基于熱解動(dòng)力學(xué)炭/酚醛燃?xì)舛媪鳠狁詈蠑?shù)值研究

薛海峰，陳 雄，鄭 健，周長省

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094)

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基于熱解動(dòng)力學(xué)炭/酚醛燃?xì)舛媪鳠狁詈蠑?shù)值研究

薛海峰，陳 雄，鄭 健，周長省

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094)

針對炭/酚醛燃?xì)舛骟w積燒蝕問題，在Fluent平臺(tái)上利用UDF二次開發(fā)進(jìn)行了二維非定常流熱耦合數(shù)值研究。對幾何建模、材料變熱物性模型及邊界條件等問題進(jìn)行了詳盡的描述，并選取了合適的計(jì)算模型。對不同舵偏角下燃?xì)舛鏈囟确植肌⒉牧厦芏燃斑吔鐭崃髅芏鹊葏?shù)進(jìn)行了分析研究。計(jì)算結(jié)果表明，燃?xì)舛媲熬壱恢笔求w積燒蝕最嚴(yán)重區(qū)域，隨著舵偏角的增大，迎風(fēng)面體積燒蝕越為嚴(yán)重；由于炭/酚醛材料的特殊性，隨著工作時(shí)間的推進(jìn)，從邊界進(jìn)入燃?xì)舛鎯?nèi)部熱流密度逐漸降低，趨于一個(gè)穩(wěn)定值。研究方法及結(jié)論可用于炭化燒蝕類復(fù)合材料燃?xì)舛鏌岱治鲅芯俊?/p>

炭/酚醛；燃?xì)舛妫涣鳠狁詈希惑w積燒蝕

0 引言

以燃?xì)舛鏋榭刂品绞降耐屏κ噶靠刂葡到y(tǒng)，目前被廣泛用于各型導(dǎo)彈中[1]。燃?xì)舛嬖谡麄€(gè)工作過程中，都處于高溫超聲速燃?xì)馍淞鞣諊鷥?nèi)，其工作環(huán)境極其惡劣。為了克服燃?xì)馍淞鲗θ細(xì)獾臒g影響，當(dāng)前燃?xì)舛媸褂玫闹髁鞑牧蠟殒u滲銅，但鎢滲銅材料密度較大，降低了彈箭的工作效率[2-3]。

目前,國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對炭纖維增強(qiáng)復(fù)合材料燃?xì)舛孢M(jìn)行了相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究。Kumar Suresh等[4]對碳布采用穿刺工藝制成類三維編織增強(qiáng)體的碳/碳化硅燃?xì)舛妫⒁院X顆粒的高能復(fù)合裝藥固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)對該燃?xì)舛孢M(jìn)行地面燒蝕試驗(yàn)；Chen Bo等[2]對針刺C/C復(fù)合材料機(jī)加工制成的楔形塊進(jìn)行了固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馍淞鳠g試驗(yàn)及相關(guān)流動(dòng)仿真研究；Bansard S，Plouvier S等[5-6]對炭/酚醛復(fù)合材料進(jìn)行了含液態(tài)鋁高溫氣流下的燒蝕實(shí)驗(yàn)研究。相關(guān)試驗(yàn)研究表明，炭纖維增強(qiáng)復(fù)合材料具有很好的絕熱和耐燒蝕性能。由于燃?xì)舛娴墓ぷ鳝h(huán)境為高溫超聲速射流，且含有大量煙氣，對燃?xì)舛姹砻鏈囟燃皟?nèi)部溫度場的實(shí)驗(yàn)方法獲取存在一定難度，借助有效的數(shù)值仿真手段，可得到燃?xì)舛嬖诠ぷ鬟^程中表面及內(nèi)部溫度場分布。

