采用高金屬粉丁羥推進劑消氫發動機低壓點火燃燒特性研究①

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

(1.湖北航天化學技術研究所，襄陽 441003；2.北京系統工程研究所，北京 100101；3.航天化學動力技術重點實驗室，襄陽 441003)

0 引言

常規復合固體推進劑氧化劑含量高，金屬粉含量一般在18%左右，這有利于推進劑的點火和燃燒。高金屬粉含量推進劑主要是富燃料推進劑，其金屬粉含量在40%以上，工作壓強在1 MPa以上。目前，國內有較多的關于富燃料推進劑和金屬粉的點火和燃燒研究[1-12]。

劉林林等[1]采用一定實驗條件下的TGA實驗，測試了不同含硼富燃料推進劑發火溫度；黃海龍等[2]探索了點火能量、燃速、級配及粒度、點火建壓速率等因素對沖壓發動機燃氣發生器點火起動性能的影響，解決了低燃速貧氧推進劑燃氣發生器點火起動困難的問題；范紅杰[8]采用CO2激光點火裝置研究了常壓及亞大氣壓強下點火能量、組分含量變化等對含硼富燃料推進劑點火延遲時間的影響，表明提高壓強、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劑的點火；肖秀友等[9]采用改進的靶線法燃速測試系統對多種含鎂鋁富燃料固體推進劑在常壓和加壓下的點火性能進行了研究，得到了鎂鋁富燃料固體推進劑組分對點火性能的影響；朱國強等[10]采用激光點火系統研究鋁鎂貧氧推進劑的點火特性，結果表明，鋁鎂貧氧推進劑點火機理為凝聚相點火，其點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含硼富燃料推進劑的燃燒性能，表明KP可顯著改善含硼推進劑的點火性能，提高推進劑的壓強指數；龐維強等[12]研究了含硼富燃料推進劑的能量性能和燃燒特性，表明隨著硼粉含量的增加，推進劑的能量增大，大粒徑的團聚硼對富燃料推進劑的燃速和壓強指數影響較大，無定形硼粉經團聚后燃燒效率明顯提高；胥會祥等[13]建立了基于BDP模型的含團聚硼粉富燃料推進劑一次燃燒的物理和數學模型，該物理模型中，燃燒表面由團聚硼粉、AP和粘合劑的聚集區兩部分組成,氣相區形成了AP焰和FF(終焰)聚集區,團聚硼粉中團聚劑參與了PF(初焰)和FF；高東磊等[14]對含硼富燃料推進劑燃燒性能影響的研究表明，隨團聚硼顆粒粒度的增大，推進劑的燃速增加，低壓可燃極限降低，但燃速壓強指數呈下降的趨勢；包覆材料AP、LiF有利于提高推進劑的燃速，降低低壓可燃極限,但不利于提高燃速壓強指數；金樂驥等[15]對超細金屬粉的燃燒特性進行了初步研究；鄧康清等[16]對超細鋁粉的燃燒特性進行了詳細研究，提出了超細鋁粉在推進劑燃面上直接點火燃燒放熱的觀點及燃面點火的兩個條件，揭示了鋁粉在中、高壓區內的不同作用，提出了鋁焰的概念，繪制了鋁和超細鋁粉的燃燒行為圖。

雖然有較多關于富燃料推進劑和金屬粉的點火和燃燒方面的研究，但對高金屬粉特種推進劑在小于0.2 MPa特低壓下的點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動機的點火和燃燒特性，國內外尚未有研究報道。本文通過理論分析和實驗研究，發展了一種通過產生高溫金屬粒子流以消除火箭發射前低溫氫氣危險的新型高金屬粉丁羥推進劑特種發動機，探討了其在小于0.2 MPa特低壓下的點火和燃燒特性。

1 高金屬粉含量特種發動機低壓條件下點火和燃燒問題

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

(1)高溫金屬粒子流的實現條件——低壓；

(2)產生高溫金屬粒子流的推進劑配方條件——高金屬含量推進劑；

(3)特低壓點火的條件——推進劑表面高的換熱系數(即高的熱反饋)；

(4)特低壓下高金屬含量推進劑穩定燃燒的條件——合適金屬含量的推進劑配方和發動機結構。

為此，設計了一種產生高溫金屬粒子流的0.2 MPa以下工作的低壓特種發動機，其結構如圖1所示，主要由燃燒室、噴管、藥柱和點火器組成。燃燒室結構參數為φ117 mm×198 mm，長尾管噴管結構參數為φ71 mm×162 mm，收斂角為60°～75°，擴張角為0°～15°。

