李 江，王 偉，劉 洋，劉詩昌，楊 昀，楊 颯

(西北工業(yè)大學(xué)燃燒、熱結(jié)構(gòu)和內(nèi)流場重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072)

0 引言

自20世紀(jì)30年代以來，美國、俄羅斯、瑞典、丹麥等國針對(duì)固體燃?xì)鉁u輪沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)(Solid Propellant Air Turbo Rocket，SP-ATR)關(guān)鍵技術(shù)相繼開展了大量有針對(duì)性的工作，各項(xiàng)相關(guān)技術(shù)均取得一系列進(jìn)展［1－3］。但隨研究進(jìn)程的逐漸深入，也相繼發(fā)現(xiàn)存在諸多制約因素，影響其性能的進(jìn)一步提升，突出表現(xiàn)為富燃燃?xì)夤δ苌系膬捎眯砸骃P-ATR推進(jìn)劑在驅(qū)動(dòng)渦輪、燃燒做功間存在相互匹配性，調(diào)節(jié)規(guī)律也較為復(fù)雜。此外，受現(xiàn)有渦輪葉片材料性能限制，對(duì)固體推進(jìn)劑的燃溫、燃燒產(chǎn)物凝相顆粒含量等參數(shù)有諸多要求，制約了高能推進(jìn)劑的使用。

為克服上述問題，國外研究機(jī)構(gòu)一直立足于適宜的固體推進(jìn)劑研制，主要以不含金屬的高氯酸銨基、原有吸氣式推進(jìn)系統(tǒng)中常采用的硼基推進(jìn)劑開展配方選擇與改進(jìn)工作［4］。目前，兩類改進(jìn)研究中部分工作雖已取得初步效果，但對(duì)應(yīng)實(shí)驗(yàn)結(jié)果也表明，驅(qū)渦、燃燒特性的調(diào)節(jié)仍需進(jìn)一步研究。本課題組則采取另一種思路:將驅(qū)渦高壓燃?xì)飧挠勺龉δ芰^強(qiáng)的潔凈燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生，以降低流量調(diào)節(jié)難度，并與渦輪葉片材料限制相適應(yīng);在性能要求較高時(shí)，新增一個(gè)獨(dú)立富燃燃?xì)獍l(fā)生器，將高能富含金屬燃料直接引入補(bǔ)燃室，有效解決渦輪葉片限制與高能推進(jìn)劑使用間的矛盾。

莫然［5］針對(duì)上述方案工作過程建立了總體熱力循環(huán)模型，證明了該工況下SP-ATR的理論可行性。楊颯［6］采用理論分析方法，研究了各關(guān)鍵部件對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響，并進(jìn)一步分析了該方案工作范圍、能量特性等。他們的研究同時(shí)也表明，SP-ATR工作過程涉及氣流摻混、固相顆粒燃燒等眾多復(fù)雜物理化學(xué)過程，由于實(shí)驗(yàn)條件和方法上的不足，補(bǔ)燃室內(nèi)的燃燒影響規(guī)律和作用機(jī)理仍不清晰。而可參考的國外相關(guān)報(bào)道較少，其他國內(nèi)研究［7－8］又僅限于理論分析和總體概念層面，缺乏可直接借鑒的實(shí)驗(yàn)依據(jù)，導(dǎo)致數(shù)值計(jì)算中存在方法及參數(shù)確定上的數(shù)據(jù)缺失，加之所采用潔凈推進(jìn)劑的性質(zhì)還有待驗(yàn)證，亟待開展進(jìn)一步實(shí)驗(yàn)研究。

本文在以上研究基礎(chǔ)上，建立了一種適用于SPATR補(bǔ)燃室摻混燃燒研究的實(shí)驗(yàn)方法，并進(jìn)一步通過開展SP-ATR地面直連實(shí)驗(yàn)，以獲取流道壓強(qiáng)、溫度分布、推力等參數(shù)，探索補(bǔ)燃室燃燒規(guī)律和作用機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)方法及裝置

SP-ATR典型結(jié)構(gòu)形式為在常規(guī)沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室中心加裝渦輪壓氣機(jī)組:壓氣機(jī)位于主流中，增大來流空氣及補(bǔ)燃室內(nèi)壓力;渦輪放置于后部中心錐內(nèi)，與發(fā)動(dòng)機(jī)主流不接觸，如圖1所示［9］?；竟ぷ髟頌楣腆w推進(jìn)劑通過獨(dú)立于空氣系統(tǒng)的燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生一次富燃燃?xì)怛?qū)動(dòng)渦輪，聯(lián)軸帶動(dòng)壓氣機(jī)旋轉(zhuǎn)壓縮前方來流空氣，進(jìn)入補(bǔ)燃室后與驅(qū)動(dòng)渦輪后的燃?xì)膺M(jìn)行摻混燃燒，產(chǎn)生高溫燃?xì)饨?jīng)由噴管膨脹做功產(chǎn)生推力。

