固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段粒子沖刷流場(chǎng)分析

苗志文，甘曉松，許團(tuán)委，晁 侃

(中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院四十一所，西安 710025)

2016-10-26；

2016-11-15。

苗志文(1991—)，男，碩士，研究方向?yàn)楣腆w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)分析。E-mailmu_qing44@163.com

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段粒子沖刷流場(chǎng)分析

苗志文，甘曉松，許團(tuán)委，晁 侃

(中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院四十一所，西安 710025)

某翼柱形藥柱固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段出口部位在試驗(yàn)后出現(xiàn)了與藥柱翼槽位置相對(duì)應(yīng)的沖刷痕跡，為了研究Al2O3粒子對(duì)噴管擴(kuò)張段的沖刷規(guī)律，對(duì)噴管型面改進(jìn)提供依據(jù)，對(duì)比了不同湍流模型、顆粒軌道模型對(duì)形成沖刷痕跡的影響，分析了發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段兩相流場(chǎng)特征，確定了形成沖刷痕跡的粒徑范圍，判斷了沖刷痕跡的形成時(shí)間，提出了噴管型面改進(jìn)方案。結(jié)果表明，噴管擴(kuò)張段的沖刷痕跡形成于發(fā)動(dòng)機(jī)工作的15 s時(shí)刻之前，主要由藥柱后翼燃燒產(chǎn)物中顆粒粒徑分布為10～16 μm區(qū)間的粒子造成，改進(jìn)后的噴管型面可有效降低粒子對(duì)噴管擴(kuò)張段的沖刷。

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)；翼柱形藥柱；粒子沖刷；噴管擴(kuò)張段

0 引言

目前，針對(duì)Al2O3粒子在固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管中的運(yùn)動(dòng)規(guī)律已有較多研究，在不考慮粒子湍流擴(kuò)散效應(yīng)的條件下，粒子在噴管擴(kuò)張段存在極限流線，在極限流線和噴管壁面之間的區(qū)域?yàn)椤盁o(wú)粒子區(qū)”[1-4]，“無(wú)粒子區(qū)”大小與粒子直徑呈正相關(guān)性[5-8]。李江[9]基于RTR技術(shù)研究了固體發(fā)動(dòng)機(jī)噴管凝相粒子分布規(guī)律，根據(jù)試驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果，噴管擴(kuò)張段整個(gè)截面上都有粒子分布，不存在真正的“無(wú)粒子區(qū)”，粒子會(huì)在湍流擴(kuò)散的作用下進(jìn)入“無(wú)粒子區(qū)”而形成“稀薄粒子區(qū)”。劉靜[10]使用顆粒隨機(jī)軌道模型對(duì)噴管內(nèi)的兩相流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值分析，統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，粒子的隨機(jī)擴(kuò)散效應(yīng)使其在噴管中的分布更加均勻，且分布范圍更大，驗(yàn)證了“稀薄粒子區(qū)”的說(shuō)法。工程實(shí)踐中，“稀薄粒子區(qū)”的粒子對(duì)噴管擴(kuò)張段造成沖刷的現(xiàn)象鮮有發(fā)生，公開文獻(xiàn)較少。近期，某發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)后，噴管擴(kuò)張段絕熱層出口部位出現(xiàn)了與燃燒室藥柱翼槽數(shù)量和周向位置相對(duì)應(yīng)的沖刷區(qū)域，沖刷痕跡清晰、規(guī)整。該現(xiàn)象表明，噴管擴(kuò)張段尾部出口內(nèi)型面受凝相粒子流沖刷，這對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)會(huì)產(chǎn)生兩方面影響。其一，擴(kuò)張段局部絕熱層燒蝕加劇，有結(jié)構(gòu)失效致發(fā)動(dòng)機(jī)工作異常的風(fēng)險(xiǎn)；其二，噴管效率降低，致發(fā)動(dòng)機(jī)性能不滿足要求。因此，有必要對(duì)噴管擴(kuò)張段的粒子沖刷現(xiàn)象進(jìn)行流場(chǎng)分析，提出噴管設(shè)計(jì)優(yōu)化的措施。

