高溫含水氣流條件下燃燒室材料考核的電弧加熱試驗模擬方法

涂建強, 陳連忠, 許 考

(中國航天空氣動力技術研究院 電弧等離子應用裝備北京市重點實驗室, 北京 100074)

高溫含水氣流條件下燃燒室材料考核的電弧加熱試驗模擬方法

涂建強*, 陳連忠, 許 考

(中國航天空氣動力技術研究院 電弧等離子應用裝備北京市重點實驗室, 北京 100074)

在燃燒室的內流熱環境下，燃燒室壁面的部分防熱材料(如C/SiC或超高溫陶瓷)與碳氫燃料燃燒產物水蒸氣發生的氧化反應速率比與空氣中的氧氣還要快。水蒸氣的存在加劇了防熱材料的氧化。另外，水蒸氣還能與材料表面玻璃狀的SiO2保護層發生揮發性的化學反應，破壞了SiO2保護層。這些因素對燃燒室防熱材料的防熱效果有明顯的影響。本文采用等離子電弧加熱矩形湍流導管試驗方法模擬超燃沖壓發動機燃燒室的內流熱環境，并在試驗噴管前的混合穩壓室內橫向噴射4%～5%的常溫水與高溫氣體混合，模擬燃燒室內水蒸氣的組份、濃度和溫度，采用數值計算的方法分析混合穩壓室內水與高溫氣體的摻混程度，研究含水的高溫氣體的總溫(總焓)計算方法。

燃燒室；高溫含水氣流；氧化反應；電弧加熱器；湍流導管

0 引 言

發動機燃燒室的熱防護技術是超燃沖壓發動機的關鍵技術之一。為驗證防熱材料方案是否能夠滿足燃燒室的使用要求，開展燃燒室熱環境的地面模擬試驗對防熱材料的耐燒蝕、抗沖刷和抗氧化性能進行地面試驗驗證是必不可少的技術途徑。

在氣動熱地面模擬試驗中，采用等離子電弧加熱試驗設備是國內外進行熱防護材料和結構考核的主要試驗方法。電弧加熱設備具有較寬時間-溫度模擬能力[1](見圖1)，利用其創造的高溫、高速氣流可以模擬高超聲速飛行器在臨近空間內飛行速度Ma5～20、試驗時間千s量級的氣動加熱環境。利用電弧加熱試驗設備模擬熱防護材料或結構部件當地的氣流總焓/總溫、表面冷壁熱流密度和表面壓力等參數對防熱材料和結構進行考核。

圖1 不同試驗設備的溫度-時間圖

Fig.1 Run time vs. stagnation temperature of various facility categories

針對燃燒室內流熱環境的特點，2009年國內采用等離子電弧加熱雙模型矩形湍流導管試驗技術[2]模擬了燃燒室內部表面無凈輻射換熱的內流熱環境，對主動、被動以及主被動復合的燃燒室防熱材料或結構進行了熱防護性能考核和篩選試驗。

國外自20世紀70～80年代即開展了大量的燃燒室防熱材料的地面試驗研究，模擬參數通常采用常規的熱環境參數，即氣流總溫/總焓、表面冷壁熱流密度和表面壓力，但是未見專門針對燃燒室內流熱環境開展的地面試驗技術研究的報道。美國NASA Ames研究中心曾在2011年采用等離子電弧加熱雙模型矩形湍流導管試驗技術開展了火星實驗室防熱材料的研究[3]，但是試驗的主要目的不是對燃燒室熱環境的模擬，而是為了在滿足材料當地氣流焓值和表面冷壁熱流的要求時降低材料表面壓力或剪切力，以接近實際飛行情況。