對于燃?xì)舛鎮(zhèn)鳠徇^程的研究，絕大部分學(xué)者[7-10]都是通過單向耦合方式來處理。具體而言，即通過繞流流場的定常求解來獲取固體區(qū)域的邊界條件，并將該邊界條件用于燃?xì)舛鏈囟葓龅姆嵌ǔＧ蠼狻Ｔ摲椒ū苊饬死@流流場的非定常求解，提高了解決問題的效率。事實(shí)上，燃?xì)舛鎯?nèi)部溫度場的分布同樣會(huì)對繞流流場產(chǎn)生一定的影響，尤其對炭/酚醛材料而言，由于材料物性參數(shù)不斷在發(fā)生變化，且熱解吸熱過程通過壁面也影響著流場結(jié)構(gòu)。

本文通過緊耦合的方式，對不同舵偏角的二維燃?xì)舛姹砻婕皟?nèi)部溫度場分布進(jìn)行了仿真研究。通過UDF編寫發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饧安牧衔镄噪S工作時(shí)間及溫度的改變過程，在燃?xì)舛鎯?nèi)部網(wǎng)格添加能量源項(xiàng)，來模擬酚醛熱解的吸熱過程。

1 物理模型和計(jì)算方法

1.1 基本假設(shè)

本文研究基于以下假設(shè)：

(1)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)射流處于化學(xué)平衡狀態(tài)，且為理想氣體。

(2)酚醛樹脂熱解產(chǎn)物組分為甲烷(CH4)、乙烯(C2H4)、乙炔(C2H2)和苯蒸氣(C6H6)[11]，且各組分摩爾分?jǐn)?shù)為常數(shù)。

(3)不考慮熱解氣體從燃?xì)舛鎯?nèi)部逸出過程，由于熱解氣體逸出導(dǎo)致的熱阻塞效應(yīng)以能量源項(xiàng)的形式給出；忽略燃?xì)庖莩鲈诒诿娴囊湫?yīng)。

(4)研究重點(diǎn)在于對燃?xì)舛鎯?nèi)部溫度場以及體積燒蝕[12]，忽略由于熱解導(dǎo)致的體積變化及熱膨脹；不考慮熱化學(xué)燒蝕以及機(jī)械剝蝕，因而不存在燃?xì)舛姹砻嫱艘片F(xiàn)象。

(5)忽略輻射換熱，忽略重力等體積力的影響。

1.2 計(jì)算模型及工況

本文在Fluent平臺(tái)上，使用UDF修正了火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鉄嵛镄詤?shù)隨溫度的變化，并在燃?xì)舛鎯?nèi)部網(wǎng)格上，定義了能量源項(xiàng)來模擬炭/酚醛熱解吸熱過程及熱解氣體逸出所攜帶的能量。考慮到在超聲速射流中燃?xì)舛娴拇嬖冢沟萌珗隽魉僮兓^大，本文使用k-ωSST兩方程湍流模型。

1.2.1 炭/酚醛熱解炭化模型

炭/酚醛復(fù)合材料的耐高溫機(jī)制已經(jīng)研究的非常明確，按照燒蝕機(jī)理將其劃分為熱解炭化類材料。根據(jù)炭/酚醛復(fù)合材料的傳熱燒蝕機(jī)理，通用的3層模型如圖1所示，包括Ⅰ炭化層、Ⅱ熱解層和Ⅲ原始材料層。羅永康等[13]的研究表明，在2 800 K溫度以下炭化形成的酚醛樹脂碳主要成分為無定形碳(Free Carbon)。本文假設(shè)炭化層中的主要構(gòu)成為無定形碳、炭纖維以及酚醛樹脂熱解形成的孔隙；熱解層中的主要構(gòu)成為酚醛樹脂、部分酚醛樹脂熱解形成的無定形碳、炭纖維及熱解形成的孔隙；原始材料層中主要成分為酚醛樹脂和炭纖維。

