基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)量固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鉁囟?/h1>
2015-05-10 00:50:54胡松啟黃洪勇
含能材料 2015年1期
胡松啟, 陳 靜, 劉 凱， 黃洪勇
(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, 陜西 西安 710072)
1 引 言
固體推進(jìn)劑燃?xì)鉁囟仁腔鸺l(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、防燒蝕設(shè)計(jì)和推進(jìn)劑燃燒機(jī)理研究的重要指標(biāo)參數(shù)。目前的測(cè)溫方法基本上可以分為接觸式測(cè)溫法和非接觸式測(cè)溫法兩大類[1]。接觸式測(cè)溫法如熱電偶法,其優(yōu)點(diǎn)是溫度測(cè)量精度較高,實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)相對(duì)簡(jiǎn)便,但一般用于測(cè)量2200 K以下的溫度。非接觸式測(cè)溫方法可測(cè)溫度高,涉及到火焰學(xué)、光學(xué)、電子學(xué)和信息處理等多種學(xué)科,測(cè)溫技術(shù)較復(fù)雜。目前非接觸式燃?xì)鉁囟葴y(cè)量方法正快速發(fā)展,如紅外測(cè)溫法、拉曼光譜測(cè)溫法、多光譜測(cè)溫法和亞歷山大效應(yīng)法等。紅外測(cè)溫法[2]主要依靠紅外測(cè)溫原理,可以大幅度提高紅外輻射測(cè)溫的準(zhǔn)確度。李疏芬和張雪松[3]在1997年應(yīng)用紅外發(fā)射吸收法測(cè)量了氣體火焰的溫度,但測(cè)量結(jié)果尚未得到充分的驗(yàn)證,結(jié)果的精確度有待檢測(cè)。拉曼光譜測(cè)溫法根據(jù)入射光源的不同形式又分為自發(fā)拉曼散射和受激拉曼散射。由于自發(fā)拉曼散射的信號(hào)微弱和非相干性,對(duì)于許多具有光亮背景和熒光干擾的實(shí)際體系,它的應(yīng)用受到一定的限制。與自發(fā)拉曼光譜相比,受激拉曼散射能大幅度提高測(cè)量的信噪比,常用的方法是相干反斯托克斯拉曼散射(CARS)[4]。美國(guó)學(xué)者利用CARS法測(cè)量不同環(huán)境下燃?xì)鉁囟?如內(nèi)燃機(jī)的汽缸里、激波管內(nèi)、噴氣發(fā)動(dòng)機(jī)的后燃排氣流場(chǎng)以及航天飛機(jī)燃料預(yù)燃室中的溫度測(cè)量[5]。多光譜輻射測(cè)溫法(Multispectral Radiation Thermometry)是20世紀(jì)70年代末才發(fā)展起來的可同時(shí)測(cè)量目標(biāo)真實(shí)溫度及材料光譜發(fā)射率的非接觸測(cè)溫方法,也可作為多參數(shù)動(dòng)態(tài)熱物性測(cè)試的重要手段,用以測(cè)量試樣的發(fā)射率、熔點(diǎn)、比熱、熱膨脹等[6]。Kang H W等人[7]采用多光譜測(cè)溫法研究表面氧化效果對(duì)氧化鋁溫度預(yù)測(cè)的影響,但該方法必須要假設(shè)發(fā)射率與波長(zhǎng)之間的函數(shù)關(guān)系,否則無(wú)法求解?；趤啔v山大效應(yīng)燃?xì)鉁囟葴y(cè)量法近幾年獲得快速發(fā)展,“亞歷山大效應(yīng)”指的是當(dāng)寶石在日光下和白熾燈光下轉(zhuǎn)換時(shí)產(chǎn)生的顯著變色現(xiàn)象,此方法可用于精確測(cè)量1000～10000 K的高溫[8-10],可以直接測(cè)量4000 K以上高溫。Shinichi I等[11]建立了一個(gè)基于亞歷山大效應(yīng)的系統(tǒng)進(jìn)行雷達(dá)光源的可行性研究。這個(gè)系統(tǒng)包括一個(gè)激光二極管,該二極管作為短脈沖光源被放大,亞歷山大激光再生放大器作為前置放大器,以及兩階段雙通功率放大器。通過這個(gè)系統(tǒng),已獲得以10 Hz重復(fù)頻率輸出60 mJ的能量。Wang P J等[12]利用亞歷山大測(cè)溫儀直接測(cè)量從氬氣等離子體射流出的100 kW的直流等離子火焰,等離子的直接測(cè)量溫度為(11178±382) K。通過使用頻譜校正功能來刪除譜線和糾正其底層相對(duì)光譜功率分布的頻譜,由亞歷山大測(cè)溫儀校正相對(duì)連續(xù)的光譜功率分布,從而計(jì)算出溫度為(10106±345) K。徐萍[13]建立了基于亞歷山大效應(yīng)的光譜高溫儀光譜測(cè)量模型,提出了3000 ℃ 以下溫度范圍的光譜高溫儀的校正方法,以及3000 ℃以上的光譜高溫儀校正思路。