本文在等離子電弧加熱雙模型矩形湍流導管試驗技術的基礎上，發展一種針對燃燒室內部氣體組分的氣動熱地面模擬試驗方法。

1 燃燒室氣體組分模擬分析

燃燒室正常工作時，內部的氣體成分主要有燃燒產物二氧化碳(使用碳氫燃料)和水蒸氣(使用碳氫燃料或氫)以及進氣道捕獲空氣中燃燒后剩余的氮氣和氧氣。燃燒室氣體組份的模擬不可能完全模擬，只能是對防熱材料有明顯影響的組份進行地面試驗模擬。

從材料的燒蝕機理來看，材料表面氧化和機械剝蝕是燃燒室防熱材料燒蝕甚至破壞的主要表現形式[4]。C/C[5]、C/SiC[6]以及超高溫陶瓷(UHTC)[7]等碳基和陶瓷基復合材料以及難熔金屬[8]等超高溫防熱材料，以其較好的高溫化學和物理性能，在燃燒室的熱防護系統中得到了較為廣泛的使用。在材料表面噴涂抗氧化涂層，或是在材料中添加ZrB2、TaC、HfC、HfB2和ZrC等高熔點過渡金屬化合物，能夠提高材料的抗氧化性能。

在燃燒室內部的高溫熱環境下，燃燒室壁面的部分防熱材料與水蒸氣發生的氧化反應比與空氣中的氧氣還要快[9]，這個氧化反應在氣流溫度大約1200℃時即開始發生。同時，在氣流溫度大于1300℃時，水蒸氣還能與材料表面的SiO2發生化學反應[9]，破壞材料表面形成的玻璃狀SiO2保護層，生成氣態的Si(OH)4。具體的氧化和揮發反應方程式如下：

氧化：

SiC(s)+3H2O(g)=SiO2(s)+CO(g)+3H2(g)

ZrB2(s)+5H2O(g)=ZrO2(s)+B2O3(s)+5H2(g)

ZrC(s)+4H2O(g)=ZrO2(s)+CO2(s)+4H2(g)

Si(s)+2H2O(g)=SiO2(s)+2H2(g)揮發：

SiO2(s)+2H2O(g)=Si(OH)4(g) 這些化學反應會隨著水的分壓力或濃度提高而加劇，對燃燒室防熱材料的抗氧化和耐燒蝕效果有明顯影響。在燃燒室防熱材料的內流熱環境地面模擬試驗中，除了模擬燃燒室防熱材料表面的氣流總溫、表面冷壁熱流密度和表面壓力等熱環境參數外，還需要對高溫燃氣流氣體組份中水蒸氣的成分、濃度和溫度進行模擬。

本文發展了一種模擬燃燒室內高溫含水氣流的地面試驗方法，對燃燒室內部氣態水組份濃度、狀態和溫度進行模擬。根據需要模擬的燃燒室內部燃燒當量比φ和燃油組份，計算確定了高溫氣流中水組份的質量分數ω，分析了試驗裝置對水與高溫氣體混合均勻性的影響，研究了含水的高溫氣體總溫(平均容積焓值)的計算方法。

2 試驗裝置

模擬燃燒室內高溫含水氣流的試驗設備如圖2所示，由電弧加熱器、混合穩壓室、噴管和導管4部分組成，各部分密封連接。由電弧加熱器產生的軸向流動的高溫空氣，在混合穩壓室與徑向噴入的一定質量流量的液態常溫水摻混，在摻混的過程中水遇高溫空氣吸熱汽化，經過一定長度的混合穩壓室，在噴管入口處形成摻混均勻的高溫含水蒸氣的氣流，對燃燒室防熱材料進行防熱性能考核。

圖2 試驗設備Fig.2 Test facility

混合穩壓室由多片疊加組成，通過調節疊加片的數量可以調節混合穩壓室的軸向長度。混合穩壓室上游進水口布置如圖3所示，混合穩壓室上游可布置2n或3n個進水口，均勻布置，徑向等質量進水，液態水的徑向速度相互抵消，整體的速度矢量為零，有利于提高水與高溫空氣的摻混速率。利用齒輪泵供給凈化水，最高工作壓力8MPa；采用比例調節閥控制并穩定常溫液態水的質量流量；利用渦輪流量計測量常溫液態水的質量流量Gwater。

