某脈沖發動機傳熱特性分析

吳佳男, 苑大威, 王文杰

(1 瞬態沖擊技術重點實驗室, 北京 102202; 2 中國兵器工業第208研究所, 北京 102202)

0 引言

側噴脈沖發動機組技術是一種微小型的固體火箭發動機組技術,主要用于彈藥的末制導,具有氣動舵等其他執行機構無法比擬的快速響應特征[1]。為提高制導精度,減小消極質量,發動機布局較為緊湊。發動機在工作過程中會產生大量的熱量,部分部件受熱條件較為惡劣,有可能影響發動機的性能。因此需要對發動機進行熱防護的相關設計,避免一個或幾個發動機工作產生的熱量引燃其他發動機裝藥。

文獻[2]、文獻[3]和文獻[4]分別采用流體計算軟件對固體火箭發動機傳熱特性進行了分析,同時眾多學者也對熱防護材料做了大量研究工作[5-7]。通過分析發現,目前國內對發動機傳熱進行了大量的研究工作,但對于側噴管發動機傳熱數值模擬涉及較少,研究深度有待于進一步加強。

為此,文中采用Fluent軟件對不同結構及不同材質的側噴管脈沖發動機進行瞬態數值計算,通過分析溫度、熱流密度等性能指標,系統研究熱防護部件及部件材料對發動機熱防護特性的影響;同時進行試驗研究,驗證數值計算的準確性。

1 數學與物理模型

1.1 數學模型

通用計算流體力學軟件Fluent基于有限體積法對用于描述三維可壓縮湍流流場的N-S方程組進行離散,將其變換為相應的代數方程并加以求解;同時選擇k-ωSST兩方程模型以較好的模擬流動的逆壓梯度及分離過程。具體公式及參數定義參見文獻[8]和文獻[9]。

側噴管固體發動機中的傳熱同時存在著熱傳導、熱對流、熱輻射3種基本的傳熱方式,燃氣與室壁存在強烈的熱量傳遞,熱流密度高達23.2×106W/m2,具有強瞬態的特點,有關傳熱計算公式及參數參見文獻[10]和文獻[11]。

1.2 物理模型

文中對兩種結構側噴脈沖發動機進行傳熱數值分析,同一種結構中,分別采用鋁質、鋼質基座進行數值計算。由于零件較多且結構復雜,采用ICEM對裝配體劃分非結構網格,如圖1所示。在燃氣流場接觸的內壁面、流場區域靠近壁面處網格進行加密。

圖1 裝配體網格劃分

1.3 邊界條件

物面條件:采用無滑移的邊界,物面附近網格較密,認為附面層假設成立。

流場邊界條件:根據試驗的壓力曲線,入口壓力取平均壓力23.2×106Pa;出口壓力為大氣反壓;燃氣溫度取3 400 K。

固體邊界條件:環境溫度300 K,對流換熱系數為15 W·m-1·K-1,金屬材料對環境發射率0.1。

耦合邊界條件:考慮到炭黑的附著,燃氣與金屬接觸面發射率取0.8,燃氣與隔熱部件接觸面發射率為0.9。固固耦合界面通過熱傳導傳遞熱量,不需要多余設置。

2 計算結果及分析

2.1 總體結構溫度分布特點

觀察圖2可發現:燃燒室及噴管的溫度分布沒有顯著的變化,最高溫度分布位置大致相同。對比圖2(a)、圖3(b),鋼質基座內壁面向外傳導溫度的速度較慢,鋁質基座較快,與鋁的導熱系數較大一致;鋼質基座內壁面溫度為1 010 K,鋁為761 K。熱防護部件內壁面的溫度明顯比無熱防護部件內壁面溫度高,最高溫度達到了2 835 K,遠遠高于無熱防護鋁質基座760 K及無熱防護鋼質基座1 010 K;增加熱防護部件后,鋁質基座和鋼質基座在熱防護方面基本沒有差別。

圖2 發動機溫度分布

隔熱部件材料為環氧酚醛層壓玻璃布,復合材料的導熱系數0.28 W·m-1·K-1遠遠小于鋁的導熱系數154.9 W·m-1·K-1及鋼的導熱系數52.34 W·m-1·K-1,復合材料的比熱容與鋁相差不大。因此在相同的工作時間內,金屬的導熱量會遠遠大于復合材料,復合材料傳導的熱量極少,會導致堆積在內壁面附近的熱量很高,導致溫度提升很快。由于復合材料本身具有很強的耐高溫性能,與燃氣接觸的部分被燃氣侵蝕碳化后形成碳化層,使得熱防護部件可以承受高溫燃氣的沖刷。