圖1 SP-ATR工作原理示意圖Fig．1 diagram of SP-ATR

因此，其工作過程伴隨熱量大量釋放和組分急劇變化，同時(shí)受進(jìn)氣道、壓氣機(jī)、渦輪、燃?xì)獍l(fā)生器、補(bǔ)燃室、尾噴管等多種因素影響，且各因素相互耦合強(qiáng)烈，工作過程極為復(fù)雜。考慮到渦輪結(jié)構(gòu)中導(dǎo)流葉片可將出口旋轉(zhuǎn)流動(dòng)整流為平行流動(dòng)，且多級(jí)喉道噴管機(jī)構(gòu)可同樣實(shí)現(xiàn)渦輪結(jié)構(gòu)中的落壓功能［10－12］，實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)中將渦輪壓氣機(jī)組進(jìn)行分離，單獨(dú)研究補(bǔ)燃室摻混燃燒，以避免其干擾并簡化系統(tǒng)。文中所采用的SPATR實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)構(gòu)型如圖2所示。

圖2 SP-ATR直連實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)Fig．2 diagram of direct-connect SP-ATR

實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)由進(jìn)氣裝置、富燃燃?xì)獍l(fā)生器、驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器、燃?xì)廨斶\(yùn)管路、摻混段、補(bǔ)燃室、尾噴管等部件組成。其中，富燃燃?xì)獍l(fā)生器僅用于開展加入富燃燃?xì)饽Ｊ降南嚓P(guān)實(shí)驗(yàn)研究。SP-ATR實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作過程為經(jīng)來流模擬設(shè)備加熱增壓后的空氣經(jīng)由滑動(dòng)迷宮、對(duì)稱分布的兩進(jìn)氣裝置進(jìn)入摻混段，與由驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生并經(jīng)兩級(jí)喉道噴管落壓后的高溫燃?xì)?、凝相粒子在摻混段進(jìn)行初步摻混燃燒，再依次經(jīng)由摻混器、補(bǔ)燃室、尾噴管排出。其中，多級(jí)喉道噴管設(shè)計(jì)、摻混器構(gòu)型在實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)構(gòu)建過程中占重要位置。

1．1 多級(jí)喉道噴管設(shè)計(jì)

多喉道噴管是采用兩級(jí)或兩級(jí)以上的拉瓦爾噴管首尾連接，且前級(jí)出口與后級(jí)入口間采用圓柱連接形成整體而具有多級(jí)喉道的實(shí)驗(yàn)裝置［10，13］。該機(jī)構(gòu)采用首級(jí)喉部保證燃?xì)獍l(fā)生器達(dá)到設(shè)計(jì)壓強(qiáng)，后面級(jí)與第一級(jí)配合利用激波與噴管性能損失滿足落壓要求。由于流道中存在2個(gè)或2個(gè)以上的喉部流動(dòng)，需要確定的參數(shù)包含喉道數(shù)、各級(jí)喉道直徑、喉道圓柱長度、擴(kuò)張比、收斂半角等眾多參數(shù)，且氣流的總壓損失精確計(jì)算存在困難，難以直接得到滿足設(shè)計(jì)要求的多級(jí)噴管。因此，文中依次采用理論計(jì)算、數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究完成該落壓機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)，即在必要假設(shè)前提下，采用一維有激波噴管計(jì)算方法［14－15］初步確定多級(jí)噴管幾何參數(shù)，再利用數(shù)值計(jì)算工具進(jìn)行詳細(xì)計(jì)算以調(diào)整參數(shù)，最后再利用實(shí)驗(yàn)修正幾何參數(shù)。詳細(xì)計(jì)算后，初步確定的典型工況兩級(jí)喉道噴管結(jié)構(gòu)及其在實(shí)驗(yàn)裝置中的對(duì)應(yīng)安裝位置如圖3所示。

圖3 雙級(jí)噴管結(jié)構(gòu)及安裝位置示意圖Fig．3 and installation location of two-stage nozzle

