發動機再生冷卻結構和身部一體化設計

伍家威

（貴州航天朝陽科技有限責任公司，貴州 遵義 563000）

傳統的發動機再生冷卻結構分為內夾套、外夾套、集液腔，通過多條真空電子束（一條肋一條焊縫）焊接固定在身部（燃燒室和噴管）上，該方式生產的產品不僅質量重、價格高昂、體積龐大、空間布局受影響，而且由于焊縫較多，生產合格率低，導致產品可靠性較差。為了解決這些問題，將再生冷卻結構和身部設計成一個整體，避免了焊接，同時該方式可設計異形流道。

1 再生冷卻和身部結構及原理

冷卻劑通過導管流入再生冷卻結構入口集液腔，從入口集液腔中均勻分散流入再生冷卻槽道內，噴管尾部回液腔將冷卻劑旋轉180°，使得冷卻劑重新流入再生冷卻槽道內，最后冷卻劑在出口集液腔聚集，從導管流出。再生冷卻和身部結構見圖1。

圖1 再生冷卻和身部結構

推進劑在身部內壁面燃燒，產生高溫燃氣（2200K），高溫燃氣傳遞到身部壁面，再通過壁面傳遞給再生冷卻結構內的冷卻劑。通過對流和輻射，降低身部溫度，防止溫度超過材料許用溫度。同時冷卻劑將吸收的熱量重新帶入燃燒室，提高了燃氣利用率。

2 傳統設計方式與優化后設計方式

傳統的再生冷卻結構分為身部、夾套、進口集液腔、出口集液腔和進出口接頭。傳統再生冷卻結構形式見圖2。

圖2 傳統再生冷卻結構形式

傳統的再生冷卻結構形式一般在身部外壁利用聚變銑刀加工出等深的槽道。再利用棒材加工出一個與身部外型面相同的夾套，同時加工出兩個集液環槽。由于夾套和集液環槽與身部干涉，因此焊接前還需將這3 個零件從中間對稱切割成兩個零件。最后將身部、夾套、進出口集液腔、接頭利用電子束焊接方式將其焊接成一個部件。為了防止再生冷卻結構內液體將夾套擠壓變形，還需對夾套和身部連接處進行焊接，一般焊接在身部每條肋上，以此加固再生冷卻結構強度。

由于傳統再生冷卻結構需要加工、線切割、焊接等工序，其缺點明顯：

1.零件較多。一個再生冷卻結構需要9 個零件合成。

2.焊縫較多。9 個零件焊接在一起，均需要焊接方式將其拼接在一起，且身部每條肋均需要焊接。

3.加工較復雜。為了將夾套、進出口集液腔和身部貼合，需加工工裝用于固定加工的零件。

4.耗材較多。每個零件均需用棒材掏空內部，加工成需要的形狀。

5.設計較困難。設計時為了讓零件能夠嚴絲合縫地貼合在一起，需精確計算尺寸鏈。

6.優化較困難。受加工形式影響，產品能夠優化的可能性較小。

7.成本較高。由于需要設計工裝，且為小批量產品，工裝性價比較低。且電子束焊接費用較昂貴，浪費的材料成本也較高。

8.可靠性較差。焊縫較多導致產品可靠性較差，容易出現質量問題；在承壓時容易出現泄漏的可能。

為了解決以上問題，現通過優化結構設計來達到改進目的。通過對產品多次優化后，找到了一種能夠同時解決以上問題的設計方法，及一體化設計。

優化后的再生冷卻結構融入了身部內，將再生冷卻結構和身部設計成了1 個零件。通過優化設計，取消了傳統的加工、切割、焊接方式。產品直接通過3D打印生產。

3 再生冷卻和身部結構設計和生產

通過控制身部內壁面厚度、流道肋條厚度、冷卻通道高度參數，再通過再生冷卻結構通過下面的熱流密度計算出冷卻劑溫升不超過80℃、身部氣體壁面溫度不超過900℃。

式中：

Twg——壁面溫度。

Taw——近壁面氣體溫度。

hg——換熱系數。

由于再生冷卻結構內有大量流道，因此傳統的加工方式，無法將該產品生產成一個零件。因此本產品通過3D 打印生產出來，后期通過機加方式加工密封面。

本產品生成的難點在于控制3D 打印后的粉末清理。通過合理設計再生冷卻結構流道，減少流道內菱角和死角，使得產品清理粉末時沒有粉末殘留在流道內。同時對產品施加一個合理的振動，讓掛在流道內的可松動顆粒物從產品內脫離出來。通過多次試驗，確定了合適的材料，通過X 光探傷發現不同材料生產的產品中流道內可見顆粒物數量不同，最終通過試驗發現了某高溫合金生產的沒有可見顆粒物。同時通過三維掃描發現高溫合金打印的產品收縮不大于0.2mm。

