硼基富燃料推進劑跨介質沖壓發動機工作特性方案研究①

李鵬飛，黃利亞，夏智勛，孟 梁，肖 帆

(國防科技大學 空天科學學院，長沙 410000)

0 引言

跨介質反艦導彈在高空以超聲速巡航，經掠海飛行后進入水下超高速巡航并打擊目標，可大幅提高導彈的突防能力[1]。跨介質沖壓發動機采用富燃料固體推進劑，與沖壓進入的外部空氣或海水燃燒生成高溫燃氣，并通過噴管產生推力，具有比沖高、結構簡單等特點，能夠實現空中和水中的一體化工作，是跨介質反艦導彈的理想動力裝置[2]。

跨介質飛行器概念已出現近百年，最早由前蘇聯鮑里斯·烏沙可夫提出“LPL”方案[3]，該方案在空中采用熱動力螺旋槳推進，水下采用電機推進。為提高特種作戰能力，美國國防先期研究計劃局(DARPA)提出了一種潛水飛機方案[4]，該潛水飛機在空中采用螺旋槳動力，在水下采用噴水推進動力。SIDDALL等[5]從仿生角度出發設計了一種采用螺旋槳動力的變體跨介質無人飛行器。北卡羅來納州立大學和Teledyne科學與成像公司[6]研發了一種以電機驅動螺旋槳為動力的跨介質無人機，并多次完成了全飛行/航行階段的試驗。JOSEPH MOORE等[7]設計制造了一種三角翼無人跨介質飛行器，利用慣性實現跨介質飛行。以上所提到的動力裝置巡航速度較低、系統較為復雜，無法滿足跨介質反艦導彈對動力裝置的要求。

跨介質沖壓發動機將目前先進的超聲速導彈動力和超高速魚雷動力技術[8-9]相結合，在空中采用固體火箭沖壓工作模式，在水下采用水沖壓工作模式，以實現導彈的跨介質高速航行。富燃料固體推進劑具有密度大，體積能量密度高，容積熱值高的特點，可作為跨介質沖壓發動機推進劑使用。目前，富燃料固體推進劑已經在超聲速導彈固體火箭沖壓發動機、超高速魚雷水沖壓發動機中獲得了應用[10]。富燃料固體推進劑主要為含硼富燃料推進劑、含鋁富燃料推進劑和含鎂富燃料推進劑等[11]，其中含鎂、鋁富燃料推進劑完全燃燒釋放出來的熱值約為19～22 MJ/kg，其比沖為 5000～8000 N·s/kg；而高能含硼富燃料推進劑完全燃燒釋放出來的熱值大約為 30～34 MJ/kg，其比沖約為含鋁富燃料推進劑的1.6～1.8 倍[12-14]。目前，含硼富燃料固體推進劑已經成為固體火箭沖壓發動機的首選推進劑[15]。由于鎂、鋁能夠與水燃燒釋放熱量，含鎂、鋁富燃料推進劑現已應用于水沖壓發動機[16]。

本文探索將硼基富燃料固體推進劑應用于跨介質沖壓發動機，針對所提出的跨介質反艦導彈外形及彈道，通過理論計算獲得不同彈道條件下的發動機推力，通過發動機理論性能對比分析提出一種新型硼基富燃料推進劑配方，并對跨介質沖壓發動機基本工作參數進行了計算。

1 跨介質導彈阻力特性分析

1.1 導彈基本尺寸與彈道

本文跨介質反艦導彈彈徑為0.533 m，彈長5.56 m。彈道分為高空巡航段、掠海飛行段、入水過渡段以及水下巡航與機動段，表1是跨介質反艦導彈在各個彈道階段的性能參數。