本文圍繞試驗(yàn)現(xiàn)象，研究Al2O3粒子對(duì)噴管擴(kuò)張段的沖刷規(guī)律，對(duì)比不同湍流模型、顆粒軌道模型對(duì)形成沖刷痕跡的影響，分析發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段兩相流場(chǎng)特征，確定形成沖刷痕跡的粒徑范圍，判斷沖刷痕跡的形成時(shí)間，以為后續(xù)發(fā)動(dòng)機(jī)噴管型面改進(jìn)提供依據(jù)。

1 模型與仿真方法

1.1 物理模型

發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)長(zhǎng)度約15 m，燃燒室為兩分段式，直徑2 m，采用前后翼柱形藥柱，翼槽數(shù)為12，采用潛入式噴管。試驗(yàn)中噴管擴(kuò)張段出現(xiàn)的沖刷痕跡與燃燒室藥柱翼槽的周向位置相對(duì)應(yīng)。選擇發(fā)動(dòng)機(jī)工作0、15、28 s時(shí)刻為代表進(jìn)行分析，這3個(gè)時(shí)刻的內(nèi)流場(chǎng)幾何模型均有明顯藥柱翼槽。根據(jù)對(duì)稱性選取內(nèi)流場(chǎng)幾何模型的1/4作為計(jì)算域，0 s時(shí)刻的發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)幾何模型如圖1所示。計(jì)算參數(shù)如表1所示，與實(shí)際計(jì)算的設(shè)置一致。表1中，氣相和凝相的入口質(zhì)量流量均為發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作總流量的1/4。假設(shè)所有的凝相粒子都是Al2O3粒子，粒子的初始溫度與氣相入口溫度相同，粒子直徑服從Rosin-Rammler分布。

工作時(shí)刻/s氣相質(zhì)量流量/(kg/s)凝相質(zhì)量流量/(kg/s)環(huán)境壓強(qiáng)/MPa083.0734.491592.2738.310.0952889.1937.03入口溫度/K環(huán)境溫度/K摩爾質(zhì)量/(g/mol)比定壓熱容/[J/(kg·K)]323529818.73169

1.2 網(wǎng)格劃分

發(fā)動(dòng)機(jī)工作0 s時(shí)刻的計(jì)算域采用全結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格單元數(shù)為135萬(wàn)，對(duì)前后翼及噴管區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密。發(fā)動(dòng)機(jī)工作15 s和28 s時(shí)刻的計(jì)算域采用混合網(wǎng)格劃分，在前翼和后翼劃分非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其他區(qū)域劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格單元數(shù)分別為136萬(wàn)和154萬(wàn)。

1.3 計(jì)算方法

發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)氣相流場(chǎng)采用基于壓力的求解器，不考慮重力的影響，湍流模型選用Spalart-Allmaras模型和SSTk-ω模型，壓力-速度耦合方式采用Coupled算法。藥柱燃面設(shè)置為質(zhì)量流量入口邊界，噴管出口設(shè)置為壓力出口邊界，燃燒室和噴管壁面設(shè)置為無(wú)滑移壁面。

凝相粒子的運(yùn)動(dòng)采用顆粒確定軌道模型和顆粒隨機(jī)軌道模型計(jì)算，認(rèn)為粒子從入口邊界均勻地釋放到計(jì)算域中，不考慮粒子的燃燒、蒸發(fā)、破碎過(guò)程，不考慮粒子間相互作用，粒子碰撞到壁面后發(fā)生彈性反彈。

1.4 工況設(shè)置

計(jì)算工況設(shè)置如表2所示，所有工況粒子的平均直徑均取為30 μm，最大直徑均取為120 μm。工況1～3為了探究選用不同的湍流模型、顆粒軌道模型對(duì)形成沖刷痕跡的影響，工況3～11為了確定形成沖刷痕跡的粒徑范圍，工況3、12、13為了判斷沖刷痕跡的形成時(shí)間。