圖3 混合穩壓室入水口分布情況Fig.3 Distribution of water inlet in mixing chamber

試驗過程中，如果需要在混合穩壓室內加入常溫空氣調節氣流總溫，可以選取部分入水口作為常溫空氣入口，也可在入水口處增加常溫空氣入口，如圖4所示。常溫液態水在進入混合穩壓室前先與常溫空氣摻混成含小水滴的常溫濕空氣后，再與高溫空氣吸熱汽化并摻混，如此摻混效果較好。

圖4 水與常溫空氣預混裝置Fig.4 Device of water premixing with air

3 試驗參數的確定

3.1 氣流中水質量含量的確定

燃燒室內部燃燒的當量比φ不同，氣流中的水含量也不同，試驗中可以根據當量比的模擬要求調節水的質量流量。水組份在摻混均勻的高溫含水蒸氣的氣流中的質量分數ω需要根據要求模擬的燃燒室內部燃燒的當量比φ和燃油組份確定。

以超燃沖壓發動機常用航空煤油的碳氫燃料為例，碳氫燃料在燃燒室內與進氣道捕獲的空氣摻混燃燒，空氣以體積分數21%的氧氣和79%的氮氣簡化，碳氫燃料與空氣燃燒的化學反應方程式為：

(1)

可以得到水組份在高溫含水蒸氣的混合氣體中的質量分數ω為：

(2)

只要確定碳氫燃料中碳和氫原子的個數之比(x/y)和燃燒當量比φ即可得到水在高溫含水的混合氣體中的質量分數ω。

在當量比φ=1.0時：

(3)

實際應用中，碳氫燃料的成份非常復雜。以航空煤油為例，它由上千種成份組成，包括C7～C16等多種鏈烴、環烷以及芳香族化合物。國內常用的RP-3航空煤油的替代煤油[10]由49%(摩爾比)正十烷(C10H22)，44%的1,3,5-三甲基環己烷(C9H18)以及7%正丙基苯(C9H12)組成。根據替代煤油的成分可以得到x/y=2.059。在當量比φ=1.0時，完全燃燒后的混合氣體中水的質量分數ω為8.34%。

地面模擬試驗中，根據電弧加熱器提供的高溫空氣質量流量Gair，計算噴入混合穩壓室的常溫液態水的質量流量Gwater。Gair與Gwater的關系式如下：

(4)

3.2 水與高溫空氣的混合情況

對混合穩壓室內常溫液態水與高溫空氣的混合情況進行數值模擬。采用結構網格單元，利用CFD軟件Fluent12 中組份輸運模型對經過加熱器加熱的高溫氣體與水氣混合進行計算，通過求解質量方程、動量方程、能量方程和組份擴散方程獲得求解區域的溫度場、速度場和組份分布場等參數。采用的算法為時間推進的有限體積法，空間離散采用AUSM格式，時間離散采用Yoon 和Jareson[11]的LU-SGS方法。

水的噴入位置為混合室等直段距上游30mm處的截面，采用4處噴注均勻布置。噴入方式采用圖4的結構，即質量流量5%的常溫液態水與35%的常溫空氣先摻混成含小水滴的常溫濕空氣后，再進入混合穩壓室與60%的高溫空氣吸熱并摻混。

邊界條件方面，上游入口的高溫氣體為壓力入口條件，給定來流的總壓和總溫(0.5MPa，4300K)；在計算區域中與按7∶1質量混合的冷空氣和液態水混合物進行混合，該處邊界類型為質量入口(160g/s)；出口為壓力出口條件，給定出口靜壓(0.3MPa)；壁面為無滑移絕熱壁。