目前,國(guó)內(nèi)外基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫法的研究主要集中于壓力山大效應(yīng)的原理以及測(cè)溫儀的校正方法分析,本研究組建基于亞歷山大效應(yīng)的燃?xì)鉁囟葴y(cè)量系統(tǒng),對(duì)多種固體推進(jìn)劑的燃?xì)鉁囟冗M(jìn)行測(cè)量,并通過數(shù)值模擬分析發(fā)動(dòng)機(jī)尺寸及熱損失對(duì)軸線溫度的影響。
2 亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫原理
當(dāng)不同光源的溫度一致時(shí),輻射體的光穿過寶石顯現(xiàn)出的色彩也相同。不同溫度下的色彩是由色彩空間中的色彩角表示的。亞歷山大色彩角在2856 K接近335°,為紅紫色色調(diào),在6500 K時(shí)為162°,為藍(lán)綠色色調(diào),色調(diào)是CIELAB色彩空間中色彩角hab的函數(shù)。
(1)
式中,a*與b*是CIELAB色彩空間中的兩個(gè)坐標(biāo),a*代表紅色,b*代表黃色。在大多數(shù)溫度測(cè)量應(yīng)用中,溫度與色彩角之間的關(guān)系可以用一個(gè)達(dá)到色彩角六次冪的多項(xiàng)式函數(shù)[9]來確定:
T=k0+k1h+k2h2+k3h3+k4h4+k5h5+k6h6
(2)
式中,h表示CIELAB色彩空間中的色彩角,(°);T為測(cè)量溫度,K;k0、k1、k2、k3、k4、k5、k6為系數(shù)。
基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫原理如圖1所示,光譜高溫計(jì)通過亞歷山大過濾器測(cè)量熱等離子槍的光譜分布,通過計(jì)算色彩角來測(cè)定溫度。
圖1 亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫原理
Fig.1 Principle of temperature measurement utilizing Alexandrite effect
基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)量的是通道火焰的最高溫度[10],此最高溫度是色彩角的函數(shù)。色彩角是對(duì)所有已測(cè)范圍內(nèi)的波長(zhǎng)進(jìn)行處理得到。亞歷山大寶石效應(yīng)的色彩角只取決于輻射體的最高溫度,而與該輻射體的光譜功率分布無(wú)關(guān)。
3 發(fā)動(dòng)機(jī)尺寸及散熱效應(yīng)對(duì)軸線溫度的影響分析
在基于亞歷山大效應(yīng)的測(cè)溫實(shí)驗(yàn)中,被測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)為小型縮比發(fā)動(dòng)機(jī)。測(cè)溫過程中,基于亞歷山大效應(yīng)的溫度測(cè)量系統(tǒng)所測(cè)得的溫度是整個(gè)被測(cè)通道內(nèi)最高溫度,即燃燒室軸心部位的溫度。燃燒室內(nèi)溫度損失主要是由散熱引起,而散熱損失的大小與發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)形式有關(guān)。為驗(yàn)證不同直徑發(fā)動(dòng)機(jī)以及散熱損失對(duì)燃燒室軸心溫度的影響,對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬,獲得各工況下燃燒室軸線溫度的分布情況。
3.1 物理模型與邊界條件
對(duì)兩種直徑不同的火箭發(fā)動(dòng)機(jī)模型進(jìn)行數(shù)值仿真,研究不同直徑發(fā)動(dòng)機(jī)軸線溫度變化情況。其結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示。流場(chǎng)計(jì)算中假定燃?xì)鉃槔硐霘怏w,燃?xì)獾膶?dǎo)熱系數(shù)為0.124 W·(m·K)-1,比熱為1877 J·(kg·K)-1,粘性系數(shù)為4.7×10-4Pa·s。壁面材料是45#鋼,其導(dǎo)熱系數(shù)為50 W·(m·K)-1,密度為7800 kg·m-3,比熱465 J·(kg·K)-1。
a. 120 mm
b. 1200 mm
圖2 兩種發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)尺寸
Fig.2 Dimension of two motor structure
根據(jù)需要描述問題的類型,給定如下的邊界條件進(jìn)行數(shù)值模擬。
(1)入口邊界條件: 采用壓力入口(pressure-inlet),設(shè)定燃燒室入口總壓為5 MPa,表壓4.9 MPa,總溫3500 K。