圖1 炭/酚醛復(fù)合材料3層模型示意圖Fig.1 Schematic of three layer model about carbon-phenolic

1.2.2 物理模型及邊界條件

燃?xì)舛胬@流流場是一個(gè)三維流動(dòng)，由于燃?xì)舛鎯?nèi)部傳熱是一個(gè)非定常過程，對計(jì)算機(jī)的硬件要求較高。文獻(xiàn)[14-15]指出，在滿足仿真要求的前提下，將三維模型簡化為二維模型是可行的。本文對舵偏角為0°、5°、10°、15°和20°等5種情況下燃?xì)舛娴牧鳠狁詈线M(jìn)行了數(shù)值仿真研究。以10°舵偏角為例，圖2給出了仿真模型的結(jié)構(gòu)示意圖以及邊界條件；為了方便分析說明，圖2右下角給出了燃?xì)舛娣糯髨D及舵面參考系說明。邊界條件參數(shù)設(shè)置為：(1)壓力遠(yuǎn)場，靜壓101 325 Pa，靜溫300 K；(2)壓力入口，根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)彈道參數(shù)給出總壓8 MPa，靜壓120 715 Pa，總溫2 766 K；(3)壓力出口，反壓101 325 Pa，靜溫300 K；(4)炭/酚醛燃?xì)舛孀鳛楣腆w區(qū)域參與能量傳遞計(jì)算，舵面前緣、后緣、迎風(fēng)面和背風(fēng)面均設(shè)為耦合壁面。整個(gè)計(jì)算模型均劃分為結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，固體區(qū)域網(wǎng)格單元數(shù)為9 346，流體區(qū)域網(wǎng)格單元數(shù)為41 270。

圖2 仿真模型結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic of simulation model

1.2.3 物性參數(shù)及源項(xiàng)處理

(1)炭/酚醛密度模型

基于“多組分模型[16]”，給出炭/酚醛原始材料密度表達(dá)式：

ρv=ΓρA+(1-Γ)ρB

(1)

在熱解過程中，以阿累尼烏斯方程來表征酚醛樹脂的熱解速率[11]，材料密度的變化過程為

(2)

在當(dāng)前時(shí)間步內(nèi)積分式(2)，且在該時(shí)間步內(nèi)視溫度T為常量，有

(3)

文中炭化層密度ρch取決于材料初始狀態(tài)的配方及酚醛樹脂的成碳率，由式(4)給出：

ρch=εcharΓρA+(1-Γ)ρB

(4)

(2)炭/酚醛比熱容模型

由于在Fluent平臺(tái)上，材料的熱容只能定義為與溫度相關(guān)的函數(shù)。因而在炭/酚醛比定壓熱容的修正上，根據(jù)文獻(xiàn)[17]采用關(guān)于溫度的多項(xiàng)式擬合如下：

cp=a+bT+cT2+dT3+eT4+fT5+gT6

(5)

當(dāng)300≤T<1 922時(shí)，a=-1 308.33，b= 11.77，c= -1.72×10-2，d= 9.86×10-6，e= -7.15×10-11，f= -1.83×10-12，g= 4.61×10-16；當(dāng)1 922≤T<5 000時(shí)，a= 2 023.85，b= 5.52×10-2，c～f均為0。

(3)炭/酚醛熱導(dǎo)率模型

由于炭化層和熱解層中存在大量的孔隙，基于多孔介質(zhì)傳熱理論[18]中“有效導(dǎo)熱系數(shù)法”，給出炭/酚醛在不同狀態(tài)下的熱導(dǎo)率表達(dá)方程：

k=ΓAkA+ΓBkB+ΓCkC+ΦkG

(6)

(7)

(4)熱解氣體和發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鉄嵛镄阅Ｐ?/p>

炭/酚醛燃?xì)舛嬖诠ぷ鬟^程中，內(nèi)部溫度變化較大，這會(huì)導(dǎo)致熱解氣體導(dǎo)熱系數(shù)及比空壓熱容變化較大，為保證數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，需要對其進(jìn)行估算。表1給出了酚醛樹脂高溫?zé)峤猱a(chǎn)物分布[11]。

表1 熱解產(chǎn)物摩爾分?jǐn)?shù)Table1 Mole fraction of pyrolysis products

忽略壓強(qiáng)變化對熱解氣體熱物性的影響。查閱JANAF表，可獲得表1中各組分在不同溫度下比定壓熱容(J/(kg·K))，進(jìn)行分段多項(xiàng)式擬合如下形式：

cp=a+bT+cT2+dT3+eT4

(8)