表2 工況設(shè)置

2 結(jié)果分析

2.1 湍流因素對(duì)形成沖刷痕跡的影響分析

圖2是工況1～3噴管擴(kuò)張段的粒子濃度云圖，圖3是工況1～3噴管出口的粒子濃度云圖。根據(jù)工況1的計(jì)算結(jié)果，噴管壁面附近存在無(wú)粒子區(qū)，完全沒(méi)有粒子碰撞到噴管擴(kuò)張段壁面，噴管出口粒子濃度云圖的外緣基本為圓形。根據(jù)工況2的計(jì)算結(jié)果，噴管出口粒子濃度云圖的外緣呈現(xiàn)與藥柱翼槽位置相對(duì)應(yīng)的波浪形特征，外緣輪廓較模糊，噴管擴(kuò)張段壁面附近粒子濃度很低。存在少量粒子碰撞到擴(kuò)張段壁面，碰撞位置與藥柱翼槽的位置相對(duì)應(yīng)，碰撞痕跡不均勻，最大粒子濃度為7.2×10-4kg/m3。根據(jù)工況3的計(jì)算結(jié)果，噴管出口粒子濃度云圖的外緣呈現(xiàn)與藥柱翼槽位置相對(duì)應(yīng)的波浪形特征，外緣輪廓清晰。存在較多的粒子碰撞到擴(kuò)張段壁面，碰撞位置與藥柱翼槽的位置相對(duì)應(yīng)，碰撞痕跡均勻、清晰，最大粒子濃度為1.03×10-3kg/m3，明顯高于工況2噴管擴(kuò)張段的粒子濃度。

可見(jiàn)，燃?xì)獾耐牧鬟\(yùn)動(dòng)對(duì)凝相粒子的運(yùn)動(dòng)軌跡有顯著影響。在工程計(jì)算中，Spalart-Allmaras模型[11]具有求解速度快、易收斂的優(yōu)點(diǎn)，主要適用于翼形、壁面邊界層等流動(dòng)，不適合射流類自由剪切湍流問(wèn)題。標(biāo)準(zhǔn)k-ω模型[12]中包含了低雷諾數(shù)影響、可壓縮性影響和剪切流擴(kuò)散，適用于尾跡流動(dòng)、混合層、射流以及受壁面限制的流動(dòng)附著邊界層湍流和自由剪切流計(jì)算；SSTk-ω模型[13]綜合了k-ω模型在近壁區(qū)計(jì)算的優(yōu)點(diǎn)和k-ε模型在遠(yuǎn)場(chǎng)計(jì)算的優(yōu)點(diǎn)，在廣泛的流動(dòng)領(lǐng)域中有更高的精度和可信度。固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段的流動(dòng)兼有壁面邊界層流動(dòng)和自由剪切流的特點(diǎn)，相對(duì)而言，選用SSTk-ω模型更為合理。模擬凝相粒子的運(yùn)動(dòng)，顆粒確定軌道模型不考慮燃?xì)馔牧鞯挠绊懀魅趿肆Ｗ釉诹鲌?chǎng)中的擴(kuò)散，粒子的軌跡相對(duì)集中；顆粒隨機(jī)軌道模型考慮燃?xì)馔牧鞯挠绊懀咏咏锢碚鎸?shí)，粒子在燃?xì)饷}動(dòng)速度的影響下軌跡相對(duì)較發(fā)散。試驗(yàn)中粒子遠(yuǎn)離噴管軸線碰撞到擴(kuò)張段壁面上，與粒子在燃?xì)馔牧髯饔孟碌膹较蜻\(yùn)動(dòng)有關(guān)。因此，選用顆粒隨機(jī)軌道模型更具有可信度。

表3統(tǒng)計(jì)了工況3條件下碰撞到噴管擴(kuò)張段壁面的粒子來(lái)源，83.91%的粒子來(lái)源于藥柱后翼，僅有5.23%的粒子來(lái)源于藥柱前翼，10.86%的粒子來(lái)源于藥柱其他位置。所以，試驗(yàn)中出現(xiàn)的沖刷痕跡主要由藥柱后翼產(chǎn)生的粒子造成。

表3 沖刷痕跡的粒子來(lái)源

2.2 噴管兩相流場(chǎng)特征分析

對(duì)比工況1～3的計(jì)算結(jié)果，工況3精度較高，更具有可信度。因此，根據(jù)工況3的計(jì)算結(jié)果，對(duì)噴管的兩相流場(chǎng)特征進(jìn)行分析。