研制了一種高金屬粉含量特種丁羥推進劑，其主要性能如表1所示。將這種特種丁羥推進劑用于圖1所示的發動機中，試車試驗時，起始階段出現了點火延遲、“喘振”不穩定燃燒和無火焰悶燒現象，中后期穩定燃燒的火焰中未見高溫金屬粒子噴射，如圖2所示。

圖1 特種發動機結構示意圖

表1 高金屬粉丁羥推進劑主要組成

圖2 高金屬粉含量特種發動機點火燃燒的“喘振”現象

點火延遲主要是由特低壓燃燒和推進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劑不能完全燃燒，熱力學計算得到的燃氣主要成分為不完全燃燒的CO和未燃燒的H2。一般為保證復合固體推進劑有滿意的點火性能，點火壓強至少要大于0.35～0.7 MPa[12]，而本文研究的高金屬粉含量推進劑本身氧化劑含量很低，并且是在極低工作壓強0.12～0.15 MPa下工作的，必然存在不易點燃和點火時間長的現象。

表2 燃燒產物主要成分和含量

“喘振”主要是點火峰值壓強過高，工作壓強過低，在引燃藥完全點燃主燃藥柱前，引燃藥燃燒產生的高壓氣體就迅速排出了燃燒室，短時間內燃燒室形成了低壓甚至負壓。之后，主燃藥柱全面點燃，工作壓強逐漸上升。這樣在點火器點燃推進劑藥柱過程的p-t曲線上，有一個凹坑，形成了“喘振”現象。因此，這與普通發動機因工作在1～2 MPa下，及長尾管等因素導致燃氣流動出現震蕩的喘振是有區別的。為解決這些問題，開展了高金屬粉含量推進劑消氫發動機的點火和燃燒特性研究。

2 高金屬粉含量特種發動機低壓點火特性理論研究

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

(1)

其中，換熱系數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為熱導率；ρp為推進劑的密度；cp為推進劑的比定壓熱容；μ為粘性系數；T為溫度；Tig為推進劑著火溫度；T0為初溫；Tg為點火藥燃燒溫度；A為密流截面面積；m為推進劑質量燃燒速率。

因為表2中的燃氣成分主要是H2、N2和CO，可認為是“透明”的，對輻射貢獻很小，所以換熱系數計算中可忽略氣相輻射換熱。但由于燃氣中有47%的凝相產物，所以換熱系數計算中還需要考慮凝相輻射換熱，換熱系數為凝相輻射換熱和對流換熱之和。

根據上述公式預測了初溫、點火藥燃燒溫度、推進劑著火溫度、換熱系數等因素對發動機點火延遲時間的影響，結果如圖3～圖6所示。

圖3 點火藥燃燒溫度對點火延遲時間的影響

圖4 推進劑著火溫度對點火延遲時間的影響

圖5 初溫對點火延遲時間的影響

圖6 換熱系數對點火延遲時間的影響

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

根據上述分析，提高點火藥燃燒溫度、降低推進劑著火溫度、增加換熱系數和提高初溫，均可改善發動機的點火性能，降低點火延遲時間。

3 高金屬粉含量特種發動機低壓點火和燃燒特性改進實驗研究

3.1 低壓點火和燃燒特性改進方法

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

圖7 推進劑質量燃速對點火延遲時間的影響

3.2 引燃藥的選擇

特種發動機點火系統中引入引燃藥環，其工作原理是通過電點火器點燃引燃藥環，再點燃主燃推進劑藥柱，生成燃氣和金屬粒子。因此，提高引燃藥的燃速和燃溫、優化引燃藥型式是降低點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火延遲時間，將點火延遲時間由大于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火延遲時間，可由1.2～1.5 s進一步縮短到0.6～0.7 s。

表3 引燃藥燃速對點火延遲時間的影響

表4 引燃藥配方主要組成

3.3 降低點火峰值壓強技術研究

發動機最初采用了I型點火器。采用該點火器的發動機的點火峰值壓強較高(點火峰值達2.7～3.0 MPa)，這與發動機的目標工作壓強小于0.2 MPa相差很大，點火不匹配。因此，需要開展降低點火峰值壓強技術研究。

