采用高金屬粉丁羥推進(jìn)劑消氫發(fā)動機(jī)低壓點(diǎn)火燃燒特性研究①

余小波，王 健，鄧康清,3，龐愛民,3，朱雯娟，王相宇，李 穎，向 進(jìn)，劉 學(xué)，王鹍鵬，楊育文，劉俊明

(1.湖北航天化學(xué)技術(shù)研究所，襄陽 441003；2.北京系統(tǒng)工程研究所，北京 100101；3.航天化學(xué)動力技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，襄陽 441003)

0 引言

常規(guī)復(fù)合固體推進(jìn)劑氧化劑含量高，金屬粉含量一般在18%左右，這有利于推進(jìn)劑的點(diǎn)火和燃燒。高金屬粉含量推進(jìn)劑主要是富燃料推進(jìn)劑，其金屬粉含量在40%以上，工作壓強(qiáng)在1 MPa以上。目前，國內(nèi)有較多的關(guān)于富燃料推進(jìn)劑和金屬粉的點(diǎn)火和燃燒研究[1-12]。

劉林林等[1]采用一定實(shí)驗(yàn)條件下的TGA實(shí)驗(yàn)，測試了不同含硼富燃料推進(jìn)劑發(fā)火溫度；黃海龍等[2]探索了點(diǎn)火能量、燃速、級配及粒度、點(diǎn)火建壓速率等因素對沖壓發(fā)動機(jī)燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火起動性能的影響，解決了低燃速貧氧推進(jìn)劑燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火起動困難的問題；范紅杰[8]采用CO2激光點(diǎn)火裝置研究了常壓及亞大氣壓強(qiáng)下點(diǎn)火能量、組分含量變化等對含硼富燃料推進(jìn)劑點(diǎn)火延遲時間的影響，表明提高壓強(qiáng)、增加高氯酸銨含量和減少鋁粉含量有利于含硼富燃料推進(jìn)劑的點(diǎn)火；肖秀友等[9]采用改進(jìn)的靶線法燃速測試系統(tǒng)對多種含鎂鋁富燃料固體推進(jìn)劑在常壓和加壓下的點(diǎn)火性能進(jìn)行了研究，得到了鎂鋁富燃料固體推進(jìn)劑組分對點(diǎn)火性能的影響；朱國強(qiáng)等[10]采用激光點(diǎn)火系統(tǒng)研究鋁鎂貧氧推進(jìn)劑的點(diǎn)火特性，結(jié)果表明，鋁鎂貧氧推進(jìn)劑點(diǎn)火機(jī)理為凝聚相點(diǎn)火，其點(diǎn)火延遲時間隨著熱流密度的增加而遞減。

許濤等[11]研究了KP含硼富燃料推進(jìn)劑的燃燒性能，表明KP可顯著改善含硼推進(jìn)劑的點(diǎn)火性能，提高推進(jìn)劑的壓強(qiáng)指數(shù)；龐維強(qiáng)等[12]研究了含硼富燃料推進(jìn)劑的能量性能和燃燒特性，表明隨著硼粉含量的增加，推進(jìn)劑的能量增大，大粒徑的團(tuán)聚硼對富燃料推進(jìn)劑的燃速和壓強(qiáng)指數(shù)影響較大，無定形硼粉經(jīng)團(tuán)聚后燃燒效率明顯提高；胥會祥等[13]建立了基于BDP模型的含團(tuán)聚硼粉富燃料推進(jìn)劑一次燃燒的物理和數(shù)學(xué)模型，該物理模型中，燃燒表面由團(tuán)聚硼粉、AP和粘合劑的聚集區(qū)兩部分組成,氣相區(qū)形成了AP焰和FF(終焰)聚集區(qū),團(tuán)聚硼粉中團(tuán)聚劑參與了PF(初焰)和FF；高東磊等[14]對含硼富燃料推進(jìn)劑燃燒性能影響的研究表明，隨團(tuán)聚硼顆粒粒度的增大，推進(jìn)劑的燃速增加，低壓可燃極限降低，但燃速壓強(qiáng)指數(shù)呈下降的趨勢；包覆材料AP、LiF有利于提高推進(jìn)劑的燃速，降低低壓可燃極限,但不利于提高燃速壓強(qiáng)指數(shù)；金樂驥等[15]對超細(xì)金屬粉的燃燒特性進(jìn)行了初步研究；鄧康清等[16]對超細(xì)鋁粉的燃燒特性進(jìn)行了詳細(xì)研究，提出了超細(xì)鋁粉在推進(jìn)劑燃面上直接點(diǎn)火燃燒放熱的觀點(diǎn)及燃面點(diǎn)火的兩個條件，揭示了鋁粉在中、高壓區(qū)內(nèi)的不同作用，提出了鋁焰的概念，繪制了鋁和超細(xì)鋁粉的燃燒行為圖。