數值計算得到的沿流場方向中心截面溫度分布云圖如圖5所示。距噴水位置下游20、70和170mm處橫截面的溫度分布和水蒸氣質量分布分別如圖6和7所示。圖中流場分布出現輕微的非對稱主要原因是由Gridgen生成的結構網格及節點布置非絕對對稱所致。在距噴水位置下游20mm處的橫截面，溫度和水蒸氣質量分布均與4處噴入方式相關，溫度分布和水蒸氣質量分布均呈現四分之一圓形區域的相似分布，高溫氣體仍然占據著中心區域，但溫度已有所下降。水蒸氣質量濃度在中心區域附近達到最大值，但是中心區域的高溫部位水蒸氣質量濃度卻是最小值，這樣的分布有利于摻混。

在距噴水位置下游70mm處的橫截面，溫度和水蒸氣質量分布已明顯變均勻，1/4圓形區域的相似分布已基本消失，只有中心較小區域溫度略高，水蒸氣質量濃度略低。

圖5 沿流場方向中心截面溫度分布云圖(K)Fig.5 Temperature distribution in center section(K)

圖6 距噴水位置下游20、70和170mm處橫截面的溫度分布(K)Fig.6 Cross section temperature distribution of 20, 70 and 170mm apart injected water backward position (K)

圖7 距噴水位置下游20、70和170mm處截面的水蒸氣質量分布Fig.7 Cross section vapor concentration distribution of 20, 70 and 170mm apart injected water backward position

在距噴水位置下游170mm處的橫截面，溫度和水蒸氣質量分布已基本均勻。這樣的混合氣體再流經混合室的收集段以及試驗噴管后到達試驗模型考核當地，將能達到水蒸氣與高溫空氣摻混均勻，滿足試驗流場均勻性要求。

3.3 混合后含水氣流總溫的確定

根據需要模擬的燃燒室內壓力下的高溫含水氣流總溫T0，計算由電弧加熱產生的高溫空氣的總比焓Hair，以獲取電弧加熱器的工作參數。

摻混后含水蒸氣的高溫氣流中，空氣和水蒸氣的總溫相同，均為T0，但是各自對應的總比焓不同。利用高溫空氣函數表和水蒸氣的比焓函數表[12]，可以查表得到：在要求得到的高溫含水氣流總溫T0下，高溫空氣對應的總比焓為H0air，水蒸氣對應的比焓為H0vapour。

常溫水噴入高溫空氣中，吸熱氣化成水蒸氣。高溫空氣的比焓由Hair降低到H0air，常溫水則吸熱成為了比焓為H0vapour的水蒸氣。

依據能量守恒定律，并忽略常溫液態水的焓值，有以下表達式：

(5)

可以得到在未噴入水前，電弧加熱器需要產生的高溫空氣總比焓Hair為：

(6)

根據Gair與Gwater的關系式，可以得到以下關系：

(7)

同樣，以國內常用的RP-3航空煤油為例。在燃燒當量比φ=1.0，且需要模擬的燃燒室內壓力下的高溫含水氣流總溫T0=2 500K時，查函數可以得到H0air=2 981kJ/kg，H0vapour=5 496kJ/kg。根據公式(7)可以得到在未噴入水前，電弧加熱器需要產生的高溫空氣總比焓Hair為3 481kJ/kg。

4 試驗流場均勻性的試驗驗證

利用圖2的試驗設備，在噴管出口處安裝熱流和壓力測試模型，測量模型表面的熱流和壓力分布以判斷試驗流場的均勻性。

試驗來流狀態選用燃燒室內部燃燒時的典型試驗來流狀態。模擬燃燒后高溫含水氣流總溫T0=2 500K，水的質量濃度以燃燒當量比φ=1.0時狀態確定，氣流馬赫數為2.3，模型表面的壓力約為0.25MPa。

