雙脈沖發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

雙脈沖固體火箭發動機具有多次點火、提供不連續推力的能力，可改善固體發動機的能量可控性，特別有利于提高導彈武器的作戰能力。然而在雙脈沖發動機第二脈沖藥柱燃燒期間，由于第一脈沖藥柱已燃盡，發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動機在點火試驗后均發現其第一脈沖燃燒室壁面某些部位有較劇烈的燒蝕現象。其中在Carrier JL等的試驗中[1]，其試驗發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]的試驗發動機點火后發現其燃燒室壁面一些部位的絕熱層燒穿，以至部分發動機殼體也受到燒蝕。而國內航天810所試驗的雙脈沖發動機試驗后[3]，也發現其第一脈沖燃燒室靠近隔板結構的前半段殼體發生了局部過熱現象。

以上加重燒蝕現象主要發生在發動機第一脈沖燃燒室中前部，燒蝕加重區域的絕熱層燒蝕厚度均明顯高于其他區域。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動機[2，4]內流場進行了仿真，并結合對比其試驗燒蝕數據，試圖對上述燒蝕現象的產生機理和規律進行探尋。

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動機典型內流場如圖1[5]所示:當來自上游第二脈沖的燃氣經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，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。燃燒室內壁面被設定為“顆粒捕獲”壁面條件，凝相顆粒與之發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。仿真發動機基本參數如下:

(1)φ203 mm 雙脈沖發動機[2](簡稱 φ203 mm 發動機)第二脈沖平均壓強12 MPa，第二脈沖持續時間約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 雙脈沖發動機[4](簡稱φ120 mm發動機)第二脈沖平均壓強約10.5 MPa，第二脈沖持續時間約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發動機第二脈沖燃燒期間的氣相內流場分布如圖2所示。由圖2可見，燃氣在發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。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發動機仿真得到的突擴流動特性與φ203 mm發動機基本類似，如圖3所示，但其僅為15.3%，回流區相對較短，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雙脈沖發動機內突擴流動Fig.2 Sudden expansion flow in φ203 mm caliber dual pulsemotor

圖3 φ120 mm雙脈沖發動機內突擴流動Fig.3 Sudden expansion flow in φ120 mm caliber dual pulsemotor

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

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域達到最大峰值。而在遠離臺階造成的回流區域后，下游壁面的對流換熱強度會逐漸回落至正常管內對流換熱的平均水平。受回流區影響的臺階后壁面對流換熱關系[6]如下所示:

式中StR為回流區斯坦頓數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。

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

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

2.2 結果及分析

計算得到φ203 mm發動機再附著點區域壁面的最大對流換熱系數hc.max=1 531 W/(m2·K)，噴管入口處則為 883 W/(m2·K);φ120 mm發動機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模的燃氣回流運動，但該區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]實驗數據整理得到，坐標x=0處為噴管入口處)。總體而言，二者分布規律基本相似，由燃氣回流運動引起的hc強化區域與te突增區域基本吻合:對于φ203mm發動機，強化區域位于燃燒室中部(參見圖2，再附著點位于x= －0.36 m處);對于 φ120 mm發動機，對流換熱強化區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發現，2種雙脈沖發動機實際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發動機，不同尺寸凝相顆粒在燃燒室內的運動軌跡如圖5所示。

圖5 φ203 mm發動機內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壁面，在第一脈沖燃燒室內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。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域，向燃燒室上游運動，并可能在壁面上發生沉積。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。類似仿真結果見文獻[3]報道。

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

4 結論

(1)雙脈沖發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。發動機整個第一脈沖燃燒室近壁面區域速度均較低，且溫度差異亦不明顯。

(2)對比試驗現象與仿真結果可知發動機壁面燒蝕加重區域與燃氣漩渦回流區基本重合。燃氣漩渦區內，特別是再附著點附近，計算得到的對流換熱系數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，可能發生一定程度沉積。

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

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