絕熱層長度對(duì)喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)徑向傳熱影響研究

婁永春，趙 志，趙 瑜，馬新建，溫雄飛

(上海航天動(dòng)力技術(shù)研究所，上海 201109)

0 引言

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)各個(gè)結(jié)構(gòu)都有相應(yīng)的工作溫度要求,結(jié)構(gòu)溫度過高會(huì)導(dǎo)致材料性能下降甚至發(fā)生失效,影響發(fā)動(dòng)機(jī)工作性能。喉栓式發(fā)動(dòng)機(jī)為了實(shí)現(xiàn)調(diào)節(jié)推力,提高飛行器機(jī)動(dòng)能力[1]的目的,在噴管喉部添加可移動(dòng)的喉栓來改變喉部面積[2]。根據(jù)喉栓運(yùn)動(dòng)方向與發(fā)動(dòng)機(jī)軸線是否重合,又分為同軸喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)和非同軸喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)兩種,二者均通過在喉栓外側(cè)添加絕熱層實(shí)現(xiàn)熱防護(hù)。但在試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn),絕熱層長度與其熱防護(hù)效果并不是正相關(guān)關(guān)系,過長的絕熱層反而會(huì)降低喉栓熱防護(hù)效果。

國外對(duì)喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)噴管流動(dòng)傳熱的研究起步較早,已形成較為成熟的理論和試驗(yàn)方法[3-4]。國內(nèi)的相關(guān)研究尚在起步階段,有多個(gè)科研單位和高校院所,借助數(shù)值仿真技術(shù)和樣機(jī)試驗(yàn),展開深入研究[5-6]。西北工業(yè)大學(xué)的李娟[7]、周戰(zhàn)鋒等[8]對(duì)同軸式喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)的推力、喉栓燒蝕特性進(jìn)行了相關(guān)研究,唐金蘭等[9]對(duì)非同軸式喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)建立了三維模型,模擬噴管內(nèi)流場,北京理工大學(xué)的王佳興等[10]重點(diǎn)分析了喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)壓強(qiáng)響應(yīng)問題。

針對(duì)喉栓式噴管的流動(dòng)傳熱研究,關(guān)注于主流燃?xì)馀c喉栓結(jié)構(gòu),對(duì)移動(dòng)構(gòu)件喉栓和固定構(gòu)件絕熱層之間的狹縫,多是將其簡化甚至省略[11-12],不考慮其中的燃?xì)饬鲃?dòng)。這種省略在結(jié)構(gòu)對(duì)稱的同軸喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)中影響較小,因?yàn)楹硭ㄋ闹軌簭?qiáng)分布均勻,狹縫近似為流動(dòng)滯止區(qū)。但在結(jié)構(gòu)不對(duì)稱的非同軸喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)中,喉栓四周壓強(qiáng)分布不均勻,燃?xì)饬鲃?dòng)更為復(fù)雜,不可簡化忽略。為了得到非同軸喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)喉栓與絕熱層之間狹縫內(nèi)的燃?xì)饬鲃?dòng)規(guī)律,文中建立不同絕熱層長度的系列三維模型,通過數(shù)值仿真方法,分析絕熱層長度對(duì)流場和喉栓結(jié)構(gòu)溫度的影響,幫助預(yù)測結(jié)構(gòu)溫度變化。

1 計(jì)算模型

非同軸喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)的物理模型如圖1所示,圖1(a)為二分之一的三維模型,圖1(b)為對(duì)稱面截面,其中絕熱層為固定構(gòu)件,初始長度l為20 mm,中間的喉栓可以沿軸線移動(dòng),改變喉部通氣面積。為了實(shí)現(xiàn)喉栓的移動(dòng),喉栓和絕熱層之間存在狹縫,如圖1(c)所示,其寬度為0.3 mm,發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作時(shí),燃?xì)鈺?huì)進(jìn)入狹縫,為結(jié)構(gòu)帶來熱量。

圖1 喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)簡圖Fig.1 Schematic diagram of throat plug engine

為了分析不同絕熱層長度條件下,非同軸喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)喉栓與絕熱層狹縫內(nèi)的燃?xì)饬鲃?dòng)規(guī)律,比較絕熱層熱防護(hù)效果,針對(duì)絕熱層長度l設(shè)置了系列工況,具體長度如表1所示。考慮到喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作時(shí)長,選擇發(fā)動(dòng)機(jī)工作3 s后的結(jié)構(gòu)溫度分布進(jìn)行對(duì)比分析。

表1 不同工況絕熱層長度Table 1 Insulation layer length under different working conditions

計(jì)算使用商業(yè)軟件Fluent,模型使用四邊形網(wǎng)格,主體尺度為0.2 mm,狹縫及周邊區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理,網(wǎng)格尺度為0.01 mm。不考慮發(fā)動(dòng)機(jī)的燒蝕,多相流動(dòng)等次要因素[13],使用壓力基Coupled算法,湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。針對(duì)狹縫兩側(cè)邊界距離較小的特點(diǎn),同時(shí)考慮熱輻射的影響,輻射模型使用S2S模型,以更好地模擬狹縫兩邊壁面的熱量傳遞[14]。仿真過程先開展不考慮對(duì)流換熱的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)流場計(jì)算,再開展考慮熱輻射,非穩(wěn)態(tài)的流動(dòng)和傳熱耦合計(jì)算[15]。