(2)出口邊界條件: 噴管出口邊界條件采用壓力出口(pressure-outlet),噴管出口表壓為0.1 MPa,溫度為300 K。
(3)壁面邊界條件: 在考慮絕熱的情況下,采用無(wú)滑移壁面。在考慮熱損失的情況下,添加殼體壁面,壁面厚度為10 mm,對(duì)于氣固接觸的壁面,采用耦合邊界,速度取無(wú)滑移條件。
3.2 計(jì)算結(jié)果分析
壁面絕熱條件下直徑為120 mm發(fā)動(dòng)機(jī)溫度分布如圖3所示。從模擬結(jié)果中可以發(fā)現(xiàn),燃燒室的溫度基本為定值,約為3450 K,噴管擴(kuò)張段存在溫度梯度,燃?xì)鉁囟戎饾u降低,高溫燃?xì)獾膬?nèi)能轉(zhuǎn)化為發(fā)動(dòng)機(jī)工作所需的動(dòng)能。從圖3中可以更加明顯地看出溫度分布梯度。
存在熱損失條件下兩種直徑發(fā)動(dòng)機(jī)2 s時(shí)溫度分布如圖4所示。從圖4中可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)動(dòng)機(jī)工作2 s后，殼體溫度逐漸增加。直徑為120 mm的發(fā)動(dòng)機(jī)壁面溫度梯度更明顯。兩種直徑發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室內(nèi)溫度分布沒有明顯變化，燃燒室軸心處的溫度也沒有明顯的變化，約為3500 K，說明在測(cè)量溫度時(shí)，透明窗的位置對(duì)測(cè)溫結(jié)果沒有決定性的影響。
不同時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī)軸心溫度位置如圖5所示。
a. 2000～3000 K b. 3000～3500 K
圖3 絕熱條件下直徑為120 mm發(fā)動(dòng)機(jī)溫度分布云圖
Fig.3 Temperature contours of the motor with diameter of 120 mm under adiabatic condition
a. 120 mm b. 1200 mm
圖4 2 s時(shí)存在熱損失條件下發(fā)動(dòng)機(jī)溫度分布圖
Fig.4 Temperature contours of two motor under conditions of heat loss at 2 s
a. 0.4 s b. 2 s c. 4 s
圖5 不同時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī)軸心溫度位置
Fig.5 Location of motor axial temperature at different time
從圖5中可以看出: 大直徑發(fā)動(dòng)機(jī)處于絕熱條件下,其燃燒室軸心處溫度都為3499.5 K,大直徑發(fā)動(dòng)機(jī)處于熱損失條件下,其燃燒室軸心處溫度都為3498.4 K,可見散熱損失只影響靠近壁面處流場(chǎng)溫度,對(duì)于軸心處溫度影響很小。這兩種條件下噴管軸心處的溫度略有差異,但差異并不明顯; 在熱損失條件下,對(duì)于不同直徑的發(fā)動(dòng)機(jī),雖然直徑不同,但發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室溫度分布都比較均勻,而小直徑發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室軸心處的溫度為3498.1 K,與大直徑發(fā)動(dòng)機(jī)軸心溫度相差僅0.3 K,可見發(fā)動(dòng)機(jī)直徑和熱損失對(duì)燃燒室軸心處的溫度影響可以忽略,即不同直徑發(fā)動(dòng)機(jī)盡管有散熱損失,但其軸心溫度基本相等,因此可以用小發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)試結(jié)果表征大發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟取?/p>
4 燃?xì)鉁囟葴y(cè)試及分析
4.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及方案
圖6為亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫系統(tǒng)圖,燃?xì)鉁囟葴y(cè)試系統(tǒng)由火箭發(fā)動(dòng)機(jī)、光學(xué)采集系統(tǒng)、數(shù)據(jù)分析系統(tǒng)組成。火箭發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的高溫燃?xì)鉃橄到y(tǒng)的測(cè)量對(duì)象。發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室殼體開設(shè)有透明窗,光學(xué)采集系統(tǒng)通過透明窗采集燃燒室內(nèi)的高溫燃?xì)廨椛涔庾V,光學(xué)系統(tǒng)采集信息后將信息傳輸?shù)綌?shù)據(jù)分析系統(tǒng)中,通過計(jì)算得到燃?xì)鉁囟取?/p>
