劉敦啟，張澤遠(yuǎn)

（中國(guó)空空導(dǎo)彈研究院，河南洛陽(yáng) 471009）

0 引言

近距格斗空空導(dǎo)彈為對(duì)付未來(lái)大機(jī)動(dòng)的空中飛行目標(biāo)，須不斷提高導(dǎo)彈的機(jī)動(dòng)性。為使導(dǎo)彈具有更大的橫向可用過(guò)載和更快的響應(yīng)速度，目前第四代近距格斗空空導(dǎo)彈（如 AIM－9X、MICA、IRIS－T 等）大都采用推力矢量控制。推力矢量控制的導(dǎo)彈其發(fā)動(dòng)機(jī)噴管一般采用長(zhǎng)尾噴管，長(zhǎng)尾噴管外面套裝推力矢量控制裝置，長(zhǎng)尾噴管的外徑尺寸和外壁面溫度都受到嚴(yán)格限制。因此，長(zhǎng)尾噴管的內(nèi)襯設(shè)計(jì)（熱防護(hù)設(shè)計(jì)）至關(guān)重要，其設(shè)計(jì)的優(yōu)劣直接影響推力矢量控制裝置的正常、可靠工作。

1 設(shè)計(jì)方案與工作條件

1.1 設(shè)計(jì)方案

長(zhǎng)尾噴管內(nèi)襯（下文簡(jiǎn)稱內(nèi)襯）設(shè)計(jì)方案為布帶整體纏繞＋模壓成型。內(nèi)襯分為兩層，內(nèi)層為抗燒蝕層，材料為碳布／酚醛，外層為絕熱層，材料為高硅氧／酚醛。結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 內(nèi)襯結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 工作條件

推進(jìn)劑：復(fù)合丁羥推進(jìn)劑（6%鋁粉）；

工作溫度：3400K；

工作壓強(qiáng)：12MPa；

發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)間：5s。

2 燒蝕情況

通過(guò)多次地面發(fā)動(dòng)機(jī)試車后，對(duì)相同工作條件下的長(zhǎng)尾噴管殘骸進(jìn)行解剖、觀察、測(cè)量和分析，發(fā)現(xiàn)內(nèi)襯的燒蝕規(guī)律相同，燒蝕程度基本一致，內(nèi)襯的收斂段部分燒蝕較輕，燒蝕量約1mm，內(nèi)襯直筒段的燒蝕較嚴(yán)重，而且沿軸向方向其燒蝕是不均勻的，在距離直筒段入口約30mm處燒蝕較嚴(yán)重，有一個(gè)凹坑，內(nèi)襯燒蝕殘骸見解剖圖2所示。為了更直觀地展現(xiàn)內(nèi)襯的燒蝕變化規(guī)律，通過(guò)測(cè)量?jī)?nèi)襯的殘余厚度進(jìn)行曲線擬合形成內(nèi)襯殘骸的內(nèi)型面，如圖3所示。由于內(nèi)襯收斂段部分燒蝕較輕，文中重點(diǎn)測(cè)量、分析了內(nèi)襯直筒段部分，測(cè)量起始點(diǎn)為直筒段入口（直筒段入口如圖1所示），燒蝕量曲線如圖4所示。

3 流場(chǎng)仿真

由于發(fā)動(dòng)機(jī)采用含鋁復(fù)合推進(jìn)劑，燃?xì)庵泻写罅磕巯囝w粒，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)為典型的兩相流。在長(zhǎng)尾噴管的兩相流動(dòng)中，凝相顆粒的侵蝕會(huì)加劇內(nèi)襯材料的燒蝕。為了深入研究?jī)?nèi)襯的燒蝕機(jī)理，對(duì)長(zhǎng)尾噴管進(jìn)行了流場(chǎng)仿真，計(jì)算軟件為FLUENT。

3.1 計(jì)算模型與方法

計(jì)算模型見圖5。

圖5 計(jì)算模型

計(jì)算采用顆粒軌道模型（歐拉－拉格朗日模型）計(jì)算長(zhǎng)尾噴管中的兩相湍流流動(dòng)，研究了不同尺寸的凝相粒子運(yùn)動(dòng)軌跡。文中長(zhǎng)尾噴管流場(chǎng)氣相流場(chǎng)的控制方程采用二維軸對(duì)稱非定常需諾平均N－S方程。

3.2 邊界條件

1）給定燃?xì)饪倻?、總壓，進(jìn)口處各參數(shù)由內(nèi)場(chǎng)按一階外推和氣動(dòng)關(guān)系確定。燃?xì)馊肟趬簭?qiáng)P0＝12MPa，入口溫度T0＝3400K。