1．2 摻混器

SP-ATR有機(jī)結(jié)合了2種單一發(fā)動(dòng)機(jī)的特點(diǎn)，因此現(xiàn)有典型渦輪沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室摻混燃燒研究結(jié)果［16］仍具有其應(yīng)用價(jià)值。但為了更加完整準(zhǔn)確地研究摻混裝置對(duì)補(bǔ)燃室內(nèi)流場及整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的摻混燃燒影響，文中提出一種圓孔型摻混器方案:初始孔徑均為φ10．0 mm，其中10個(gè)圓孔均布于外部圓周，內(nèi)層突出圓弧面在3個(gè)不同半徑面上按1、6、10均布，如圖4所示。

圖4 摻混器結(jié)構(gòu)圖Fig．4 of mixing-enhanced device

該構(gòu)型形式簡單，摻混研究初期，通過修改不同圓孔直徑方式，可較容易進(jìn)行阻塞比、摻混程度調(diào)節(jié)，以獲得適宜流通面積和理想布局形式。經(jīng)開展相同工況下的多次數(shù)值實(shí)驗(yàn)，對(duì)比分析表明:在設(shè)計(jì)工況下，圓弧面孔徑統(tǒng)一調(diào)整到φ15．5 mm，外層10個(gè)圓孔直徑增加到φ14．0 mm后，可在總壓損失、摻混效果、對(duì)渦輪影響3項(xiàng)指標(biāo)間獲得平衡。

1．3 來流模擬及測控系統(tǒng)

為滿足SP-ATR地面直連實(shí)驗(yàn)需要，還需對(duì)本課題組現(xiàn)有來流模擬設(shè)備、測控系統(tǒng)等進(jìn)行改造或更新。其中，發(fā)動(dòng)機(jī)前端的設(shè)備喉道機(jī)構(gòu)需更換為第二級(jí)孔板，以修正實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)在長管路輸運(yùn)中的沿程損失影響，如圖5所示。其基本特點(diǎn)與原有系統(tǒng)一致:匹配來流模擬總壓、第一級(jí)管路孔板滿足空氣流量要求;采用氣氧酒精火箭發(fā)動(dòng)機(jī)作為燃?xì)饧訜嵩醇訜醽砹骺諝鉂M足設(shè)計(jì)總溫需求;通過向混合艙補(bǔ)氧的方式，使混合氣體氧氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)到23%，與實(shí)際空氣一致。

圖5 來流模擬系統(tǒng)示意圖Fig．5 diagram of air supply system

實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)測控系統(tǒng)同時(shí)包括在各典型位置的壓強(qiáng)傳感器、溫度測試點(diǎn)及臺(tái)架頂端的測力組件。其中熱電偶類型和測溫位置由構(gòu)型特點(diǎn)、測試要求和數(shù)值模擬結(jié)果合理選定;測力組件與實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)同軸安裝，單向壓式推力傳感器和標(biāo)準(zhǔn)傳感器分別安裝于承力墩兩面，動(dòng)架則使用雙段板簧支撐［17］，以提高推力測量精度，進(jìn)一步評(píng)估發(fā)動(dòng)機(jī)性能。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析與討論

為增強(qiáng)驅(qū)渦能力且保護(hù)渦輪葉片，文中所研究的SP-ATR發(fā)動(dòng)機(jī)改由潔凈固體碳?xì)渫七M(jìn)劑產(chǎn)生驅(qū)渦的燃?xì)?。因此，需依次進(jìn)行驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器實(shí)驗(yàn)和SPATR地面直連實(shí)驗(yàn)。

2．1 驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器實(shí)驗(yàn)

驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器采用的潔凈固體碳?xì)渫七M(jìn)劑性質(zhì)未經(jīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，加之兩級(jí)喉道噴管工作過程中的壓強(qiáng)損失難以精確計(jì)算，其幾何參數(shù)仍需采用實(shí)驗(yàn)方法修正。因此，需首先開展燃?xì)獍l(fā)生器特性實(shí)驗(yàn)。與實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)應(yīng)，驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)中仍為其他實(shí)驗(yàn)預(yù)留富燃燃?xì)獍l(fā)生器，由驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器、富燃燃?xì)獍l(fā)生器、輸運(yùn)管路、管套、支架和壓蓋等組件構(gòu)成，可較方便開展單燃?xì)獍l(fā)生器或兩發(fā)生器特性實(shí)驗(yàn)。