圖6 亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫系統(tǒng)
Fig.6 Temperature measurement system utilizing Alexandrite effect
研究采用了三種復(fù)合推進(jìn)劑。具體配方見表1,推進(jìn)劑理論燃?xì)鉁囟炔捎米钚〖妓棺杂赡芊╗14-15],通過熱力計(jì)算得到。
分別計(jì)算了大氣中,燃燒室內(nèi)和噴管出口處燃?xì)鉁囟?。在進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口燃?xì)鉁囟壤碚撚?jì)算和實(shí)際測(cè)量時(shí),噴管面積擴(kuò)張比皆為9。
表1 推進(jìn)劑配方及理論燃?xì)鉁囟?/p>
Table 1 Propellant formulations and theoretical combustion gas temperature obtained by minimization of Gibbs free energy
Ｎo．massfraction／％ＨＴＰＢＡＰＡltheoreticalcombustiontemperature／Ｋ0．1ＭＰa（atmosphere）5ＭＰa（combustionchamber）5ＭＰa（nozzleexit）Ｐ114851271229531736Ｐ214779289131902069Ｐ3146917304934502278
4.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析
4.2.1 0.1 MPa燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果及分析
測(cè)試P1,P2,P3三種推進(jìn)劑藥條在0.1 MPa下的燃?xì)鉁囟?每種藥條測(cè)試兩次,結(jié)果如圖7所示，與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比見表2。
表2 三種推進(jìn)劑0.1 MPa下理論燃?xì)鉁囟扰c實(shí)測(cè)溫度對(duì)比
Table 2 Combustion gas temperature of three propellants at 0.1 MPa obtained experimentally and theoretically
Ｎo．Ａl／％Ｔ／ＫtheoreticalexperimentalＰ1127122857Ｐ2928913109Ｐ31730493284
由圖7與表2可知: 整體上,三種推進(jìn)劑實(shí)測(cè)燃?xì)鉁囟榷悸愿哂诶碚撚?jì)算燃?xì)鉁囟?但是變化趨勢(shì)都一致: 隨著鋁含量的增加,實(shí)測(cè)燃?xì)鉁囟群屠碚撊細(xì)鉁囟仍黾印？紤]到采用熱力計(jì)算的方法計(jì)算0.1 MPa下推進(jìn)劑燃?xì)鉁囟却嬖谝欢ㄕ`差,故認(rèn)為實(shí)測(cè)溫度合理。當(dāng)然后續(xù)工作還需采用標(biāo)準(zhǔn)溫度源對(duì)基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫系統(tǒng)進(jìn)行校正。
4.2.2 燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果及分析
將推進(jìn)劑P2和P3在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)點(diǎn)燃,通過調(diào)節(jié)噴管喉徑尺寸控制其燃燒室工作壓強(qiáng)皆為5 MPa。推進(jìn)劑P2和P3工作時(shí)其燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果如圖8所示。
推進(jìn)劑P2和P3在壓強(qiáng)為5 MPa時(shí)燃?xì)饫碚摐囟确謩e為3190 K和3450 K(表1),但實(shí)測(cè)結(jié)果分別為2300 K和2450 K,實(shí)測(cè)結(jié)果大大低于理論溫度。
實(shí)驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)透明窗玻璃通道部分都附著了一層厚厚的物質(zhì),如圖9所示。
