PE在固體燃料沖壓發動機中的燃燒特性實驗研究①

成紅剛，陳 雄，朱國強，周長省，鞠玉濤

(南京理工大學機械工程學院，南京 210094)

0 引言

固體燃料沖壓發動機(SFRJ)以其結構簡單、比沖高、自適應能力強、可靠性高和低成本等優點備受各國關注，在未來超音速導彈和沖壓增程炮彈等領域具有廣闊的應用前景。常用于SFRJ研究的碳氫類固體燃料主要有PMMA、PE和HTPB。PMMA透明、易加工，但其力學性能較差;HTPB力學性能較好，且易于添加各種添加劑，能澆注成不同藥形，但是機械加工性較差;PE具有力學性能、機械加工性能及化學穩定性好，成本較低且發動機火焰特征低等優點，在國內外被廣泛應用于發動機燃燒機理的研究[1－4]，但是其能量水平有待提高，因而限制了其在SFRJ工程中的應用。文獻[5]對不同燃料的熱物理化學性能進行了實驗研究，文獻[6]對不同燃料在SFRJ中的燃燒特性進行了研究。文獻[7]采用直連式試驗研究了HTPB在SFRJ中的燃燒特性，文獻[8]在燃燒室入口引入旋流，研究了旋流情況下HTPB在SFRJ中的燃燒特性。文獻[9－10]通過數值仿真和直連式試驗研究了PMMA在SFRJ中的燃燒特性。然而，以PE為固體燃料對SFRJ燃燒特性和燃燒機理進行研究的相關文獻目前在國內尚沒有報道。

本文以PE為燃料，采用直連式試驗系統針對PE在SFRJ中的燃燒特性進行了實驗研究，設計了燃燒中止系統來準確控制試驗時間，利用兩坐標測量尺對固體燃料內徑沿軸向的變化規律進行了逐點測量，得到固體燃料內徑沿軸向的輪廓分布及固體燃料當地燃面退移速率，分析了點火過程、來流空氣質量流率、突擴比等因素對PE在SFRJ中燃燒性能及燃速特性的影響。

1 試驗系統組成及試驗方法

1.1 試驗系統

SFRJ直連式試驗系統組成主要包括供氣系統、空氣加熱系統、測量控制系統、燃燒中止系統、推力試驗臺和試驗發動機及連接管路。圖1和圖2分別為SFRJ直連式試驗方案和試驗系統圖。加熱系統采用燃燒航空煤油的方法加熱來流空氣，補氧系統采用先補氧后燃燒的方案向燃燒產物中補充氧氣使熱空氣中氧氣質量分數與標準空氣相等。

圖1 SFRJ直連式試驗方案Fig.1 Direct-connect test scheme of SFRJ

圖2 SFRJ直連式試驗系統Fig.2 Direct-connect test system of SFRJ

1.2 試驗發動機及方法

試驗發動機結構主要組成見圖1，包括空氣入口、限流喉道、中心錐火藥式點火器、突擴臺階、燃燒室、固體燃料、摻混板、補燃室、熱防護層及噴管組件等。

本文在進行發動機狀態調整試驗時發現，固體燃料在點火前預熱時間長短對固體燃料燃速有較大影響，因此為了保持試驗狀態一致，制定了以下試驗方法:試驗時，主氣電磁閥和氮氣電磁閥處于關閉狀態，排氣電磁閥打開，加熱空氣由排氣閥排出;當來流空氣總溫、總壓滿足試驗條件時，主氣閥打開，同時排氣閥關閉，氣流切換到主通道，經由發動機燃燒室排出;氣流穩定5 s后，發出點火指令，點火器工作，同時觸發計時器，燃燒中止控制系統開始計時;當發動機工作時間達到預定試驗時間時，主氣閥關閉，同時氮氣閥和排氣閥打開，剩余的熱空氣由排氣閥排出，高壓氮氣經由氮氣閥流入試驗發動機，將燃燒室內燃燒火焰熄滅，最后關閉主氣，試驗結束。以上SFRJ試驗控制時序如圖3所示。圖3中，橫坐標表示試驗時間，縱坐標表示各單元狀態，高電平表示狀態為開，低電平表示狀態為關。0～t1為發動機內氣流穩定段，t1～t2發動機點火工作段，t2～t3為中止燃燒段(或熄火段)。t3后各電磁閥復位，準備進行下次試驗。

圖3 SFRJ試驗控制時序Fig.3 Control order of SFRJ test

采用上述發動機和試驗方法，以典型雙基推進劑作為點火藥，PE為燃料進行了24次直連式試驗，研究了突擴比和來流空氣質量流率對PE在SFRJ中點火、燃燒性能及燃速特性的影響。試驗模擬工況為海平面馬赫數 2.0，來流總壓 0.78 MPa，總溫 540 K。固體燃料長度298 mm，補燃室壓強可通過改變噴管尺寸進行調整。

