模擬固沖條件下絕熱材料燒蝕實驗及影響規律研究①

嚴 聰，劉 洋，孫得川，何國強，孫翔宇，胡淑芳

(1.西北工業大學燃燒、流動和熱結構國家級重點實驗室，西安 710072;2.中國航天科工集團公司六院，呼和浩特 010000)

0 引言

整體式固體火箭沖壓發動機具有體積小、重量輕、速度快、射程遠和機動性好等特點，已成為滿足飛航導彈高速、中高空(或超低空)、中遠程作戰要求的新一代動力裝置。隨著固沖發動機的研制，對絕熱材料的耐沖刷性能也提出了更高要求。由于固沖發動機工作時空燃比一般較大，補燃室中的燃燒通常是在富氧環境下進行的，絕熱層在富氧環境下的燒蝕比固體火箭發動機中要嚴重，其燒蝕規律與常規發動機可能會完全不同[1－2]。但由于對各因素綜合作用下絕熱材料燒蝕機理認識不足，導致國內在固沖發動機熱試車時出現熱結構失效，最終實驗失敗。雖然通過更換或改進絕熱層配方等手段，保證了后續研制工作的順利進行，但由于缺乏對燒蝕機理的深刻認識，且固沖發動機補燃室絕熱材料的研制還沒有合適的燒蝕性能測試方法，對其燒蝕規律仍了解不深，雖取得了階段性研究成果，但至今未能有突破性進展，難以建立科學的設計理論和預示方法。目前，固沖發動機所采用的絕熱層都是在現有配方體系下進行改進的，并沒有形成專門針對富氧環境進行的配方設計或絕熱結構設計方法，絕熱層的使用效果只能靠發動機的試驗結果來驗證[3－4]，不僅成本很高，而且需要的周期長。

為了提高絕熱材料的耐燒蝕性能，國內外學者在材料配方和燒蝕機理方面開展了大量研究。國外在固體火箭發動機內的燒蝕研究較多，且燒蝕計算的發展趨勢是流場與燒蝕的耦合計算，通過對發動機內流場的計算，能對燒蝕計算提供更準確的邊界條件。但從公開的文獻尚未發現富氧工作條件下絕熱材料的燒蝕機理和模型方面的研究。國內李江等[5]針對搭建了模擬固沖發動機富氧環境條件下的實驗系統，初步開展了絕熱材料的篩選實驗研究;余曉京等[6]基于實驗結果，針對富氧條件下的熱化學燒蝕提出了初步的數學模型和數值計算方法，在材料內部建立了軸對稱的非穩態導熱控制方程，其中加入了材料熱解、熱解氣體流動以及炭化層內的化學反應等因素的影響，化學反應由化學動力學控制，建立了富氧熱化學燒蝕模型和計算方法。

國內專門針對固沖發動機富氧條件下絕熱層燒蝕的研究較少，雖然形成了初步的實驗手段，但沒有開展系統的研究，缺乏具有實用價值的絕熱層耦合燒蝕模型，特別是對燒蝕模型的基礎研究和地面試驗驗證技術尤為薄弱，不能滿足固沖發動機研制的需要。由于固沖發動機的工作包線較為寬廣，補燃室工作狀態參數變化大，要開展全參數范圍內的絕熱層燒蝕性能實驗研究，對實驗系統要求較高。基于文獻[5]中實驗系統工作原理，針對典型飛行條件下固沖發動機補燃室流場開展了數值模擬，并提取了相應燒蝕邊界參數，改進了實驗系統的參數調節范圍，針對多種絕熱材料開展了模擬固沖發動機中富氧環境條件下的燒蝕實驗，分析燒蝕影響因素，旨在為型號發動機絕熱材料的篩選、設計和改進提供依據。

1 實驗原理和系統

固沖發動機補燃室內的過程是一個復雜的物理過程，與燃氣發生器、進氣道、補燃室等工作參數聯系緊密。目前，測量技術對于準確測量補燃室內流場參數的動態變化過程有很大難度。因此，固沖發動機流場特性和燒蝕環境參數的獲得主要通過數值模擬方法來進行研究。本文針對典型固沖發動機工作狀態，開展了大量的數值模擬。根據計算結果，提取數據考慮影響固沖發動機絕熱層燒蝕的參數(見表1)，分別取燃氣溫度最大、氧成分含量最大和氣流速度最大幾種情況，以此來確定實驗模擬的參數范圍。