圖4是純氣相流場(chǎng)的燃?xì)馑俣仍茍D。

噴管擴(kuò)張段除壁面邊界層處有速度突變，其他區(qū)域燃?xì)馑俣妊貜较蚍植驾^為均勻。

圖5是計(jì)算凝相后的燃?xì)馑俣仍茍D，受到粒子阻力的影響，噴管擴(kuò)張段的燃?xì)馑俣日w小于純氣相燃?xì)獾乃俣龋c文獻(xiàn)[14]觀點(diǎn)一致。噴管出口位置燃?xì)馑俣确植疾痪鶆颍Y(jié)合圖3(c)可發(fā)現(xiàn)與粒子濃度有關(guān)，粒子濃度低的位置燃?xì)馑俣容^大，粒子濃度高的位置燃?xì)馑俣容^小。噴管出口壁面附近粒子較稀薄，濃度小于10-2kg/m3，燃?xì)馐艿搅Ｗ拥淖枇^小，燃?xì)馑俣仍?600～2980 m/s之間；噴管中心部位粒子聚集明顯，粒子濃度最大可達(dá)8.66×10-2kg/m3，燃?xì)馐艿搅Ｗ拥淖枇^大，燃?xì)馑俣仍?100～2600 m/s之間。

圖6是噴管擴(kuò)張段以粒子速度標(biāo)識(shí)的粒子軌跡圖。從圖6可觀察到，噴管中心部位粒子軌跡密集，粒子速度主要在1500～2400 m/s之間，噴管擴(kuò)張段壁面附近粒子軌跡稀疏，粒子速度相對(duì)較高，在2400～2830 m/s之間。粒子軌跡外緣呈現(xiàn)出與藥柱翼槽位置相對(duì)應(yīng)的波浪形特征。圖7是以粒子直徑標(biāo)識(shí)的粒子軌跡圖，噴管擴(kuò)張段壁面附近的粒子直徑小于噴管中心部位的粒子直徑。圖6和圖7的計(jì)算結(jié)果表明，在發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段，小直徑粒子主要集中在靠近壁面的位置，粒子速度較大，大直徑粒子主要集中在噴管中部，粒子速度相對(duì)較小。

粒子在噴管擴(kuò)張段的速度、直徑分布特征可從粒子的運(yùn)動(dòng)方程進(jìn)行解釋。粒子在氣相中運(yùn)動(dòng)時(shí)，假設(shè)只受到氣體的曳力，則粒子的運(yùn)動(dòng)方程可寫為

(1)

方程左邊是粒子運(yùn)動(dòng)的加速度，方程右邊是單位質(zhì)量粒子受到氣相的曳力。

FD定義為

(2)

式中μ為氣體動(dòng)力粘度；ρp為粒子密度；dp為粒子直徑；CD為曳力系數(shù)；Re為相對(duì)雷諾數(shù)。

Re定義為

(3)

假設(shè)粒子在運(yùn)動(dòng)時(shí)始終保持球形，則曳力系數(shù)CD[15]：

(4)

為得到粒子運(yùn)動(dòng)加速度和粒子直徑的關(guān)系，將上述公式整理為

(5)

由式(5)可看到，粒子的直徑越小，其運(yùn)動(dòng)加速度越大。

由于直徑較小的粒子具有更大的運(yùn)動(dòng)加速度，其速度的大小和方向更容易改變，所以小直徑粒子比大直徑粒子速度更大，如圖6所示；小直徑粒子更容易運(yùn)動(dòng)到遠(yuǎn)離噴管軸線的位置，即粒子軌跡更發(fā)散，如圖7所示。

2.3 粒徑范圍對(duì)形成沖刷痕跡的影響分析

根據(jù)圖7所示的粒子直徑在噴管擴(kuò)張段的分布規(guī)律，靠近噴管壁面的粒子直徑最小，可判斷試驗(yàn)中的沖刷痕跡由小直徑粒子造成。為了進(jìn)一步確定形成沖刷痕跡的粒徑范圍，在工況3的基礎(chǔ)上調(diào)整最小粒徑，對(duì)比噴管擴(kuò)張段上粒子濃度的變化。圖8是工況3～11噴管擴(kuò)張段的粒子濃度云圖，圖8(a)～(i)的最小粒徑分別為4、6、8、10、12、14、16、18、20 μm。