2）噴管內(nèi)壁為無(wú)滑移、絕熱條件。

3）噴管出口處燃?xì)饬鳛槌曀?，給定壓力出口。

4）計(jì)算中假定在每個(gè)粒子加入位置處粒子初始速度的大小、方向及溫度與當(dāng)?shù)氐臍庀啾３忠恢隆?/p>

5）壁面邊界條件為完全彈性碰撞。

3.3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.3.1 計(jì)算結(jié)果

對(duì)長(zhǎng)尾噴管兩相流流場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算，模擬了流場(chǎng)中凝相粒子的運(yùn)動(dòng)軌跡，粒子的直徑分別取1μm、10μm、50μm、100μm。計(jì)算結(jié)果見圖6～圖9。

3.3.2 計(jì)算結(jié)果分析

圖6的計(jì)算結(jié)果表明，粒子的直徑愈小，粒子的慣性也愈小，粒子的隨流性較好。小直徑的粒子進(jìn)入長(zhǎng)尾噴管后與內(nèi)襯壁面沒(méi)有發(fā)生明顯的碰撞反彈現(xiàn)象，粒子對(duì)內(nèi)襯壁面沒(méi)有發(fā)生明顯的侵蝕。

圖7的計(jì)算結(jié)果表明，隨著粒子直徑的增大，粒子的慣性也增大，粒子的隨流性在減弱。粒子從內(nèi)襯收斂段進(jìn)入直筒段時(shí)，粒子試圖沿收斂角繼續(xù)慣性運(yùn)動(dòng)，由于直筒段部分的燃?xì)饬魉佥^大，燃?xì)馄仁沽Ｗ痈淖儜T性方向，最終粒子的運(yùn)動(dòng)與分布隨著燃?xì)獾牧鲃?dòng)趨于均勻一致。

從圖8、圖9的計(jì)算結(jié)果可以看出，當(dāng)粒子的直徑增大到一定程度，粒子的慣性較大，粒子的隨流性較差。粒子與內(nèi)襯收斂段壁面發(fā)生初次碰撞反彈后會(huì)越過(guò)中心線撞擊另一側(cè)的直筒段壁面，如此反復(fù)直至離開噴管。

綜合分析內(nèi)襯的實(shí)際燒蝕情況和流場(chǎng)仿真計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)粒子直徑為50μm時(shí)，流場(chǎng)仿真計(jì)算的危險(xiǎn)區(qū)域與試驗(yàn)中內(nèi)襯局部燒蝕嚴(yán)重（凹坑）位置較吻合。其次，還可以發(fā)現(xiàn)不同直徑大小的粒子對(duì)內(nèi)襯的侵蝕作用不同，長(zhǎng)尾噴管中內(nèi)襯的燒蝕情況取決于兩相流中的凝相粒子及其大小。

從理論上講，如不考慮凝相粒子的影響，內(nèi)襯燒蝕的因素主要取決于燃?xì)獾臏囟取⒘魉俸蛪簭?qiáng)。長(zhǎng)尾噴管中燃?xì)獾牧鲃?dòng)是一個(gè)降溫、降壓和增速的過(guò)程，內(nèi)襯收斂段位置的溫度和壓強(qiáng)都高于內(nèi)襯直筒段位置溫度和壓強(qiáng)。從內(nèi)襯的實(shí)際燒蝕情況看，內(nèi)襯收斂段的燒蝕較輕且燒蝕均勻，內(nèi)襯直筒段燃?xì)饬魉僮畲笪恢脩?yīng)在直筒段出口處，但是實(shí)際燒蝕最嚴(yán)重的位置（凹坑）卻在直筒段入口附近。因此，由上述分析可知長(zhǎng)尾噴管兩相流中凝相粒子的侵蝕是內(nèi)襯直筒段局部燒蝕嚴(yán)重（凹坑）的主要原因。

4 結(jié)論

通過(guò)試驗(yàn)殘骸剖析、流場(chǎng)仿真和理論分析可以得出如下結(jié)論：

1）內(nèi)襯收斂段部分燒蝕較輕，內(nèi)襯直筒段的燒蝕較嚴(yán)重且沿軸向燒蝕是不均勻的，在直筒段入口處局部燒蝕嚴(yán)重，形成凹坑；

2）兩相流中凝相粒子的侵蝕是長(zhǎng)尾噴管內(nèi)襯直筒段入口處形成凹坑的主要原因；

3）兩相流中的凝相粒子直徑大小不同，粒子對(duì)內(nèi)襯的侵蝕作用不同，內(nèi)襯的燒蝕也不同。

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