基于凝相燃燒產物分析的固沖發動機補燃室硼燃燒特性研究①

劉道平，夏智勛，胡建新，黃利亞

(1．國防科技大學高超聲速沖壓發動機技術重點實驗室，長沙 410073;2．國防科技大學航天科學與工程學院，長沙 410073)

0 引言

硼因較高的體積和質量熱值，在固沖發動機中具有很好的應用前景，許多學者致力于硼在固沖發動機中的應用研究，取得了很大進展。硼在固沖發動機中的應用研究方面，Bayern Chemie公司的Besser H L等［1］自1970年開始系統研究含硼固體推進劑固沖發動機。Schadow K［2］只有當燃氣中的氣體燃料與摻混空氣中的氧反應使溫度升高后，硼顆粒才能補燃。Kubota N和 Miyata K等［3］采用含硼推進劑研究了硼的燃燒效率。結果表明，當使用多端口燃氣噴嘴時，硼的燃燒效率可顯著提高。Liu Tai-kang和Luh Songping［4］研究了含有無包覆硼顆粒和用 LiF、Viton A 或者硅烷包覆的硼顆粒的推進劑在氮氣和空氣環境中的燃燒行為。Natan B和 Gany A［5－6］通過數值求解給出了有利于硼顆粒點火和高效燃燒的粒徑和噴射速度條件范圍。

國內針對含硼富燃推進劑固沖發動機的研究始于20世紀90年代。夏智勛等［7－9］系統研究了進氣道、燃氣發生器及補燃室結構對發動機性能的影響。陳林泉等［10－11］研究了燃氣發生器噴嘴出口布局、形狀、硼顆粒粒徑等對發動機摻混效果和燃燒效率的影響，對燃氣進行取樣分析。劉佩進等［12－13］研究了固沖發動機的工作特性和含硼推進劑的燃燒特性。李疏芬［14］、王英紅［15］和范紅杰等［16］在改善硼的著火燃燒、硼顆?？焖俑咝紵确矫孀隽舜罅垦芯?。

本文將采用一套新的硼顆粒燃燒試驗系統和凝相燃燒產物取樣器對不同的軸向位置的燃燒產物進行取樣，在對樣品進行物理分析的基礎上，采用基于產物成分的局部燃燒效率和完全燃燒效率分析方法，對試驗系統不同軸向位置的硼顆粒燃燒特性進行研究。

1 試驗

1．1 試驗系統

試驗系統結構如圖1所示，主體部分為一個燃氣發生器和一個補燃室，輔助系統包括空氣、氧氣和乙醇供應系統、硼顆粒供應裝置、高速攝影系統、凝相燃燒產物取樣器、冷卻系統和測控系統等。

圖1 試驗系統結構示意圖Fig．1 diagram of the experimental system

1．1．1 燃氣發生器和補燃室

在含硼固沖發動機中，含硼推進劑在燃氣發生器中完成一次燃燒，產生含大量硼顆粒的富燃燃氣;富燃燃氣噴射到補燃室后，與空氣進行二次燃燒。含硼推進劑的主要成分是硼顆粒和固體烴基燃料，如HTPB或者DOS等，一次燃燒產物的成分有固體硼顆粒和H2、CO、CO2和H2O等氣體成分。補燃室壓強一般為0．3～0．5 MPa，溫度高于硼的燃點溫度，流動馬赫數為0．3 ～0．4。

在試驗系統中，使用乙醇與純氧反應產生高溫富燃燃氣加熱硼顆粒，獲得與固沖發動機燃氣發生器成分接近的富燃燃氣。乙醇在純氧中反應可產生高于3 000 K的高溫，可實現對硼顆粒的充分預熱。乙醇是液體烴類燃料，在富燃條件下燃燒產物的主要成分也為CO、CO2和H2O等氣體，與固體碳氫燃料接近。相對固體燃料而言，其質量流量是很容易通過改變上游壓力來調節。與氣體燃料相比，還具有安全性好、使用方便等優點。

補燃室采用方形截面設計，方便開窗觀察，上下兩側對稱地布置空氣入口和凝相燃燒產物取樣器。試驗過程中，壓縮空氣通過上下兩側的入口進入補燃室與燃氣進行摻混燃燒，入口的位置可沿軸向變化。