具體結(jié)果見表2。

表2 各組分比定壓熱容多段擬合系數(shù)Table2 Coefficient of polynomial fitting about specific heat of each component

根據(jù)多原子氣體的Eucken A關(guān)系式及表2中比空壓熱容函數(shù)，可得出各熱解組分熱導(dǎo)率以及粘性系數(shù)隨溫度變化關(guān)系。

根據(jù)最小自由能法計(jì)算出發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饨M分分布，具體見表3，發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)獾牡刃Х肿恿繛?4.627。由于本文研究不考慮發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馀c舵面的熱化學(xué)反應(yīng)，為了提高計(jì)算效率，同樣參照熱解氣體熱物性方法獲取燃?xì)獾谋瓤諌簾崛荨釋?dǎo)率及粘性系數(shù)。其中，各組分比空壓熱容多項(xiàng)式見表2。

表3 燃?xì)饨M分摩爾分?jǐn)?shù)Table3 Mole fraction of rocket gas

(5)能量源項(xiàng)

能量源項(xiàng)S(W/m3)包含了酚醛樹脂熱解潛熱及熱解氣體逸出所攜帶能量的等效部分：

S=Spy+Sen

(9)

其中

式中Spy為酚醛樹脂熱解能量源項(xiàng)；Sen為熱解氣體逸出攜帶的能量源項(xiàng)；hA為酚醛樹脂熱解潛熱；hg為熱解氣體顯焓。

上述對炭/酚醛熱物性參數(shù)以及源項(xiàng)處理方式的具體過程可參考文獻(xiàn)[19]，且通過該文獻(xiàn)中實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

使用上述方法及參數(shù)，對炭/酚醛燃?xì)舛嬖诓煌亲藨B(tài)下進(jìn)行非定常流熱耦合數(shù)值模擬。炭/酚醛相關(guān)參數(shù)如下：酚醛樹脂密度1 186 kg/m3，炭纖維密度為1 800 kg/m3，酚醛樹脂的體積分?jǐn)?shù)為0.6，酚醛樹脂的成碳率為0.5，酚醛樹脂完全炭化后的真實(shí)密度為1 500 kg/m3；熱解反應(yīng)臨界溫度為573 K，反應(yīng)指前因子為185 000 s-1，活化能為100 810 J/mol[11]，熱解潛熱為420 000 J/kg[20]；燃?xì)舛鎯?nèi)部初始溫度與環(huán)境溫度保持一致為300 K。

2.1 不同舵偏角的影響

圖3為t=2.0 s時(shí)刻，燃?xì)舛嬖诙嫫菫?°、10°、20°等3種情況下，舵體內(nèi)部及其附近燃?xì)饫@流溫度云圖。在超聲速燃?xì)馍淞鳝h(huán)境下，舵面前緣形成了弓形激波，通過激波的燃?xì)鉁囟润E增，燃?xì)舛媲熬壉砻鏈囟然緸槿細(xì)饪倻亍６诙婷婧缶壙拷诿娓浇捎谠撎帤饬鞣蛛x形成駐渦，流動(dòng)基本滯止，同樣形成一個(gè)局部高溫區(qū)。一旦燃?xì)舛嫫D(zhuǎn)，在迎風(fēng)面一側(cè)，斜激波波角要比背風(fēng)面一側(cè)激波波角大，因而迎風(fēng)面一側(cè)波后流場溫度要高于背風(fēng)面一側(cè)溫度。

