双脉冲发动机燃烧室局部烧蚀特性分析①

刘亚冰，王长辉，刘 宇

(北京航空航天大学宇航学院，北京 100191)

0 引言

双脉冲固体火箭发动机具有多次点火、提供不连续推力的能力，可改善固体发动机的能量可控性，特别有利于提高导弹武器的作战能力。然而在双脉冲发动机第二脉冲药柱燃烧期间，由于第一脉冲药柱已燃尽，发动机第一脉冲燃烧室壁面直接暴露在燃气中，因而受到的烧蚀往往较为严重。由于这些原因，现有文献报道[1－3]的几种采用硬质易碎隔板结构的双脉冲试验发动机在点火试验后均发现其第一脉冲燃烧室壁面某些部位有较剧烈的烧蚀现象。其中在Carrier JL等的试验中[1]，其试验发动机第一脉冲燃烧室靠近隔板的壁面一些部位绝热层被烧掉，部分壳体被裸露出来;Harold Dahl和Barry Jones等[2]的试验发动机点火后发现其燃烧室壁面一些部位的绝热层烧穿，以至部分发动机壳体也受到烧蚀。而国内航天810所试验的双脉冲发动机试验后[3]，也发现其第一脉冲燃烧室靠近隔板结构的前半段壳体发生了局部过热现象。

以上加重烧蚀现象主要发生在发动机第一脉冲燃烧室中前部，烧蚀加重区域的绝热层烧蚀厚度均明显高于其他区域。本文对文献报道的2种不同直径的硬质易碎隔板双脉冲发动机[2，4]内流场进行了仿真，并结合对比其试验烧蚀数据，试图对上述烧蚀现象的产生机理和规律进行探寻。

1 燃烧室突扩流动特性分析

1.1 典型特征

第二脉冲燃烧期间发动机典型内流场如图1[5]所示:当来自上游第二脉冲的燃气经过隔板破碎后留下的级间通道进入第一脉冲燃烧室时(此时第一脉冲药柱已燃尽)，由于截面积的突然扩张，燃气在燃烧室中部向上游回流，形成漩涡区，并在燃烧室壁面上形成再附着点。再附着点下游的燃气逐渐恢复为正常管道流动，并从喷管排出。

图1 双脉冲发动机燃烧室典型突扩流动(第二脉冲期间)Fig.1 Typical sudden expansion flow in a dual pulse motor(the 2nd pulse phase)

1.2 仿真模型

仿真工具为CFD软件Fluent 6.3。仿真采用定常二维轴对称模型，取第二脉冲药柱燃烧表面为燃气质量入口边界(参见图1)，喷管出口截面为压力出口边界，其余边界壁面定为绝热无滑移壁面条件。气相流场计算采用雷诺平均的N-S方程和k-ε湍流模型。两相流仿真采用随机轨道模型。凝相Al2O3颗粒被设为固定尺寸、无相变的球形颗粒，且均匀地垂直于药柱燃面进入流场。燃烧室内壁面被设定为“颗粒捕获”壁面条件，凝相颗粒与之发生碰撞即认为被捕获。而喷管等其余壁面边界被设定为颗粒弹性碰撞壁面条件。仿真发动机基本参数如下:

(1)φ203 mm 双脉冲发动机[2](简称 φ203 mm 发动机)第二脉冲平均压强12 MPa，第二脉冲持续时间约2.6 s，推进剂成分为含铝12%的AP/HTPB，燃烧室热防护材料为EPDEM。

(2)φ120 mm 双脉冲发动机[4](简称φ120 mm发动机)第二脉冲平均压强约10.5 MPa，第二脉冲持续时间约1.3 s，推进剂成分为无金属添加的AP/HTPB，燃烧室热防护材料为EPDEM。