為簡化計(jì)算,發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庠O(shè)定為單一理想氣體,主要燃?xì)鈪?shù)如表2所示。喉栓及其周邊的絕熱層均使用耐燒蝕的碳化硅材料,所選材料的定壓比熱容為800 J/(kg·K),導(dǎo)熱系數(shù)為2.5 W/(m·K),密度為1 760 kg/m3。

表2 主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 2 Main design parameters

2 結(jié)果與討論

2.1 喉栓附近流場影響分析

如圖2所示,在喉栓長度未增長,即絕熱層長度l為20 mm工況,喉栓與絕熱層之間狹縫的上方入口處平均壓強(qiáng)為8.937 MPa,下方入口處平均壓強(qiáng)為8.821 MPa。隨著喉栓外絕熱層長度的增加,喉栓上方燃?xì)庵髁鞯耐ǖ罊M截面積減小,亞音速燃?xì)獾膲毫﹄S之減小[16],這種變化在喉栓上半部分較為明顯,在喉栓下半部分,由于存在流動(dòng)滯止區(qū)域,此處的壓力下降幅度并不明顯(小于2%)。當(dāng)喉栓絕熱層長度為24 mm時(shí),狹縫的上方入口處平均壓強(qiáng)為8.645 MPa,下方入口處平均壓強(qiáng)為8.767 MPa。當(dāng)喉栓絕熱層長度為27 mm時(shí),狹縫的上方入口處平均壓強(qiáng)為8.193 MPa,下方入口處平均壓強(qiáng)為8.673 MPa,壓差約為0.5 MPa。綜合數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析可知,對(duì)于當(dāng)前模型,隨著喉栓絕熱層的增加,狹縫上下方入口的壓差經(jīng)歷了由正到負(fù)的反轉(zhuǎn)過程。

圖2 壓力云圖Fig.2 Pressure contour

圖3是t=3 s時(shí),典型工況條件下,狹縫內(nèi)燃?xì)獾乃俣仁噶繄D。從圖中可以看到,雖然狹縫深處是密閉的,燃?xì)鉄o法流出,但狹縫內(nèi)仍有明顯的燃?xì)饬鲃?dòng)現(xiàn)象,這種流動(dòng)是以環(huán)繞喉栓流動(dòng)的形式發(fā)生,并通過流動(dòng)傳熱給喉栓帶來了大量熱量。在狹縫內(nèi),燃?xì)鈴纳戏胶拖路饺肟谕瑫r(shí)進(jìn)入狹縫,受到狹縫深處滯止區(qū)高壓影響,各自向狹縫中間部分轉(zhuǎn)向,并且二者在中間匯聚后再轉(zhuǎn)向流出狹縫,形成上下雙側(cè)繞流。

圖3 速度矢量Fig.3 Velocity vector diagram

上下方氣流的匯聚位置與狹縫上下方的壓強(qiáng)有關(guān),對(duì)于絕熱層長度為20 mm工況,上方入口壓強(qiáng)大于下方入口,狹縫內(nèi)上半部分的燃?xì)饬鲃?dòng)強(qiáng)于下半部分,兩股燃?xì)鈪R聚的位置靠近狹縫下方。隨著絕熱層長度的增加,狹縫上方入口的壓強(qiáng)比下方入口處下降更加明顯,從而使得上下壓強(qiáng)逐漸接近,在24 mm工況時(shí),狹縫上下方入口處的壓強(qiáng)已經(jīng)基本相同(壓差約為0.1 MPa),此時(shí)狹縫內(nèi)氣流流動(dòng)速度降低,氣流匯聚位置也在狹縫中間位置。之后上方壓強(qiáng)繼續(xù)降低,上下壓差發(fā)生逆轉(zhuǎn),下方氣體流動(dòng)持續(xù)增強(qiáng),燃?xì)鈪R聚點(diǎn)的位置也在不斷升高。特別的,在絕熱層長度27 mm工況時(shí),狹縫下方入口壓強(qiáng)比上方入口高0.5 MPa,從而導(dǎo)致下方進(jìn)入的氣流強(qiáng)度增加到將匯聚點(diǎn)升高至上方入口,上方入口處不再有明顯的燃?xì)膺M(jìn)入,完全變成了氣流出口,形成單側(cè)繞流,狹縫內(nèi)的燃?xì)饬魉龠_(dá)到最大。

