鎢滲銅喉襯復(fù)合結(jié)構(gòu)噴管熱-結(jié)構(gòu)耦合分析①

鄭 健，蔡 成，周長(zhǎng)省

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

0 引言

隨著高能固體推進(jìn)劑的應(yīng)用，固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的工作壓強(qiáng)、溫度顯著上升，對(duì)噴管性能提出更高要求。高溫高壓的燃?xì)馔ㄟ^(guò)噴管收斂段加速流過(guò)喉部時(shí)，喉襯要面臨急劇升高的溫度、壓力作用以及燒蝕、粒子流的剝蝕等因素作用。對(duì)于長(zhǎng)時(shí)間工作、推進(jìn)劑燃溫較高的噴管，設(shè)計(jì)時(shí)多采用高熔點(diǎn)合金材料作為噴管喉襯，如鎢滲銅材料。由于鎢滲銅材密度較高，等體積下，質(zhì)量較大。設(shè)計(jì)噴管時(shí)，如果全部使用鎢滲銅材料，會(huì)使發(fā)動(dòng)機(jī)增加較多消極質(zhì)量，影響工作性能。同時(shí)，鎢滲銅材料造價(jià)昂貴，成本較高。綜合實(shí)用性、經(jīng)濟(jì)性考慮，在噴管設(shè)計(jì)中，往往將鎢滲銅作為喉襯，隔熱層采用碳/酚醛、高硅氧/酚醛等材料，即復(fù)合結(jié)構(gòu)噴管。這種噴管的出現(xiàn)，顯著提高了噴管在高溫狀態(tài)下的工作穩(wěn)定性，得到了廣泛應(yīng)用。

噴管在工作時(shí)除了受到燒蝕作用，在高溫下還會(huì)受到熱應(yīng)力的作用，嚴(yán)重時(shí)可能導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)出現(xiàn)結(jié)構(gòu)變形，影響其正常工作。因此，在發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)，必須要考慮到熱力耦合作用，計(jì)算噴管的溫度場(chǎng)、應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)，為發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。國(guó)內(nèi)外關(guān)于復(fù)合結(jié)構(gòu)噴管的研究，主要為碳/碳喉襯，對(duì)鎢滲銅喉襯噴管研究較少。黃宏艷等采用流固耦合求解器，實(shí)現(xiàn)了軸對(duì)稱噴管的結(jié)構(gòu)場(chǎng)、溫度場(chǎng)的耦合計(jì)算，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好。龔建良等基于商用仿真軟件，模擬了噴管在不同燃燒室壓力下的熱結(jié)構(gòu)問(wèn)題。結(jié)果表明，隨著壓力的升高，喉襯環(huán)向拉應(yīng)力增大，壓應(yīng)力減小。胡江華等對(duì)錐形套式復(fù)合噴管擴(kuò)張段的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行分析，得到了擴(kuò)張段壓應(yīng)力和軸向拉應(yīng)力極值，通過(guò)對(duì)比，結(jié)果表明，錐形套結(jié)構(gòu)比螺紋連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力更小，性能優(yōu)良；龔建良等研究了潛入式噴管喉襯在不同結(jié)構(gòu)間隙下的熱結(jié)構(gòu)耦合問(wèn)題，給出了間隙的相對(duì)最優(yōu)值為1.2 mm；孫林結(jié)合仿真和熱試車結(jié)果，建立了非潛入式噴管的喉襯結(jié)構(gòu)間隙設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，給出了喉襯接觸間隙的范圍。門們通過(guò)大量仿真計(jì)算分析，驗(yàn)證了喉襯結(jié)構(gòu)角度對(duì)喉襯最大應(yīng)力有顯著影響，對(duì)喉襯進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。劉銳針對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)噴管，發(fā)展了一套求解復(fù)雜型面耦合傳熱問(wèn)題的求解器，并利用光柵技術(shù)制定了一種噴管燒蝕的精細(xì)化測(cè)量方案。為了消除燒蝕的影響，李佳明等以鎢材料設(shè)計(jì)噴管，通過(guò)預(yù)置熱電偶測(cè)量噴管溫度，為噴管喉部對(duì)流換熱模型的建立提供了實(shí)驗(yàn)支撐。由于鎢滲銅材作為一種合金材料，高溫條件下材料的彈性模量、熱導(dǎo)率等參數(shù)有較大變化，本構(gòu)關(guān)系的描述尚不準(zhǔn)確。目前，對(duì)于鎢滲銅材料的研究主要集中在制備、力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)以及電鏡實(shí)驗(yàn)。陳偉等研究了不同鎢骨架密度下鎢滲銅材料的高溫力學(xué)性能，給出了高溫拉伸斷口形貌電鏡掃描圖。朱陽(yáng)等制備了鎢滲銅喉襯，通過(guò)固液火箭發(fā)動(dòng)機(jī)地面熱試車試驗(yàn)，對(duì)鎢滲銅的燒蝕形貌和特性展開研究。結(jié)果表明，喉襯燒蝕量隨收斂段、喉部、擴(kuò)張段依次降低，且不同部位燒蝕形貌各不相同。