采用經(jīng)實(shí)驗(yàn)修正和校核后的潔凈固體碳?xì)渫七M(jìn)劑特征速度、燃速公式計(jì)算設(shè)計(jì)工況下的兩級(jí)喉道參數(shù)，獲得如圖6所示壓強(qiáng)時(shí)間曲線。由圖6可見，實(shí)驗(yàn)開始時(shí)點(diǎn)火藥包產(chǎn)生的高溫燃?xì)馐谷細(xì)獍l(fā)生器出現(xiàn)約3 MPa的點(diǎn)火壓強(qiáng)峰;隨后推進(jìn)劑點(diǎn)燃，燃燒室壓強(qiáng)爬升到4．97 MPa后出現(xiàn)下降，并在穩(wěn)定段維持在4．03 MPa，小于設(shè)計(jì)值。表明在進(jìn)行第一級(jí)喉道尺寸設(shè)計(jì)時(shí)，需綜合考慮環(huán)境溫度、燃?xì)獍l(fā)生器一次噴射效率、燃面變化等多種因素對(duì)潔凈碳?xì)渫七M(jìn)劑性能的影響，以精確滿足設(shè)計(jì)要求。同時(shí)，該實(shí)驗(yàn)測得落壓機(jī)構(gòu)后傳輸管道內(nèi)的壓強(qiáng)在燃?xì)獍l(fā)生器工作時(shí)間內(nèi)基本保持平穩(wěn)，平均壓強(qiáng)為0．26 MPa，此時(shí)的落壓比為15．50，略小于設(shè)計(jì)值。說明本文采用的兩級(jí)喉道噴管機(jī)構(gòu)可較好地實(shí)現(xiàn)落壓功能，但由理論及數(shù)值計(jì)算確定的幾何參數(shù)仍需通過實(shí)驗(yàn)方式進(jìn)一步修正。

圖6 驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器實(shí)驗(yàn)壓強(qiáng)-時(shí)間曲線Fig．6 Pressures as a function of time in drivingturbo generator experiment

2．2 SP-ATR摻混燃燒實(shí)驗(yàn)

針對(duì)SP-ATR工作范圍，文中由一維性能計(jì)算程序計(jì)算確定摻混燃燒實(shí)驗(yàn)的設(shè)計(jì)工況:空氣來流總壓0．85 MPa，總溫632 K，流量 1．80 kg/s;驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器壓強(qiáng) 5．13 MPa，流量 0．217 kg/s，設(shè)計(jì)落壓比 5．7。

根據(jù)實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)特點(diǎn)，沿氣流方向選擇8個(gè)壓強(qiáng)測試點(diǎn)，以反映其內(nèi)部流場壓強(qiáng)分布，圖7給出了補(bǔ)燃室位置7處壓強(qiáng)隨時(shí)間變化曲線。

圖7 SP-ATR直連實(shí)驗(yàn)壓強(qiáng)-時(shí)間曲線Fig．7 Pressures as a function of time in direct-connect experiment

由圖7可見，驅(qū)渦燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火過程完成后，補(bǔ)燃室壓強(qiáng)值由來流系統(tǒng)氣氧酒精火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作后的0．45 MPa逐漸升高到0．81 MPa左右，并在穩(wěn)定工作段略微上升，但變化幅度較小，基本保持穩(wěn)定;之后隨推進(jìn)劑燃燒過程完成、氣氧酒精火箭發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)閉，補(bǔ)燃室壓強(qiáng)相應(yīng)下降，最終將在來流系統(tǒng)關(guān)閉后降到0．1 MPa。經(jīng)校核，該工作時(shí)間內(nèi)的壓強(qiáng)值與設(shè)計(jì)值差異較小，表明來流模擬系統(tǒng)、固體燃?xì)獍l(fā)生器、雙級(jí)噴管及補(bǔ)燃室等部件在實(shí)驗(yàn)過程中均正常工作，各參數(shù)達(dá)到設(shè)計(jì)要求，驗(yàn)證了文中所建立的補(bǔ)燃室摻混燃燒實(shí)驗(yàn)方法是切實(shí)可行的。