前文已指出，粒子直徑越小，粒子運(yùn)動(dòng)的加速度越大，粒子在噴管擴(kuò)張段的軌跡更發(fā)散。所以，圖8中隨著最小粒徑的增大，粒子碰撞到噴管擴(kuò)張段的范圍逐漸變小，粒子濃度逐漸減小。當(dāng)最小粒徑設(shè)置為4、6、8 μm時(shí)，粒子在擴(kuò)張段的沖刷范圍相對(duì)試驗(yàn)結(jié)果明顯偏大，故認(rèn)為發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作時(shí)，在噴管擴(kuò)張段直徑小于10 μm的粒子很少，可忽略其對(duì)壁面的沖刷。當(dāng)最小粒徑設(shè)置為10、12、14、16 μm時(shí)，粒子在噴管擴(kuò)張段周向的沖刷位置與藥柱翼槽的位置相對(duì)應(yīng)，沖刷范圍與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，這4種工況下噴管擴(kuò)張段壁面上最大的粒子濃度分別為1.03×10-3、5.5×10-4、1.1×10-4、3.2×10-5kg/m3，最小粒子直徑從10 μm增加至16 μm，噴管擴(kuò)張段的最大粒子濃度減小了兩個(gè)數(shù)量級(jí)。當(dāng)最小粒徑設(shè)置為18、20 μm時(shí)，粒子的沖刷痕跡很模糊，沖刷位置無(wú)法與翼槽位置相對(duì)應(yīng)，擴(kuò)張段邊緣處最大的粒子濃度在10-6kg/m3的量級(jí)，可認(rèn)為粒徑為18、20 μm的粒子碰撞到噴管擴(kuò)張段的幾率很小，可忽略不計(jì)。結(jié)合圖7的粒子直徑分布規(guī)律，當(dāng)粒子直徑大于20 μm時(shí)，其運(yùn)動(dòng)軌跡會(huì)更加遠(yuǎn)離擴(kuò)張段壁面，粒子碰撞到噴管擴(kuò)張段壁面的幾率更小，可不予考慮。圖9對(duì)比了粒子沖刷核心區(qū)沿流動(dòng)方向的某條特征線上工況3～9的粒子濃度分布，當(dāng)最小粒徑在4～10 μm之間粒子的沖刷范圍明顯偏大，當(dāng)最小粒徑在10～16 μm之間粒子的沖刷范圍與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。綜上所述，試驗(yàn)中出現(xiàn)的沖刷痕跡主要由直徑為10～16 μm的粒子形成。

2.4 沖刷痕跡形成時(shí)刻分析

發(fā)動(dòng)機(jī)工作0 s時(shí)刻的翼槽最狹窄，粒子在翼槽處的聚集最為顯著，由前文分析0 s時(shí)刻可形成試驗(yàn)中出現(xiàn)的粒子沖刷痕跡，但在該發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作過(guò)程中，藥柱翼槽存在的時(shí)間超過(guò)30 s，翼槽存在期間粒子是否都可碰撞到噴管擴(kuò)張段？工況12、13即對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)工作的15、28 s進(jìn)行分析。

圖10是發(fā)動(dòng)機(jī)工作15 s時(shí)刻噴管擴(kuò)張段的粒子濃度云圖。從圖10可觀察到，存在少量粒子碰撞到噴管擴(kuò)張段壁面，碰撞位置與翼槽位置相對(duì)應(yīng)，但粒子濃度僅在10-6kg/m3量級(jí)，可忽略不計(jì)。從噴管出口的粒子濃度云圖上已基本觀察不到與翼槽對(duì)應(yīng)的波浪形外緣，計(jì)算域?qū)ΨQ面上粒子濃度分布異常，出現(xiàn)非物理解，原因是計(jì)算時(shí)設(shè)置粒子碰撞到對(duì)稱面上發(fā)生彈性反彈。這一現(xiàn)象也說(shuō)明少量粒子具有不可忽略的周向速度，周向速度的來(lái)源可能與部分翼槽燃面法向方向偏離發(fā)動(dòng)機(jī)軸線有關(guān)。在發(fā)動(dòng)機(jī)工作28 s，完全沒(méi)有粒子碰撞到噴管擴(kuò)張段壁面。這樣的計(jì)算結(jié)果表明，出現(xiàn)試驗(yàn)中的沖刷痕跡需要粒子在翼槽附近的聚集程度足夠大，該發(fā)動(dòng)機(jī)的粒子沖刷痕跡出現(xiàn)于發(fā)動(dòng)機(jī)工作的15 s時(shí)刻之前。

2.5 噴管擴(kuò)張段型面改進(jìn)