1.3 仿真结果

φ203 mm发动机第二脉冲燃烧期间的气相内流场分布如图2所示。由图2可见，燃气在发动机第一脉冲燃烧室中部壁面附近形成再附着流动，部分燃气向再附着点上游回流并在燃烧室前部壁面附近形成一个漩涡区。相对再附着长度，其中LR为再附着点至燃烧室前封头距离，LC为燃烧室长度)。发动机对称轴附近燃气速度略高，为200～300 m/s，而燃烧室壁面附近的燃气流速总体较低，其中前部漩涡区和靠近后封头附近壁面燃气的流速均为30～40 m/s，再附着点附近的燃气流速小于10 m/s。由于燃烧室近壁面区域的燃气速度绝对值差异较小，各部位的燃气温度差异也十分微小，小于100 K，难以影响壁面烧蚀效果。

φ120 mm发动机仿真得到的突扩流动特性与φ203 mm发动机基本类似，如图3所示，但其仅为15.3%，回流区相对较短，主要集中在第一脉冲燃烧室前封头附近。回流的燃气流速也略高，为40～60 m/s。

图2 φ203 mm双脉冲发动机内突扩流动Fig.2 Sudden expansion flow in φ203 mm caliber dual pulsemotor

图3 φ120 mm双脉冲发动机内突扩流动Fig.3 Sudden expansion flow in φ120 mm caliber dual pulsemotor

φ203 mm发动机第一脉冲燃烧室壁面上的烧蚀加重区域位于燃烧室中前部[2]，而在φ120 mm发动机上为靠近第一脉冲燃烧室前封头的区域[4]。参见图2、图3可知，仿真得到的燃气回流区域与严重烧蚀区域基本吻合，证明二者存在密切联系。

2 对流传热计算

2.1 致密化过程

试验及仿真均证明管道内由台阶造成的突扩流动往往造成壁面对流换热强度的剧烈波动[6－7]。突扩流动壁面换热的典型特证是对流换热强度在再附着点附近区域达到最大峰值。而在远离台阶造成的回流区域后，下游壁面的对流换热强度会逐渐回落至正常管内对流换热的平均水平。受回流区影响的台阶后壁面对流换热关系[6]如下所示:

式中StR为回流区斯坦顿数为再附着长度为附着点壁面温度，T0为附着点附面层外侧温度;ReH为以入口台阶高度为特征长度的雷诺数。

由式(1)可见，对流换热的最大峰值位于再附着点处，回流区的对流换热效果随离开突扩台阶的距离增加而升高。而回流区域下游的燃烧室壁面，则按照管内充分发展湍流计算对流换热效果[8]:

结合式(1)、式(2)可得到发动机第一脉冲燃烧室壁面对流换热系数分布，其中壁面再附着点之前的对流换热系数由式(1)给出，再附着点下游至喷管入口的区域则由式(2)给出。

2.2 结果及分析

计算得到φ203 mm发动机再附着点区域壁面的最大对流换热系数hc.max=1 531 W/(m2·K)，喷管入口处则为 883 W/(m2·K);φ120 mm发动机hc.max=3 405W/(m2·K)， 喷 管 入 口 处 则 为1 953 W/(m2·K)。计算给出的hc的分布趋势是靠近燃烧室前封头处趋近于零，再附着点附近达到最大峰值，而再附着点下游hc再降低。虽然燃烧室前封头附近实际上也存在一系列小规模的燃气回流运动，但该区域燃气流动基本滞止，故造成的对流换热效果仍趋于零。

壁面对流换热系数hc与第一脉冲燃烧室壁面绝热层的烧蚀厚度te的分布比较如图4所示(te由文献[2，4]实验数据整理得到，坐标x=0处为喷管入口处)。总体而言，二者分布规律基本相似，由燃气回流运动引起的hc强化区域与te突增区域基本吻合:对于φ203mm发动机，强化区域位于燃烧室中部(参见图2，再附着点位于x= －0.36 m处);对于 φ120 mm发动机，对流换热强化区域位于燃烧室前部靠近封头处(再附着点位于x=－0.925 m处，参见图3)。