1.2 阻力特性計算

在計算跨介質導彈在高空巡航段以及掠海飛行段的阻力特性時，只考慮零升阻力的影響，零升阻力包括底部阻力、摩擦阻力、激波阻力，采用文獻[17]方法計算零升阻力。

計算得到跨介質導彈在高空巡航階段的零升阻力系數，結果如表2所示。根據阻力與阻力系數的關系，計算得到高空巡航階段彈體阻力為13.6 kN。采用同樣方法計算得到掠海飛行段彈體阻力為63.69 kN。

表2 高空巡航段阻力系數

在水下巡航中，跨介質導彈采用超空泡減阻，彈體被空泡包覆，忽略摩擦阻力，只考慮壓差阻力，其航行阻力計算公式[18]為

(1)

式中A為空化器面積；CD為阻力系數。

依據水下阻力計算模型，選取空化數為0.019，計算得到水下巡航段阻力為9.58 kN。在水深10 m巡航彈道基礎上，計算航速不變條件下機動爬升(至水面)與下潛(至水深100 m)彈道彈體阻力隨深度變化曲線，如圖1所示。

圖1 彈體阻力隨深度變化

2 發動機工作特性分析

2.1 硼基富燃料固體推進劑性能分析

本文跨介質沖壓發動機在空中和水中工作時均采用高能硼基富燃料固體推進劑。為了使跨介質沖壓發動機在空氣沖壓與水沖壓條件下都具有較高的理論性能，在對硼基富燃料固體推進劑性能進行分析時，通過與水沖壓發動機鋁基富燃料固體推進劑性能對比，指導硼基富燃料固體推進劑的選取。

采用典型的固體火箭沖壓發動機硼基富燃料推進劑與水沖壓發動機鋁基富燃料推進劑，推進劑主要組分如表3、表4所示。分別對兩種推進劑在高空巡航段和水下巡航段的發動機比沖進行計算，高空巡航段與水下巡航段沖壓發動機的基本工況參數如表5所示。圖2是空氣沖壓條件下和水沖壓條件下發動機比沖隨空燃比、水燃比的變化曲線。

(a)High altitude cruise stage (b)Underwater cruise stage

表3 硼基富燃料推進劑主要組分

表4 鋁基富燃料推進劑主要組分

可以發現，按照典型配方，高空巡航條件下，硼基富燃料固體推進劑在空燃比大于6時，比沖性能優于鋁基固體推進劑，但在水下巡航條件下，硼基富燃料固體推進劑比沖性能不具優勢。雖然硼相比鋁具有更高的熱值，但由于硼基富燃料推進劑中硼含量相對較低，該配方體系下，其在水下巡航段的比沖低于鋁基固體推進劑。

為提高跨介質工作條件下發動機理論性能，本文提高了硼基富燃料固體推進劑中的硼含量，對兩種推進劑配方，分別為硼含量53.5%(配方一)和63.5%(配方二)，在水下巡航段的發動機比沖性能進行了計算，圖3是發動機比沖隨水燃比的變化曲線。

圖3 不同推進劑發動機比沖隨水燃比變化

由圖3可以得出，發動機理論比沖隨推進劑中硼含量的提高而增大。硼含量53.5%時，硼基推進劑比沖性能和鋁含量75%的鋁基固體推進劑比沖性能相當；硼含量63.5%時，硼基推進劑比沖性能在跨介質沖壓發動機工作水燃比范圍內優于鋁基固體推進劑。因此，本文采用硼含量63.5%的硼基富燃料固體推進劑進行現階段跨介質沖壓發動機理論性能分析，硼含量提高后的藥柱制備及燃燒性能等問題后期可通過硼顆粒的改性處理、制備工藝的改進以及藥柱性能研究等方式解決。

2.2 空中工作特性

本文忽略跨介質反艦導彈的發射加速階段，只計算空中巡航段的工作特性。跨介質反艦導彈固體推進劑藥柱藥面直徑取為500 mm，在高空巡航段與掠海巡航段巡航高度分別為10 km、5 m，飛行過程中沖壓發動機采用燃氣流量調節技術，噴管在兩段飛行中均按最佳膨脹比進行計算。

