斜置斜切雙噴管發(fā)動機后封頭結構瞬態(tài)傳熱仿真與試驗研究*

吳素麗，田小濤，樊建龍，湯 祥，陳敏芳

(西安現(xiàn)代控制技術研究所， 西安 710065)

0 引言

戰(zhàn)術導彈為使其質心位置在飛行過程中變化盡量小，發(fā)動機布置在導彈中部，噴管斜置,在噴管擴張段斜切,保持與發(fā)動機外徑一致。與常規(guī)噴管相比，噴管斜置斜切會使燃氣在尾管中的流動與傳熱更加復雜，且由于發(fā)動機口徑較小，噴管材料選用TZM鉬合金，熱容更大，因此后封頭結構熱防護和噴管熱防護尤其重要。

國內(nèi)外研究院所和高校對斜切噴管的內(nèi)流場模擬計算成果較多，陳林泉[1]、劉君[2]、方丁酋[3]開展了雙斜切噴管固體火箭發(fā)動機的二維內(nèi)流場計算，得出能模擬斜切噴管內(nèi)真實流動的仿真模型。邢志浩[4]對某斜切噴管固體火箭發(fā)動機流場進行了三維模擬，并對其推力特性進行了仿真與試驗研究。李明[5]和孫利清[6]總結了斜切噴管性能計算采用的幾種工程算法,并試驗驗證了方法的可行性。Lilley[7]對斜噴管的幾何外形進行了優(yōu)化設計, 在滿足最佳膨脹比的前提下縮短了噴管的尺寸。

對斜置斜切雙噴管后封頭內(nèi)瞬態(tài)流動傳熱過程尚未見報道，文中對一種斜置斜切雙噴管發(fā)動機建立了瞬態(tài)傳熱計算模型，模擬了多固壁狀態(tài)下的傳熱過程，根據(jù)仿真計算結果優(yōu)化了后封頭絕熱結構，并進行了試驗研究。

1 仿真計算模型

1.1 物理模型

文中研究采用一種斜置斜切雙噴管發(fā)動機，包括燃燒室殼體、裝藥和后封頭結構。裝藥為端面包覆的自由裝填結構形式,后封頭結構由后封頭殼體、后封頭絕熱、兩個斜切噴管、噴管絕熱等組成。單個噴管喉徑Ф6.5 mm，噴管斜置角均為24°。

后封頭內(nèi)燃氣的流動為有粘、非穩(wěn)態(tài)流固耦合的物理模型，不考慮輻射換熱，選取1/4模型進行建模，在壁面附近和溫度場變化劇烈的區(qū)域進行網(wǎng)格加密，網(wǎng)格數(shù)量78萬。三維計算模型見圖1。

圖1 雙斜切噴管流動與傳熱計算模型

1.2 邊界條件

采用Fluent工程軟件模擬燃氣在后封頭內(nèi)的流動與傳熱，燃氣的流動過程主要采用雷諾平均N-S方程進行非穩(wěn)態(tài)求解[8],計算時間t=150 s，計算采用的邊界條件如下：

1) 噴管入口：壓強入口，壓強采用UDF技術將壓強-時間曲線嵌入到仿真工具中,壓強-時間曲線見圖2，0～90 s噴管入口壓強為3 MPa，90～98 s壓強的變化趨勢按線性簡化處理，從3 MPa降至常壓,98～150 s噴管入口無質量流入。燃燒室溫度2 500 K。

2) 固體壁面：燃氣與固體壁面之間傳熱采用流固耦合邊界條件。

3) 噴管出口：壓強出口，出口壓強101 325 Pa，出口溫度300 K。

圖2 噴管入口壓強-時間曲線

2 仿真結果分析

根據(jù)發(fā)動機實際工作狀態(tài)，對斜置斜切雙噴管發(fā)動機后封頭內(nèi)流場和傳熱進行仿真，計算了150 s內(nèi)后封頭結構的瞬態(tài)溫度場。圖3～圖6分別是0時刻后封頭內(nèi)的壓強、速度、馬赫數(shù)和溫度云圖(流場與溫度場已經(jīng)建立平衡，溫度沒有向固體壁面?zhèn)鳠岬臅r刻定義為0時刻)，斜切噴管內(nèi)出現(xiàn)了激波相交與反射現(xiàn)象，原因是高速氣流在進入噴管后具有擴張?zhí)匦裕捎诎l(fā)動機構型的限制，燃氣在壁面作用下強迫折轉流動而形成激波串，同時由于噴管斜切，使噴管出口面積增大，噴管膨脹比相應增大，造成噴管過膨脹程度嚴重，離噴管出口一段距離內(nèi)有明顯的低速回流區(qū)，在噴管壁面處出現(xiàn)附面層分離的現(xiàn)象。

圖3 壓強分布云圖

圖4 速度分布云圖

圖5 馬赫數(shù)分布云圖

圖6 0時刻溫度場

圖7～圖13分別是后封頭在發(fā)動機工作過程(0～98 s)和工作結束150 s內(nèi)的溫度場。沿噴管收斂段至噴管凸臺和噴管絕熱及后封頭殼體方向做一特征線，示意圖見圖11，圖14、圖15分別是這一特征線在發(fā)動機工作過程中和工作結束時刻150 s內(nèi)的溫度變化曲線。

