姜一通，張利嵩,2，鄒樣輝，田 寧，李彥良

(1. 北京航天長征飛行器研究所高超聲速飛行器防隔熱技術(shù)中心，北京 100076；2. 北京航空航天大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，北京 100191)

0 引 言

高溫風(fēng)洞試驗作為對高超聲速飛行器熱防護(hù)材料設(shè)計方案進(jìn)行驗證的有效方式，近年來有了長足的技術(shù)進(jìn)步。高溫風(fēng)洞一般由加熱器及噴管、試驗艙段和擴(kuò)壓排氣段三部分組成[1]。其中，加熱器及噴管用于生成試驗所需的高溫高速均勻流場，試驗艙段用于放置測試模型，而擴(kuò)壓排氣段則用于將高溫氣體減速增壓最終排至大氣。

在擴(kuò)壓排氣段的前部(包括收集器、滑動收縮段和二喉道等)盡管一般會設(shè)計夾套水冷進(jìn)行熱防護(hù)，但由于此處熱氣流降溫尚不明顯、存在強(qiáng)激波反射等因素，相比于擴(kuò)壓排氣段的其他部分，壁面仍存在較大的防熱隱患[2]。為了延長風(fēng)洞擴(kuò)壓器使用壽命、降低維護(hù)成本，迫切需要一種成本低廉、操作簡單、對原風(fēng)洞結(jié)構(gòu)破壞最小的方式來降低貼近擴(kuò)壓器壁面處的氣流溫度。

近年來，噴水降溫方式在國內(nèi)外運載火箭發(fā)射臺保護(hù)上得到了有效應(yīng)用[3-7]。借鑒其應(yīng)用經(jīng)驗，當(dāng)高溫風(fēng)洞運行時，若在收集器之前、模型之后的位置向氣流外緣噴水，將能夠起到降低熱沖擊對擴(kuò)壓器壁面燒蝕的作用。在高溫風(fēng)洞中采取這一措施除能保護(hù)壁面外，還將具備降低風(fēng)洞運行噪聲[10]、減小排氣氣流體積流量[11]以及減小開關(guān)機(jī)過程排氣爆炸風(fēng)險等多種有益效果。在該背景下，北京航天長征飛行器研究所通過使用工程算法結(jié)合工程經(jīng)驗率先在高溫風(fēng)洞中設(shè)計安裝了收集口噴水降溫裝置。

目前國內(nèi)外公開的相關(guān)工程實踐多集中在研究火箭發(fā)動機(jī)空流場噴水后兩相流動的耦合過程上[5-10]，對于在高溫風(fēng)洞中旨在保護(hù)壁面的特用噴水裝置降溫效果的研究則是無人問津。本文在前人研究工作的基礎(chǔ)上，運用CFD方法對高溫風(fēng)洞在熱態(tài)運行時收集口噴水的降溫效果進(jìn)行了計算，對比了噴水前后風(fēng)洞流場的差異，并分析了噴水量和排氣背壓改變對降溫效果的影響，為高溫風(fēng)洞擴(kuò)壓器壁面保護(hù)提供了新思路，對該方法的設(shè)計優(yōu)化具有指導(dǎo)意義。

1 計算模型定義

1.1 物理模型

計算模型以北京航天長征飛行器研究所某型燃?xì)鉄犸L(fēng)洞為例，按實際尺寸等比繪制三維幾何模型。取定噴管的出口截面為計算域入口、二喉道段前部距二喉道入口2 m處截面為計算出口，計算域涵蓋了噴管出口、噴水環(huán)、收集段、滑動段、收縮段、二喉道前段等。計算區(qū)域及水環(huán)安裝相對位置如圖1所示，參與計算的各部段尺寸如表1所示。

