固體火箭超燃沖壓發(fā)動機燃燒試驗研究①

黃禮鏗，胡廣軍，胡 豹，田凌寒，楊玉新

(中國航天科技集團有限公司四院四十一所，西安 710025)

0 引言

固體火箭超燃沖壓發(fā)動機具有結(jié)構(gòu)簡單、成本低、作戰(zhàn)反應(yīng)時間短、機動性和安全性好等優(yōu)點，在未來高超音速巡航武器動力系統(tǒng)應(yīng)用方面具有廣闊的應(yīng)用前景，得到了國內(nèi)外學(xué)者的重視[1-2]。

由于超燃沖壓發(fā)動機燃燒室進口空氣流速為超聲速，燃燒室流體駐留時間僅有幾毫秒，這就要求發(fā)動機極短的時間內(nèi)高效地完成所有的氣動熱力過程，保證燃料釋放足夠的熱量進而在尾噴管中形成推力。為此，秦飛等[3]對圓形燃燒室支板火箭超燃沖壓發(fā)動機開展了數(shù)值模擬。呂仲等[4-6]總結(jié)了固體超燃沖壓發(fā)動機發(fā)展歷程和研究現(xiàn)狀，分析了固體火箭沖壓發(fā)動機工作特性，并對不同構(gòu)型方案的超燃沖壓發(fā)動機的優(yōu)勢和存在的問題進行了分析，設(shè)計了側(cè)向和頭部進氣兩種固體超燃沖壓發(fā)動機方案，并開展了數(shù)值仿真和試驗研究。李軒等[7]對圓形燃燒室固體火箭超燃沖壓發(fā)動機在不同凹腔和擾流裝置條件下的性能開展了數(shù)值仿真研究。劉仔等[8-9]對固體火箭超燃沖壓發(fā)動機在不同補燃室結(jié)構(gòu)和不同來流條件下的摻混燃燒開展了數(shù)值仿真研究，并對補燃室構(gòu)型進行了優(yōu)化設(shè)計。趙翔等[10]對采用碳?xì)涔腆w推進劑的固體火箭超燃沖壓發(fā)動機開展了地面直連試驗，獲得發(fā)動機直連試驗條件下的性能。高勇剛等[11]采用全流道一體化數(shù)值模擬的計算方法，研究了一次火箭室壓、一次燃燒產(chǎn)物組分、不同燃燒室構(gòu)型對于固體火箭燃?xì)獬紱_壓發(fā)動機性能的影響。由于含硼貧氧推進劑燃燒性能差，在超音速燃燒室中的燃燒性能更難以提高，目前的研究主要針對碳?xì)浼版V鋁貧氧推進劑。但含硼貧氧推進劑熱值高，其超音速燃燒組織技術(shù)的突破將大幅提高固體火箭超燃沖壓發(fā)動機的性能。

本文針對采用含硼貧氧推進劑固體火箭超燃沖壓發(fā)動機的高效摻混與穩(wěn)定燃燒問題，研究了不同結(jié)構(gòu)因素對其影響規(guī)律，并開展地面直連試驗驗證，為固體火箭超燃沖壓發(fā)動機的工程應(yīng)用奠定了基礎(chǔ)。超燃沖壓發(fā)動機的關(guān)鍵點是富燃燃?xì)馐欠窨梢院芎玫負(fù)交旌驮诔曀贇饬髦懈咝实厝紵疚奶岢隽艘环N基于高焓橫向射流的固體火箭超燃沖壓發(fā)動機，該發(fā)動機由隔離段、高焓橫向射流摻混段和擴張燃燒室組成。針對采用含硼貧氧推進劑固體火箭超燃沖壓發(fā)動機的高效摻混與穩(wěn)定燃燒問題，研究了一次燃?xì)鈬娮⑽恢谩娮⒔Y(jié)構(gòu)等參數(shù)對發(fā)動機燃燒性能的試驗研究，為固體火箭超燃沖壓發(fā)動機的工程設(shè)計提供參考。

1 試驗系統(tǒng)和方法

1.1 三組元加熱器

本文直連實驗系統(tǒng)由空氣加熱器、設(shè)備噴管、發(fā)動機燃燒室和數(shù)據(jù)處理系統(tǒng)組成[12]。空氣加熱器燃燒氧氣和酒精對來流空氣進行加熱，用于模擬飛行高度22 km、飛行馬赫數(shù)5.3的高溫高速來流，設(shè)備噴管模擬隔離段出口的流動參數(shù)如表1所示。