(a)α=0° (b)α=10° (c)α=20°

圖4和圖5分別為t=2.0 s時(shí)，在不同舵偏角下燃?xì)舛姹砻鏈囟确植记€和A-A面(即x=25 mm處)燃?xì)舛鎯?nèi)部y方向溫度分布。由于流動(dòng)的滯止作用，無論舵面偏轉(zhuǎn)角度如何，燃?xì)舛媲熬壉诿鏈囟然窘咏谌細(xì)饪倻兀瑸? 583 K。當(dāng)流動(dòng)越過了前緣與舵體側(cè)面的圓弧過渡段后，舵面溫度迅速下降。從該點(diǎn)往后，不同舵偏角導(dǎo)致的迎風(fēng)面和背風(fēng)面壁面溫度差異較高。α=0°時(shí)，流動(dòng)對稱，因而側(cè)面溫度保持一致；側(cè)壁面溫度隨著x的增大而降低。隨著舵偏角的增大，迎風(fēng)面壁面溫度逐漸升高。這主要是由于該側(cè)面流場溫度較高，且在迎風(fēng)面處來流方向與側(cè)壁面存在一定的夾角，流動(dòng)運(yùn)動(dòng)到此處發(fā)生滯止所引發(fā)的。反之，隨著舵偏角的增加，背風(fēng)面壁面溫度逐漸降低，該處舵面并未受到燃?xì)獾闹苯記_擊。當(dāng)α=20°時(shí)，燃?xì)舛嫖挥谟L(fēng)面?zhèn)让鏈囟茸罡呒s為2 300 K，背風(fēng)面最低溫度位于燃?xì)舛鎮(zhèn)让婺┒耍瑑H有1 500 K。

圖5中虛線表示炭/酚醛熱解臨界溫度573 K，超過該溫度材料發(fā)生熱解。當(dāng)α=20°時(shí)，迎風(fēng)面燃?xì)舛骈_始發(fā)生熱解區(qū)域距離舵面1.350 4 mm，背風(fēng)面熱解區(qū)域距離舵面0.906 1 mm。

圖4 t=2.0 s時(shí)燃?xì)舛姹砻鏈囟菷ig.4 Surface temperature of jet-vane when t=2.0 s

圖5 t=2.0 s時(shí)，x=25 mm處燃?xì)舛鎯?nèi)部溫度Fig.5 Internal temperature of jet-vane at x=25 mm when t=2.0 s

由于燃?xì)舛嬖诠ぷ鬟^程中一直處于高溫超聲速燃?xì)馍淞鞣諊校婷嫣炕瘜雍穸纫坏┏侥硞€(gè)臨界值，在燃?xì)馍淞鞯臎_刷下會(huì)發(fā)生機(jī)械剝蝕[21]，燃?xì)舛嬗捎诒砻鎰兾g導(dǎo)致厚度變薄，會(huì)存在斷裂失效的可能。在本研究的數(shù)學(xué)模型中，密度作為燃?xì)舛鎯?nèi)部分層模型的判據(jù)，表征了燃?xì)舛骟w積燒蝕程度。圖6和圖7分別為t=2.0 s時(shí)，不同舵偏角下燃?xì)舛鎯?nèi)部密度分布以及x=25 mm處炭化層厚度變化曲線。由圖7可見，無論舵面如何偏轉(zhuǎn)，燃?xì)舛媲熬壍奶炕瘜雍穸茸罡撸辉谌細(xì)舛婧缶墸瑯佑捎诰植扛邷貐^(qū)的作用，也存在一個(gè)局部高炭化層厚度區(qū)域。當(dāng)α=0°時(shí)，燃?xì)舛鎯蓚?cè)炭化層厚度保持一致，為0.454 0 mm；隨著舵偏角的增加，燃?xì)舛嬗L(fēng)面炭化層厚度逐漸增加，其中α=5°和10°時(shí)，炭化層厚度為0.564 9 mm，當(dāng)α=15°和20°時(shí)，炭化層厚度增大到0.697 3 mm；而背風(fēng)面炭化層厚度降低幾乎以線性規(guī)律從0.454 0 mm降低到0.139 6 mm。

