固體火箭發(fā)動機長尾噴管內(nèi)襯燒蝕流場分析＊

劉敦啟，張澤遠

（中國空空導彈研究院，河南洛陽 471009）

0 引言

近距格斗空空導彈為對付未來大機動的空中飛行目標，須不斷提高導彈的機動性。為使導彈具有更大的橫向可用過載和更快的響應速度，目前第四代近距格斗空空導彈（如 AIM－9X、MICA、IRIS－T 等）大都采用推力矢量控制。推力矢量控制的導彈其發(fā)動機噴管一般采用長尾噴管，長尾噴管外面套裝推力矢量控制裝置，長尾噴管的外徑尺寸和外壁面溫度都受到嚴格限制。因此，長尾噴管的內(nèi)襯設計（熱防護設計）至關(guān)重要，其設計的優(yōu)劣直接影響推力矢量控制裝置的正常、可靠工作。

1 設計方案與工作條件

1.1 設計方案

長尾噴管內(nèi)襯（下文簡稱內(nèi)襯）設計方案為布帶整體纏繞＋模壓成型。內(nèi)襯分為兩層，內(nèi)層為抗燒蝕層，材料為碳布／酚醛，外層為絕熱層，材料為高硅氧／酚醛。結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 內(nèi)襯結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 工作條件

推進劑：復合丁羥推進劑（6%鋁粉）；

工作溫度：3400K；

工作壓強：12MPa；

發(fā)動機工作時間：5s。

2 燒蝕情況

通過多次地面發(fā)動機試車后，對相同工作條件下的長尾噴管殘骸進行解剖、觀察、測量和分析，發(fā)現(xiàn)內(nèi)襯的燒蝕規(guī)律相同，燒蝕程度基本一致，內(nèi)襯的收斂段部分燒蝕較輕，燒蝕量約1mm，內(nèi)襯直筒段的燒蝕較嚴重，而且沿軸向方向其燒蝕是不均勻的，在距離直筒段入口約30mm處燒蝕較嚴重，有一個凹坑，內(nèi)襯燒蝕殘骸見解剖圖2所示。為了更直觀地展現(xiàn)內(nèi)襯的燒蝕變化規(guī)律，通過測量內(nèi)襯的殘余厚度進行曲線擬合形成內(nèi)襯殘骸的內(nèi)型面，如圖3所示。由于內(nèi)襯收斂段部分燒蝕較輕，文中重點測量、分析了內(nèi)襯直筒段部分，測量起始點為直筒段入口（直筒段入口如圖1所示），燒蝕量曲線如圖4所示。

3 流場仿真

由于發(fā)動機采用含鋁復合推進劑，燃氣中含有大量凝聚相顆粒，發(fā)動機內(nèi)為典型的兩相流。在長尾噴管的兩相流動中，凝相顆粒的侵蝕會加劇內(nèi)襯材料的燒蝕。為了深入研究內(nèi)襯的燒蝕機理，對長尾噴管進行了流場仿真，計算軟件為FLUENT。

3.1 計算模型與方法

計算模型見圖5。

圖5 計算模型

計算采用顆粒軌道模型（歐拉－拉格朗日模型）計算長尾噴管中的兩相湍流流動，研究了不同尺寸的凝相粒子運動軌跡。文中長尾噴管流場氣相流場的控制方程采用二維軸對稱非定常需諾平均N－S方程。

3.2 邊界條件

1）給定燃氣總溫、總壓，進口處各參數(shù)由內(nèi)場按一階外推和氣動關(guān)系確定。燃氣入口壓強P0＝12MPa，入口溫度T0＝3400K。

2）噴管內(nèi)壁為無滑移、絕熱條件。

3）噴管出口處燃氣流為超聲速，給定壓力出口。

4）計算中假定在每個粒子加入位置處粒子初始速度的大小、方向及溫度與當?shù)氐臍庀啾３忠恢隆?/p>

5）壁面邊界條件為完全彈性碰撞。

3.3 計算結(jié)果與分析

3.3.1 計算結(jié)果

對長尾噴管兩相流流場進行了計算，模擬了流場中凝相粒子的運動軌跡，粒子的直徑分別取1μm、10μm、50μm、100μm。計算結(jié)果見圖6～圖9。

3.3.2 計算結(jié)果分析

圖6的計算結(jié)果表明，粒子的直徑愈小，粒子的慣性也愈小，粒子的隨流性較好。小直徑的粒子進入長尾噴管后與內(nèi)襯壁面沒有發(fā)生明顯的碰撞反彈現(xiàn)象，粒子對內(nèi)襯壁面沒有發(fā)生明顯的侵蝕。