表1 加熱器模擬工況

1.2 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

固體火箭超燃沖壓發(fā)動機燃燒室為二元結(jié)構(gòu)，寬高比為15，燃燒室采用后臺階-等直-擴張-擴張構(gòu)型，其內(nèi)流道的示意圖如圖1所示，由摻混燃燒段、第一段擴張段和第二擴張段組成。隔離段的出口高度記為H，摻混燃燒段有一后向臺階，臺階高度為0.5H，燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生的高焓一次燃?xì)鈴暮笙蚺_階后垂直向下噴注進入燃燒室摻混段，第一擴張段出口高度1.83H，第二擴張段出口高度為2.42H，燃燒室擴張比為2.42。地面直連實驗主要在于研究燃燒室的燃燒工作過程，因此實驗發(fā)動機不帶尾噴管。試驗在模型壁面布置壓力傳感器，每個截面布置3個，數(shù)據(jù)處理中取平均值作為截面壓力。為考核燃?xì)鈬娮⑽恢脤θ紵阅艿挠绊懀O(shè)計不同長度后向臺階塊，使燃?xì)鈬娮⑽恢镁嗪笙蚺_階的距離分別為1.5H、2.5H，固體超燃沖壓發(fā)動機燃?xì)鈬娮⑹疽馊鐖D2所示。

圖1 矩形燃燒室示意圖

圖2 燃?xì)鈬娮⑹疽鈭D

為考核燃?xì)鈬娮?shù)對固體超燃發(fā)動機燃燒性能的影響，設(shè)計不同的燃?xì)鈬娮⒔Y(jié)構(gòu)，燃?xì)鈬娮⒔Y(jié)構(gòu)起著將燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生的燃?xì)夥稚⒉娮⒌饺紵仪岸闻c空氣摻混燃燒的作用，燃?xì)鈬娮⒔Y(jié)構(gòu)由入口逐步沿燃燒室寬度方向擴張，出口設(shè)置燃?xì)鈬娮⑿】住２煌?guī)格燃?xì)鈬娮⒔Y(jié)構(gòu)如圖3所示。

(Two hole injection structure (b)Three hole injection structure (c)Injection structure with vortex generator

圖3可知，試驗燃?xì)鈬娮⒔Y(jié)構(gòu)分為2孔噴注和3孔噴注兩種結(jié)構(gòu)，為考核燃?xì)鈹_流結(jié)構(gòu)對固體火箭超燃發(fā)動機燃燒性能的影響，在3孔噴注結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上增加擾流鋸齒，使一次燃?xì)庑纬刹煌拇┩干疃龋岣咭淮稳細(xì)馀c超音速空氣的摻混均勻度。擾流鋸齒的尺寸考慮堵塞比的影響，以保證燃燒室仍為超音速流動。

為評估各種因素對固體火箭超燃沖壓發(fā)動機燃燒性能的影響，確定地面直連試驗工況如表2所示。

表2 地面直連試驗工況

2 試驗結(jié)果分析

2.1 試驗系統(tǒng)

本試驗系統(tǒng)啟動后2 s左右穩(wěn)定，試驗時序設(shè)定為系統(tǒng)啟動3 s后發(fā)動機工作，試驗系統(tǒng)工作6 s后關(guān)閉，為發(fā)動機提供6 s的試驗窗口，圖4所示為直連試驗系統(tǒng)加熱器壓力曲線，圖5為設(shè)備噴管壓力曲線。可見，試驗過程中進氣系統(tǒng)工作較為穩(wěn)定，4發(fā)試驗工作工況一致較好，加熱器壓力為1.6 MPa。

圖4 試驗系統(tǒng)加熱器壓力曲線

2.2 燃?xì)獍l(fā)生器

圖6所示為燃?xì)獍l(fā)生器壓力曲線。可見，燃?xì)獍l(fā)生器工作狀態(tài)基本一致。試驗采用端面燃燒包覆藥柱，發(fā)動機點火時存在一個較高的點火壓力峰，由于工作中硼和碳等凝相粒子存在少量沉積，燃?xì)獍l(fā)生器壓力工作中逐漸爬升。

圖6 燃?xì)獍l(fā)生器壓力曲線

表3所示為燃?xì)獍l(fā)生器的各測量參數(shù)。其中，平均工作壓力、平均工作燃?xì)饬髁坑墒?1)、式(2)計算獲得。通過熱力計算可得到此種固體推進劑的理論空燃比為6.539，因此，試驗的燃燒室當(dāng)量比為0.63。

表3 燃?xì)獍l(fā)生器測量參數(shù)

燃?xì)獍l(fā)生器平均工作壓力計算公式：

(1)

式中t1、t2為穩(wěn)定工作段的始末時間。

燃?xì)獍l(fā)生器平均工作燃?xì)饬髁坑嬎愎剑?/p>

(2)

式中t1、t2為穩(wěn)定工作段的始末時間;a為燃速系數(shù);n為壓力指數(shù);η為推進劑噴射效率;A藥柱燃面;τ為推進劑溫度敏感系數(shù);T為試驗溫度;T0為基準(zhǔn)溫度,T0=25 ℃。