雖然有較多關(guān)于富燃料推進(jìn)劑和金屬粉的點(diǎn)火和燃燒方面的研究，但對高金屬粉特種推進(jìn)劑在小于0.2 MPa特低壓下的點(diǎn)火燃燒性能和要求具有噴射高溫金屬粒子流功能的特種發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火和燃燒特性，國內(nèi)外尚未有研究報道。本文通過理論分析和實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)展了一種通過產(chǎn)生高溫金屬粒子流以消除火箭發(fā)射前低溫氫氣危險的新型高金屬粉丁羥推進(jìn)劑特種發(fā)動機(jī)，探討了其在小于0.2 MPa特低壓下的點(diǎn)火和燃燒特性。

1 高金屬粉含量特種發(fā)動機(jī)低壓條件下點(diǎn)火和燃燒問題

低壓特種發(fā)動機(jī)的工作原理是通過噴射高溫金屬粒子流，以燃燒掉火箭發(fā)射前排出的圍繞火箭周圍的低溫氫氣。因此，設(shè)計這種發(fā)動機(jī)時，要考慮如下幾方面因素：

(1)高溫金屬粒子流的實(shí)現(xiàn)條件——低壓；

(2)產(chǎn)生高溫金屬粒子流的推進(jìn)劑配方條件——高金屬含量推進(jìn)劑；

(3)特低壓點(diǎn)火的條件——推進(jìn)劑表面高的換熱系數(shù)(即高的熱反饋)；

(4)特低壓下高金屬含量推進(jìn)劑穩(wěn)定燃燒的條件——合適金屬含量的推進(jìn)劑配方和發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)。

為此，設(shè)計了一種產(chǎn)生高溫金屬粒子流的0.2 MPa以下工作的低壓特種發(fā)動機(jī)，其結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要由燃燒室、噴管、藥柱和點(diǎn)火器組成。燃燒室結(jié)構(gòu)參數(shù)為φ117 mm×198 mm，長尾管噴管結(jié)構(gòu)參數(shù)為φ71 mm×162 mm，收斂角為60°～75°，擴(kuò)張角為0°～15°。

研制了一種高金屬粉含量特種丁羥推進(jìn)劑，其主要性能如表1所示。將這種特種丁羥推進(jìn)劑用于圖1所示的發(fā)動機(jī)中，試車試驗(yàn)時，起始階段出現(xiàn)了點(diǎn)火延遲、“喘振”不穩(wěn)定燃燒和無火焰悶燒現(xiàn)象，中后期穩(wěn)定燃燒的火焰中未見高溫金屬粒子噴射，如圖2所示。