1．1．2 凝相燃燒產取樣器

凝相燃燒產物取樣器結構如圖2所示。為防止采樣桿暴露在熱氣流中過久被燒壞，在硼顆粒加入到了燃氣發生器后才開始取樣。取樣前，在彈簧的壓力作用下，氣動活塞和取樣桿都處于上端位置(圖2(a))。硼顆粒在加入到了燃氣發生器后，壓縮空氣進入采樣裝置，向下推進氣動活塞，將取樣桿壓入補燃室流場(圖2(b))。燃氣流中的熱硼顆粒撞擊到突然壓入的取樣桿后，被淬滅并冷卻，附著在取樣桿上。

圖2 凝相取樣器結構示意圖Fig．2 diagram of sampling device

為保證凝相燃燒產物的快速凍結和防止取樣桿燒壞，取樣結束后，取樣桿的溫度應當足夠低。因此，取樣時間不能太長。經傳熱計算和試驗驗證，取樣桿直徑12 mm，取樣過程保持1 s左右，可保證取樣桿完好，同時收集到足夠多的凝相燃燒產物。

1．2 試驗過程

試驗工況見表1。試驗分3組進行，每組重復5次。使用的硼為河北省保定市中普瑞拓有限公司生產的無定形硼，初始粒徑為2～5 μm。

表1 試驗工況Table 1 Test program

第1組試驗中，硼顆粒供應裝置中加入2 g硼顆粒，不加流化空氣，燃氣發生器工作后，燃氣進入硼顆粒供應裝置，與硼顆粒反應，收集產物作為樣品2。第2組試驗中，硼顆粒供應裝置中加入8 g硼顆粒，燃氣發生器工作2s后，硼顆粒被流化空氣輸送到燃氣發生器內加熱，隨燃氣噴射進入補燃室，不加補燃空氣，在空氣入口處(取樣點3)收集凝相產物作為樣品3。第3組試驗中，在補燃室加入160 g/s空氣，并在取樣點4、5、6 收集凝相燃燒產物，分別作為樣品 4、5、6。試驗前后硼顆粒供應裝置的質量變化除以供應時間(2 s)作為硼的質量流量。第3組試驗中，對燃氣發生器壓力和補燃室的總壓、靜壓、溫度等參數進行了測量，用式(1)計算了流動馬赫數(γ=1．33)，結果如表2所示。

表2 試驗系統流場參數Table 2 Flow field parameters of the experimental system

由表2可知，試驗系統補燃室的總壓、靜壓值和馬赫數都接近真實固沖發動機補燃室相關參數值。溫度測量位置接近壁面，壁面采用水冷卻，溫度的值比補燃室中心位置低。由流場參數值可知，該試驗系統可為硼顆粒點火和燃燒提供接近真實固沖發動機補燃室的流場條件。

2 結果與分析

2．1X-射線衍射(XRD)結果

對樣品進行XRD測試，測試結果如圖3所示。樣品中的主要晶體物質為B(HO)3，因為試驗使用的是無定形硼而非晶體硼，所以沒有檢測到單質硼。硼和氧反應的最終產物是B2O3，反應方程為4B+3O2→B2O3，但B2O3在空氣極易吸收水蒸氣，轉化為晶體硼酸(B2O3+H2O→2B(HO)3)。因此，樣品中的B(HO)3的含量可表征B2O3的含量。

2．2 掃描電鏡(SEM)結果

樣品的SEM照片如圖4所示。樣品2中，所有顆粒被粘在一起，顆粒之間的界限很模糊。產生這種形貌的原因可能是因為在第1組試驗中，硼顆粒被放置在燃氣發生器的富燃燃燒產物中，被高溫燃氣加熱，部分氧化，硼顆粒上覆蓋著液態氧化硼，試驗結束后，冷卻的氧化硼凝結在顆粒表面上或填充在顆粒之間。

圖3 X-射線衍射(XRD)譜圖Fig．3 X-ray diffraction patterns

圖4 場發射掃描電鏡(SEM)測試結果Fig．4 SEM photographs

樣品4粒徑總體比樣品3大。在第3組試驗中，空氣被加入到補燃室，摻混過程會增加顆粒碰撞的概率，從而使顆粒產生結團。在第2組試驗中，補燃室沒有加補燃空氣，顆粒接團現象較輕。

樣品5和6的形貌較接近，都有一些鱗狀物，其中樣品6比樣品5多。這是因為硼和氧的反應的最終產物是B2O3，B2O3吸收空氣中的水蒸氣形成晶體硼酸(B(HO)3)，晶體(B(HO)3)是鱗狀的。