繪制模型時為減少計算時間、節(jié)約計算資源，采取了一定的簡化措施：

1)取周向十分之一(36°)模型計算；

2)將試驗艙尺寸進(jìn)行了比例縮?。?/p>

3)試驗段流場中未放置測試模型。

對于整個計算域均采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，劃分過程中對擴(kuò)壓器壁面以及噴水孔附近進(jìn)行局部加密及邊界層設(shè)定，最終生成網(wǎng)格生成總數(shù)量約65萬。網(wǎng)格劃分時對模型的周向切面采用周期性邊界設(shè)置，通過生成一致設(shè)計保證了兩個切面上網(wǎng)格劃分的統(tǒng)一。網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。

1.2 數(shù)值計算方法與參數(shù)設(shè)置

計算采用有限體積法，用k-omega SST模型模擬湍流，用組分輸運模型來反映組分的擴(kuò)散及輸運[6]。通過引入了基于歐拉-拉格朗日觀點的DPM離散相模型來模擬液相流動[12-13]。

表1 計算區(qū)域關(guān)鍵尺寸Table 1 Key dimensions of calculation region

離散相在計算時考慮基于壓力的液滴蒸發(fā)過程、液滴破碎過程(WAVE模型[14])、雙向湍流耦合及薩夫曼升力等。

控制方程的離散求解采用基于壓力的COUPLE算法，穩(wěn)態(tài)計算水射流與燃?xì)饬鞯鸟詈辖禍剡^程。

模型主要邊界分布見圖2。對氣相入口采用壓力邊界，熱氣流參數(shù)按該型風(fēng)洞加熱器及噴管計算得到的燃?xì)饬鲄?shù)給定[15](見表2)，熱氣流質(zhì)量流量合30.1 kg/s；液相入口采用DPM面發(fā)射邊界，結(jié)合上游供應(yīng)能力設(shè)定流量、流速及液滴直徑等參數(shù)，具體參見表3；模型中固壁面均設(shè)置為無滑移絕熱壁面；模型出口采用壓力出口邊界；計算過程忽略重力影響及流動過程中的化學(xué)反應(yīng)影響。

表2 噴管出口氣流參數(shù)(氣相入口)Table 2 Flow parameters of nozzle outlet

表3 離散相入射參數(shù)(液相入口)Table 3 Parameter setting for discrete phase

1.3 模型網(wǎng)格無關(guān)性驗證

為對模型網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行檢驗，本文依照同一物理模型劃分了65萬和90萬兩套網(wǎng)格，分別按照表2工況進(jìn)行了不噴水?dāng)U壓器流場的數(shù)值計算。圖3給出了不同網(wǎng)格下沿擴(kuò)壓器絕熱壁的溫度分布。由圖3可知,不同網(wǎng)格數(shù)目下所關(guān)注溫度的變化趨勢一致且相同位置的溫度差異很小。在此基礎(chǔ)上，采用圖2中的65萬網(wǎng)格模型完成計算其結(jié)果是有效的，既能保證仿真精度又可節(jié)約計算成本。

2 噴水降溫效果分析

為了解收集口噴水對熱氣流外緣的降溫效果，首先通過計算對比了噴水前后擴(kuò)壓器前段流場差異。計算中，噴水量取10 kg/s，出口背壓按照擴(kuò)壓器啟動工況選取為2 kPa。

圖4給出了噴水和不噴水兩種工況下，夾于噴孔中間的軸線切面上靜壓、靜溫以及馬赫數(shù)云圖。當(dāng)不噴水時，從圖中可以看到明顯的激波壁面反射，在激波碰壁點后貼近壁面的一段距離范圍內(nèi)出現(xiàn)了靜溫在3000 K以上的高溫區(qū)，馬赫數(shù)在第一道激波后的衰減尤為顯著。噴水后，從圖4可以看出,兩相作用對噴管出口試驗流場區(qū)參數(shù)的影響并不大，但使擴(kuò)壓器內(nèi)的流場產(chǎn)生了明顯的激波系壓縮，靜壓的抬升很快，在壁面附近形成了靜溫低于2000 K的低溫、低馬赫數(shù)氣膜保護(hù)層，貼壁處氣流馬赫數(shù)與中心區(qū)馬赫數(shù)出現(xiàn)顯著分層。