熱流和壓力測試模型外觀尺寸均為100mm×100mm，每個模型上有9個測點，表面壓力測點位置與熱流測點位置相同，具體測點位置如圖8所示。模型表面壓力采用壓力探頭后接量程0～500kPa絕對壓力傳感器(精度為0.1%F.S)測得。

圖8 測點位置Fig.8 Measured probe position

模型表面熱流密度采用瞬態熱容式量熱計[13-14]測量。該種量熱計是由高導熱率的無氧銅圓柱量熱塞塊和K型熱電偶組成。由于量熱響應只與量熱塊的幾何尺寸和物理特征有關，忽略熱電偶傳熱和量熱塊背面對流換熱，冷壁熱流密度表達式可寫作：

(8)

式中：qecw為量熱計測量的熱流值，CP，Av為量熱塊平均比熱容，ρ為量熱塊密度，δ為量熱塊質量，dT/dt為量熱塊背面溫升梯度。

模型表面冷壁熱流密度和表面壓力測量結果如圖9和10所示。測量模型表面冷壁熱流密度為3.93MW/m2，波動范圍為-4.83%～+3.60%；測量模型表面壓力為250.8kPa，波動范圍為-1.21%～+2.11%。冷壁熱流和表面壓力波動范圍均較小，表明摻混后的高溫含水氣流流場較為均勻，高溫空氣與常溫液態水的摻混效果較好。

圖9 模型表面熱流密度測量結果Fig.9 Heat flux result of model surface

圖10 模型表面壓力測量結果Fig.10 Surface pressure result of model surface

5 材料考核結果分析

利用以上高溫含水的氣流對超燃沖壓發動機燃燒室壁面備選材料C/C-SiC進行熱防護性能考核，并與在相同氣流總溫和表面壓力的無水高溫氣流下的考核結果進行對比。

試驗條件：來流總溫2 500K，氣流含水質量分數為5%，材料表面壓力0.4MPa。經過600s加熱考核后，材料考核結果如圖11(a)所示。圖11(b)為相同材料方案在無水條件且相同氣流總溫和表面壓力的來流條件下的考核結果。

圖11 含水和無水來流條件下考核后的材料表面形貌

Fig.11 Model surface photo after tested in flow with or without water

從圖11(a)和(b)的防熱材料表面形貌來看：在含水5%的來流條件下，模型表面有明顯燒蝕，基材的纖維材料已裸露，表面未見明顯的玻璃狀物質，最大燒蝕后退量0.5～0.8mm；在無水的來流條件下，模型表面中間區域形成了一層玻璃態的熔融物，但是該熔融層在冷態下比較脆，觸碰易脫落，模型的最大燒蝕后退量小于0.1mm。

在無水的來流條件下，防熱材料中的SiC氧化形成一層SiO2玻璃態的熔融物，該熔融層在模型表面鋪展呈鱗片狀結構，形成了有效的致密保護膜，保護了模型的內部材料，大大減小了防熱材料的燒蝕量[15]。在含水5%的來流條件下，高溫環境促使SiO2熔融物與水蒸氣發生揮發反應，破壞了SiO2保護層，所以防熱材料的燒蝕量較大。

6 討論

本文采用在電弧加熱的高溫空氣中加入常溫液態水的方式模擬了發動機燃燒室燃氣流中水組份的濃度和溫度，研究了燃氣流中水組份對燃燒室內壁防熱材料的影響。由于發動機進氣道捕獲氣體中的氧氣參與了燃燒反應，導致燃燒室燃氣流中的氧化劑減少，而本文在高溫空氣中加入了含氧原子的水，所以本文采用的方法中高溫含水氣流中氧氣濃度比實際燃氣流中的高。

如果地面試驗需要更精確的模擬，可以根據計算和理論分析的燃氣流中主要氣體的濃度，利用純氮氣和純氧氣代替空氣作為電弧加熱設備的氣源，根據試驗模擬的濃度要求調節氮氣和氧氣的比例關系，以此模擬燃氣流中的氧氣濃度，但是采用高壓純氣體氣源會導致試驗成本的顯著上升。

