程吉明，李進(jìn)賢，錢程遠(yuǎn)，馮喜平，朱國(guó)強(qiáng)，楊玉新

(1．西北工業(yè)大學(xué)燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場(chǎng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072;2．中國(guó)航天科技集團(tuán)公司四院四十一所，西安 710025)

0 引言

隨著固沖發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)劑向著含硼高能化的發(fā)展，補(bǔ)燃室中含硼富燃燃?xì)馀c空氣的燃燒組織技術(shù)已成為固體火箭沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)研究的關(guān)鍵技術(shù)之一［1］。

補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)是影響固沖發(fā)動(dòng)機(jī)摻混燃燒的重要因素之一，最佳的補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)可改進(jìn)摻混，保證補(bǔ)燃室較高的燃燒效率。為了考察補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)對(duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)摻混燃燒的影響，國(guó)內(nèi)外科研人員開(kāi)展了大量的研究工作。Stowe等［2］采用流場(chǎng)顯示方法，研究了固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)流動(dòng)結(jié)構(gòu)，并研究了頭部距離、進(jìn)氣角度、一次燃?xì)鈬娍孜恢玫冉Y(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)補(bǔ)燃室摻混的影響。國(guó)防科大胡建新等［3－5］研究了前后二次進(jìn)氣道的固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室工作過(guò)程及硼顆粒在補(bǔ)燃室中的點(diǎn)火。西工大高嶺松［6］和李綱［7］等分別通過(guò)數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)方法，研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室二次燃燒效率的影響。許超等研究了補(bǔ)燃室長(zhǎng)度對(duì)二次燃燒的影響［8］。

為了解固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)二次燃燒效率的影響程度，并選出結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化匹配方案，韓迎龍、李進(jìn)賢［9］選取多個(gè)補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)，采用數(shù)值模擬方法結(jié)合正交理論，探索了二次燃燒影響因素間的優(yōu)化匹配方案及其對(duì)二次燃燒影響的顯著性。在此基礎(chǔ)上，本文選取空氣入射角度、補(bǔ)燃室長(zhǎng)度和頭部距離等結(jié)構(gòu)參數(shù)，設(shè)計(jì)地面試驗(yàn)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)，基于正交設(shè)計(jì)理論安排試驗(yàn)，通過(guò)地面試驗(yàn)研究所選結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)含硼推進(jìn)劑固沖發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒性能的影響，從補(bǔ)燃室二次燃燒效率和點(diǎn)火延遲時(shí)間綜合考察補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)的匹配性及其對(duì)二次燃燒性能影響的顯著性，研究結(jié)果對(duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)有一定參考價(jià)值。

1 試驗(yàn)方案

1．1 補(bǔ)燃室模塊化設(shè)計(jì)

為考察補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)對(duì)二次燃燒性能的影響，本文研究選取頭部距離、空氣入射角度和補(bǔ)燃室長(zhǎng)度作為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)。其中，頭部距離(LD)定義為進(jìn)氣口前緣到補(bǔ)燃室內(nèi)部前端面的軸向距離，空氣入射角度(進(jìn)氣角度α)定義為進(jìn)氣道中心線與補(bǔ)燃室中心軸線的夾角，如圖1所示。

圖1 模塊化補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig．1 Configuration of modular secondary combustor

為了開(kāi)展不同補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)的地面試驗(yàn)，補(bǔ)燃室采用模塊化分段設(shè)計(jì)，這樣即可通過(guò)不同的組合方案，實(shí)現(xiàn)要求的頭部距離、空氣入射角度和補(bǔ)燃室長(zhǎng)度。圖1給出了模塊化補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)示意圖?？諝馊肷浣嵌圈吝x取45°和60°，頭部距離 LD選擇5、45、80 mm，補(bǔ)燃室長(zhǎng)度選擇400、600、800 mm。補(bǔ)燃室殼體內(nèi)徑80 mm，采用石墨絕熱層進(jìn)行熱防護(hù)。采用圓形管道模擬來(lái)流進(jìn)氣道，內(nèi)徑為38 mm，沖壓噴管喉徑為52 mm。