圖5為噴水與不噴水條件下沿絕熱壁的溫度分布對比。由圖5可知，在收集器段液態(tài)水得到快速蒸發(fā)，降溫效果最為明顯，噴水前后最大溫差達(dá)到近2000 K。噴水后，在滑動段、收縮段和二喉道前段，較低溫水蒸汽層逐漸與主流區(qū)氣流摻混，受主流的加溫作用影響，貼壁面處溫度開始漸漸抬升，在計算模型出口壁溫恢復(fù)到2000 K以上。

在計算區(qū)域的擴(kuò)壓器沿程等距選取11個縱向切面，圖6給出了11個切面水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布。由圖6可知，水噴出后迅速發(fā)生蒸發(fā)汽化，在貼近壁面處形成水蒸氣含量最高達(dá)58%的保護(hù)層，伴隨著氣流的流動水蒸氣逐步向著核心區(qū)滲透，在計算區(qū)間的出口水蒸氣仍未混入氣流核心。

圖7為離散相的運動軌跡，顏色反映了其蒸發(fā)速率。由圖7可知，水滴噴出后并未能射入氣流核心，而是貼壁面沿氣流方向運動，這恰恰是設(shè)計所希望看到的。劇烈的液滴破碎和蒸發(fā)發(fā)生在水剛噴出后的兩相接觸面上，在兩相交匯作用下，液態(tài)水迅速得到二次霧化，液滴被打散為直徑小于50 μm的小液滴，隨后在運動中快速汽化，貼壁面形成低溫氣膜。小液滴運動沿程隨著溫度的降低和壓力的抬升，汽化速率逐漸放緩。由于蒸發(fā)的不間斷進(jìn)行，在模型出口液滴數(shù)量已明顯少于擴(kuò)壓器入口。

3 系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化

由第2節(jié)可知，收集口噴水能有效保護(hù)擴(kuò)壓器壁面。為研究噴水量和風(fēng)洞排氣能力對噴水降溫效果的影響，本節(jié)對不同噴水量和排氣背壓下的流場和壁溫狀況進(jìn)行了研究，為高溫風(fēng)洞熱試時噴水降溫裝置參數(shù)匹配提供了依據(jù)。

3.1 出口背壓對氣流降溫效果的影響

擴(kuò)壓器是否啟動對噴水降溫流場結(jié)構(gòu)影響很大，而影響擴(kuò)壓器啟動與否的關(guān)鍵在于出口背壓大小，即排氣系統(tǒng)的抽吸能力。這里在取定10 kg/s噴水量的基礎(chǔ)上，對五個不同出口背壓值時的噴水流場進(jìn)行了分析。

由圖8可知，當(dāng)背壓為2 kPa和50 kPa時，流場結(jié)構(gòu)一致，這是由此時模型出口仍維持超聲速且當(dāng)?shù)仂o壓高于設(shè)定背壓所致，此時擴(kuò)壓器正常啟動；當(dāng)背壓達(dá)到100 kPa，二喉道入口處可見強(qiáng)激波，其后氣流僅核心區(qū)為超聲速，二喉道處壁面防護(hù)風(fēng)險增加；隨著背壓進(jìn)一步提高，激波串逐漸前推，激波的反射相交作用越來越弱，擴(kuò)壓器變?yōu)椴粏訝顟B(tài)，離散相回流現(xiàn)象出現(xiàn)。

圖9給出了沿擴(kuò)壓器壁面的溫度受出口背壓的影響情況。由圖9可知，在二喉道之前，2 kPa，50 kPa，100 kPa工況溫度曲線幾乎重合，而在二喉道處100 kPa工況中因壁面附近出現(xiàn)大范圍低速區(qū)使溫度快速抬升了約300 K。對于背壓150 kPa和200 kPa工況，可看到由于回流程度差異引起的兩相交匯點變化而造成的擴(kuò)壓器入口壁溫的差異，到二喉道入口時兩者壁溫已趨于一致。表4給出了不同出口背壓下水汽化情況統(tǒng)計，可見在該噴水流量下，背壓對水滴汽化率的影響不大。