本文出于試驗經濟性的考慮，雖然以高壓空氣作為氣源，但是通過該方法是能夠反映是否含水的高溫氣流對燃燒室內壁防熱材料的影響的，與試驗目的是一致的。只是試驗考核的結果可能會由于氣流中氧氣含量偏高而導致材料的燒蝕偏嚴重。

7 結論

采用等離子電弧加熱矩形湍流導管試驗方法模擬了超燃沖壓發動機燃燒室的內流熱環境，并在試驗噴管前的混合穩壓室內橫向噴射4%～8%的常溫水與高溫氣體摻混，能夠模擬燃燒室內高溫含水氣流中水蒸氣的組份、濃度和溫度。

根據要求模擬的燃燒室內部燃燒的當量比φ和燃油組份可以確定在摻混均勻的高溫含水的氣流中水組份的質量分數ω。

在混合穩壓室上游設置液態水與常溫空氣預混裝置，選取適當的混合穩壓室軸向長度，可以得到水與高溫空氣摻混均勻的高溫含水氣流。

根據需要模擬的燃燒室內壓力下的高溫含水氣流總溫T0以及水蒸氣在該溫度下的焓值，可以計算出由電弧加熱產生的高溫空氣的總比焓等電弧加熱器氣流參數。

利用以上高溫含水的氣流對C/C-SiC材料進行熱防護性能考核，試驗結果表明含水的高溫氣流能夠破壞材料高溫表面的SiO2保護層，對燃燒室防熱材料的防熱性能有較大影響。

[1] Terrance M D, Joseph M S, Jeff H S. Development of a Mid-pressure arc-heated facility for hypersonic vehicle testing[R]. AIAA-2010-1732, 2011.

[2] 涂建強, 劉德英, 陳連忠. 內流熱環境的熱流模擬方法[J]. 宇航材料工藝, 2009, 39(2): 30-33.

Tu Jianqiang, Liu Deying, Chen Lianzhong. Heat-flux simulation method of inner flow thermal environment[J]. Aerospace Material and Technology, 2009, 39(2): 30-33.

[3] Steven A, Sepka Robert S, Kornienko Chris A Radbourne. Testing of SLA-561V in NASA-Ames’ turbulent flow duct with augmented radiative heating[R]. AIAA-2011-3619, 2011.

[4] Tressler R E, Costello J A, Zheng Z. Oxidation of silicon carbide ceramics[M]. Industrial Heat Exchangers, 1985.

[5] Jashi A, Lee J S. Coating with particulate dispersions for high temperature oxidation protection of carbon and C-C composites[J]. Composites A, 1997, 28(2): 181-189.

[6] Lavruquere S, Blanchard H, Pailler R, et al. Enhancement of the oxidation resistance of interfacial area in C/C composites. Part II. Oxidation resistance of B-C, Si-B-C and Si-C coated carbon performs densified with carbon[J]. Journal of the European Ceramic Society, 2002, 22 (7): 1011-1021.

[7] Levinea S R, Opilab E J, Halbigc M C, et al. Evaluation of ultra high temperature ceramics for aero-propulsion use[J]. Journal of the European Ceramic Society, 2002, 22(14/15): 2757-2767.

[8] Fan Jinglian, Gong Xing, Qi Meigui, et al. Dynamic behavior and adiabatic shear bands in fine-grained W-Ni-Fe alloy under high strain rate compression[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2009, 38(12): 2069-2074.

[9] Opila E J. Water vapor effects on silica-forming ceramics[R]. NASA 20010059950.

[10] 范學軍, 俞剛. 大慶RP-3航空煤油熱物性分析[J]. 推進技術, 2006, 27(2): 187-192.