2.2 燃?xì)舛鎮(zhèn)鳠釤g研究

以舵偏角為20°為例，分析了不同時(shí)刻點(diǎn)相關(guān)數(shù)據(jù)。圖8為不同時(shí)刻點(diǎn)燃?xì)舛嬖?0°舵偏角狀態(tài)下舵面溫度分布曲線。在發(fā)動(dòng)機(jī)工作初始時(shí)刻，燃?xì)舛姹砻鏈囟妊杆偕摺．?dāng)t=0.01 s時(shí)，燃?xì)舛媲熬壉诿鏈囟纫呀?jīng)達(dá)到1 394 K，在迎風(fēng)面壁面溫度也達(dá)到了900 K，此刻燃?xì)舛媲熬壓陀L(fēng)面均已開始發(fā)生熱解；而背風(fēng)面壁面溫度僅不到500 K，并未發(fā)生熱解。隨著時(shí)間的推移，燃?xì)舛姹诿婢植繙囟壬仙俣戎饾u降低。這主要是由于酚醛樹脂的熱解吸熱、熱解氣體逸出過程中攜帶了部分熱量，以及材料本身的熱容所造成的。

圖7 t=2 s時(shí)，x=25 mm處炭化層厚度Fig.7 Thickness of charring layer at x=25 mm when t=2.0 s

圖9為不同時(shí)刻點(diǎn)燃?xì)舛姹砻鏌崃髅芏确植记€。當(dāng)t=0.01s時(shí)，前緣流動(dòng)滯止區(qū)域熱流密度高達(dá)15.9 MW/m2，在迎風(fēng)面和背風(fēng)面熱流密度分別達(dá)到了7 MW/m2和2 MW/m2左右；這主要是由于燃?xì)舛婀ぷ鞒跏紩r(shí)刻溫度僅為300 K，高溫燃?xì)鉀_擊到較低溫度的舵面會(huì)產(chǎn)生很高的熱流密度。當(dāng)燃?xì)舛婀ぷ鞯揭欢〞r(shí)間之后，隨著表面溫度的升高，熱流密度逐漸下降。圖10為不同時(shí)刻點(diǎn)x=25mm處燃?xì)舛鎮(zhèn)让嫣炕瘜雍穸茸兓€。在t=0.5 s時(shí)，舵偏角為10°和20°燃?xì)舛姹筹L(fēng)壁面處并未出現(xiàn)炭化現(xiàn)象，而此時(shí)迎風(fēng)壁面處炭化層厚度已經(jīng)分別達(dá)到了0.084 4 mm和0.1396 mm；而在20°舵偏角工況下，t=1.0 s時(shí)背風(fēng)壁面依然沒有出現(xiàn)炭化現(xiàn)象，這說明舵偏角對炭化層的生成有很大的影響。隨著時(shí)間的推移，炭化層厚度逐漸增大，而迎風(fēng)壁面炭化層厚度增長速率要高于背風(fēng)面。

圖8 α=20°時(shí)燃?xì)舛姹砻鏈囟确植糉ig.8 Surface temperature of jet-vane at α=20°

(a)t=0.01 s

(b)t=0.5 s,1.0 s,1.5 s,2.0 s

2.3 體積燒蝕對壁面溫度的影響

作為對比，對相同來流條件且不考慮體積燒蝕時(shí)，0°、10°和20°偏角下的燃?xì)舛孢M(jìn)行了流熱耦合計(jì)算。并對比了2種耦合方式下燃?xì)舛姹诿嬉约皟?nèi)部溫度分布。

圖11為不考慮體積燒蝕前提下，t=2.0 s時(shí)燃?xì)舛鎯?nèi)部及繞流溫度場。與圖3對比，很明顯由于沒有考慮體積燒蝕的影響，燃?xì)舛鎯?nèi)部能量擴(kuò)散較快，壁面內(nèi)部高溫區(qū)厚度近乎為圖3中的2倍。

為了更詳細(xì)地說明不考慮體積燒蝕條件下燃?xì)舛姹诿嬉约皟?nèi)部溫度分布，圖12給出了不同時(shí)刻點(diǎn)兩者壁面溫度對比曲線。

圖10 α=20°，x=25 mm處炭化層厚度Fig.10 Thickness of charring layer at x=25 mm while α=20°

從圖12(a)可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)t=0.01 s時(shí)，由于不考慮體積燒蝕，壁面溫度要比體積燒蝕模型溫度高約200 K；隨著時(shí)間的推進(jìn)，2個(gè)不同模型導(dǎo)致的壁面溫度差距越來越大。這意味著由于熱解燒蝕的存在，有效阻止了能量向燃?xì)舛鎯?nèi)部的傳遞。當(dāng)舵偏角變大時(shí)，不考慮體積燒蝕的情況下，燃?xì)舛嬗L(fēng)面和背風(fēng)面溫差逐漸增大。