圖1 特種發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

表1 高金屬粉丁羥推進(jìn)劑主要組成

圖2 高金屬粉含量特種發(fā)動機(jī)點(diǎn)火燃燒的“喘振”現(xiàn)象

點(diǎn)火延遲主要是由特低壓燃燒和推進(jìn)劑配方中氧化劑含量低造成的。表2表明，這種高金屬粉含量推進(jìn)劑不能完全燃燒，熱力學(xué)計算得到的燃?xì)庵饕煞譃椴煌耆紵腃O和未燃燒的H2。一般為保證復(fù)合固體推進(jìn)劑有滿意的點(diǎn)火性能，點(diǎn)火壓強(qiáng)至少要大于0.35～0.7 MPa[12]，而本文研究的高金屬粉含量推進(jìn)劑本身氧化劑含量很低，并且是在極低工作壓強(qiáng)0.12～0.15 MPa下工作的，必然存在不易點(diǎn)燃和點(diǎn)火時間長的現(xiàn)象。

表2 燃燒產(chǎn)物主要成分和含量

“喘振”主要是點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)過高，工作壓強(qiáng)過低，在引燃藥完全點(diǎn)燃主燃藥柱前，引燃藥燃燒產(chǎn)生的高壓氣體就迅速排出了燃燒室，短時間內(nèi)燃燒室形成了低壓甚至負(fù)壓。之后，主燃藥柱全面點(diǎn)燃，工作壓強(qiáng)逐漸上升。這樣在點(diǎn)火器點(diǎn)燃推進(jìn)劑藥柱過程的p-t曲線上，有一個凹坑，形成了“喘振”現(xiàn)象。因此，這與普通發(fā)動機(jī)因工作在1～2 MPa下，及長尾管等因素導(dǎo)致燃?xì)饬鲃映霈F(xiàn)震蕩的喘振是有區(qū)別的。為解決這些問題，開展了高金屬粉含量推進(jìn)劑消氫發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火和燃燒特性研究。

2 高金屬粉含量特種發(fā)動機(jī)低壓點(diǎn)火特性理論研究

根據(jù)端面燃燒發(fā)動機(jī)點(diǎn)火啟動過程的理論分析，得到了計算端面燃燒發(fā)動機(jī)點(diǎn)火延遲時間的式(1)[1，7-18]：

(1)

其中，換熱系數(shù)h可由式(2)計算得到：

(2)

其中，Kc可由式(3)計算得到：

(3)

式中C為名義周長；λ為熱導(dǎo)率；ρp為推進(jìn)劑的密度；cp為推進(jìn)劑的比定壓熱容；μ為粘性系數(shù)；T為溫度；Tig為推進(jìn)劑著火溫度；T0為初溫；Tg為點(diǎn)火藥燃燒溫度；A為密流截面面積；m為推進(jìn)劑質(zhì)量燃燒速率。

因?yàn)楸?中的燃?xì)獬煞种饕荋2、N2和CO，可認(rèn)為是“透明”的，對輻射貢獻(xiàn)很小，所以換熱系數(shù)計算中可忽略氣相輻射換熱。但由于燃?xì)庵杏?7%的凝相產(chǎn)物，所以換熱系數(shù)計算中還需要考慮凝相輻射換熱，換熱系數(shù)為凝相輻射換熱和對流換熱之和。

根據(jù)上述公式預(yù)測了初溫、點(diǎn)火藥燃燒溫度、推進(jìn)劑著火溫度、換熱系數(shù)等因素對發(fā)動機(jī)點(diǎn)火延遲時間的影響，結(jié)果如圖3～圖6所示。

圖3 點(diǎn)火藥燃燒溫度對點(diǎn)火延遲時間的影響

圖4 推進(jìn)劑著火溫度對點(diǎn)火延遲時間的影響

圖5 初溫對點(diǎn)火延遲時間的影響

圖6 換熱系數(shù)對點(diǎn)火延遲時間的影響

隨著點(diǎn)火藥燃燒溫度升高，點(diǎn)火延遲時間降低；推進(jìn)劑著火溫度增加，點(diǎn)火延遲時間增加；初溫增加，點(diǎn)火延遲時間降低；換熱系數(shù)增加，點(diǎn)火延遲時間降低。圖6中，換熱系數(shù)-時間曲線的斜率最大。因此，換熱系數(shù)是最顯著的影響因素。