由圖9可知: 透明窗玻璃與燃?xì)獾慕佑|面部分有很厚的灰黑色附著物,透光性差。實(shí)測(cè)溫度與理論溫度差異過大的原因可能為: 在火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中,高溫燃?xì)馀c溫度較低的光學(xué)玻璃直接接觸,燃?xì)庵械母邷禺a(chǎn)物遇到低溫的玻璃端面后迅速降溫,粘附在玻璃端面上。由于灰黑色物質(zhì)附著在玻璃上,導(dǎo)致光譜采集系統(tǒng)無(wú)法準(zhǔn)確采集燃燒室內(nèi)所有光譜,故無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)量燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟取?/p>
a. P1 b. P2 c. P3
圖7 三種推進(jìn)劑0.1 MPa下燃?xì)鉁囟惹€
Fig.7 Combustion gas temperature curves of three propellants at 0.1 MPa
圖8 推進(jìn)劑P2、P3燃燒室燃?xì)鉁囟惹€
Fig.8 Combustion gas temperature curves of propellant P2 and P3 in combustion chamber
a. P2 b. P3
圖9 發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)后透明玻璃表面
Fig.9 Transparent windowpane after rocket motor working
4.2.3 噴管出口燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果及分析
試驗(yàn)采用含鋁17%復(fù)合推進(jìn)劑P3,燃燒室壓強(qiáng)為5 MPa,噴管面積擴(kuò)張比為9。實(shí)驗(yàn)時(shí)噴管火焰照片見圖10,實(shí)測(cè)噴管出口燃?xì)鉁囟惹€如圖11所示。
圖10 噴管出口火焰
Fig.10 Flame at nozzle exit
從圖11可以看出,噴管出口燃?xì)鉁囟让黠@分為兩段: 0.6～1.8 s約為2700 K,1.9～2.3 s溫度約為2200 K。1.8 s后溫度降低且維持一平段,說明此時(shí)該通道內(nèi)恰好沒有鋁凝相產(chǎn)物,測(cè)得的是氣體溫度,分析認(rèn)為2700 K是噴管排出的含鋁凝相產(chǎn)物的溫度,2200 K才是燃?xì)鉁囟?此溫度與表1噴管出口理論計(jì)算溫度2278 K基本一致。
圖11 噴管出口燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果
Fig.11 Combustion gas temperature measured at nozzle exit
5 結(jié) 論
(1) 搭建了基于亞歷山大效應(yīng)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鉁囟葴y(cè)試系統(tǒng),該測(cè)試系統(tǒng)測(cè)試原理為發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí),光學(xué)采集系統(tǒng)通過透明窗采集高溫燃?xì)夤庾V,利用光譜數(shù)據(jù)換算得到燃?xì)鉁囟戎怠?/p>
(2) 對(duì)絕熱和考慮熱損失條件下兩種直徑(120 mm和1200 mm)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)溫度分布進(jìn)行了數(shù)值仿真,結(jié)果表明三種工況下燃燒室軸心溫度分別為3499.5,3498.4,3498.1 K,可見發(fā)動(dòng)機(jī)直徑和熱損失對(duì)燃燒室軸心處的溫度影響可以忽略(3) 測(cè)試了含鋁量分別為1%,9%,17%的復(fù)合推進(jìn)劑在0.1 MPa下的燃?xì)鉁囟?三種推進(jìn)劑實(shí)測(cè)燃?xì)鉁囟确謩e為2857,3109,3284 K,略高于理論計(jì)算燃?xì)鉁囟?2712,2891,3049 K),但是變化趨勢(shì)一致,即隨著鋁含量的增加,實(shí)測(cè)燃?xì)鉁囟群屠碚撊細(xì)鉁囟榷荚黾印?/p>
(4) 測(cè)試了含鋁量為9%,17%的復(fù)合推進(jìn)劑在發(fā)動(dòng)機(jī)工作壓強(qiáng)為5 MPa時(shí)燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟?測(cè)量值分別為2300,2450 K,遠(yuǎn)低于理論溫度(3190,3450 K),這是由于燃?xì)庵懈邷禺a(chǎn)物遇到低溫的玻璃后迅速降溫,粘附在玻璃端面上,導(dǎo)致光譜采集系統(tǒng)無(wú)法準(zhǔn)確采集燃燒室內(nèi)所有光譜,故無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)量燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟取?/p>