試驗(yàn)中粒子碰撞到噴管擴(kuò)張段形成沖刷痕跡，與藥柱翼槽有關(guān)，與粒徑分布有關(guān)，也與噴管擴(kuò)張段型面有關(guān)。從喉部到出口，噴管擴(kuò)張段與軸線的夾角逐漸減小。粒子由于其自身慣性，在噴管擴(kuò)張段運(yùn)動(dòng)過(guò)程中速度方向變化幅度小于噴管擴(kuò)張段與軸線夾角變化幅度，因此可能會(huì)碰撞到擴(kuò)張段壁面。如果發(fā)動(dòng)機(jī)工作在高過(guò)載環(huán)境下，粒子碰撞到噴管擴(kuò)張段壁面的幾率會(huì)大大增加，此時(shí)粒子的速度在2000 m/s以上，粒子的破壞力不容忽視。因此，建議減小噴管擴(kuò)張段型面的曲率變化，增大噴管擴(kuò)張段出口半角。圖11是原噴管和改進(jìn)后噴管的二維幾何型面。其中，噴管收斂段的幾何型面保持不變，噴管喉部直徑和出口直徑保持不變，僅減小噴管擴(kuò)張段的曲率變化，增大噴管出口半角。

針對(duì)改進(jìn)的噴管型面，建立了0 s時(shí)刻內(nèi)流場(chǎng)幾何模型，采用與工況3相同網(wǎng)格類型、相同的數(shù)值方法開展兩相流場(chǎng)計(jì)算。圖12是原噴管和改進(jìn)噴管在粒子沖刷核心區(qū)沿流動(dòng)方向的粒子濃度分布，可看到仍存在少量粒子會(huì)碰撞到噴管擴(kuò)張段壁面，但碰撞區(qū)域的粒子濃度已顯著減小，最大的粒子濃度僅為1.53×10-4kg/m3。因此，減小噴管擴(kuò)張段的曲率變化、增大噴管出口半角可有效降低粒子對(duì)擴(kuò)張段壁面的沖刷。

3 結(jié)論

(1)對(duì)于計(jì)算凝相粒子的運(yùn)動(dòng)軌跡，SSTk-ω湍流模型比Spalart-Allmaras湍流模型精度更高，顆粒隨機(jī)軌道模型比顆粒確定軌道模型精度更高。

(2)在發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段，壁面附近的燃?xì)馑俣却螅Ｗ又睆叫。Ｗ铀俣却螅恢行奈恢玫娜細(xì)馑俣刃。Ｗ又睆酱螅Ｗ铀俣刃　?/p>

(3)噴管擴(kuò)張段的沖刷痕跡形成于發(fā)動(dòng)機(jī)工作的15 s時(shí)刻之前，主要由藥柱后翼燃燒產(chǎn)物中顆粒粒徑分布為10～16 μm區(qū)間的粒子造成。

(4)減小噴管擴(kuò)張段型面的曲率變化、增大噴管擴(kuò)張段出口半角可有效降低粒子對(duì)擴(kuò)張段壁面的沖刷程度。

[1] 劉君,黃琳,夏智勛.潛入式擺動(dòng)噴管兩相內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬[J].固體火箭技術(shù),2003,26(4):18-21.

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ParticleerosionflowfieldanalysisonnozzledivergentsectionofSRM

MIAO Zhi-wen, GAN Xiao-song, XU Tuan-wei, CHAO Kan

(The 41st Institute of the Fourth Academy of CASC, Xi'an 710025, China)

Particle erosion marks related to grain fin slots were observed on nozzle divergent section of a finocyl grain SRM after experiments. The main purpose of this research is to investigate the law of particle erosion at the nozzle divergent section and improve the nozzle profile. Effects of turbulence models and particle tracking models on particle erosion were compared. The features of Two-phase flow at the nozzle divergent section were analyzed. The diameter of particles that are relevant to erosion marks was estimated. The time interval of particle erosion was determined. Furthermore, the improved solution of nozzle profile was proposed. The results shows that the particle erosion marks on nozzle divergent section appear after 15 s' working process of the SRM. They were mainly caused by the particles among aft-fin combustion products ranging from 10 μm to 16 μm. The improved nozzle profile could decrease the particle erosion effectively.

solid rocket motor；finocyl grain；particle erosion；nozzle divergent section

V435

A

1006-2793(2017)05-0562-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2017.05.005

(編輯：薛永利)