根據(jù)上述分析，提高點(diǎn)火藥燃燒溫度、降低推進(jìn)劑著火溫度、增加換熱系數(shù)和提高初溫，均可改善發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火性能，降低點(diǎn)火延遲時間。

3 高金屬粉含量特種發(fā)動機(jī)低壓點(diǎn)火和燃燒特性改進(jìn)實(shí)驗(yàn)研究

3.1 低壓點(diǎn)火和燃燒特性改進(jìn)方法

前面的分析表明，提高換熱系數(shù)、降低推進(jìn)劑著火溫度和提高點(diǎn)火藥燃燒溫度均可降低點(diǎn)火延遲時間，改進(jìn)點(diǎn)火性能。因此，改善推進(jìn)劑配方以降低推進(jìn)劑著火溫度和提高推進(jìn)劑燃速都是有效的方法。但高金屬粉含量的推進(jìn)劑氧化劑含量低，并且在低壓下工作，推進(jìn)劑著火溫度的降低和推進(jìn)劑燃速的提高是有限的。為此，設(shè)想引入一種新的高燃速高燃溫的推進(jìn)劑作為引燃藥，從而大大提高質(zhì)量燃速，而換熱系數(shù)與質(zhì)量燃速的0.8次方成正比(見式(2))。因此，換熱系數(shù)也得到大幅度提高，從而達(dá)到大幅度降低推進(jìn)劑點(diǎn)火延遲時間的目的，如圖7所示。無引燃藥時，發(fā)動機(jī)的總點(diǎn)火延遲時間為點(diǎn)火器和推進(jìn)劑點(diǎn)火延遲時間之和，引入引燃藥后，發(fā)動機(jī)的總點(diǎn)火延遲時間變?yōu)辄c(diǎn)火器和引燃藥點(diǎn)火延遲時間之和，而引燃藥本身點(diǎn)火延遲時間遠(yuǎn)小于本文的高金屬含量推進(jìn)劑。因此，發(fā)動機(jī)的總點(diǎn)火延遲時間也將大幅度縮短。

圖7 推進(jìn)劑質(zhì)量燃速對點(diǎn)火延遲時間的影響

3.2 引燃藥的選擇

特種發(fā)動機(jī)點(diǎn)火系統(tǒng)中引入引燃藥環(huán)，其工作原理是通過電點(diǎn)火器點(diǎn)燃引燃藥環(huán)，再點(diǎn)燃主燃推進(jìn)劑藥柱，生成燃?xì)夂徒饘倭Ｗ印Ｒ虼耍岣咭妓幍娜妓俸腿紲亍?yōu)化引燃藥型式是降低點(diǎn)火延遲時間的重要途徑。

表3列出了三種不同燃速引燃藥配方對點(diǎn)火延遲時間的影響。表4是表3中引燃藥配方主要組成，表3中的三種引燃藥配方不同之處在于催化劑含量不同。從中可知，引燃藥可大幅度降低點(diǎn)火延遲時間，將點(diǎn)火延遲時間由大于3 s，縮短到1.2～1.5 s；提高引燃藥的燃速也可明顯降低點(diǎn)火延遲時間，可由1.2～1.5 s進(jìn)一步縮短到0.6～0.7 s。

表3 引燃藥燃速對點(diǎn)火延遲時間的影響

表4 引燃藥配方主要組成

3.3 降低點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)技術(shù)研究

發(fā)動機(jī)最初采用了I型點(diǎn)火器。采用該點(diǎn)火器的發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)較高(點(diǎn)火峰值達(dá)2.7～3.0 MPa)，這與發(fā)動機(jī)的目標(biāo)工作壓強(qiáng)小于0.2 MPa相差很大，點(diǎn)火不匹配。因此，需要開展降低點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)技術(shù)研究。