(5) 測(cè)試了含鋁量17%的復(fù)合推進(jìn)劑在發(fā)動(dòng)機(jī)工作壓強(qiáng)為5 MPa下噴管出口燃?xì)鉁囟燃s為2200 K,與理論計(jì)算結(jié)果的2278 K基本一致。這說明基于亞歷山大效應(yīng)的高溫光譜儀具有測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒火焰溫度的能力。
后續(xù)工作主要集中兩點(diǎn): 一方面是對(duì)透明窗進(jìn)行一定處理,盡量不讓燃?xì)獬煞终掣皆诓ＡФ嗣嫔? 另一方面是采用標(biāo)準(zhǔn)溫度源對(duì)基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫系統(tǒng)進(jìn)行校正。
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胡松啟, 陳 靜, 劉 凱， 黃洪勇
(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, 陜西 西安 710072)
1 引 言
固體推進(jìn)劑燃?xì)鉁囟仁腔鸺l(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、防燒蝕設(shè)計(jì)和推進(jìn)劑燃燒機(jī)理研究的重要指標(biāo)參數(shù)。目前的測(cè)溫方法基本上可以分為接觸式測(cè)溫法和非接觸式測(cè)溫法兩大類[1]。接觸式測(cè)溫法如熱電偶法,其優(yōu)點(diǎn)是溫度測(cè)量精度較高,實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)相對(duì)簡(jiǎn)便,但一般用于測(cè)量2200 K以下的溫度。非接觸式測(cè)溫方法可測(cè)溫度高,涉及到火焰學(xué)、光學(xué)、電子學(xué)和信息處理等多種學(xué)科,測(cè)溫技術(shù)較復(fù)雜。目前非接觸式燃?xì)鉁囟葴y(cè)量方法正快速發(fā)展,如紅外測(cè)溫法、拉曼光譜測(cè)溫法、多光譜測(cè)溫法和亞歷山大效應(yīng)法等。紅外測(cè)溫法[2]主要依靠紅外測(cè)溫原理,可以大幅度提高紅外輻射測(cè)溫的準(zhǔn)確度。李疏芬和張雪松[3]在1997年應(yīng)用紅外發(fā)射吸收法測(cè)量了氣體火焰的溫度,但測(cè)量結(jié)果尚未得到充分的驗(yàn)證,結(jié)果的精確度有待檢測(cè)。拉曼光譜測(cè)溫法根據(jù)入射光源的不同形式又分為自發(fā)拉曼散射和受激拉曼散射。由于自發(fā)拉曼散射的信號(hào)微弱和非相干性,對(duì)于許多具有光亮背景和熒光干擾的實(shí)際體系,它的應(yīng)用受到一定的限制。與自發(fā)拉曼光譜相比,受激拉曼散射能大幅度提高測(cè)量的信噪比,常用的方法是相干反斯托克斯拉曼散射(CARS)[4]。美國(guó)學(xué)者利用CARS法測(cè)量不同環(huán)境下燃?xì)鉁囟?如內(nèi)燃機(jī)的汽缸里、激波管內(nèi)、噴氣發(fā)動(dòng)機(jī)的后燃排氣流場(chǎng)以及航天飛機(jī)燃料預(yù)燃室中的溫度測(cè)量[5]。多光譜輻射測(cè)溫法(Multispectral Radiation Thermometry)是20世紀(jì)70年代末才發(fā)展起來的可同時(shí)測(cè)量目標(biāo)真實(shí)溫度及材料光譜發(fā)射率的非接觸測(cè)溫方法,也可作為多參數(shù)動(dòng)態(tài)熱物性測(cè)試的重要手段,用以測(cè)量試樣的發(fā)射率、熔點(diǎn)、比熱、熱膨脹等[6]。Kang H W等人[7]采用多光譜測(cè)溫法研究表面氧化效果對(duì)氧化鋁溫度預(yù)測(cè)的影響,但該方法必須要假設(shè)發(fā)射率與波長(zhǎng)之間的函數(shù)關(guān)系,否則無(wú)法求解?；趤啔v山大效應(yīng)燃?xì)鉁囟葴y(cè)量法近幾年獲得快速發(fā)展,“亞歷山大效應(yīng)”指的是當(dāng)寶石在日光下和白熾燈光下轉(zhuǎn)換時(shí)產(chǎn)生的顯著變色現(xiàn)象,此方法可用于精確測(cè)量1000～10000 K的高溫[8-10],可以直接測(cè)量4000 K以上高溫。Shinichi I等[11]建立了一個(gè)基于亞歷山大效應(yīng)的系統(tǒng)進(jìn)行雷達(dá)光源的可行性研究。這個(gè)系統(tǒng)包括一個(gè)激光二極管,該二極管作為短脈沖光源被放大,亞歷山大激光再生放大器作為前置放大器,以及兩階段雙通功率放大器。通過這個(gè)系統(tǒng),已獲得以10 Hz重復(fù)頻率輸出60 mJ的能量。Wang P J等[12]利用亞歷山大測(cè)溫儀直接測(cè)量從氬氣等離子體射流出的100 kW的直流等離子火焰,等離子的直接測(cè)量溫度為(11178±382) K。通過使用頻譜校正功能來刪除譜線和糾正其底層相對(duì)光譜功率分布的頻譜,由亞歷山大測(cè)溫儀校正相對(duì)連續(xù)的光譜功率分布,從而計(jì)算出溫度為(10106±345) K。徐萍[13]建立了基于亞歷山大效應(yīng)的光譜高溫儀光譜測(cè)量模型,提出了3000 ℃ 以下溫度范圍的光譜高溫儀的校正方法,以及3000 ℃以上的光譜高溫儀校正思路。