2.2 喉栓結(jié)構(gòu)溫度影響分析

流動(dòng)傳熱過程中,對(duì)流換熱系數(shù)與燃?xì)饬魉傧⑾⑾嚓P(guān),而對(duì)流換熱系數(shù)又與熱流密度的大小有直接聯(lián)系。典型工況條件下喉栓表面的熱流密度云圖如圖4所示,可以看到,其中熱流密度較高的區(qū)域與圖3中燃?xì)馑俣容^大的區(qū)域基本重合。20 mm工況和24 mm工況在上下方氣流匯聚點(diǎn)附近存在高熱流密度區(qū)域,但該區(qū)域范圍較小,且隨著時(shí)間不斷變化,并未在喉栓表面引起明顯的高溫區(qū)域。20 mm,24 mm,27 mm三個(gè)工況中,喉栓表面的平均熱流密度分別為1.21×106W/m2,1.13×106W/m2和1.29×106W/m2。

圖4 熱通量云圖Fig.4 Heat flux contour

上方和下方入口同時(shí)進(jìn)入狹縫,受到狹縫深處滯止區(qū)高壓影響,各自向狹縫中間部分轉(zhuǎn)向,并且二者在中間匯聚后再轉(zhuǎn)向流出狹縫。

圖5給出了t=3 s時(shí)喉栓的對(duì)稱面上的溫度分布情況,溫度取值范圍是300～1 500 K。

圖5 結(jié)構(gòu)溫度云圖Fig.5 Temperature contour

在絕熱層保持原始長度20 mm時(shí),狹縫內(nèi)上方燃?xì)饬魉俅笥谙路?喉栓上半部分溫度較高,下半部分溫度較低,隨著絕熱層長度的增加,喉栓上半部分的溫度逐漸降低,下半部分的溫度在逐漸升高,對(duì)于27 mm的工況,由于狹縫上下入口壓差較大,內(nèi)部燃?xì)饫@流現(xiàn)象明顯,流動(dòng)傳熱更強(qiáng),導(dǎo)致上下兩側(cè)均有較高溫度。

其中絕熱層長度為22 mm的工況,和相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果得到的喉栓溫度分布情況保持一致,均是喉栓上半部分溫度較高,下半部分溫度較低,后續(xù)試驗(yàn)中將絕熱層長度改為23 mm,喉栓溫度降低,成功達(dá)到預(yù)期效果。

作為移動(dòng)構(gòu)件的喉栓,其內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜,部分靠近軸心位置的結(jié)構(gòu),所使用的材料可承受溫度較低,因此需要對(duì)喉栓軸心處的溫度重點(diǎn)關(guān)注。圖6給出了t=3 s時(shí)喉栓的軸線上的溫度分布情況,喉栓結(jié)構(gòu)從原點(diǎn)開始,喉栓頭在32 mm處,在不同絕熱層條件下,當(dāng)距離超過2 mm后,軸線上的溫度保持一致,但在小于25 mm的部分,則呈現(xiàn)出隨著絕熱層長度的增加,溫度先降低,后升高的趨勢,其中23 mm工況的溫度最低,27 mm工況的溫度最高,最大溫差接近100 K。仿真結(jié)果驗(yàn)證了絕熱層長度與其熱防護(hù)效果并不是正相關(guān)關(guān)系,過長的絕熱層反而會(huì)降低熱防護(hù)效果。

圖6 t=3 s時(shí)喉栓軸線上的溫度分布Fig.6 Throat plug axial temperature when t=3 s

3 結(jié)論

文中對(duì)非同軸喉栓發(fā)動(dòng)機(jī)狹縫內(nèi)燃?xì)饬鲃?dòng)傳熱進(jìn)行了研究,得到結(jié)論為:

1)絕熱層與喉栓之間的狹縫內(nèi)存在燃?xì)猸h(huán)繞喉栓流動(dòng)的現(xiàn)象,這種流動(dòng)會(huì)持續(xù)將主流的高溫燃?xì)獯氇M縫內(nèi)部。

2)絕熱層增長,主流燃?xì)馔ǖ烂娣e減小,壓強(qiáng)降低,狹縫上方入口壓強(qiáng)降低,而下方入口靠近流動(dòng)滯止區(qū),壓強(qiáng)下降幅度低于上方入口。根據(jù)流場仿真結(jié)果,當(dāng)絕熱層增長7 mm時(shí),上方入口壓強(qiáng)降低0.74 MPa,下方入口壓強(qiáng)僅降低0.15 MPa,二者存在明顯差距。

3)絕熱層與喉栓之間狹縫內(nèi)燃?xì)饫@流有兩種流動(dòng)形式,當(dāng)狹縫上下入口處壓強(qiáng)差小于0.5 MPa時(shí),為上下入口同時(shí)進(jìn)氣的雙側(cè)繞流形式,壓差超過0.5 MPa時(shí),為單側(cè)進(jìn)氣單側(cè)出氣的單側(cè)繞流形式。根據(jù)傳熱仿真結(jié)果,單側(cè)繞流形式下,狹縫內(nèi)流動(dòng)傳熱更強(qiáng),喉栓軸心溫度比雙側(cè)繞流形式下高100 K。