2 計算結果與討論

通過直連式實驗研究了點火過程、突擴比及來流空氣質量流率對PE在SFRJ中燃燒性能的影響，并對PE在SFRJ中的燃燒特性、平均燃速和當地燃面退移速率進行了分析評估。

2.1 發動機燃燒性能影響因素

2.1.1 點火過程的影響

圖4為SFRJ工作過程中燃燒室/補燃室壓強時間曲線。由圖4可見，燃燒室及補燃室壓強在發動機工作初期出現明顯的壓強峰，且持續時間較長，這是由于點火器持續工作引起的。另外，由圖4不難發現，發動機工作過程中燃燒室與補燃室之間存在壓強差，約為0.01～0.02 MPa。這是因為在燃燒室與補燃室之間設置了摻混板引起的。研究結果表明[8]，摻混板的引入可有效提高補燃室燃燒效率，縮短補燃室長度，但會引起燃燒室壓強損失，因此在發動機設計時應權衡其利弊選擇合理的燃燒室結構。

圖4 SFRJ燃燒室/補燃室壓強-時間變化曲線Fig.4 Pressure of combustor and after-burning chamber vs time

2.1.2 突擴比 h/dp的影響

圖5所示為不同突擴比時SFRJ補燃室溫度-時間變化曲線。由圖5可知，當突擴比h/dp分別為0.21、0.25、0.28、0.3 時，對應實驗中 SFRJ 補燃室穩定工作溫度分別為1 804、2 041、2 068、2 118 K。由此不難看出，突擴比越大，補燃室燃氣溫度越高。這是因為在固體燃料內徑一定的情況下，突擴比越大，燃燒室入口馬赫數越高，火焰面與固體燃料表面的換熱增強，固體燃料燃速增大，單位時間內加入燃燒室的燃氣質量流率越大。在SFRJ燃燒室富氧條件下，參與燃燒反應的燃氣質量流率越大，空燃比越小，燃燒釋放的熱量越多，因而補燃室溫度越高。

圖6為不同空氣質量流率時補燃室溫度-時間變化曲線，來流空氣質量流率分別為 0.3、0.4、0.5、0.6 kg/s。由圖6可知，對應實驗工況下SFRJ補燃室溫度分別為 2 118、2 065、2 030、1 932 K。說明空氣質量流率越大，補燃室溫度越低。這是因為，在其他條件不變的情況下，一方面，入口馬赫數增大，使得摻混燃氣在燃燒室停留的時間縮短，大量的氧化劑和燃料沒有完全反應即排出補燃室，導致放熱量減少，補燃室溫度較低;另一方面，由于空氣與燃氣之間溫差較大，增大空氣質量流率會使得空燃比增大，燃燒釋放的大量熱量被低溫空氣所吸收，并帶出補燃室。雖然增大來流空氣質量流率能夠增大固體燃料燃速，但是空氣質量流率的增大幅度遠大于燃速的增幅，因而補燃室溫度降低。另外，由圖中曲線不難看出，不同質量流率條件下點火溫度約為1 890 K左右，且點火正常，并未出現文獻[10]中所述的對點火過程的不利影響，說明本文設計的中心錐火藥式點火器對不同空氣質量流率具有較大的點火適應范圍。

圖5 不同突擴比SFRJ補燃室溫度-時間變化曲線Fig.5 Tem perature of after-burning cham ber vs time at different stepheight ratios

圖6 不同空氣質量流率SFRJ補燃室溫度-時間曲線Fig.6 Tem perature of after-burning cham ber vs time at different air mass flow rates

2.2 PE燃速特性分析

燃面退移速率(簡稱燃速)是評估一種固體燃料性能的重要指標。目前國內外表征燃速的方法有平均燃速和當地燃面退移速率。平均燃速通常可通過計算試驗前后固體燃料的質量差，采用質量平均的方法得到[1，11];平均燃速的計算雖然簡便易行，但是不能反映燃速沿軸向不同位置的變化規律，因而引入當地燃面退移速率。它可通過測量試驗前后固體燃料的內型面沿軸向的輪廓變化，再進行時間平均而求得。

本文分別采用上述2種方法來表征固體燃料的燃速特性，其中平均燃速記為，當地燃面退移速率記為。

2.2.1 平均燃速分析

圖7為不同空氣質量流率時PE燃料平均燃速與突擴比之間的關系曲線。由圖7可知，隨著突擴比的增大，平均燃速也逐漸增大。同時，由圖7不難發現，本文中空氣質量流率為0.3 kg/s工況時的研究結果與文獻[1]的研究結果具有較好的一致性和銜接性。這是因為文獻[1]中空氣質量流率為0.25 kg/s，空氣溫度為500 K，與本文試驗條件非常接近。同時說明，在較大突擴比范圍內，平均燃速隨突擴比的增大而增大。