補(bǔ)燃室前封頭設(shè)有燃?xì)馊肟?，一次燃?xì)獠捎弥行目走M(jìn)氣方式。模擬來(lái)流采用二元雙側(cè)向進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)，兩進(jìn)氣道間徑向夾角為90°。2種進(jìn)氣角度構(gòu)型的補(bǔ)燃室前段殼體長(zhǎng)度均為400 mm。為了實(shí)現(xiàn)變補(bǔ)燃室長(zhǎng)度要求，設(shè)計(jì)了2種具有相同構(gòu)型但長(zhǎng)度不同的補(bǔ)燃室中段，補(bǔ)燃室中段長(zhǎng)度LM選取200 mm和400 mm。補(bǔ)燃室中段與段配合使用，可滿足400、600、800 mm補(bǔ)燃室長(zhǎng)度需求。

為滿足變頭部距離的要求，每種補(bǔ)燃室構(gòu)型頭部均留有一定的自由空間，通過(guò)與不同構(gòu)型的石墨墊塊配合使用，實(shí)現(xiàn)5、45、80 mm 3種頭部距離的補(bǔ)燃室布局，石墨墊塊如圖2所示。

圖2 石墨墊塊構(gòu)型Fig．2 Graphite block configuration

1．2 試驗(yàn)?zāi)M工況

試驗(yàn)?zāi)M10 km高度、Ma=2．8飛行工況，模擬空氣來(lái)流總溫573 K，總流量為1．2 kg/s。其中，每個(gè)進(jìn)氣道空氣流量為0．6 kg/s;一次燃?xì)獠捎弥行目讎娚浞绞竭M(jìn)氣，噴射流量為0．083 kg/s。

1．3 固沖發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)和測(cè)控系統(tǒng)

采用西北工業(yè)大學(xué)燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場(chǎng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室固體火箭沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)地面試驗(yàn)系統(tǒng)開(kāi)展地面直連式試驗(yàn)。該系統(tǒng)主要由氣源系統(tǒng)、空氣加熱系統(tǒng)、供應(yīng)管路、氣流穩(wěn)定段、固沖發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)器、柔性試車架和測(cè)控系統(tǒng)等部分組成。試驗(yàn)中，測(cè)量了補(bǔ)燃室不同截面的靜壓、總壓和總溫等參數(shù)。

1．4 正交試驗(yàn)方案

正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)(正交設(shè)計(jì))是一種借助數(shù)理統(tǒng)計(jì)理論，通過(guò)建立正交表，研究與處理多因素優(yōu)化試驗(yàn)卓有成效的試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法。本文將正交試驗(yàn)理論引入到固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)對(duì)二次燃燒影響研究中，基于正交理論合理安排試驗(yàn)，采用正交設(shè)計(jì)方法，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行處理和分析。

補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)選取空氣入射角度、補(bǔ)燃室長(zhǎng)度和頭部距離3個(gè)因素，空氣入射角度因素選取2個(gè)水平，補(bǔ)燃室長(zhǎng)度和頭部距離選取3個(gè)水平，建立因素水平表，如表1所示。

表1 因素水平Table 1 Orthogonal factors

根據(jù)所選因素水平的特點(diǎn)，按照正交設(shè)計(jì)理論，可選取3水平4因素(34)正交表安排試驗(yàn)，如表2所示。表2中，D列用來(lái)估計(jì)正交試驗(yàn)結(jié)果方差分析中的誤差。各表中帶，“*”的為擬水平，即該因素只設(shè)計(jì)了2個(gè)水平。試驗(yàn)時(shí)，用第1水平代替第2水平，擬水平正交表仍具有普通正交表的主要性質(zhì)。