目前，關(guān)于復(fù)合結(jié)構(gòu)噴管的研究，主要集中在非金屬喉襯的熱應(yīng)力、燒蝕以及實(shí)驗(yàn)，對(duì)于金屬喉襯的研究較少；而對(duì)于鎢滲銅材料，研究主要集中在制備、力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)、發(fā)動(dòng)機(jī)試車等，對(duì)仿真計(jì)算研究較少。本文將采用流固耦合計(jì)算方法，研究鎢滲銅喉襯高溫下的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)，分析復(fù)合結(jié)構(gòu)噴管工作過(guò)程中的傳熱、熱應(yīng)力分布規(guī)律，可為發(fā)動(dòng)機(jī)噴管熱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 流體區(qū)域控制方程

流體區(qū)域使用直角坐標(biāo)系下三維可壓縮非定常Navier-Stokes方程進(jìn)行描述：

(1)

式中 ?為某固定區(qū)域的邊界；為外法線向量；是守恒變量；為對(duì)流通量；為粘性通量；為源項(xiàng)。

湍流模型采用-SST兩方程模型。

1.2 熱傳導(dǎo)控制方程

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中熱量傳遞的方式主要有三種，分別是熱傳導(dǎo)、熱輻射和熱對(duì)流。在固體域內(nèi)熱量的傳遞方式主要是熱傳導(dǎo)。三維非定常熱傳導(dǎo)控制方程的積分形式為

(2)

式中為廣義源項(xiàng)。

對(duì)于流體域和固體域邊界的耦合傳熱壁面，確保壁面上的溫度和熱流密度連續(xù)：

(3)

式中和分別為固體域和流體域的熱導(dǎo)率。

1.3 熱應(yīng)力計(jì)算方法

通過(guò)有限元法計(jì)算熱彈性力學(xué)控制方程和邊界條件，可以得到有限元格式下的剛度方程：

=·

(4)

式中稱為材料的剛性矩陣；為載荷矩陣。

計(jì)算時(shí)，先根據(jù)當(dāng)前時(shí)刻下的溫度場(chǎng)得到物體各個(gè)位置的熱應(yīng)變：

=(-)

(5)

計(jì)算結(jié)構(gòu)各處的等效熱載荷，并疊加：

(6)

得到等效熱載荷后，將外力和熱載荷疊加，就得到了材料的載荷矩陣。代入式(4)即可求得各節(jié)點(diǎn)的位移矩陣，再由式(7)計(jì)算出物體各個(gè)位置的應(yīng)力。

=[][]δ

(7)

式中為材料的彈性矩陣；為幾何方程的系數(shù)矩陣；為位移矩陣。

2 計(jì)算模型和物理邊界條件

2.1 計(jì)算模型

復(fù)合噴管計(jì)算模型結(jié)構(gòu)如圖1所示，模型長(zhǎng)度即為噴管實(shí)際尺寸，全長(zhǎng)73 mm。喉襯為鎢滲銅材料，隔熱層和耐燒蝕層均采用碳/酚醛材料，喉襯收斂段嵌入碳/酚醛隔熱層中。最外層為鋼殼體。

圖1 復(fù)合噴管結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Composition of composite nozzle

對(duì)噴管內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，可以忽略一些次要因素，作出如下假設(shè)：