圖7 平均燃速與突擴比的關系Fig.7 M ean regression rate in relationto stepheight ratios

根據圖7中平均燃速與突擴比的相關關系，利用最小二乘法對其進行擬合，結果見表3，且相關系數都在0.99以上。由表1可知，當來流空氣溫度和質量流率一定時，固體燃料平均燃速與突擴比呈線性函數關系，且突擴比系數近似為一常數值，常數項隨著空氣質量流率的增大而增大。

表1 平均燃速與突擴比擬合關系Table 1 Fitted relationship between mean regression rate and stepheight ratio

圖8所示為不同突擴比條件下PE燃料平均燃速與空氣質量流率之間的關系。

圖8 平均燃速與空氣質量流率的關系Fig.8 M ean regression rate in relation to air mass flow rates

由圖8可知，PE燃料平均燃速隨著空氣質量流率的增大而增大。根據圖8中固體燃料平均燃速與空氣質量流率的相關關系，利用最小二乘法進行擬合，結果見表2，且相關系數都在0.96以上。由表2可知，平均燃速與空氣質量流率呈冪函數遞增關系。

表2 平均燃速與空氣質量流率擬合關系Table 2 Fitted relationship between mean regressionrate and air mass flow rate

2.2.2 當地燃面退移速率分析

當地燃面退移速率(簡稱當地燃速)是表征固體燃料燃速沿軸向變化規律的重要參數，對于研究固體燃料在SFRJ工作過程中燃燒機理和退移過程具有重要的意義。本文利用兩坐標測量尺對試驗前后PE燃料內徑進行測量，然后進行時間平均得到軸向不同位置固體燃料的平均燃速，即固體燃料當地燃速，其計算式可表示為

式中 D0i、Dfi分別表示第i個測量截面試驗前后固體燃料內徑;tc表示發動機工作時間。

圖9給出了不同實驗工況的當地燃速隨時間變化曲線。由圖9中可知，隨著突擴比的增大，PE燃料當地燃速逐漸增大，再附著點沿軸向往后移動。當突擴比為0.21和0.25時，PE燃料尾部當地燃速有逐漸增大的趨勢，這種現象類似于固體火箭發動機內的侵蝕燃燒效應。這是因為，在PE燃料通道內，沿軸向方向，隨著燃氣流量的加入，下游燃氣質量流率逐漸增大，燃氣流速增大。當燃氣流速大于界限流速時，即出現侵蝕效應。

另外，由圖9可看出，在PE燃料前端，當地燃速較小。隨著軸向的推移，當地燃速逐漸增大，在距離頭部一定距離處，達到最大值，通常將該點視為再附著點。再附著點之后，當地燃速逐漸減小。在燃料尾部，當地燃速急劇減小，這是由于摻混板結構引起流動和傳熱的變化引起的。當地燃速沿軸向的變化規律取決于燃燒室內燃氣的流動和傳熱機理。再附著點之前為回流區，其燃燒機理主要受化學反應動力學控制，附著點之后為湍流再發展區，其燃燒機理主要受擴散燃燒控制。隨著軸向距離的增大，燃氣流速增大，燃氣與固體燃料之間的對流換熱增強，因而當地燃速增大。同時，由圖9可知，其他實驗中并未出現類似固體火箭發動機內的侵蝕燃燒現象。

圖9 不同實驗工況當地燃速變化曲線Fig.9 Localmean regression rate at different test conditions

3 結論

(1)當燃燒室與補燃室之間設置摻混板結構時，燃燒室與補燃室之間存在壓強差，本文中約0.01～0.02 MPa。

(2)不同來流空氣質量流率下，本文設計的中心錐火藥式點火器能夠保證PE在發動機內可靠點火;點火器工作時間越長，補燃室達到穩定燃燒的時間越短。

(3)增大突擴比，有利于PE燃料在發動機燃燒室的點火和穩定燃燒。突擴比越大，燃燒室溫度越高，補燃室達到穩定燃燒的時間越短;突擴比較小時，PE燃料尾部出現類似固體火箭發動機的侵蝕燃燒現象。

(4)PE燃料平均燃速隨突擴比和來流空氣質量流率的增大而增大，且與突擴比呈線性函數遞增關系，與空氣質量流率呈冪函數遞增關系，本文結論與國外研究者所得結論一致;且本文研究結果拓寬了突擴比對燃速影響的適用范圍。

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