表2 正交試驗(yàn)方案Table 2 Orthogonal test scheme

2 試驗(yàn)結(jié)果

二次燃燒效率是衡量固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室燃燒性能的重要參數(shù)，現(xiàn)多采用二次燃燒效率來(lái)評(píng)價(jià)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)的性能。本文引入點(diǎn)火延遲時(shí)間作為二次燃燒性能評(píng)價(jià)指標(biāo)之一，綜合評(píng)價(jià)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)性能。

補(bǔ)燃燒室點(diǎn)火延遲時(shí)間td定義為一次燃?xì)鈴膰娍谶M(jìn)入補(bǔ)燃室到建立穩(wěn)定燃燒所需的時(shí)間，如圖3所示。

固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室二次燃燒效率采用特征速度定義為

按照正交試驗(yàn)方案，在固沖發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)系統(tǒng)共開(kāi)展9次地面直連試驗(yàn)，綜合采用二次燃燒效率和點(diǎn)火延遲時(shí)間作為補(bǔ)燃燒室二次燃燒性能評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到結(jié)果如表3所示。

圖3 點(diǎn)火延遲時(shí)間Fig．3 Ignition delay time

表3 試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test result

2．1 燃燒效率

對(duì)補(bǔ)燃室二次燃燒效率進(jìn)行極差分析，結(jié)果如表4所示。通過(guò)對(duì)補(bǔ)燃室各結(jié)構(gòu)因素的極差比較可知，對(duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒效率影響最大的補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)是頭部距離，其次是補(bǔ)燃室長(zhǎng)度，最后是空氣入射角度。從表4中kij的大小即可判斷第j列因素的優(yōu)水平，進(jìn)而獲得各因素間最優(yōu)匹配方案，使燃燒效率較高。對(duì)二次燃燒效率來(lái)說(shuō)，其值越大，燃燒性能越好。由此得到空氣入射角度、補(bǔ)燃室長(zhǎng)度以及頭部距離的優(yōu)水平分別為45°、600 mm和5 mm，即采用上述補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)匹配方案，可使補(bǔ)燃室二次燃燒效率達(dá)到最大。

表4 燃燒效率極差分析Table 4 Range analy of conrbustion efficiency

以各因素的不同水平為橫坐標(biāo)，以試驗(yàn)結(jié)果的均值kij為縱坐標(biāo)，繪制因素極差趨勢(shì)圖，如圖4所示。由極差趨勢(shì)圖可直觀地看出，二次燃燒效率隨補(bǔ)燃室頭部距離變化最大，隨空氣入射角度變化最為緩慢。由于極差分析不能將試驗(yàn)中因試驗(yàn)條件改變引起的數(shù)據(jù)波動(dòng)與試驗(yàn)誤差引起的數(shù)據(jù)波動(dòng)區(qū)分開(kāi)來(lái)，因此需對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析，衡量各因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響作用是否顯著。對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行方差分析，顯著性結(jié)果列于表5。由顯著性檢驗(yàn)結(jié)果可知，試驗(yàn)工況下頭部距離對(duì)二次燃燒效率影響較顯著，空氣入射角度和補(bǔ)燃室長(zhǎng)度對(duì)二次燃燒效率的影響作用有限。

圖4 二次燃燒效率極差曲線Fig．4 Range curves of secondary combustion efficiency

表5 燃燒效率方差分析Table 5 ANOVA of combustion efficiency

2．2 點(diǎn)火延遲時(shí)間

保證固沖發(fā)動(dòng)機(jī)一次燃?xì)庠谘a(bǔ)燃室正常點(diǎn)火建壓，縮短補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲時(shí)間，同樣是發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)應(yīng)考慮的因素之一。表6和表7給出了補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲時(shí)間的極差分析和方差分析結(jié)果。