(1)噴管內(nèi)流動(dòng)的燃?xì)夂?jiǎn)化為理想氣體；

(2)各個(gè)部件之間無(wú)接觸間隙，并忽略零件之間的接觸熱阻；

(3)忽略燃?xì)獾幕瘜W(xué)反應(yīng)、多相流以及粒子運(yùn)動(dòng)對(duì)噴管壁面的傳熱、沖蝕的影響；

(4)忽略碳/酚醛材料在工作時(shí)由于燒蝕、碳化引起物性參數(shù)的變化對(duì)傳熱的影響，考慮鎢滲銅材料在高溫下物性參數(shù)的變化；

(5)噴管內(nèi)部傳熱方式只考慮壁面和燃?xì)獾膶?duì)流換熱。

針對(duì)復(fù)合噴管結(jié)構(gòu)，建立了三維計(jì)算模型。計(jì)算模型分成流體域和固體域兩部分。噴管內(nèi)部燃?xì)馔ǖ罏榱黧w域，鎢滲銅喉襯、碳/酚醛隔熱層和鋼殼體為固體域。采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算，如圖2所示。

圖2 計(jì)算網(wǎng)格圖Fig.2 Computational grid

在計(jì)算時(shí)，首先用Fluent軟件計(jì)算出噴管的穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)以及工作過(guò)程中的傳熱過(guò)程，得到噴管在不同時(shí)刻下的溫度場(chǎng)；然后，通過(guò)單向流固耦合的方法，將溫度場(chǎng)、壓力場(chǎng)導(dǎo)入Ansys Workbench軟件中，通過(guò)保證網(wǎng)格坐標(biāo)一致性實(shí)現(xiàn)載荷的傳遞。分析噴管在不同溫度場(chǎng)下的變形和熱應(yīng)力，分析過(guò)程如圖3所示。

圖3 流固耦合分析過(guò)程圖Fig.3 Fluid solid coupling analysis process

2.2 邊界條件和材料參數(shù)設(shè)置

噴管入口使用質(zhì)量流率入口邊界條件，質(zhì)量流率為0.572 kg/s，燃?xì)饪倻? 300 K，靜壓9 MPa；出口采用壓力出口，總溫3 300 K，靜壓101 325 Pa；流體域與固體域交界面、固體域之間的接觸面采用耦合傳熱邊界條件，噴管殼體外表面采用混合熱邊界條件。其中，外部空氣溫度設(shè)置為300 K，對(duì)流換熱系數(shù)設(shè)置為10 W/(m·K)；發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)間為10 s；兩側(cè)壁面采用絕熱壁面。各種材料的物性參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 材料物性參數(shù)Table 1 Material property parameters

由于鎢滲銅材料高溫條件下物性參數(shù)變化明顯，在結(jié)構(gòu)場(chǎng)分析時(shí)，必須考慮其熱導(dǎo)率、彈性模量等參數(shù)在不同溫度下的變化。物性參數(shù)由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)經(jīng)過(guò)曲線擬合得到，忽略其他因素影響，將材料參數(shù)簡(jiǎn)化為溫度函數(shù)。其中，熱導(dǎo)率變化函數(shù)為

(8)

其中，=139.78；=200.51；=138.65；=142.26。

彈性模量變化函數(shù)為

(9)

其中，=2.72×10；=3.43×10；=285.09；=27.04。

比定壓熱容變化函數(shù)為

()=++++

(10)

其中，=184.68；=-0.11；=1.94×10；=1.29×10；=-7.998×10。

線膨脹系數(shù)變化函數(shù)為

(11)

其中，=6.37×10；=3.73×10；=1056.88；=123.97。

3 噴管溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果分析

以噴管中心軸線作為路徑，得到穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)中燃?xì)鈮毫腿細(xì)鉁囟妊剌S線位置的變化曲線，如圖4所示。

(a)Gas static temperature on the axis of nozzle (b)Gas static pressure and Mach number on the axis of nozzle圖4 噴管軸線上的流動(dòng)參數(shù)圖Fig.4 Flow parameter on the axis of nozzle

由圖4可以看出，從噴管入口處開始到收斂段之前，燃?xì)獾臏囟葹?300 K左右，壓力在8.9 MPa。在噴管喉部，燃?xì)獾臏囟取⑺俣取毫ψ兓謩×遥?jīng)過(guò)喉部膨脹加速后，溫度和壓力迅速降低，馬赫數(shù)迅速增加。