2．3 電子衍射譜(EDS)測試結果

樣品的EDS分析結果如表3所示。樣品中的主要元素是硼、氧和鎂。硼元素質量含量從樣品1到樣品2、3都有所減少，這表明硼在燃氣發生器中被部分氧化。

硼和氧的曲線有2個平直段，分別為樣品3到樣品4和樣品5到樣品6，這意味著在取樣點3到4和5到6之間硼的氧化量很少，而從樣品4至樣品5，硼含量急劇下降，這意味在取樣點4到5之間的距離內硼的氧化量很大。

表3 電子衍射譜(EDS)測試結果Table 3 EDS results %

2．4 物相成分定量分析

XRD測試得到了凝相燃燒產物的晶體結構的物相成分的定性結果，EDS測試得到了各元素的百分含量，但這兩種測試未能定量得到物相成分。下面將這2種測試結果結合起來，對凝相燃燒產物的物相成分做定量分析。

無定形硼由鎂還原氧化硼得到(B2O3→+3Mg

2B+3MgO)，所以無定形硼粉中會含有少量的MgO，而MgO與空氣中的H2O和CO2反應，生成堿式碳酸鎂(5MgO+4CO2+6H2→O4MgCO3·Mg(OH)2·5H2O)。因此，樣品中除了B、O和Mg外，還有H和C元素，但這2種元素屬于輕量元素，而且在樣品中含量很低，不能被EDS檢測出來。

假設樣品中的單質硼(B)、硼酸(B(HO)3)和堿式碳酸鎂(4MgCO3·Mg(OH)2·5H2O)的含量分別為mB，i、mBA，i和 mMA，i，則 B、O 和 Mg 元素的含量可分別表示為 mB，i+0．174 9mBA，i、0．776 6mBA，i+0．628 1mMA，i和0．247 9 mMA，i。由 EDS 檢測到的元素質量含量，可求解出 mB，i、mBA，i和 mMA，i，得到各樣品中單質硼、硼酸和堿式碳酸鎂的含量。根據B(HO)3的含量mBA，i，還可計算得到生成 B(HO)3所需的硼的量 mB，O，i，計算結果見圖5。

在燃氣發生器內，一部分硼被氧化;在補燃室出口，還有一部分硼沒有消耗完，而堿式碳酸鎂的含量基本保持不變。

2．5 燃燒效率討論

通常燃燒效率通過測量壓力來計算，但在本文中，希望能了解固沖發動機中不同位置的局部硼燃燒效率。本文引入了一種基于燃燒產物成分分析的局部燃燒效率計算方法。

圖5 樣品中單質硼、硼酸和堿式碳酸鎂的含量及生成相應硼酸所需的硼量Fig．5 Mass units of B，B(HO)3and 4MgCO3·Mg(OH)2·5H2O

首先做如下定義:

定義1:取樣點i的局部燃燒效率為

定義2:取樣點i的燃燒效率為

硼與氧氣的反應過程中會產生BO、BO2等氣相中間產物，這些中間產物進一步與氧氣反應，生成B2O3，硼的熱值才會完全釋放。有必要了解每個點的硼的完全氧化比例，完全燃燒效率。

定義3:取樣點i的局部完全燃燒效率為

定義4:取樣點i的完全燃燒效率為

計算結果如圖6所示，局部燃燒效率的最低點出現在樣品4，表示在取樣點3到4之間，硼燃燒最少，這一段距離內，η2，i出現了一個平穩段。這可能是由于樣品3取樣位置在空氣的入口處，而樣品4取樣位置在進氣口下游0．23L處，在這一段距離內高溫燃氣與補燃室空氣進行摻混，氣相燃料還沒有補燃，溫度比較低，硼顆粒不能點火燃燒，硼的燃燒效率較低。局部燃燒效率的峰值點出現在樣品5，局部燃燒效率η2，i在樣品4到5之間出現明顯的上升段，說明在取樣點4到5之間，硼的燃燒效率最高。這可能是因為在這一段內，燃氣完成了與空氣的摻混，氣相燃料補燃，溫度升高，硼顆粒大量點火燃燒。在取樣點5到6之間，η2，i值變化又較平緩，相應的η1，i的值較小，這說明硼的燃燒效率較小。這是因為經過取樣點4到5之間的劇烈燃燒反應后，這段距離內的氧氣濃度下降，燃燒效率降低。