為了能對固沖發動機二次燃燒室絕熱層的燒蝕機理進行研究，針對以上參數范圍進行了實驗系統設計，形成了能夠模擬二次燃燒室富氧環境的實驗系統。圖1給出了富氧條件絕熱層燒蝕試驗系統工作原理示意圖，圖2給出了富氧模擬絕熱材料燒蝕實驗發動機結構示意圖，具體工作原理見文獻[6]。

表1 富氧燒蝕邊界參數Table 1 Ablation boundary parameters

圖1 實驗系統和工作原理示意圖Fig.1 Sketch m ap of experimental system and operation principle

圖2 模擬固沖條件絕熱材料燒蝕實驗發動機結構示意圖Fig.2 configuration sketch of experiment facility simulated afterburner oxygen-riched condition

模擬對象為φ120 mm固沖發動機內的流動和燒蝕環境，其中一次流量最大為0.1 kg/s，空燃比10～15;模擬參數為補燃室內溫度、流量、壓強、速度和富氧度等;補燃室壓強調節范圍為0.3～0.6 MPa，流量0.7 ～1.4 kg/s，燃氣溫度1 150 ～2 400 K，富氧度范圍0～30%;單次實驗中燒蝕試驗段可放置4個試件。

2 典型實驗分析和實驗方法驗證

固沖發動機中影響絕熱層燒蝕的因素很多，包括氧濃度、氣流速度、壓強、溫度、粒子侵剝蝕等，但從研究中富氧燒蝕發動機的數值模擬和流動分析來看，采用富氧燒蝕發動機主要可研究氧濃度和壓強對絕熱層燒蝕的影響。圖3和圖4分別給出了典型實驗過程中壓強-時間曲線和補燃室測點的溫度-時間曲線。其中，圖3中pc和pm分別為一次燃燒室壓強和補燃室壓強。從曲線上可看出，發動機點火1 s后達到穩定狀態。圖4中，由于熱電偶損壞失效，在2.34 s時刻后溫度數據沒有獲得。

圖3 典型實驗壓強-時間曲線Fig.3 Curve of pressure vs time

圖4 典型實驗過程中溫度-時間曲線Fig.4 Curve of tem perate vs time

經過對實驗前后試件的厚度進行測量，獲得了不同材料的炭化燒蝕率。由于固沖發動機中富氧、高速氣流剝蝕的情況較特殊，而目前沒有形成具有針對性的絕熱材料配方設計方法，前期研究主要還是通過配方篩選的實驗方法來確定配方體系。本實驗主要針對3種不同配方組成的硅橡膠絕熱材料973S-1、973S-3和973S-4進行研究。另外，還選取了三元乙丙和丁腈絕熱材料，開展了部分工況條件下的對比實驗。表2給出了所有實驗的狀態參數和結果。針對其中硅橡膠絕熱材料主要配方為硅橡膠基體、白炭黑和纖維，材料中纖維總含量相同，根據標號不同，所使用的纖維種類和配比不同，973S-1為全配方材料，高硅氧纖維和炭纖維含量相等，973S-3材料中只含炭纖維，973S-4材料只含高硅氧纖維。

為驗證實驗方法的可行性，開展了重復性實驗研究。表2中，序號為4和5為相同氧濃度及補燃室壓強條件實驗。根據973S-1、973S-3和973S-4的炭化燒蝕率，可得到相對誤差分別為 5.82%、1.80%和1.29%。表明該實驗方法誤差較小，可用于絕熱材料的配方篩選和影響規律研究。

表2 實驗狀態參數及結果Table 2 Experimental parameters and results

3 影響因素分析

圖5、圖6給出了對應不同氧濃度、不同壓強的絕熱材料炭化燒蝕率的對應關系。從結果可看出，通過模擬固沖燒蝕發動機實驗，首先可明確地獲得不同絕熱層材料在相同燒蝕環境下的燒蝕結果，對比不同絕熱材料之間的差異。從結果上看，973S-3的燒蝕是最嚴重的，其炭化燒蝕率均明顯高于其他材料。其他材料的燒蝕程度較接近，973S-4略好于973S-1;三元乙丙和丁腈因為各只有2個試件，數據散步較大，難以得到確定結論。另外，比較各圖可知，燒蝕率、炭化燒蝕率等與氧濃度和壓強有一定的相關性，隨著氧濃度升高和壓強升高，炭化燒蝕率均有上升趨勢。在富氧燒蝕試驗中宏觀測量參數主要包括富氧度、試驗段壓強、溫度、氣體流量等。在數據處理中，主要依據的2個主要參數是富氧度和壓強。