(1)點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)過高的原因分析

發(fā)動機(jī)點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)過高的主要原因是：

1)點(diǎn)火器能量高，產(chǎn)氣量大直接導(dǎo)致點(diǎn)火壓強(qiáng)過高；

2)點(diǎn)火器與點(diǎn)火空間不匹配，點(diǎn)火器能量過大，而相對應(yīng)的點(diǎn)火空間偏小，點(diǎn)火器在點(diǎn)火瞬間(數(shù)毫秒時間內(nèi))釋放的大量燃燒氣體無法迅速排出燃燒室，造成點(diǎn)火峰值過高。

因此，需要開展點(diǎn)火器與點(diǎn)火空間的匹配工作，以降低點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)。

(2)點(diǎn)火器的影響

I型點(diǎn)火器的點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)較高。為降低點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)，方法之一是采用點(diǎn)火壓強(qiáng)較低的點(diǎn)火器。為此，篩選了可能符合發(fā)動機(jī)要求的點(diǎn)火器，其性能參數(shù)見表5。以III型點(diǎn)火器試驗(yàn)壓強(qiáng)最低，預(yù)估壓強(qiáng)也最低，適用于要求低點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)的發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火。

表5 點(diǎn)火器的性能參數(shù)

(3)降低點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)方法

要將燃燒室壓力維持在較低壓下，有兩種方法：一是根據(jù)理想氣體方程，增加燃燒室初始自由容積；二是根據(jù)平衡壓強(qiáng)公式，降低點(diǎn)火器燃速或擴(kuò)大噴管喉徑。但因?yàn)辄c(diǎn)火器是外購的定型產(chǎn)品，一定自由容積下，其出口壓強(qiáng)是一定的，改變點(diǎn)火器內(nèi)裝藥，降低點(diǎn)火藥燃速是不現(xiàn)實(shí)的，而噴管喉徑是要同時滿足低壓下推進(jìn)劑燃燒的條件，才能穩(wěn)定燃燒，在小于0.2 MPa特低壓下，推進(jìn)劑燃速已很低(小于1 mm/s)，若減小噴管喉徑，推進(jìn)劑燃速就要進(jìn)一步降低，這就有導(dǎo)致推進(jìn)劑點(diǎn)不著或點(diǎn)燃后不能持續(xù)燃燒的風(fēng)險。因此，這里只采用了增加燃燒室初始自由容積一種方法。

3.4 低壓發(fā)動機(jī)燃燒性能改進(jìn)

低壓下，發(fā)動機(jī)燃燒需要解決兩個問題：喘振和金屬粒子流發(fā)生問題。喘振已通過引入高燃速高燃溫引燃藥解決，這里主要討論粒子流發(fā)生問題。

通過理論分析和試驗(yàn)驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)粒子流產(chǎn)生的條件與配方有很大的關(guān)聯(lián)性。

(1)推進(jìn)劑配方組成條件

發(fā)動機(jī)要產(chǎn)生金屬粒子流，配方中需要加入金屬粉，且越多，金屬粒子流量也越多。同時，引入合適的金屬粉(如低燃點(diǎn)的金屬粉)，有利于引燃高燃點(diǎn)金屬粒子，促進(jìn)燃燒。本文采用較高燃點(diǎn)的金屬粉Al和低燃點(diǎn)金屬粉Mg滿足了使用要求。

(2)推進(jìn)劑配方燃溫條件

要點(diǎn)燃金屬粉顆粒，推進(jìn)劑配方需要有合適的燃?xì)鉁囟取＠碚撋希紵郎囟鹊停茈y點(diǎn)燃金屬粒子；而燃溫過高，則大量的金屬粉快速燃燒，形成火焰，產(chǎn)生不了金屬粒子流。圖8分別給出了采用與表1類似的燃燒溫度為1700、1850、2200 ℃的推進(jìn)劑的試驗(yàn)發(fā)動機(jī)的粒子流噴射狀態(tài)。推進(jìn)劑燃燒溫度的調(diào)節(jié)通過改變粘合劑和AP的配比實(shí)現(xiàn)。大量試驗(yàn)表明，對于高金屬粉含量的推進(jìn)劑配方，其燃燒溫度在1850～1900 ℃時，有利于金屬粒子流的產(chǎn)生。