图4 第一脉冲燃烧室壁面对流换热h c与烧蚀厚度t e比较Fig.4 Convection transfer coefficient h c and ablation thickness t e in the first pulse chamber

参见图1，再附着点附近的漩涡运动使燃气形成了垂直流向燃烧室壁面的速度分量，虽然该速度分量相对燃气主体流速较小，但其运动方向与壁面附面层内的温度梯度方向一致，因此会极大强化壁面附面层与外界的热量交换效果[9]。由于再附着点附近区域的燃烧室壁面与燃气的对流换热强度效果大大加强，故该部位的绝热层烧蚀厚度te明显增加。而在燃烧室中后部不受燃气回流影响的区域，壁面对流换热效果则未受额外加强，其te厚度明显小于回流区域。燃烧室前封头附近燃气速度近似于零，因此计算得到的对流换热效果也趋于零，但有辐射及热传导等其他换热效果起作用，故该部位te仍明显存在。最终烧蚀厚度te的分布是多种因素综合影响的结果，因此hc与te的分布趋势仍有明显差异。

此外由图4发现，2种双脉冲发动机实际te的最大值点均较hc最大值点靠前(更靠近燃烧室前封头一侧)。上述误差是根据式(1)将hc的最大值直接置于再附着点(x=xR处)的结果。由图4可见二者位置并非重合，hc峰值实际位置接近xR，但位于后者上游。

3 凝相颗粒分布

对于φ203 mm发动机，不同尺寸凝相颗粒在燃烧室内的运动轨迹如图5所示。

图5 φ203 mm发动机内不同尺寸凝相颗粒相轨迹Fig.5 Path lines of particlesw ith different size in φ203 mm caliber m otor

由图5可见，凝相颗粒的运动轨迹主要在第一脉冲燃烧室后部才靠近内壁面，在第一脉冲燃烧室内前半部壁面附近颗粒相的分布密度近似为零。随着凝相颗粒直径逐渐减小，颗粒的整体分布范围也随之扩大，更加靠近燃烧室中前部的回流区。如图5(c)所示，少量直径为1μm的凝相颗粒被裹挟入燃气回流区域，向燃烧室上游运动，并可能在壁面上发生沉积。这是由于小尺寸的颗粒的惯性更小、随流性更好，通过再附着点附近的低速区时，容易受到燃气无序湍流脉动的影响，从而被回流卷入上游的漩涡区。类似仿真结果见文献[3]报道。

由以上结果可见，对于φ203 mm发动机，能够与实际烧蚀加重区域发生接触的凝相颗粒尺寸小、数量少，因此难以对绝热层烧蚀效果造成明显影响。此外φ120 mm发动机采用的推进剂不含金属，但仍出现类似的局部烧蚀加重现象。鉴于以上两点，认为双脉冲发动机局部烧蚀加重现象受两相流因素影响不大。

4 结论

(1)双脉冲发动机第二脉冲工作期间，由于流动面积的突然扩张，第一脉冲燃烧室内燃气形成分离再附着流动，并在燃烧室中前部壁面附近回流形成漩涡区。发动机整个第一脉冲燃烧室近壁面区域速度均较低，且温度差异亦不明显。

(2)对比试验现象与仿真结果可知发动机壁面烧蚀加重区域与燃气漩涡回流区基本重合。燃气漩涡区内，特别是再附着点附近，计算得到的对流换热系数明显高于燃烧室其他部位，与绝热层烧蚀厚度分布趋势基本一致。该现象是由燃气再附着漩涡运动强化了局部壁面附面层对流换热作用所引起的，是造成燃烧室局部烧蚀加重的主要因素。

(3)当推进剂含金属添加剂时，少量小尺寸凝相颗粒受燃气回流运动影响，并向燃烧室上游运动，可能发生一定程度沉积。

(4)局部烧蚀加重现象是由采用硬质易碎隔板方案双脉冲发动机的结构特点及工作方式所造成的独特问题，在发动机设计工作中需要特殊注意。

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