圖7 15 s時刻溫度場

圖8 45 s時刻溫度

圖9 90 s時刻溫度

圖10 96 s時刻溫度

圖11 99 s時刻溫度(發(fā)動機工作結束)

圖12 130 s時刻溫度

圖13 150 s時刻溫度

從0～150 s后封頭內(nèi)溫度云圖變化可以直觀看出從噴管體-噴管絕熱-后封頭壁面的熱傳導過程。結合溫度變化曲線可以看出，在發(fā)動機工作過程中(0～98 s)，隨著時間的增加，固體壁面溫度快速上升，在不同材料的交界面處，溫度出現(xiàn)了明顯的轉折，噴管殼體在t=98 s達到最高溫度1 682 ℃；噴管絕熱在發(fā)動機工作結束時刻溫度范圍為262～1 580 ℃，最高溫度為靠近噴管殼體的區(qū)域；后封頭絕熱在發(fā)動機工作結束時刻，溫度范圍為401～1 963 ℃，最高溫度在收斂段；后封頭殼體的最高溫度為253 ℃，遠低于殼體材料D6AC的回火溫度，不影響后封頭工作過程中的結構強度。

圖14 特征線在工作過程中的溫度曲線

圖15 特征線在工作結束至150 s內(nèi)溫度曲線

發(fā)動機工作過程中，后封頭絕熱和噴管絕熱溫度最高溫度已達1 963 ℃，有研究表明[9-10]，絕熱材料碳/酚醛樹脂在450 ℃會緩慢分解，形成分解層、碳化層。噴管喉部入口處高溫燃氣的流速較高，在燃氣的長時間沖刷燒蝕剝蝕下，后封頭絕熱與噴管體之間易形成燃氣通道，加劇噴管絕熱的燒蝕，因此在后封頭絕熱結構設計上必須考慮增加迷宮式迂回溝槽，以防止燃氣竄出。

3 斜置斜切雙噴管發(fā)動機試驗驗證

采用某型發(fā)動機燃燒室對文中斜置斜切雙噴管后封頭結構進行試驗驗證，發(fā)動機工作壓強3 MPa，工作時間98 s。圖16、圖17分別是試驗后后封頭及噴管狀態(tài)。

發(fā)動機工作正常，后封頭殼體和噴管殼體沒有過熱現(xiàn)象，熱防護有效。從圖16看出后封頭絕熱結構完整，與噴管連接處出現(xiàn)不均勻燒蝕痕跡，收斂段處最小的孔直徑擴大8～10 mm，露出部分噴管端面，后封頭絕熱的燒蝕形態(tài)以熱化學燒蝕和機械剝蝕為主。

圖16 試驗后后封頭、后封頭絕熱結構

從圖17看出，噴管絕熱結構完整，絕熱部分碳化，但有一定的強度，說明此部分的燒蝕以熱化學燒蝕為主，不存在燃氣沖刷剝蝕，迂回形熱防護有效。從兩部分絕熱結構的燒蝕結果看出，后封頭絕熱、噴管體、噴管絕熱三者配合面較多，三者在后續(xù)加工、裝配過程中需要考慮各個面之間的配合間隙問題，嚴防燃氣從后封頭絕熱和噴管體之間形成燃氣通道，造成熱防護失效。

圖17 試驗后噴管及噴管絕熱結構

4 后封頭殼體外表面實測溫度與仿真結果對比

試驗測試了0～180 s內(nèi)后封頭外表面殼體溫度變化，測試線路4路，測試點為后封頭圓弧壁面靠近最大外徑處，與噴管成十字交叉位置，測試點示意圖見圖18，測試點溫度曲線和仿真結果對比曲線見圖19。

圖18 測試點位置示意圖

后封頭內(nèi)傳熱過程分兩個階段，有燃氣流出階段(0～98 s)和無燃氣階段(98～150 s)，圖19可以看出，仿真壁面溫度結果與實測壁面溫度在115 s范圍內(nèi)吻合度較好，誤差在4%以內(nèi)，115 s之后仿真溫度偏高。這是由于發(fā)動機工作過程中高溫燃氣向壁面的強傳熱占主導作用，流固耦合模型能較好的模擬后封頭內(nèi)的傳熱過程，115 s之后仿真結果只考慮壁面向外界對流換熱過程，與實際復雜換熱過程有出入。

5 結論

文中采用數(shù)值仿真方法對某型斜置斜切雙噴管發(fā)動機后封頭結構進行了三維非穩(wěn)態(tài)流固耦合傳熱仿真，利用仿真結果對后封頭絕熱結構進行適應性改進，并進行了試驗，得出主要結論為：

1)三維非穩(wěn)態(tài)仿真模型能模擬出斜置斜切雙噴管后封頭結構的流場和傳熱過程，可以用于指導后封頭絕熱結構設計與優(yōu)化。

2)發(fā)動機工作結束時，噴管隔熱結構最高溫度為靠近噴管體的區(qū)域，后封頭絕熱最高溫度在收斂段；仿真壁面溫度結果與實測壁面溫度在115 s范圍內(nèi)吻合度較好，誤差在4%以內(nèi)。

3)發(fā)動機試驗結果顯示高溫燃氣有從后封頭絕熱、噴管體、噴管絕熱之間的配合面躥出的風險，在絕熱結構的配合面處設置迂回型溝槽有效，能夠保證發(fā)動機長時間正常工作，但在加工、裝配過程中需要嚴格控制配合面之間的配合間隙。