2.2 鋁基座無熱防護部件溫度分布特點

圖3為不同時刻噴管X-Y剖面溫度分布云圖,右側為噴管內側,靠近燃燒室。在發動機工作過程中,噴管內壁面溫度不斷上升,同時熱量通過內部材料向外壁面傳導,噴管內部材料溫度升高;內壁面升溫的速率逐漸減小,由于采用穩態的輸入條件,所以主要原因是由噴管材料的熱物性決定的。噴管材料選用15Cr,比定壓熱容隨著溫度的升高而變大,比定壓熱容越大,升溫所需要的熱量越多。因此在發動機工作過程中,前期壁面升溫較快,后期逐漸變慢。

圖3 不同時刻噴管X-Y剖面溫度云圖

圖4 噴管壁面熱流密度

觀察圖3可發現:噴管喉部溫度最高,噴管喉部燃氣流速高、單位截面積的質量流率(密度)最大,使得此處的對流換熱效果最強。如圖4所示,噴管壁面的熱流密度在噴管喉部附近達到最大值,且噴管左側(外側)比右側(內側)的更大,這主要是由于二次流的產生,在拐角外側產生了渦旋,增強了外側的換熱程度,使得噴管外側比噴管內側更容易被燃氣侵蝕。燃燒室基座升溫特點與噴管基本相同,在此不做贅述。

如圖5所示,發動機工作結束后,燃燒室基座內壁面最高溫度超過760 K,高溫區域主要集中在燃燒室與偏心段連接部、拐角部的相貫線處。由于凸臺的存在,燃氣流在慣性力的作用下產生旋渦,加強了與壁面的摩擦換熱,動能轉化為了熱能;在拐角部分的相貫線處存在棱邊,使得流線發生改變,進一步加強了二次流形成的渦旋,更多的動能轉化為了熱能,換熱效果加強。

圖5 基座內壁面溫度云圖

圖6 距離燃燒室不同距離基座的縱截面溫度云圖

觀察圖6可發現:在燃氣流進入偏心段前期,偏心段上表面溫度高于下表面,內部升溫效果明顯;在燃氣流進入偏心段后期,偏心段上表面溫度低于下表面。偏心段上表面最高溫度達到1 000 K,已經超過了LC4的熔點。由此可推斷出,燃氣流對偏心段的燒蝕主要發生在偏心段的上側,隨著燃氣流的推進,燒蝕情況逐漸減弱。

3 試驗結果及分析

圖7為無熱防護鋁質基座試驗前、后及鋼質基座試驗后對稱面剖面圖。可發現:

1)鋼質基座有輕微燒蝕,噴管外側比噴管內側燒蝕嚴重,符合數值模擬結果,拐角底部有明顯的燒蝕現象,主要是由“二次流”造成的,在拐角底部有較為嚴重的渦旋流動。

2)鋁質基座燒蝕嚴重,燒蝕區域與數值模擬結果有所差別。燒蝕主要發生在偏心段及拐角處兩圓柱的相貫線處,偏心段上側的燒蝕要比偏心段下側更為嚴重,符合數值模擬結果。拐角處嚴重燒蝕,個人分析原因有兩種,由于基座的燒蝕使得內部流場結構產生變化,拐角處產生較為強烈的渦旋,加劇了燃氣與壁面的換熱;基座的燒蝕產生大量的金屬顆粒,在慣性力的作用下對拐角處產生侵蝕作用。

圖7 無熱防護發動機試驗前后剖面圖

圖8 有熱防護部件鋁質基座發動機試驗后剖面圖

觀察圖8可發現:鋁質基座結構完整,沒有被燒蝕;噴管燒蝕程度與鋼質基座大致相同;熱防護部件結構完整,表面被氧化層覆蓋,阻止了內部熱防護材料碳化,對燃燒室基座起到了很好的保護作用。

對比圖7(b)和圖8可發現:采用熱防護部件可以有效保護燃燒室基座不被燃氣侵蝕破壞,有利于發動機效率、安全性能的提高。同時減少了燃氣流中金屬氧化物顆粒的含量,使得燃氣流對噴管的沖刷及傳熱減少,有效地提高了噴管效率。

通過試驗研究,無熱防護部件鋼質基座及有熱防護鋁質基座均可滿足發動機抗燒蝕性能的要求。鋁導熱系數及比熱容較大,可以較快的將高溫區溫度分散,有利于發動機座外表面最高溫度的降低,但是考慮到鋁質基座需要加裝熱防護部件,在加工及裝配上需要花費較多的時間及成本。因此基座材質的選擇主要問題在于生產及裝配的自動化程度上,同時也可以對發動機部件結構進行調整,在使用性能與加工裝配性能之間尋找比較理想的平衡點。

4 結論

文中采用的數值模擬方法可以用于側噴脈沖發動機熱防護預示計算,通過對計算結果的分析,可得出以下結論:

1)沒有熱防護的鋁質基座高溫區域溫度超過材料熔點,容易發生燒蝕現象,實驗結果中燒蝕區域與高溫區基本吻合。

2)沒有熱防護的鋼質基座基本沒有燒蝕現象,試驗結果與數值計算結果吻合。

3)有熱防護的鋁質基座大大的降低了燃氣流的侵蝕效應,有效地提高了發動機的效率及安全性能。

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