2.3 燃燒室性能

圖7所示為燃燒室壁面壓力分布曲線。可發(fā)現(xiàn)，燃?xì)獍l(fā)生器點火后，壁面壓力在富燃燃?xì)鈬娚潼c有明顯的突躍爬升，最大壓力達(dá)0.33 MPa，并對上下游的壓力分布產(chǎn)生一定的影響，表明燃燒室實現(xiàn)了穩(wěn)定燃燒。

圖7 燃燒室壓力對比

從不同燃?xì)鈬娮⑽恢玫娜紵覊毫Ρ瓤煽闯觯笙蚺_階塊長度較長時燃燒室壓力對后向臺階上游壓力影響降低。燃?xì)鈬娮⒕嗪笈_階距離增大時，燃?xì)鈬娮⒑笞畲髩毫β愿撸瑖娮⑾掠螇毫档透欤紵液蠖螇毫β愿撸@是由于后向臺階回流區(qū)增大增強了摻混燃燒，燃燒釋熱更靠前，且摻混燃燒主要發(fā)生于后向臺階回流區(qū)。

從不同燃?xì)鈬娮?shù)的燃燒室壓力對比可看出，3孔燃?xì)鈬娮⑤^2孔燃?xì)鈬娮⒃黾恿巳細(xì)馍淞鲹交炀鶆蚨龋欣趽交烊紵M織，后向臺階回流區(qū)壓力更高，噴注下游壓力降低更快，但燃燒室后段壓力更高。

燃?xì)鈬娮⒔Y(jié)構(gòu)增加擾流結(jié)構(gòu)后，燃燒室壓力較其他工況顯著降低，主要是由于擾流結(jié)構(gòu)破壞了后向臺階形成的回流區(qū)，減小了低速助燃區(qū)域，導(dǎo)致擾流結(jié)構(gòu)雖然提高了一次燃?xì)馀c超聲速氣流的摻混均勻度，但硼顆粒的點火燃燒微環(huán)境被破壞，使得摻混燃燒效率反而大幅降低，擾流結(jié)構(gòu)同時也增大了超聲速流動損失，進一步降低發(fā)動機性能。

基于試驗發(fā)動機燃燒室靜壓分布，采用一維流場分析方法[13]，得到燃燒室其他流動參數(shù)分布，計算出燃燒室的性能。燃燒室推力增益利用燃燒室壁面壓力積分得到；對尾噴管進行簡化計算，噴管擴張比取6，噴管效率取0.95，按等熵膨脹過程計算得到尾噴管推力；按設(shè)備噴管模擬參數(shù)利用沖量差計算進氣道阻力；發(fā)動機名義推力用燃燒室推力增益加尾噴管推力再減去進氣道阻力得到。利用一維計算得到的燃燒室出口總溫和推進劑熱值計算得到燃燒室燃燒效率，性能分析結(jié)果如表4所示。可見，增大了燃?xì)鈬娮⑴c后向臺階距離，并采用3孔噴注結(jié)構(gòu)增強摻混均勻度的M3臺試驗試驗得到的總壓恢復(fù)、燃燒室推力和燃燒效率均更高。發(fā)動機的當(dāng)量比為0.632，計算得到其的最高燃燒效率為0.793，發(fā)動機比沖為7301 N·s/kg，發(fā)動機燃燒性能還有進一步的改進空間。

表4 燃燒室性能參數(shù)對比

3 結(jié)論

(1)通過直連試驗，采用后向突擴臺階結(jié)構(gòu)和垂直燃?xì)馍淞鞯墓腆w超燃沖壓發(fā)動機，含硼推進劑可實現(xiàn)高效穩(wěn)定燃燒，且摻混燃燒主要發(fā)生于后向臺階回流區(qū)。

(2)增大燃?xì)鈬娮⒕嗪笙蚺_階距離，可以增大突擴后向臺階形成的回流區(qū)，可提高摻混燃燒效率，提高發(fā)動機性能，燃燒效率從0.672提高至0.740。

(3)采用3孔燃?xì)鈬娮⒔Y(jié)構(gòu)，可提高燃?xì)鈸交炀鶆蚨龋紵蔬_(dá)0.793。

(4)燃?xì)鈬娮⒔Y(jié)構(gòu)增加擾流結(jié)構(gòu)時，后向臺階形成的回流區(qū)被破壞，并增大超聲速流動損失，使得摻混燃燒性能降低，燃燒效率只有0.555。

(5)含硼貧氧推進劑在固體火箭超燃沖壓發(fā)動機中可穩(wěn)定燃燒，燃燒效率達(dá)到80%左右，距離工程應(yīng)用還有一定差距，未來還需進一步開展含硼貧氧推進劑的超音速燃燒組織研究。