圖8給出了發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作段內(nèi)不同時(shí)刻的壓強(qiáng)分布?？梢姡恢?、2處的壓強(qiáng)值在穩(wěn)定工作段內(nèi)的3個(gè)時(shí)刻均相差較小，其后因補(bǔ)燃室?guī)缀螛?gòu)型不變，在補(bǔ)燃室內(nèi)分布都較為均勻，并未出現(xiàn)因摻混段、補(bǔ)燃室間設(shè)置的圓孔型摻混器流通面積過小形成壅塞，導(dǎo)致?lián)交於螇簭?qiáng)激增，而使來流空氣、驅(qū)渦燃?xì)?、補(bǔ)燃室工作狀態(tài)發(fā)生變化。同時(shí)，流經(jīng)摻混器后的壓強(qiáng)損失僅為5%左右，在滿足摻混器總壓損失小條件下，也避免了流通面積過大導(dǎo)致?lián)交煨Ч患?、結(jié)構(gòu)強(qiáng)度下降、抗燒蝕能力減弱等問題;此外，因文中選取的3個(gè)時(shí)刻均位于穩(wěn)定工作段內(nèi)，補(bǔ)燃室內(nèi)的熱量累積效果并不明顯，對(duì)壓強(qiáng)提升作用有限，三者雖都隨推進(jìn)劑燃燒進(jìn)行在數(shù)值上略微有上升，平均值分別達(dá)到 0．816、0．842、0．844 MPa，但變化幅度不大。

圖8 直連實(shí)驗(yàn)不同位置壓－強(qiáng)時(shí)間曲線Fig．8 Pressures as a function of position at different time in direct-connect experiment

表1給出了在測壓點(diǎn)4、8兩側(cè)對(duì)稱設(shè)置的K型熱電偶獲得的上述3個(gè)時(shí)刻對(duì)應(yīng)溫度數(shù)據(jù)。

表1 不同位置溫度測量值Table 1 Temperature of difference positions

由表1可見，同一測點(diǎn)溫度值隨時(shí)間推移均發(fā)生改變，但變化幅度較小，且各測點(diǎn)溫度高低的相對(duì)關(guān)系不變，表明補(bǔ)燃室內(nèi)流場在所選時(shí)刻內(nèi)較為穩(wěn)定，測量數(shù)據(jù)有效。從表1還可看出，測壓點(diǎn)4兩側(cè)溫度值在3個(gè)時(shí)刻平均相差309．54 K，說明文中所選擇的圓孔型摻混器無法完成較短距離內(nèi)增加驅(qū)渦燃?xì)?、來流空氣間的混合周長，未能實(shí)現(xiàn)較短時(shí)間內(nèi)的剪切擴(kuò)散增強(qiáng)。因此，主次流在補(bǔ)燃室中段的混合效率提高并不明顯，溫度分布改善效果有限。經(jīng)測壓點(diǎn)4后，高溫燃?xì)夂涂諝庋亓鞯劳七M(jìn)方向逐漸完成摻混燃燒過程，最終在補(bǔ)燃室尾部測壓點(diǎn)8處左右兩側(cè)溫度分布趨于一致，二者溫差在 3個(gè)時(shí)刻僅分別為 5．53%、1．45%和7．11%。

為表征實(shí)驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)中推進(jìn)劑的燃燒性能和補(bǔ)燃室構(gòu)型合理性，文中采用特征速度定義燃燒效率:

式中 pc為補(bǔ)燃室壓強(qiáng)，At是尾噴管喉部面積為理論特征速度為空氣流量分別為燃?xì)獍l(fā)生器流量和噴射效率。

經(jīng)計(jì)算該工況下SP-ATR的理論、實(shí)際特征速度、燃燒效率分別為1 233、994．19 m/s和80．63%。再次說明仍需開展SP-ATR適宜摻混器形式的研究、論證和驗(yàn)證工作。圖9給出實(shí)驗(yàn)中獲得的燃?xì)獍l(fā)生器穩(wěn)定工作段推力曲線。由于地面直連實(shí)驗(yàn)中包含來流系統(tǒng)，定義SP-ATR有效推力為

由圖9和上式可得，該工況下SP-ATR的有效推力為1 117．60 N，此時(shí)對(duì)應(yīng)比沖為 5 616．08(N·s/kg)。

圖9 直連實(shí)驗(yàn)推力-時(shí)間曲線Fig．9 Thrust as a function of time in direct-connect experiment

3 結(jié)論

(1)建立的SP-ATR補(bǔ)燃室摻混燃燒實(shí)驗(yàn)方法切實(shí)可行，利用該法開展地面直連實(shí)驗(yàn)研究，部件工作正常，獲取了全面、可靠的流道參數(shù)數(shù)據(jù)。

(2)文中所采用的兩級(jí)喉道噴管可較好實(shí)現(xiàn)落壓模擬功能。

(3)典型工況下直連實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示:補(bǔ)燃室燃燒效率為80．63%，對(duì)應(yīng)推力和比沖性能也較好。

(4)圓孔型摻混器流通面積合適，但補(bǔ)燃室中段的溫度均勻性與流道后部仍有較大差異，仍需進(jìn)一步研究SP-ATR的高效摻混燃燒組織方式。

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