在當(dāng)前工況下，噴管尾部會(huì)產(chǎn)生輕微過(guò)膨脹。中心軸線經(jīng)過(guò)尾部膨脹波時(shí)，溫度升高，馬赫數(shù)下降，會(huì)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能產(chǎn)生一定影響。

圖5為不同時(shí)刻下噴管溫度分布云圖。

(a)t=0 s (b)t=1 s (c)t=2 s

將噴管穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果作為瞬態(tài)傳熱計(jì)算初始邊界條件。固體域接觸面選擇耦合傳熱壁面，計(jì)算選擇基于壓力求解器，時(shí)間步長(zhǎng)選擇0.001 s，計(jì)算時(shí)間為10 s，內(nèi)迭代步30步，courant數(shù)設(shè)置為0.5，對(duì)流插值選擇二階迎風(fēng)格式進(jìn)行計(jì)算。沿軸做剖面，作為溫度云圖顯示區(qū)域，給出不同時(shí)刻下的噴管溫度變化云圖，如圖5所示。

由圖5可見(jiàn)，隨著時(shí)間的增加，噴管各部分固體域溫度均有不同程度的升高。=1 s時(shí)，由于鎢滲銅材料的比熱容較小，熱導(dǎo)率較大，導(dǎo)熱性良好，此時(shí)喉襯溫度已經(jīng)較碳/酚醛隔熱層有很明顯的升高，在圖5中呈現(xiàn)出清晰的輪廓。由于喉部對(duì)流換熱最為劇烈，因此喉部吸收的熱量最多，溫升也最高。溫度分布呈現(xiàn)出以喉部為中心向噴管外溫度逐漸下降的趨勢(shì)，擴(kuò)張段遠(yuǎn)離喉部同時(shí)附近的燃?xì)鉁囟纫脖容^低。因此，溫度的下降比較明顯。=10 s時(shí)，喉襯溫度在2200～1600 K之間，隔熱層溫度最高達(dá)到2600 K，且溫度分布均沿徑向逐漸下降。

發(fā)動(dòng)機(jī)工作5 s時(shí)，此時(shí)喉部溫度已達(dá)到1800 K，鋼殼體表面溫度開始上升。10 s時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)工作結(jié)束，此時(shí)鎢滲銅喉襯的收斂段溫度最高，達(dá)到2200 K，溫度分布沿燃?xì)饬鲃?dòng)方向逐漸下降。取圖6所示鋼殼體表面路徑，噴管殼體外壁面溫度分布如圖7所示。由于噴管入口處碳/酚醛厚度較大，因此鋼殼體表面在靠近入口附近溫升較小，在約310～315 K之間；而鋼殼體在中段喉襯背壁上方的碳/酚醛厚度比平直段小，因此溫升較大，最高溫度達(dá)到350 K；喉襯上方鋼殼體表面溫度高于平直段，呈現(xiàn)先上升、再下降、最后上升的變化規(guī)律。

圖6 鋼殼體表面路徑示意圖Fig.6 Surface path of the steel shell

噴管內(nèi)壁面對(duì)流換熱系數(shù)如圖8所示。由圖8可知，噴管喉部位置的對(duì)流換熱系數(shù)最高，因此這里的對(duì)流換熱最為劇烈，同時(shí)隨著時(shí)間的增加，流場(chǎng)和壁面溫度差逐漸下降，壁面對(duì)流換熱系數(shù)有下降趨勢(shì)。

圖7 鋼殼體表面溫度分布 圖8 內(nèi)壁面對(duì)流換熱系數(shù)分布Fig.7 Surface temperature distribution of the steel shell Fig.8 Heat transfer coefficient of inner wall

如圖9所示，根據(jù)復(fù)合結(jié)構(gòu)噴管的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，分別選取噴管的等直段、喉部、擴(kuò)張段三條路徑，得到三個(gè)不同位置處溫度沿徑向變化的曲線。