結合發動機理論性能計算方法[19]，以滿足跨介質彈道各段推力為目標，通過迭代計算，獲得跨介質沖壓發動機在彈道各階段硼基富燃料固體推進劑的質量流量，迭代計算方法如圖4所示。

圖4 確定燃料質量流量的迭代方法

根據來流總壓，考慮進氣道總壓損失，選取高空巡航段、掠海巡航段補燃室的壓強分別為0.25、0.61 MPa。計算得到高空巡航段、掠海巡航段富燃料固體推進劑質量流量分別為1.59、7.63 kg/s，空燃比分別為9.7、6.78。

根據空燃比以及補燃室壓強，通過熱力計算獲得高空巡航段和掠海巡航段跨介質沖壓發動機的特征速度分別為1223.9、1298.7 m/s，進而計算高空巡航段、掠海巡航段發動機噴管喉部、出口以及燃氣發生器喉部、出口直徑等參數，如表6所示。

表6 空中工作段發動機工作/結構參數

2.3 水下工作特性

根據跨介質導彈在水下巡航段的彈道參數，同時考慮進水流道總壓損失及噴注壓降，水下巡航段補燃室工作壓強為2.5 MPa。同樣以實現水下推阻平衡為目標，通過迭代計算，計算得到發動機燃氣質量流量為5.66 kg/s，進而計算得到水下巡航段發動機的工作參數如表7所示。

表7 水下巡航段發動機工作/結構參數

本文對水下勻速爬升及下潛兩種機動情況進行了計算。計算過程中假設：

(1)導彈機動過程中速度保持不變，發動機進水流量不發生變化；

(2)導彈爬升或下潛過程中環境壓強隨深度線性變化；

(3)跨介質沖壓發動機在導彈機動過程中通過燃氣流量調節改變推力，以匹配彈體阻力的變化。

依據水下航行阻力公式和確定燃料質量流量的迭代方法可得到不同深度的最佳燃氣流量，進而計算得到水下爬升/下潛段燃氣發生器喉部直徑隨深度的變化曲線，如圖5所示。

圖5 水下機動段燃發器喉部直徑隨深度變化

2.4 發動機主要工作參數

表8給出了本文跨介質沖壓發動機的主要工作參數。可以看出，跨介質沖壓發動機在空中和水中兩種工作狀態下，補燃室壓強存在較大差異，這也導致空中和水中工作時噴管喉部面積發生變化，需要對噴管結構進行特殊設計，以實現對噴管結構的調節[20]。

圖6為硼基跨介質沖壓發動機初步方案設想圖。

圖6 硼基跨介質沖壓發動機初步方案設想圖

表6 跨介質發動機主要工作參數

3 結論

(1)針對所提出的跨介質反艦導彈外形及彈道，計算獲得了高空巡航段、掠海飛行段、入水過渡段以及水下巡航與機動段的彈體阻力變化。

(2)采用硼基富燃料固體推進劑，高空飛行條件下，硼含量33.5%時，跨介質沖壓發動機比沖相比采用鋁基推進劑(鋁含量75%)更具優勢；水下工作條件下，硼含量63.5%時，在工作水燃比范圍內發動機比沖性能優于采用鋁基推進劑。通過提高固體推進劑硼含量，能夠提高空水工作條件下跨介質沖壓發動機理論比沖性能。

(3)針對硼基富燃料推進劑跨介質沖壓發動機，完成了能夠實現空水一體化工作的發動機設計參數選取和主要參數計算，并給出了跨介質彈道條件下推力變化過程中實現燃氣流量調節所需的喉部直徑變化。

(4)相比采用鋁基推進劑，硼基跨介質沖壓發動機具有更優的理論比沖。但是，硼基跨介質發動機發展仍面臨高含量硼基藥柱制備、硼水燃燒組織以及發動機噴管結構設計等困難。