(1)點火峰值壓強過高的原因分析

發動機點火峰值壓強過高的主要原因是：

1)點火器能量高，產氣量大直接導致點火壓強過高；

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

因此，需要開展點火器與點火空間的匹配工作，以降低點火峰值壓強。

(2)點火器的影響

I型點火器的點火峰值壓強較高。為降低點火峰值壓強，方法之一是采用點火壓強較低的點火器。為此，篩選了可能符合發動機要求的點火器，其性能參數見表5。以III型點火器試驗壓強最低，預估壓強也最低，適用于要求低點火峰值壓強的發動機的點火。

表5 點火器的性能參數

(3)降低點火峰值壓強方法

要將燃燒室壓力維持在較低壓下，有兩種方法：一是根據理想氣體方程，增加燃燒室初始自由容積；二是根據平衡壓強公式，降低點火器燃速或擴大噴管喉徑。但因為點火器是外購的定型產品，一定自由容積下，其出口壓強是一定的，改變點火器內裝藥，降低點火藥燃速是不現實的，而噴管喉徑是要同時滿足低壓下推進劑燃燒的條件，才能穩定燃燒，在小于0.2 MPa特低壓下，推進劑燃速已很低(小于1 mm/s)，若減小噴管喉徑，推進劑燃速就要進一步降低，這就有導致推進劑點不著或點燃后不能持續燃燒的風險。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 低壓發動機燃燒性能改進

低壓下，發動機燃燒需要解決兩個問題：喘振和金屬粒子流發生問題。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生問題。

通過理論分析和試驗驗證，發現粒子流產生的條件與配方有很大的關聯性。

(1)推進劑配方組成條件

發動機要產生金屬粒子流，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(如低燃點的金屬粉)，有利于引燃高燃點金屬粒子，促進燃燒。本文采用較高燃點的金屬粉Al和低燃點金屬粉Mg滿足了使用要求。

(2)推進劑配方燃溫條件

要點燃金屬粉顆粒，推進劑配方需要有合適的燃氣溫度。理論上，燃燒溫度低，很難點燃金屬粒子；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 ℃的推進劑的試驗發動機的粒子流噴射狀態。推進劑燃燒溫度的調節通過改變粘合劑和AP的配比實現。大量試驗表明，對于高金屬粉含量的推進劑配方，其燃燒溫度在1850～1900 ℃時，有利于金屬粒子流的產生。

(a)1700 ℃ (b)1850 ℃ (c)2200 ℃

(3)發動機結構條件

為了產生著火的金屬粒子，采用了長尾管噴管，從而增加了金屬粒子在發動機中的停留時間和加熱時間，確保了金屬粒子溫度和出發動機后繼續燃燒。長尾管噴管較合適結構參數為φ71 mm×162 mm，收斂角約71°，擴張角0°～5°。

3.5 低壓發動機點火和燃燒性能改進后效果

引入引燃藥，采用I型和III型點火器，發動機試車情況見圖9。試驗結果表明，引入引燃藥后，兩種點火器均有效解決了發動機點火延遲和燃燒中的“喘振”問題，點火延遲時間均已減小到600 ms左右，試車曲線平穩，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

由于這種低壓發動機燃燒室中的燃氣處于低溫和低氧含量，金屬粉只有少量點燃，金屬粒子從噴管噴出后與空氣中的氧氣進一步燃燒，產生高溫金屬粒子流。

4 結論

研究了采用高金屬粉丁羥推進劑的消氫特種發動機在小于0.2 MPa特低壓下的點火和燃燒特性。結果表明：

(1)高金屬粉含量推進劑消氫特種發動機在0.2 MPa特低壓下存在點火延遲和“喘振”不穩定燃燒現象的特性。點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”主要是由點火器點火峰值壓強過高，與低壓燃燒的推進劑不匹配造成的； 燃燒室中的高金屬含量推進劑產生低溫低氧燃氣，金屬粉只有少量點火燃燒，噴出的金屬粒子與空氣中的氧氣進一步燃燒反應產生高溫金屬粒子流。

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

(3)通過引入高燃速高燃溫的引燃藥和降低點火峰值壓強，解決了發動機點火延遲和“喘振”問題，發動機點火延遲時間由大于3 s降低到600 ms左右，推進劑燃燒穩定。

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