表6 點(diǎn)火延遲時(shí)間極差分析Table 6 Range analysis of ignition delay time s

表7 點(diǎn)火延遲時(shí)間方差分析Table 7 ANOVA of ignition delay time

含硼富燃燃?xì)饽芊窨焖冱c(diǎn)火建壓主要取決于補(bǔ)燃室中能否營(yíng)造一個(gè)較好的硼點(diǎn)火燃燒氛圍。點(diǎn)火延遲時(shí)間極差分析表明，對(duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲影響最大的結(jié)構(gòu)參數(shù)是補(bǔ)燃室長(zhǎng)度，其次是空氣入射角度，最后是頭部距離。對(duì)點(diǎn)火延遲時(shí)間來(lái)說(shuō)，其值越小，補(bǔ)燃室點(diǎn)火性能越好。由此得出，空氣入射角度、補(bǔ)燃室長(zhǎng)度以及頭部距離的優(yōu)水平分別為45°、600 mm和80 mm。方差分析結(jié)果表明，在試驗(yàn)工況下，3種補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲時(shí)間的影響作用均不顯著。

3 結(jié)果分析

一般來(lái)說(shuō)，增加補(bǔ)燃室長(zhǎng)度，會(huì)相應(yīng)增加顆粒相在補(bǔ)燃室的滯留時(shí)間，有利于提高二次燃燒效率。但當(dāng)補(bǔ)燃室長(zhǎng)徑比超過(guò)一定值時(shí)，增加補(bǔ)燃室長(zhǎng)度，對(duì)二次燃燒效率提升作用有限［8］，且過(guò)長(zhǎng)的補(bǔ)燃室長(zhǎng)度會(huì)相應(yīng)地增加散熱損失。試驗(yàn)結(jié)果表明，補(bǔ)燃室長(zhǎng)度過(guò)長(zhǎng)或過(guò)短，都會(huì)造成二次燃燒效率的降低，存在一個(gè)合適的補(bǔ)燃室長(zhǎng)度，使二次燃燒效率達(dá)到最高。從點(diǎn)火延遲時(shí)間看，600 mm和800 mm長(zhǎng)度的補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)點(diǎn)火延遲時(shí)間接近，短于400 mm長(zhǎng)度的補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)的點(diǎn)火延遲時(shí)間。這是由于一次燃?xì)馀c來(lái)流空氣摻混進(jìn)行熱量交換，降低了來(lái)流硼顆粒環(huán)境溫度，而一次燃?xì)庵械臍庀嘟M分燃燒積聚熱量，提高硼顆粒環(huán)境溫度，為其創(chuàng)造點(diǎn)火條件。在固沖發(fā)動(dòng)機(jī)補(bǔ)燃室中，由于燃?xì)饬鲃?dòng)速度較大，燃燒產(chǎn)物在補(bǔ)燃室中滯留時(shí)間很短，不利于熱量積聚為硼顆粒迅速點(diǎn)火和補(bǔ)燃室建壓創(chuàng)造條件。較短長(zhǎng)度的補(bǔ)燃室與較長(zhǎng)長(zhǎng)度的補(bǔ)燃室相比，氣相燃燒產(chǎn)物在其中積聚的熱量更少，達(dá)到硼顆粒點(diǎn)火溫度需要的時(shí)間更長(zhǎng)，增加了點(diǎn)火過(guò)程中硼顆粒點(diǎn)火時(shí)間和補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲時(shí)間。

空氣入射角度增大時(shí)，來(lái)流徑向分量增大，有利于增強(qiáng)一次燃?xì)馀c空氣的摻混，但同時(shí)也加劇了一次燃?xì)馀c來(lái)流的熱量交換，增加了摻混損失及補(bǔ)燃室總壓損失，不利于硼顆粒快速點(diǎn)火及發(fā)動(dòng)機(jī)性能提升。試驗(yàn)結(jié)果表明，無(wú)論是二次燃燒效率，還是補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲時(shí)間，45°構(gòu)型的發(fā)動(dòng)機(jī)性能均優(yōu)于60°構(gòu)型。