圖9 噴管三處不同截面路徑Fig.9 Path of three different positions of nozzle

如圖10所示，三條路徑都呈現(xiàn)出沿噴管中心向外溫度逐漸降低的趨勢(shì)，且隨著時(shí)間推移，整條路徑上溫度都在逐漸升高；在喉部和擴(kuò)張段截面，喉襯和隔熱層溫度明顯升高，喉襯溫度最高達(dá)到2100 K，碳酚醛溫度達(dá)到2000 K；而由于兩種材料的物性參數(shù)不同，在材料交界處導(dǎo)致溫度分布函數(shù)的導(dǎo)數(shù)不連續(xù)，出現(xiàn)明顯的驟降。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，由于鎢滲銅材料良好的導(dǎo)熱性能，喉部和擴(kuò)張段截面處喉襯的溫度沿徑向變化不大，導(dǎo)熱比較均勻；而碳/酚醛材料良好的隔熱性能，使得其在徑向上溫度變化十分明顯。

(a)Path1 (b)Path2 (c)Path3圖10 三條路徑沿徑向溫度分布圖Fig.10 Temperature distribution along radial direction on three paths

4 喉襯形變及熱應(yīng)力分析

4.1 邊界條件設(shè)置

將Fluent計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入Workbench中，通過(guò)保證軟件中計(jì)算域坐標(biāo)一致，實(shí)現(xiàn)有限體積網(wǎng)格和有限單元網(wǎng)格之間的數(shù)據(jù)傳遞。

噴管在工作時(shí)喉襯受到的載荷主要由兩部分組成，一部分是由于喉襯和隔熱層受熱不均勻，導(dǎo)致限位擠壓形成的溫度應(yīng)力；另一部分是由于喉襯內(nèi)壁面受到的燃?xì)鈮毫Α?/p>

圖11顯示了喉襯內(nèi)壁面受到的壓力。可以發(fā)現(xiàn)，內(nèi)壁面受到的壓力在收斂段達(dá)到最大值8.9 MPa，喉部受到壓力為5～6 MPa，到達(dá)擴(kuò)張段之后，壓力迅速下降。在計(jì)算時(shí)，不同時(shí)刻下的熱應(yīng)力是導(dǎo)入對(duì)應(yīng)時(shí)刻的喉襯溫度場(chǎng)數(shù)據(jù)。

圖11 喉襯內(nèi)壁面壓力分布Fig.11 Pressure distribution on inner surface of throat insert

圖12為10 s時(shí)刻喉襯的溫度導(dǎo)入結(jié)果。

圖12 10 s溫度場(chǎng)導(dǎo)入結(jié)果Fig.12 Import result of temperature field at 10 s

噴管金屬和非金屬零件之間，添加綁定約束，表示實(shí)際中，零件之間采用粘接方式固定；噴管入口壁面添加固定面約束，表示與前端燃燒室固定連接。

4.2 喉襯變形及熱應(yīng)力分析

喉襯在不同時(shí)刻下的變形如圖13所示。分析可知，發(fā)動(dòng)機(jī)工作1 s時(shí)，最大變形量出現(xiàn)在喉部，隨著工作時(shí)間積累，最大變形量出現(xiàn)在喉襯前端；喉部位置的變形量從0.072 mm逐漸升高到0.552 mm，然后維持在0.55 mm附近，變化較小。由于喉部變形量較小，可忽略喉部外形變化對(duì)流場(chǎng)的影響。

(a)t=1 s

圖14顯示了不同時(shí)刻下，噴管喉襯和隔熱層分別沿軸和軸剖面的熱應(yīng)力云圖。其中，左側(cè)的云圖上半部分為隔熱層，下半部分為喉襯；右側(cè)云圖中，左半部分為喉襯，右半部分為隔熱層。云圖標(biāo)尺上下分別對(duì)應(yīng)隔熱層和喉襯。

(a)t=1 s (b)t=3 s

分析圖14可知，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)間的增加，喉襯和隔熱層的溫度均升高，熱應(yīng)力呈逐漸增大的趨勢(shì)。但相比喉襯，隔熱層熱應(yīng)力較小；發(fā)動(dòng)機(jī)工作1 s時(shí)，熱應(yīng)力已經(jīng)在喉襯內(nèi)部和喉襯與碳/酚醛隔熱層的交界處產(chǎn)生。隔熱層最大熱應(yīng)力出現(xiàn)在與喉襯嵌套的凹陷處，大小約為23 MPa；喉襯最大熱應(yīng)力位于收斂段末尾和喉部附近，大小為69 MPa。隨后熱應(yīng)力隨時(shí)間的推移，隔熱層的凹陷及背壁處、喉襯的喉部熱應(yīng)力顯著上升。在5 s之后，喉部熱應(yīng)力接近145～150 MPa。常溫條件下，鎢滲銅材料的許用應(yīng)力強(qiáng)度約為300 MPa，但隨著溫度升高,鎢滲銅材料許用應(yīng)力強(qiáng)度會(huì)逐漸下降，1200 ℃時(shí)，材料強(qiáng)度降至120 MPa以下。所以，鎢滲銅喉襯存在失效風(fēng)險(xiǎn)。

