模擬固沖條件下絕熱材料燒蝕實驗及影響規(guī)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(yè)大學(xué)燃燒、流動和熱結(jié)構(gòu)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(fā)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(dǎo)彈高速、中高空(或超低空)、中遠程作戰(zhàn)要求的新一代動力裝置。隨著固沖發(fā)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(fā)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(huán)境下進行的，絕熱層在富氧環(huán)境下的燒蝕比固體火箭發(fā)動機中要嚴重，其燒蝕規(guī)律與常規(guī)發(fā)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(dǎo)致國內(nèi)在固沖發(fā)動機熱試車時出現(xiàn)熱結(jié)構(gòu)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(xù)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(fā)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(guī)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(xué)的設(shè)計理論和預(yù)示方法。目前，固沖發(fā)動機所采用的絕熱層都是在現(xiàn)有配方體系下進行改進的，并沒有形成專門針對富氧環(huán)境進行的配方設(shè)計或絕熱結(jié)構(gòu)設(shè)計方法，絕熱層的使用效果只能靠發(fā)動機的試驗結(jié)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(nèi)外學(xué)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(fā)動機內(nèi)的燒蝕研究較多，且燒蝕計算的發(fā)展趨勢是流場與燒蝕的耦合計算，通過對發(fā)動機內(nèi)流場的計算，能對燒蝕計算提供更準(zhǔn)確的邊界條件。但從公開的文獻尚未發(fā)現(xiàn)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(nèi)李江等[5]針對搭建了模擬固沖發(fā)動機富氧環(huán)境條件下的實驗系統(tǒng)，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(jié)果，針對富氧條件下的熱化學(xué)燒蝕提出了初步的數(shù)學(xué)模型和數(shù)值計算方法，在材料內(nèi)部建立了軸對稱的非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)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(nèi)的化學(xué)反應(yīng)等因素的影響，化學(xué)反應(yīng)由化學(xué)動力學(xué)控制，建立了富氧熱化學(xué)燒蝕模型和計算方法。

國內(nèi)專門針對固沖發(fā)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(tǒng)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(chǔ)研究和地面試驗驗證技術(shù)尤為薄弱，不能滿足固沖發(fā)動機研制的需要。由于固沖發(fā)動機的工作包線較為寬廣，補燃室工作狀態(tài)參數(shù)變化大，要開展全參數(shù)范圍內(nèi)的絕熱層燒蝕性能實驗研究，對實驗系統(tǒng)要求較高?；谖墨I[5]中實驗系統(tǒng)工作原理，針對典型飛行條件下固沖發(fā)動機補燃室流場開展了數(shù)值模擬，并提取了相應(yīng)燒蝕邊界參數(shù)，改進了實驗系統(tǒng)的參數(shù)調(diào)節(jié)范圍，針對多種絕熱材料開展了模擬固沖發(fā)動機中富氧環(huán)境條件下的燒蝕實驗，分析燒蝕影響因素，旨在為型號發(fā)動機絕熱材料的篩選、設(shè)計和改進提供依據(jù)。

1 實驗原理和系統(tǒng)

固沖發(fā)動機補燃室內(nèi)的過程是一個復(fù)雜的物理過程，與燃氣發(fā)生器、進氣道、補燃室等工作參數(shù)聯(lián)系緊密。目前，測量技術(shù)對于準(zhǔn)確測量補燃室內(nèi)流場參數(shù)的動態(tài)變化過程有很大難度。因此，固沖發(fā)動機流場特性和燒蝕環(huán)境參數(shù)的獲得主要通過數(shù)值模擬方法來進行研究。本文針對典型固沖發(fā)動機工作狀態(tài)，開展了大量的數(shù)值模擬。根據(jù)計算結(jié)果，提取數(shù)據(jù)考慮影響固沖發(fā)動機絕熱層燒蝕的參數(shù)(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?zāi)M的參數(shù)范圍。

為了能對固沖發(fā)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(shù)范圍進行了實驗系統(tǒng)設(shè)計，形成了能夠模擬二次燃燒室富氧環(huán)境的實驗系統(tǒng)。圖1給出了富氧條件絕熱層燒蝕試驗系統(tǒng)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(fā)動機結(jié)構(gòu)示意圖，具體工作原理見文獻[6]。

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

圖1 實驗系統(tǒng)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(fā)動機結(jié)構(gòu)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(fā)動機內(nèi)的流動和燒蝕環(huán)境，其中一次流量最大為0.1 kg/s，空燃比10～15;模擬參數(shù)為補燃室內(nèi)溫度、流量、壓強、速度和富氧度等;補燃室壓強調(diào)節(jié)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(fā)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(fā)動機的數(shù)值模擬和流動分析來看，采用富氧燒蝕發(fā)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(fā)動機點火1 s后達到穩(wěn)定狀態(tài)。圖4中，由于熱電偶損壞失效，在2.34 s時刻后溫度數(shù)據(jù)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(jīng)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(fā)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(shè)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(tài)參數(shù)和結(jié)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(jù)標(biāo)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(fù)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(jù)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(guī)律研究。

表2 實驗狀態(tài)參數(shù)及結(jié)果Table 2 Experimental parameters and results

3 影響因素分析

圖5、圖6給出了對應(yīng)不同氧濃度、不同壓強的絕熱材料炭化燒蝕率的對應(yīng)關(guān)系。從結(jié)果可看出，通過模擬固沖燒蝕發(fā)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(huán)境下的燒蝕結(jié)果，對比不同絕熱材料之間的差異。從結(jié)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(shù)據(jù)散步較大，難以得到確定結(jié)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(guān)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(shù)主要包括富氧度、試驗段壓強、溫度、氣體流量等。在數(shù)據(jù)處理中，主要依據(jù)的2個主要參數(shù)是富氧度和壓強。

圖5 炭化燒蝕率與氧濃度的關(guān)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(fā)動機實驗的數(shù)據(jù)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(guī)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(jié)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(dāng)富氧度繼續(xù)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(dāng)富氧度繼續(xù)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(guī)律Fig.7 Ablation rates of different insulator according to the pressure and oxygen concentration

通過實驗結(jié)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(jié)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(fā)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(yōu)于完全采用炭纖維的973S-3材料。

4 結(jié)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(dǎo)。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(yōu)于完全采用炭纖維的973S-3材料。實驗結(jié)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(dāng)富氧度繼續(xù)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(fā)動機研制[J].推進技術(shù)，1998，19(2).

[2] 張煒，等.沖壓發(fā)動機發(fā)展現(xiàn)狀及其關(guān)鍵技術(shù)[J].固體火箭技術(shù)，1998，21(3).

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

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

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[6] 余曉京.富氧環(huán)境下絕熱層燒蝕模型研究[D].西北工業(yè)大學(xué)，2004.