圖5 炭化燒蝕率與氧濃度的關系Fig.5 Relation of charring ablation ratio and oxygen concentration

圖6 不同壓強下的炭化燒蝕率Fig.6 Charring ab lation ratio during the different pressure

對富氧燒蝕發動機實驗的數據進行擬合，以富氧度、壓強作為因變量，得到973S-1、973S-3、973S-4的炭化燒蝕率公式分別為

式中rc為絕熱材料炭化燒蝕率，mm/s;Y0為富氧度;p為試驗段壓強，MPa。

圖7給出了不同絕熱材料燒蝕率隨壓強以及富氧度的影響規律。從圖7可直觀地反映出燒蝕率隨壓強和富氧度共同作用的結果。無論哪一種材料，隨著壓強和富氧度的增加，燒蝕率都是增加的。但從燒蝕率對比可看出，3種絕熱材料燒蝕率隨富氧度的變化趨勢有一定差別。在富氧度0～10%以下時，973S-3和973S-4絕熱材料燒蝕率隨富氧度的增加而顯著增加;當富氧度繼續增加時，燒蝕率隨富氧度的增加而緩慢增加。973S-1絕熱材料燒蝕率隨富氧度的增加趨勢基本一致。在富氧度10%以下時，絕熱材料燒蝕率要小于其他2種材料;當富氧度繼續增加時，973S-1材料的燒蝕率要大于973S-4材料。

圖7 不同絕熱材料燒蝕率隨壓強以及富氧度影響規律Fig.7 Ablation rates of different insulator according to the pressure and oxygen concentration

通過實驗結果分析和對比，認為在富氧度較低條件下，可采用973S-1絕熱材料，在富氧度較高條件下，可采用973S-4絕熱材料。結合絕熱材料配方的組成，初步認為由于硅橡膠耐沖刷性要高于三元乙丙和丁腈橡膠，因此選用硅橡作為固沖發動機補燃室絕熱層基體，是研究者普遍認可的。通過本實驗可看出，炭纖維的采用對材料耐氧化性起到消極作用，完全采用高硅氧纖維的973S-4和部分采用高硅氧973S-1燒蝕性能要優于完全采用炭纖維的973S-3材料。

4 結論

在本實驗條件下，3種絕熱材料的炭化燒蝕率均隨壓強和富氧度的增加而增加，且燒蝕率受富氧度和壓強共同主導。炭纖維的采用對材料的耐氧化性起到消極的作用，完全采用高硅氧纖維的973S-4和部分采用高硅氧973S-1燒蝕性能要優于完全采用炭纖維的973S-3材料。實驗結果表明，3種絕熱材料燒蝕率隨富氧度的變化趨勢有一定差別。在富氧度小于10%時，973S-1絕熱材料的燒蝕率小于其他2種材料;當富氧度繼續增加時，973S-1材料的燒蝕率要大于973S-4材料。

[1] 張家驊，胡順楠，顧炎武，等.整體式火箭沖壓發動機研制[J].推進技術，1998，19(2).

[2] 張煒，等.沖壓發動機發展現狀及其關鍵技術[J].固體火箭技術，1998，21(3).

[3] 李巖芳，陳林泉，等.固體火箭沖壓發動機補燃室絕熱層燒蝕試驗研究[J].固體火箭技術，2003，26(4).

[4] 陳春娟，馬國富.富氧環境下燃燒室內絕熱層的研究[J].火箭推進，2004，30(3).

[5] 婁永春，余曉京，何國強，等.富氧環境模擬絕熱層燒蝕試驗方法[J].固體火箭技術，2006，29(3).

[6] 余曉京.富氧環境下絕熱層燒蝕模型研究[D].西北工業大學，2004.