馮?卡門曲面整流罩PMI泡沫夾層防熱結構技術研究

尹蓮花，駱洪志，吳會強，陳友偉，王 曄

（北京宇航系統工程研究所，北京，100076）

0 引 言

新一代運載火箭整流罩是中國設計的最大整流罩，錐段采用馮·卡門外形（原始卵形，Von-Karmen）曲母線夾層結構形式，由2個半罩組成，直徑為5200 mm，采用3 mm軟木、1.2 mm厚玻璃鋼面板、28 mm厚的ROHACELL 110WF泡沫芯子組成的夾層結構，該結構具有較好的氣動外形、制造工藝性、隔熱性及吸聲降噪能力[1,2]，結構外形見圖1。

圖1 馮·卡門曲面錐夾層結構整流罩外形Fig.1 Von-Karman Fairing Outline

傳統整流罩防熱材料為軟木防熱材料[3]，以往型號的整流罩氣動加熱條件為底熱流條件，軟木可以認為是絕熱材料，然而新型大結構馮?卡門整流罩有以下特點：

a）后端直徑為前端直徑的近7倍，直徑和曲率的變化很大；

b）結構首次采用導熱率較低的材料（PMI泡沫夾芯）；

c）泡沫夾芯結構采用中溫固化，在保持結構承載能力下，夾芯外表面溫度不高于120 ℃[4,5]。

隨著研制的深入，暴露出如下問題：馮?卡門整流罩前端軟木如果選用以往整流罩的軟木厚度，很可能會有碳化燒蝕反應，由于軟木的熱物理性能很難在高溫下測出，因此選擇出合適的軟木厚度在仿真與試驗中成為一個難題。

本文通過對碳化燒蝕材料的燒蝕機理分析，結合石英燈平板試驗，首先在馮?卡門整流罩冷壁熱流的輸入條件下，對前端曲率較大處的軟木平板進行石英燈加熱試驗，根據試驗結果調整軟木在高溫下的熱物理性能，進一步給出在熱壁熱流的輸入條件下，優化軟木的厚度，再進行石英燈平板試驗考核，最終確定在泡沫夾層溫度不大于120 ℃下的軟木厚度。

1 碳化燒蝕材料的燒蝕機理

從燒蝕機理上講，軟木材料屬于碳化熱解類燒蝕材料，在加熱過程中，內部會出現激烈的熱解反應。這種反應不僅影響表面燒蝕速度，而且還影響材料內部的溫度分布，其燒蝕模型和吸熱機理如圖2所示。

圖2 熱解面模型分層示意Fig.2 Diagrammatic Sketch of Pyrolyzation Lamination

由圖2可知，第1層為燒蝕層，其厚度為材料的燒蝕后退距離；第2層為碳化層，此層主要是材料熱解后剩留的碳骨架，以及流動的熱解氣體；第3層為熱解面，此層內材料發生裂解，并放出熱解氣體，由于目前采用的碳化熱解類燒蝕材料的熱解溫度一般都在500～800 K（約227～527 ℃），因此該層比較薄；第4層為原始材料層。

軟木材料是由有機酚醛樹脂混合軟木顆粒壓制而成，低熱流密度、長加熱時間的熱環境，表面燒蝕是次要的，內部熱解反應是主要的，此時采用簡化模型會帶來較大誤差，一般需采用熱解層或熱解面模型，熱解面模型是將熱解層用熱解面來代替，因此燒蝕計算模型采用熱解面模型的基本方程[6]如下：

a）碳層：

式中為燒蝕層厚度；x1為碳化層厚度；為熱解氣體比熱容；pm˙為碳化層熱解氣體質量流率；K為碳化層導熱率；ρ為碳化層密度；Cp為碳化層比熱容；T為溫度；t為時間；下標“1”表示碳化層各物理量。

b）原始材料層：

式中 下標“3”表示原始材料層各物理量。

式（1）中，m˙p1由熱解面的能量平衡條件確定，即：

式中 ΔHp為熱解熱。

類似于熱解區模型，引進動坐標系：

經運算，式（1）、式（2）可化為標準形式：

其中，對碳化層：i=1，有：

對原始材料層，i=3，有：

上述分析表明，以上物理模型的基本方程皆可化為統一的標準方程，即：

馮?卡門曲面夾層結構材料的熱物理特性如表1所示。

表1 馮·卡門曲面夾層結構材料的熱物理特性Tab.1 Thermal Physical Property of Von-Karman Sandwich Structure