(a)1700 ℃ (b)1850 ℃ (c)2200 ℃

(3)發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)條件

為了產(chǎn)生著火的金屬粒子，采用了長尾管噴管，從而增加了金屬粒子在發(fā)動機(jī)中的停留時間和加熱時間，確保了金屬粒子溫度和出發(fā)動機(jī)后繼續(xù)燃燒。長尾管噴管較合適結(jié)構(gòu)參數(shù)為φ71 mm×162 mm，收斂角約71°，擴(kuò)張角0°～5°。

3.5 低壓發(fā)動機(jī)點(diǎn)火和燃燒性能改進(jìn)后效果

引入引燃藥，采用I型和III型點(diǎn)火器，發(fā)動機(jī)試車情況見圖9。試驗(yàn)結(jié)果表明，引入引燃藥后，兩種點(diǎn)火器均有效解決了發(fā)動機(jī)點(diǎn)火延遲和燃燒中的“喘振”問題，點(diǎn)火延遲時間均已減小到600 ms左右，試車曲線平穩(wěn)，噴射出大量高溫金屬粒子流，金屬粒子流溫度1141 K，滿足消除氫氣的要求。

(a)Type I igniter

由于這種低壓發(fā)動機(jī)燃燒室中的燃?xì)馓幱诘蜏睾偷脱鹾浚饘俜壑挥猩倭奎c(diǎn)燃，金屬粒子從噴管噴出后與空氣中的氧氣進(jìn)一步燃燒，產(chǎn)生高溫金屬粒子流。

4 結(jié)論

研究了采用高金屬粉丁羥推進(jìn)劑的消氫特種發(fā)動機(jī)在小于0.2 MPa特低壓下的點(diǎn)火和燃燒特性。結(jié)果表明：

(1)高金屬粉含量推進(jìn)劑消氫特種發(fā)動機(jī)在0.2 MPa特低壓下存在點(diǎn)火延遲和“喘振”不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象的特性。點(diǎn)火延遲主要是由配方中氧化劑含量低和低壓燃燒造成的；“喘振”主要是由點(diǎn)火器點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)過高，與低壓燃燒的推進(jìn)劑不匹配造成的； 燃燒室中的高金屬含量推進(jìn)劑產(chǎn)生低溫低氧燃?xì)猓饘俜壑挥猩倭奎c(diǎn)火燃燒，噴出的金屬粒子與空氣中的氧氣進(jìn)一步燃燒反應(yīng)產(chǎn)生高溫金屬粒子流。

(2)研究了初溫、點(diǎn)火藥燃燒溫度、推進(jìn)劑著火溫度和換熱系數(shù)對發(fā)動機(jī)點(diǎn)火延遲的影響，得到換熱系數(shù)是最顯著的影響因素，說明普通壓強(qiáng)下端面燃燒發(fā)動機(jī)點(diǎn)火理論也適合極低壓強(qiáng)下工作的發(fā)動機(jī)點(diǎn)火。

(3)通過引入高燃速高燃溫的引燃藥和降低點(diǎn)火峰值壓強(qiáng)，解決了發(fā)動機(jī)點(diǎn)火延遲和“喘振”問題，發(fā)動機(jī)點(diǎn)火延遲時間由大于3 s降低到600 ms左右，推進(jìn)劑燃燒穩(wěn)定。

(4)通過采用含有高燃點(diǎn)金屬粉Al和低燃點(diǎn)金屬粉Mg、燃溫為1850 ℃左右的推進(jìn)劑配方，選用擴(kuò)張角為0°～5°的長尾噴管，解決了金屬粒子流發(fā)生問題，改善了發(fā)動機(jī)低壓燃燒性能。