經(jīng)過上述分析可知，高背壓工況防熱薄弱段在二喉道，而低背壓工況的防熱薄弱段在收集口。高背壓工況下，雖然擴(kuò)壓器前段壁溫均低于2800 K，但高背壓引起的排氣壅塞對于擴(kuò)壓器后段而言將會面臨更為巨大的防熱隱患。

出口背壓/kPa流入水量/(kg·s-1)計算域汽化水量/(kg·s-1)汽化率/%2109.61596.1550109.65496.54100109.77397.73150109.83898.382001010100

3.2 噴水質(zhì)量對氣流降溫效果的影響

取定計算模型出口背壓2 kPa，對三個典型噴水流量進(jìn)行降溫效果研究：5 kg/s，10 kg/s和15 kg/s，對應(yīng)噴水質(zhì)量與高溫氣體質(zhì)量比1∶6，1∶3和1∶2。

由圖10可知，隨噴水量遞增，激波串向噴管方向壓縮，激波反射邊界向軸線方向移動，二喉道入口馬赫數(shù)減小，水蒸氣與燃?xì)鈸交於仍黾?。?dāng)噴水量達(dá)到15 kg/s時，第一道激波后又出現(xiàn)一道幾乎平行的較強(qiáng)激波，該激波后氣流反射邊界開始與擴(kuò)壓器壁面分離，分析知該現(xiàn)象是由該處水大量汽化引發(fā)的。

圖11給出了沿擴(kuò)壓器壁面的溫度受噴水質(zhì)量的影響情況。由圖11可知，流量從5 kg/s提高到10 kg/s對擴(kuò)壓器前段壁面熱防護(hù)有顯著效果，尤其入口處降溫近1000 K，全程平均壁溫相比降低近500 K；然而由10 kg/s提升至15 kg/s時可以看到流量對擴(kuò)壓器前段壁溫降低的貢獻(xiàn)已不明顯，在收縮段和二喉道前段兩種噴水流量下溫度近乎相同，這是由于多噴入的水并未在擴(kuò)壓器上游汽化導(dǎo)致的。表5給出了不同噴水量時水汽化情況統(tǒng)計，由表5可知，當(dāng)噴水量超過某一定值后，隨著噴入水量的增加，雖然汽化水量有小幅度增加，但計算域內(nèi)的汽化率已開始顯著下降，噴水降溫的效率降低。

4 結(jié) 論

1)在高溫風(fēng)洞噴管出口與收集口之間安裝噴水降溫裝置，試驗時能夠有效降低熱氣流外緣溫度，對擴(kuò)壓器壁面有較好的熱防護(hù)效果。

表5 不同噴水量下的水汽化情況統(tǒng)計Table 5 Statistics of water vaporization under different water spray quality

2)不同的出口背壓將改變擴(kuò)壓器內(nèi)流場狀況，從而造成兩相摻混過程差異，進(jìn)而影響擴(kuò)壓器前段的降溫效果。在本文計算用高溫風(fēng)洞的標(biāo)準(zhǔn)運行工況下，若收集口噴水10 kg/s，要使擴(kuò)壓器能夠啟動，則出口背壓不得高于50 kPa～100 kPa間的某值。

3)對于高溫風(fēng)洞的某特定工況，噴水量過小將導(dǎo)致降溫效果不顯著，噴水量過大則會加大風(fēng)洞排氣負(fù)荷且使擴(kuò)壓器上游降溫的效率降低。在本文計算用高溫風(fēng)洞的標(biāo)準(zhǔn)運行工況下，當(dāng)擴(kuò)壓器啟動時，優(yōu)選的噴水質(zhì)量與高溫氣體質(zhì)量比為1∶3，即10 kg/s。

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