Fan Xuejun, Yu Gang. Analysis of thermophysical properties of Daqing RP-3 aviation kerosene[J]. Journal of Propulsion Technology, 2006, 27(2): 187-192.

[11] 劉光啟, 馬連湘, 劉杰. 化學化工物性數據手冊(無機篇)[M]. 北京: 化學工業出版社, 2002: 26-27.

Liu Guangqi, Ma Lianxiang, Liu Jie. Chemistry industry physics property data manual (mineral part)[M]. Beijing: Chemistry Industry Press, 2002: 26-27.

[12] Yoon S, Jameson A. Lower-upper symmetric-Gauss-Seidel method for the Euler and Navier-Stokes equations[J]. AIAA Journal, 1988, 26(9): 1025-1026.

[13] 陳連忠. 塞塊式瞬態量熱計測量結果修正方法的研究[J]. 計量學報, 2008, 29(4): 317-319.

Chen Lianzhong. A calibration method on the result of transient plug type heat fluxmeter[J]. Acta Metrologica Sinica, 2008, 29(4): 317-319.

[14] ASTM International Designation: E 457-96. Standard test method for measuring heat-transfer rate using a thermal capacitance (slug) calorimeter[S]. USA: American Society for Testing Materials (ASTM). Annual book of ASTM standards. Vol. 15. 03. 1996

[15] 王琴, 張強, 柳發成, 等. ZrB2改性C/C-SiC復合材料性能研究[J]. 宇航材料工藝, 2012, 42(6): 52-55.

Wang Qin, Zhang Qiang, Liu Facheng, et al. Effect of ZrB2on properties of C/C-SiC composites[J]. Aerospace Material and Technology, 2012, 42(6): 52-55.

(編輯：楊 娟)

Testing of combustor chamber material in arc jet flow mixing with transverse injected water

Tu Jianqiang*, Chen Lianzhong, Xu Kao

(Beijing Key Laboratory of Arc Plasma Application Equipment, China Academy of Aerospace Aerodynamics, Beijing 100074, China)

In the combustor inner flow thermal environment, the oxidation reaction of combustor inner surface thermal protection material, such as C/SiC and Ultra High Temperature Ceramic (UHTC), is more rapid in water vapor as a product of combustion than in oxygen. The water vapor also reacts with silica glass, formed in the combustor inner surface to prevent oxidation, to destroy the protective layer by volatilization. It has a serious impact on the combustor thermal protection performance. In the paper, the combustor inner flow thermal environment has been simulated by plasma arc heating supersonic rectangular Turbulent Flow Duct (TFD). At the same time, the ambient-temperature water, whose mass flow rate is 4%～5% of the flow, has been transversely injected into the mixing chamber, located at the end of the arc heater and before the nozzle, in order to mix with the high-temperature air and simulate the component, mass flow rate and temperature of water vapor coming from hydrocarbon combustion. The mixing quality between the water and the high-temperature air in the mixing chamber has been analyzed by numerical calculation. The total enthalpy calculation method of the mixing gas has also been discussed.

combustor;high-temperature flow mixing with water;oxidation reaction;arc heater;turbulent flow duct

1672-9897(2015)04-0081-07

10.11729/syltlx20140121

2014-10-14;

2015-01-26

TuJQ,ChenLZ,XuK.Testingofcombustorchambermaterialinarcjetflowmixingwithtransverseinjectedwater.JournalofExperimentsinFluidMechanics, 2015, 29(4): 81-87. 涂建強, 陳連忠, 許 考. 高溫含水氣流條件下燃燒室材料考核的電弧加熱試驗模擬方法. 實驗流體力學, 2015, 29(4): 81-87.

V556.4

A

涂建強(1982-)，男, 江西南昌人, 工程師。研究方向：氣動熱地面試驗技術。通信地址: 北京7201信箱15分箱(100074)。E-mail: tujianqiang0806@163.com

*通信作者 E-mail: tujianqiang0806@163.com