為了便于觀察逆向噴注的氣體在支板周圍的分布情況。在逆向噴注的空氣中增加了質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%的H2O。而自由來流空氣中H2O的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0%。可以通過流場(chǎng)中H2O的分布反映出逆向噴注氣體的分布。

由于不同噴注總壓下的靜溫分布圖比較相似，為便于區(qū)分，文中選取1.5 MPa和3.5 MPa兩種噴注總壓下的情況進(jìn)行展示。

如圖7所示，在支板前緣沒有噴注的情況下，高溫來流沿著支板表面向下游流動(dòng)，當(dāng)在支板前緣有噴注時(shí)，由于噴注氣體受到高溫來流的阻滯作用，噴孔附近出現(xiàn)了一個(gè)回流區(qū)；并且隨著噴注總壓的增大，回流區(qū)的范圍也不斷變大?；亓鲄^(qū)的存在也在一定程度上減輕了主流對(duì)支板前緣表面的加熱。

圖7 不同噴注總壓下的流線圖Fig.7 Streamline diagram under different injection total pressures

文中回流區(qū)的出現(xiàn)位置與文獻(xiàn)[15]中存在明顯差異的原因是，文獻(xiàn)[15]中的燃料噴孔截面是弧形的，噴注區(qū)域是一個(gè)扇面，導(dǎo)致回流區(qū)出現(xiàn)在了扇面后方。

在圖8中可以看出，隨著噴注總壓的增大，激波鋒面距離支板前緣的距離明顯增加，高溫區(qū)域也被推離支板。

由第二節(jié)可知，當(dāng)支板前緣沒有逆向噴注的氣體時(shí)，在支板前緣的駐點(diǎn)處大部分高溫高壓自由來流的動(dòng)能轉(zhuǎn)化為內(nèi)能。支板駐點(diǎn)處的溫度達(dá)到2 800 K以上。在支板的其他位置，周圍氣流的溫度也都將近2 000 K。此時(shí)周圍的高溫氣流向支板傳熱，必然會(huì)造成支板的燒蝕。

從圖9可以看出，當(dāng)在支板前緣設(shè)置氣體噴注開口，向高溫來流噴注溫度低的冷卻氣體時(shí)，噴注氣體能夠?qū)⒏邷貋砹魍葡蛳喾吹姆较?，支板前緣附近是低溫的冷卻氣體，并且在來流的作用下低溫的

冷卻氣體在整個(gè)支板表面都形成了一層氣膜，有效地降低了支板周圍的溫度。

圖8 不同噴注總壓下激波鋒面與支板前緣的距離Fig.8 Distance between the shock front and the strut leading edge under different total pressures

圖9 不同噴注總壓下的靜溫圖Fig.9 Static temperature under different injection total pressures

圖10 不同噴注總壓下的H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)圖Fig.10 Mass fraction of H2O under different injection total pressures

隨著支板噴注總壓的增加，在支板表面附近的冷卻氣體厚度也呈現(xiàn)出明顯的增加趨勢(shì)，更有利于保護(hù)支板。

為了更直觀地看出冷卻氣體的分布隨著噴注總壓的變化，圖10給出了不同總壓下的H2O質(zhì)量分?jǐn)?shù)圖。隨著噴注總壓的不斷增大，H2O的分布范圍也呈現(xiàn)出增加趨勢(shì)。也就說明從前緣噴孔噴注出的冷卻氣體在支板表面的分布增加，因此對(duì)支板的冷卻效果也會(huì)更好。

由圖11可知，隨著噴注總壓的增大，支板表面的溫度都呈現(xiàn)出下降的趨勢(shì)。但是,當(dāng)噴注總壓增大到一定程度后，支板表面溫度的下降趨于平穩(wěn)，過分增大噴注總壓反而會(huì)帶來更大的總壓損失。

圖11 不同噴注總壓下的測(cè)溫點(diǎn)溫度變化Fig.11 Temperature variation of measurement points under different injection total pressures

3.2 不同噴孔尺寸下的支板熱防護(hù)

逆向噴注空氣的總壓為2.5 MPa，總溫為300 K。支板的前緣鈍化半徑為1 mm，噴孔的寬度分別為0.4 mm，0.5 mm，0.6 mm，0.7 mm，0.8 mm，0.9 mm，1.0 mm。