4 結(jié)論

(1)炭/酚醛材料由于其較低的熱導(dǎo)率，且酚醛樹脂在熱解過程中存在吸熱現(xiàn)象，有效阻礙了熱量向燃?xì)舛鎯?nèi)部的傳遞。

(2)在工作起始階段，炭/酚醛燃?xì)舛媲熬墱囟妊杆偕仙L(fēng)面溫度升幅略低，背風(fēng)面溫度升幅最小；隨著工作時(shí)間的推進(jìn)，舵面當(dāng)?shù)販囟壬仙俾手饾u降低。燃?xì)舛媲熬壛鲃?dòng)滯止區(qū)域始終是全舵面溫度最高點(diǎn)，且表面溫度沿著燃?xì)饬鲃?dòng)方向逐漸降低，在燃?xì)舛婧缶壌嬖谝粋€(gè)局部二次高溫區(qū)域。一旦燃?xì)舛姘l(fā)生偏轉(zhuǎn)，迎風(fēng)面溫度要高于背風(fēng)面；隨著舵偏角的增加，迎風(fēng)面和背風(fēng)面溫差逐漸變大。

(3)燃?xì)舛媲熬壥遣牧象w積燒蝕最嚴(yán)重的區(qū)域，在后緣存在一個(gè)局部體積燒蝕嚴(yán)重區(qū)域。舵偏角對燃?xì)舛鎮(zhèn)让骟w積燒蝕有很大的影響，舵面發(fā)生偏轉(zhuǎn)之后，迎風(fēng)面體積燒蝕要比背風(fēng)面體積燒蝕嚴(yán)重。

(4)本文給出的結(jié)果是在不考慮燃?xì)舛姹砻嫱艘频募僭O(shè)前提下得到的計(jì)算值。而在實(shí)際的研究應(yīng)該是包含由于熱化學(xué)燒蝕和機(jī)械剝蝕導(dǎo)致的炭/酚醛燃?xì)舛姹诿嫱艘频牧鞴虩狁詈蠁栴}，這是今后研究中的重點(diǎn)方向。

(a)α=0° (b)α=10° (c)α=20°

(a)α=0° (b)α=10° (c)α=20°

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(編輯：呂耀輝)

Numerical research on flow-thermal coupling of carbon-phenolic jet-vane based on pyrolysis kinetics

XUE Hai-feng,CHEN Xiong,ZHENG Jian,ZHOU Chang-sheng

(School of Mechanical Engineering,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing 210094,China)

To solve the problem of volumetric ablation about carbon-phenolic jet-vane, a numerical research on two-dimensional unsteady flow-thermal coupling was done using secondary development on fluent platform.Geometric model,variable thermal properties of carbon-phenolic as well as boundary conditions were described carefully,and a suitable numerical model was selected.Temperature distribution of jet-vane,material density and surface heat flux of jet-vane under different deflection angles of control surface were analyzed.The simulated results show that leading edge is always the most serious volumetric ablative area of jet-vane.As the deflection angle of jet-vane increases,volumetric ablation of upwind side becomes much more serious.Due to the particularity of carbon-phenolic,along with the working time, heat flux into jet-vane from boundary is reduced gradually,and tends to be a stable value.Research method and conclusions can be used in study of jet-vane made of charring materials.

carbon-phenolic;jet vane;flow-thermal coupling;volumetric ablation

2014-09-27；

：2014-11-17。

薛海峰(1986—)，男，博士生，研究領(lǐng)域?yàn)楣腆w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)熱防護(hù)。E-mail：liangwangongli@163.com

V421.6+2

A

1006-2793(2015)04-0503-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2015.04.010