圖7的計算結(jié)果表明，隨著粒子直徑的增大，粒子的慣性也增大，粒子的隨流性在減弱。粒子從內(nèi)襯收斂段進入直筒段時，粒子試圖沿收斂角繼續(xù)慣性運動，由于直筒段部分的燃氣流速較大，燃氣迫使粒子改變慣性方向，最終粒子的運動與分布隨著燃氣的流動趨于均勻一致。

從圖8、圖9的計算結(jié)果可以看出，當粒子的直徑增大到一定程度，粒子的慣性較大，粒子的隨流性較差。粒子與內(nèi)襯收斂段壁面發(fā)生初次碰撞反彈后會越過中心線撞擊另一側(cè)的直筒段壁面，如此反復直至離開噴管。

綜合分析內(nèi)襯的實際燒蝕情況和流場仿真計算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)粒子直徑為50μm時，流場仿真計算的危險區(qū)域與試驗中內(nèi)襯局部燒蝕嚴重（凹坑）位置較吻合。其次，還可以發(fā)現(xiàn)不同直徑大小的粒子對內(nèi)襯的侵蝕作用不同，長尾噴管中內(nèi)襯的燒蝕情況取決于兩相流中的凝相粒子及其大小。

從理論上講，如不考慮凝相粒子的影響，內(nèi)襯燒蝕的因素主要取決于燃氣的溫度、流速和壓強。長尾噴管中燃氣的流動是一個降溫、降壓和增速的過程，內(nèi)襯收斂段位置的溫度和壓強都高于內(nèi)襯直筒段位置溫度和壓強。從內(nèi)襯的實際燒蝕情況看，內(nèi)襯收斂段的燒蝕較輕且燒蝕均勻，內(nèi)襯直筒段燃氣流速最大位置應在直筒段出口處，但是實際燒蝕最嚴重的位置（凹坑）卻在直筒段入口附近。因此，由上述分析可知長尾噴管兩相流中凝相粒子的侵蝕是內(nèi)襯直筒段局部燒蝕嚴重（凹坑）的主要原因。

4 結(jié)論

通過試驗殘骸剖析、流場仿真和理論分析可以得出如下結(jié)論：

1）內(nèi)襯收斂段部分燒蝕較輕，內(nèi)襯直筒段的燒蝕較嚴重且沿軸向燒蝕是不均勻的，在直筒段入口處局部燒蝕嚴重，形成凹坑；

2）兩相流中凝相粒子的侵蝕是長尾噴管內(nèi)襯直筒段入口處形成凹坑的主要原因；

3）兩相流中的凝相粒子直徑大小不同，粒子對內(nèi)襯的侵蝕作用不同，內(nèi)襯的燒蝕也不同。

[1]吳德銘，郜冶.實用計算流體力學基礎[M].哈爾濱：哈爾濱工程大學出版社，2006.

[2]淡林鵬，張振鵬，張立群.長尾噴管故障診斷中的兩相流動計算[J].航空動力學報，2003，18（2）：258－263.

[3]楊雷，王禮恒.固體火箭發(fā)動機長尾管燒蝕機理研究[J].戰(zhàn)術(shù)導彈技術(shù)，1997（4）：39－49.

[4]郭顏紅，梁曉庚，陳斌.雙燃速星孔藥柱長尾噴管發(fā)動機三維兩相流場數(shù)值模擬[J].固體火箭技術(shù)，2007，30（3）：205－209.

[5]李江，何國強，陳劍，等.顆粒侵蝕條件下絕熱層燒蝕實驗研究[C]//中國宇航學會固體火箭推進第22屆年會，2005.