由于不同噴孔尺寸下的靜溫分布圖比較相似，為了便于區(qū)分，文中僅選取了0.4 mm和1.0 mm兩種噴孔尺寸下的情況進(jìn)行展示。

在圖12給出的支板前緣附近流線圖中可以看出，隨著噴孔尺寸的增大，支板前緣流場(chǎng)形狀大體一致。區(qū)別在于噴孔附近產(chǎn)生的回流區(qū)明顯增大。

同時(shí)，隨著支板前緣噴孔尺寸的增大，支板前緣的激波鋒面也被推向遠(yuǎn)離支板的方向。需要注意的是，當(dāng)噴孔尺寸增大到一定程度時(shí)，會(huì)出現(xiàn)噴注失敗的現(xiàn)象。

從圖13可以看出，隨著噴孔尺寸的增大，支板頭部的低溫區(qū)域明顯增加，支板下游表面的低溫區(qū)域也呈現(xiàn)出增厚的趨勢(shì)。

圖14中不同測(cè)溫點(diǎn)的溫度變化也反映出隨著噴孔寬度的增大，支板表面溫度不斷減小。主要是由于隨著噴孔寬度的增大，下游附著在支板表面的冷卻氣體厚度隨之增加，有利于降低支板表面的溫度。

圖12 不同噴孔尺寸下的流線圖Fig.12 Streamline diagram under different nozzle sizes

3.3 不同噴注總溫下支板熱防護(hù)

在實(shí)際的燃燒室中，噴注來流必然會(huì)流經(jīng)高溫支板，此時(shí)噴注的來流溫度會(huì)因?yàn)榕c支板的換熱，溫度也會(huì)高于300 K，而且為了提高冷卻劑的利用效率，有時(shí)冷卻劑可以先用于冷卻燃燒室的壁面，再冷卻支板，此時(shí)用于冷卻支板的氣體溫度必然會(huì)更高[15]。

為了驗(yàn)證高噴注總溫條件下逆向噴注冷卻方案的有效性，分別對(duì)總溫為400 K，500 K，600 K，700 K，800 K，900 K，1 000 K的逆向噴注進(jìn)行仿真。

逆向噴注的總壓為2.5 MPa。支板的前緣鈍化半徑為1 mm，噴孔的寬度為1.0 mm。

由圖15可知，雖然隨著噴注總溫的增大，支板前緣的整體溫度都明顯升高，但是同未進(jìn)行噴注時(shí)相比，支板依然得到了很好的防護(hù)。

圖15 噴注總溫為1 000 K時(shí)的靜溫圖Fig.15 Static temperature when Tojet=1 000 K

如圖16所示，即便是在噴注總溫上升到1 000 K時(shí)，逆向噴注的方案仍舊能夠有效地降低支板溫度。同未進(jìn)行逆向噴注時(shí)相比，支板表面溫度都下降了25%以上。

因此在支板前緣采用逆向噴注對(duì)于高飛行馬赫數(shù)下的支板來說是非常有效的熱防護(hù)手段。

圖16 不同噴注總溫下的測(cè)溫點(diǎn)溫度變化Fig.16 Temperature variation of measurement points under different injection total temperatures

4 結(jié)論

在分析不同鈍化半徑下支板前緣熱環(huán)境的基礎(chǔ)上，對(duì)不同參數(shù)下的逆向噴注熱防護(hù)進(jìn)行了研究，得出如下結(jié)論：

1)支板作為超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室中一個(gè)重要的組成部分,在高馬赫數(shù)飛行的情況下面臨著非常嚴(yán)峻的熱環(huán)境,特別是在支板前緣，最高溫度可以達(dá)到2 000～3 000 K,因此對(duì)支板前緣的熱防護(hù)是一個(gè)急需解決的問題。

2)在支板前緣采用圓角鈍化的方法能夠在一定程度上降低支板表面的溫度，支板前緣的鈍化半徑越大，支板前緣同激波鋒面的距離就越大，支板表面的溫度和熱流密度也會(huì)隨之降低。

3)在支板前緣噴孔處向來流中逆向噴注氣體能夠有效地降低支板前緣溫度，并且隨著氣體噴孔大小和噴注總壓的增大，支板前緣同激波鋒面的距離也會(huì)增大，支板表面附近的低溫氣體層“更厚”，此時(shí)支板表面的溫度也會(huì)更低。

但是,在上述的研究中未考慮隨著支板鈍化半徑和噴注總壓增大而造成的總壓損失和產(chǎn)生的阻力。這都是直接關(guān)系到整個(gè)燃燒室性能的重要參數(shù)，因此在下一步的工作中，還應(yīng)當(dāng)結(jié)合阻力和總壓損失做更為全面的考慮。