補(bǔ)燃室頭部距離是影響固沖發(fā)動(dòng)機(jī)一次燃?xì)馀c空氣摻混、點(diǎn)火和燃燒的重要因素之一。頭部距離較大時(shí)，頭部存在明顯的回流區(qū)，回流區(qū)內(nèi)氣相組分與空氣劇烈摻混燃燒，提高一次燃?xì)馀c來(lái)流交匯區(qū)溫度，為一次燃?xì)庵信痤w粒點(diǎn)火燃燒創(chuàng)造條件，縮短補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲時(shí)間，這與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。頭部距離對(duì)二次燃燒效率的影響較復(fù)雜，影響趨勢(shì)不明，需要進(jìn)一步的研究分析。

方差分析結(jié)果表明，試驗(yàn)工況下，補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變，對(duì)補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲時(shí)間和二次燃燒效率的影響作用較小，總體呈現(xiàn)為固沖發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒性能對(duì)補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)不敏感。這是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)所用的含硼推進(jìn)劑配方采用較小粒度的硼顆粒，削弱了結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)補(bǔ)燃室二次燃燒性能影響的顯著性。試驗(yàn)所用推進(jìn)劑配方中硼顆粒粒度較小，在2～5 μm之間，一次燃?xì)鈬娚湫瘦^高，均在97．5%以上。同時(shí)，推進(jìn)劑熱力計(jì)算結(jié)果表明，一次燃?xì)獬隹跍囟葹? 840 K，基本上達(dá)到硼顆粒點(diǎn)火溫度。綜合這些原因，使得一次燃?xì)饧词乖诓煌a(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)狀態(tài)下，仍能和來(lái)流空氣進(jìn)行有效摻混，快速點(diǎn)火建壓，并穩(wěn)定燃燒，降低了二次燃燒性能對(duì)結(jié)構(gòu)變化的敏感性。

補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)只是影響二次燃燒性能的因素之一，若能與其他因素綜合研究?jī)?yōu)化，對(duì)固沖發(fā)動(dòng)機(jī)性能的提升效果會(huì)更加明顯。比如，改進(jìn)推進(jìn)劑配方、優(yōu)化配方中硼顆粒粒徑級(jí)配，適當(dāng)提高推進(jìn)劑一次燃燒溫度等措施，降低含硼富燃燃?xì)庠谘a(bǔ)燃室點(diǎn)火燃燒的閾值，縮短硼顆粒點(diǎn)火時(shí)間和補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲時(shí)間，提高燃燒效率。從總體設(shè)計(jì)出發(fā)，可適度降低二次燃燒性能對(duì)補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)的敏感性，在保證穩(wěn)定摻混燃燒的情況下，優(yōu)化補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)。比如，削弱補(bǔ)燃室長(zhǎng)度變化對(duì)二次燃燒性能的影響，設(shè)計(jì)較短的補(bǔ)燃室長(zhǎng)度，以減輕固沖發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)質(zhì)量。

4 結(jié)論

(1)將補(bǔ)燃室點(diǎn)火延遲時(shí)間加入補(bǔ)燃室二次燃燒性能評(píng)價(jià)指標(biāo)體系，與燃燒效率綜合評(píng)價(jià)二次燃燒性能，豐富了固沖發(fā)動(dòng)機(jī)二次燃燒性能評(píng)價(jià)手段。

(2)試驗(yàn)結(jié)果的極差分析表明，補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)二次燃燒點(diǎn)火延遲時(shí)間影響由強(qiáng)到弱依次為補(bǔ)燃室長(zhǎng)度＞空氣入射角度＞頭部距離，對(duì)二次燃燒效率影響由強(qiáng)到弱依次為頭部距離＞補(bǔ)燃室長(zhǎng)度＞空氣入射角度。

(3)適度降低補(bǔ)燃室二次燃燒性能對(duì)結(jié)構(gòu)參數(shù)的敏感性，更有利于固沖發(fā)動(dòng)機(jī)總體設(shè)計(jì)。

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［10］ 侯化國(guó)，王玉民．正交設(shè)計(jì)法［M］．長(zhǎng)春:吉林人民出版社，1985．