圖3為冷壁熱流和石英燈加熱控制的實際加熱熱流，圖4為石英燈試驗的玻璃鋼與泡沫芯子之間溫度隨時間的變化，通過對圖4的試驗數據調整軟木的熱物理性能，得出最終熱解面模型下的玻璃鋼與泡沫芯子之間溫度仿真結果，如圖5所示。

圖3 前端位置石英燈加熱控制熱流Fig.3 Thermal Current of Quartz Lamp on Front Position

圖4 前端位置石英燈加熱的夾層溫度隨時間變化Fig.4 The Change of Temperture with Time of Quartz Lamp on Front Position

圖5 前端位置熱解面模型仿真的夾層溫度隨時間變化Fig.5 The Change of Temperture with Time of Pyrolyzation Simulation on Front Position

由圖4、圖5可以看出，夾層最高溫度可達300 ℃左右，遠超過泡沫夾層中溫固化溫度120 ℃的要求。圖6、圖7為石英燈加熱后的泡沫芯子試驗件，由圖6可以看出受熱表面龜裂嚴重，由圖7可以看出泡沫芯子與玻璃鋼面板夾層處已經出現褶皺，有分層趨勢，因此必須增加軟木厚度以降低泡沫夾層的最高溫度。另一方面，由圖4和圖5的仿真結果可以看出，由于石英燈控制熱流在前20 s是逐漸加熱的過程，前20 s的熱流輸入對泡沫芯子的溫度熱響應已經有累積。由圖5可知，熱解面在140 s達到最高溫度311 ℃，從數據對比可以看出，通過石英燈加熱試驗來調熱解面模型的軟木熱物理性能是可行、有效的。

圖6 平板試驗件在石英燈加熱后的表面Fig.6 Surface with Time of Treadmill Test at Quartz Lamp

圖7 平板試驗件在石英燈加熱后的剖面Fig.7 Section with Time of Treadmill Test at Quartz Lamp

表2為軟木基于石英燈試驗的燒蝕材料熱物理調整后的參數，因此為下一步確定軟木的厚度打下基礎。

表2 軟木燒蝕材料熱物理特性估值Tab.2 Thermal Physical Ablator Property of Cork

2 軟木厚度的確定

通過冷壁熱流條件下的石英燈加熱試驗，對平板試驗件各層溫度的數據分析，重新計算熱解面模型的泡沫芯子內部熱響應，最終得到熱壁熱流，作為石英燈加熱試驗的凈輸入熱流的條件，再給出整流罩熱環境最惡劣處軟木厚度為3 mm的熱壁熱流條件。3 mm軟木厚度的熱壁熱流與實際控制熱流對比如圖8所示，夾層溫度試驗與計算情況隨溫度的變化如圖9所示。

圖8 3mm軟木平板試驗石英燈加熱控制熱流Fig.8 Thermal Current of Quartz Lamp on 3mm Cork

圖9 3mm軟木平板試驗夾層試驗與仿真計算溫度對比Fig.9 Temperature Comparison between Experiment and Simulation on 3mm Cork

從表2可以看出，基于試驗的燒蝕參數，對3 mm的軟木泡沫夾層結構進行新一輪的防熱計算，在圖8給定的熱流條件下，將結構進行空間離散，由結果可知空間尺寸為0.2 mm，時間步長為0.07 s時，結構收斂，能夠滿足計算精度需求。由圖9曲線可知，仿真曲線上溫度隨時間變化趨勢與實測結果一致。

平板試驗件軟木表面燒蝕情況如圖10所示，在軟木加厚之后，夾層溫度最高在120 ℃左右，滿足中溫固化溫度要求，軟木外面有輕微裂痕，碳化后表面材料較緊致均勻。

圖10 平板試驗件在石英燈加熱后的表面Fig.10 Surface with Time of Treadmill Test at Quartz Lamp on 3mm Cork

3 結束語

本文提出一種通過石英燈加熱試驗調整軟木燒蝕熱物理性能的方法，對整流罩馮·卡門曲面錐段泡沫夾層結構的軟木防熱結構優化設計，在夾層溫度滿足中溫固化溫度的前提下，盡可能選擇最小厚度的軟木，并且在熱解面模型仿真結果和石英燈燒蝕試驗的對比證明了這種方法的合理可行，最終得到熱壁熱流輸入條件，為最終確定軟木厚度提供了一種有效途徑。