取圖15所示喉襯內(nèi)外壁面兩條路徑，得到兩條路徑上的喉襯熱應(yīng)力分布曲線，如圖16所示。

圖15 喉襯內(nèi)外壁面路徑Fig.15 Inner and outer wall path of throat insert

分析圖16(a)可知，在外壁面、兩位置處有兩個(gè)比較明顯的應(yīng)力波峰，而這兩個(gè)位置分別對(duì)應(yīng)著喉襯背壁兩個(gè)外形轉(zhuǎn)折較大處，產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因主要有兩方面：

(1)喉襯表面未經(jīng)圓角處理，出現(xiàn)了應(yīng)力集中；

(2)在表面兩種材料交界位置處，鎢滲銅溫度較高，熱膨脹系數(shù)較大，而碳/酚醛隔熱層溫度低，熱膨脹系數(shù)較小。

因此，喉襯表面的膨脹受到了隔熱層的阻擋，使得喉襯無(wú)法自由膨脹，在表面形成了較大的應(yīng)力。

圖16(b)顯示了喉襯內(nèi)壁面的應(yīng)力分布情況。可以看出，熱應(yīng)力呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢(shì)，在點(diǎn)處應(yīng)力達(dá)到最大，這一位置位于喉部過(guò)渡段。產(chǎn)生這一現(xiàn)象的主要原因是由于喉部位置對(duì)流換熱最為劇烈，因此這里的溫度是整個(gè)喉襯最高的，而厚度又最大，且有著較大的溫度梯度，而同時(shí)承受著燃?xì)獾膲毫Γ颂師釕?yīng)力最高。喉襯的頭部嵌入碳/酚醛隔熱層中，沒(méi)有直接接觸流場(chǎng)，此處溫度升高主要依靠喉部的導(dǎo)熱，所以頭部位置熱應(yīng)力小于喉部；擴(kuò)張段溫度的升高源于喉部熱傳導(dǎo)和燃?xì)獾膶?duì)流換熱，由于遠(yuǎn)離喉部，且氣流經(jīng)過(guò)膨脹之后溫度較低，因此擴(kuò)張段內(nèi)壁面的熱應(yīng)力逐漸降低。

(a)Outer wall (b)Inner wall圖16 不同時(shí)刻下喉襯內(nèi)外壁面熱應(yīng)力分布Fig.16 Thermal stress distribution of throat insert at different time

5 結(jié)論

(1)喉襯溫度隨發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)間增加，逐漸升高；溫度沿軸向呈先升高、后降低的趨勢(shì)，在喉部位置溫度達(dá)到最高，約為2200 K；由于材料熱導(dǎo)率不同，導(dǎo)致在不同材料交界面兩側(cè)，溫度梯度變化明顯。鎢滲銅喉襯內(nèi)外壁面溫差逐漸減小，從500 K降至約150 K；位于喉襯上段碳/酚醛隔熱層徑向溫差較大，最高達(dá)到1500 K。

(2)隨著復(fù)合噴管工作時(shí)間的增加，喉襯的熱應(yīng)力逐漸增大。外表面出現(xiàn)兩個(gè)比較明顯的應(yīng)力峰值，分別約為135 MPa和90 MPa，對(duì)應(yīng)喉襯背壁上、兩點(diǎn)。最大熱應(yīng)力約為155 MPa，出現(xiàn)在喉部位置。

本文主要探究了復(fù)合噴管工作時(shí)固體域耦合傳熱、燃?xì)鈮毫?duì)噴管熱應(yīng)力的影響，并未考慮噴管工作過(guò)程中碳酚醛燒蝕、鎢滲銅受熱析出銅對(duì)熱應(yīng)力的影響。實(shí)際上，喉襯熱解吸熱，鎢滲銅相變析出都會(huì)導(dǎo)致噴管的溫度降低，后續(xù)將進(jìn)一步展開研究。