4 仿真驗證

4.1 傳熱仿真

為研究不同材料對再生冷卻傳熱影響，對不同材料（高溫合金、鈦合金、TD3）的再生冷卻進行傳熱特性分析。

初始條件：

1.發動機性能參數：發動機室壓，推進劑流量等。

2.發動機尺寸：發動機面積比，收縮比、冷卻通道尺寸等。

3.冷卻劑性質：冷卻劑在不同壓力下的沸點、導熱系數、粘性系數等。

4.發動機材料性質：發動機再生冷卻結構材料（高溫合金、鈦合金、TD3）在不同溫度下的導熱系數等。

4.1.1 高溫合金材料

經傳熱分析計算，高溫合金材料再生冷卻結構各溫度沿身部軸向的分布曲線。

冷卻劑平均溫度范圍為298.15K（25℃）～371.55K（98.4℃），最低冷卻劑平均溫度在冷卻劑入口處取得，最高冷卻劑平均溫度在再生冷卻結構出口處取得。

燃氣壁面溫度范圍為452.36K（179.21℃）～790.86K（517.71℃），最低燃氣壁面溫度在發動機入口處取得，最高燃氣壁面溫度在發動機喉部處取得。

液體壁面溫度范圍為420.01K（146.86℃）～570.83K（297.68℃），最低液體壁面溫度均在發動機入口處取得，最高液體壁面溫度在發動機喉部處取得。

4.1.2 鈦合金材料

經傳熱分析計算，鈦合金材料再生冷卻結構各溫度沿身部軸向的分布曲線。

冷卻劑平均溫度范圍為298.15K（25℃）～365.15K（92℃），最低冷卻劑平均溫度在冷卻劑入口處取得，最高冷卻劑平均溫度在再生冷卻出口處取得。

燃氣壁面溫度范圍為459.62K（186.47℃）～864.44K（591.29℃），最低燃氣壁面溫度在發動機入口處取得，最高燃氣壁面溫度在發動機喉部處取得。

液體壁面溫度范圍為410.37K（137.22℃）～54 3.96K（270.81℃），最低液體壁面溫度均在發動機入口處取得，最高液體壁面溫度在發動機喉部處取得。

4.1.3 TD3 材料

經傳熱分析計算，TD3 材料再生冷卻結構各溫度沿身部軸向的分布曲線。

冷卻劑平均溫度范圍為298.15K（25℃）～365.78K（92.63℃），最低冷卻劑平均溫度在冷卻劑入口處取得，最高冷卻劑平均溫度在再生冷卻結構出口處取得。

燃氣壁面溫度范圍為458.70K（185.55℃）～848.82K（575.67℃），最低燃氣壁面溫度在發動機入口處取得，最高燃氣壁面溫度在發動機喉部處取得。

液體壁面溫度范圍為411.40K（138.25℃）～557.15K（284.0℃），最低液體壁面溫度均在發動機入口處取得，最高液體壁面溫度在發動機喉部處取得。

4.1.4 小結

從冷卻劑溫度角度考慮，通過計算得到高溫合金發動機冷卻通道中冷卻劑平均溫度上升為73.4℃；鈦合金發動機冷卻通道中冷卻劑平均溫度上升為67℃；TD3 發動機冷卻通道中冷卻劑平均溫度上升為67.6℃。冷卻通道出口的平均溫度低于該壓力下冷卻劑沸騰溫度，上述材料的發動機均可正常工作。從成本考慮，高溫合金為3 種材料中價格最低的材料。

首先，從冷卻劑化學性質分析，對肼類冷卻劑的液壁溫度而言，該溫度不得超過600K（326.85℃），否則肼類燃料將因離解導致爆炸，本計算中所有發動機液壁溫度在上述要求范圍內。

其次，將液壁溫度與冷卻劑沸點相比，雖然通過本計算得到的高溫合金、鈦合金、TD3 材料的發動機喉部附近液壁溫度分別比該壓力下的冷卻劑沸騰溫度高93.68K、66.81K、80K，但在計算液體壁面與冷卻劑時，本計算采用了單相對流模型，即該模型在液壁溫度低于冷卻劑沸騰溫度時使用。但若液壁溫度升高至該壓力下的沸騰溫度時，接觸壁面的液體因達到了沸騰溫度而開始汽化，開始產生微小氣泡，但由于主流溫度未達到沸騰溫度，進入主流體的微小氣泡很快冷凝消失，即進入了泡沸騰狀態。進入泡沸騰狀態后，液體壁面與冷卻劑間的對流換熱系數會迅速增加，大大超過單相對流換熱模型內取定的對流換熱系數，對流換熱能力大大增加，從而會引起冷卻劑平均溫度上升，而液體表面壁溫與燃氣表面壁溫有所下降。因此，在本計算的初始條件下，可認為高溫合金、鈦合金、TD3材料發動機冷卻劑工作在泡沸騰狀態下，液壁溫度滿足使用要求。

4.2 強度仿真

4.2.1 再生冷卻結構內表面強度仿真

假設身部內承受2MPa 內壓，再生冷卻結構內承受壓強為3 MPa，工作溫度為673.15K 等條件后，使用高溫合金材料，經應力分析計算。

4.2.2 再生冷卻結構外表面強度仿真

經應力分析計算，高溫合金材料再生冷卻外壁各強度沿夾套軸向的分布云圖，再生冷卻結構外壁平均強度范圍為0.1551MPa～128.3MPa。

4.2.3 小結

通過仿真計算，材料長時間工作溫度在673.15K，本方案材料的預估所受強度低于128.3 MPa，遠遠小于材料的屈服強度。

5 再生 冷卻和身部結構試驗

產品進行了20MPa 的水壓試驗，試驗后再生冷卻結構保壓壓力5MPa，保壓時間5min，未發現泄漏和明顯變形情況。

用水代替推進劑，通過對超過70 件再生冷卻結構的流阻試驗，發現其流阻均在0.4MPa 以下，比傳統的再生冷卻結構流阻低0.1MPa。

產品裝配在發動機上進行了超過100 臺次熱試車試驗，累計點火時間超過3000s 和累計點火次數超過26000 次。單臺產品最長點火時間超過400s，點火次數超過5000 次。試驗后檢查產品外觀良好、結構完好。