圖6 燃燒效率計算結果Fig．6 Values of η1，i，η2，i，η3，i，and η4，i

完全燃燒成B2O3的硼與消耗的硼的比例隨試驗系統軸向位置的逐步增加，完全燃燒效率η4，i沿軸向有一定增大。局部完全燃燒效率 η3，i與局部燃燒效率η1，i存在一定的負相關，即當 η1，i處于峰值時，η3，i處于谷值(樣品3、4、5和6)。這可能是因為氣相中間產物BO、BO2的進一步反應主要與氧氣濃度有關，受溫度影響較小，而硼的消耗受溫度影響較受氧氣濃度大。因此，當溫度較低時(取樣點3到4)，硼點火燃燒較少，氧氣濃度較大，η1，i較小，而 η3，i較大;當溫度較高時(取樣點4 到 5)，硼大量點火燃燒，η1，i較大，BO、BO2大量產生，空氣的氧氣濃度卻沒有增大，η3，i較低。在取樣點5到6之間，硼消耗較少，BO、BO2的濃度變小。因此，能夠充分與氧氣反應，硼的完全燃燒效率較高。

3 結論

(1)由XRD測試可定性得到凝相燃燒產物的物相成分，EDS測試可定量得到凝相燃燒產物的元素含量。將這兩種測試結果結合起來分析，可得到凝相燃燒產物的物相成分的定量含量。

(2)在燃氣發生器中，硼顆粒只有一部分被氧化，大部分的硼在補燃室中燃燒。在補燃室中，在空氣入口附近下游區域，硼的燃燒效率最低。在隨后區域內，硼燃燒效率達到最高值。

(3)在整個試驗系統內不同的軸向位置，完全燃燒的硼與所消耗的硼的比例變化不大。當局部燃燒效率增大時，局部完全燃燒效率減小;當局部燃燒效率減小時，局部完全燃燒效率增大。

［1］ Besser H L，Strecker R．Overview of boron ducted rocket development during the last two decades［J］．International Journal of Energetic Materials and Chemical Propulsion，1991，2(1-6):133-178．

［2］ Schadow K．Investigation of boron combustion for its application in air augmented rockets［J］．Space Engineering，Astrophysics and Space Science Library，1970，15:264-279．

［3］ Kubota N，Miyata K，Kuwahara T，et al．Combustion characteristics of ducted rockets［C］//Combustion and Reaction Kinetics;Proceedings of the 22nd International Annual Conference of ICT，Karlsruhe，Germany，July 2-5，1991(A93-27726 09-28):371-378．

［4］ Liu Tai-kang，Luh Song-ping，Perng Huey-cherng．Effect of boron particle surface coating on combustion of solid propellants for ducted rockets［J］．Propellants，Explosives，Pyrotechnics，1991，16(4):156-166．

［5］ Natan B，Gany A．Ignition and combustion boron particles in the flow field of a solid fuel ramjet［J］．Journal of Propulsion and Power，1991，7(1):37-43．

［6］ Gany A．Thermodynamic limitation on boron energy realization in ramjet propulsion［C］//64th International Astronautical Congress，Beijing，China，2013．

［7］ 王志吉．固體火箭沖壓發動機燃燒過程仿真與試驗研究［D］．長沙:國防科技大學，2002．

［8］ 胡建新．含硼推進劑固體火箭沖壓發動機補燃室工作過程研究［D］．長沙:國防科技大學，2006．

［9］ Hu J X，Xia Z X，Zhang W H，et，al．Boron particle ignition in secondary chamber of ducted rocket［J］．International Journal of Aerospace Engineering，2012，160620:1-9．

［10］ 陳林泉，毛根旺，霍東興，等．燃氣噴射方式對沖壓發動機補燃室摻混效果的影響［J］．固體火箭技術，2005，28(1):40-43．

［11］ 吳秋，陳林泉，王云霞，等．含硼固沖發動機補燃室內凝相產物燃燒效率測試方法［J］．固體火箭技術，2014，37(1):134-138．

［12］ 谷良賢．整體式沖壓發動機導彈總體一體化設計［D］．西安:西北工業大學，2002．

［13］ 薛英．固沖發動機補燃室內燃氣摻混理論及試驗研究［D］．西安:西北工業大學，1993．

［14］ 李疏芬．含硼的固體燃料［J］．含能材料，1995，3(2):1-8．

［15］ 王英紅，李葆萱，胡松啟，等．AP粒度和包覆層對硼燃燒的影響［J］．固體火箭技術，2004，27(1):50-52．

［16］ 范紅杰，王寧飛，關大林．GAP包覆硼對硼固體推進劑燃燒特性的影響［J］．推進技術，2002，23(3):262-264．