目前,國(guó)內(nèi)外基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫法的研究主要集中于壓力山大效應(yīng)的原理以及測(cè)溫儀的校正方法分析,本研究組建基于亞歷山大效應(yīng)的燃?xì)鉁囟葴y(cè)量系統(tǒng),對(duì)多種固體推進(jìn)劑的燃?xì)鉁囟冗M(jìn)行測(cè)量,并通過數(shù)值模擬分析發(fā)動(dòng)機(jī)尺寸及熱損失對(duì)軸線溫度的影響。
2 亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫原理
當(dāng)不同光源的溫度一致時(shí),輻射體的光穿過寶石顯現(xiàn)出的色彩也相同。不同溫度下的色彩是由色彩空間中的色彩角表示的。亞歷山大色彩角在2856 K接近335°,為紅紫色色調(diào),在6500 K時(shí)為162°,為藍(lán)綠色色調(diào),色調(diào)是CIELAB色彩空間中色彩角hab的函數(shù)。
(1)
式中,a*與b*是CIELAB色彩空間中的兩個(gè)坐標(biāo),a*代表紅色,b*代表黃色。在大多數(shù)溫度測(cè)量應(yīng)用中,溫度與色彩角之間的關(guān)系可以用一個(gè)達(dá)到色彩角六次冪的多項(xiàng)式函數(shù)[9]來確定:
T=k0+k1h+k2h2+k3h3+k4h4+k5h5+k6h6
(2)
式中,h表示CIELAB色彩空間中的色彩角,(°);T為測(cè)量溫度,K;k0、k1、k2、k3、k4、k5、k6為系數(shù)。
基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫原理如圖1所示,光譜高溫計(jì)通過亞歷山大過濾器測(cè)量熱等離子槍的光譜分布,通過計(jì)算色彩角來測(cè)定溫度。
圖1 亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫原理
Fig.1 Principle of temperature measurement utilizing Alexandrite effect
基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)量的是通道火焰的最高溫度[10],此最高溫度是色彩角的函數(shù)。色彩角是對(duì)所有已測(cè)范圍內(nèi)的波長(zhǎng)進(jìn)行處理得到。亞歷山大寶石效應(yīng)的色彩角只取決于輻射體的最高溫度,而與該輻射體的光譜功率分布無(wú)關(guān)。
3 發(fā)動(dòng)機(jī)尺寸及散熱效應(yīng)對(duì)軸線溫度的影響分析
在基于亞歷山大效應(yīng)的測(cè)溫實(shí)驗(yàn)中,被測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)為小型縮比發(fā)動(dòng)機(jī)。測(cè)溫過程中,基于亞歷山大效應(yīng)的溫度測(cè)量系統(tǒng)所測(cè)得的溫度是整個(gè)被測(cè)通道內(nèi)最高溫度,即燃燒室軸心部位的溫度。燃燒室內(nèi)溫度損失主要是由散熱引起,而散熱損失的大小與發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)形式有關(guān)。為驗(yàn)證不同直徑發(fā)動(dòng)機(jī)以及散熱損失對(duì)燃燒室軸心溫度的影響,對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬,獲得各工況下燃燒室軸線溫度的分布情況。
3.1 物理模型與邊界條件
對(duì)兩種直徑不同的火箭發(fā)動(dòng)機(jī)模型進(jìn)行數(shù)值仿真,研究不同直徑發(fā)動(dòng)機(jī)軸線溫度變化情況。其結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示。流場(chǎng)計(jì)算中假定燃?xì)鉃槔硐霘怏w,燃?xì)獾膶?dǎo)熱系數(shù)為0.124 W·(m·K)-1,比熱為1877 J·(kg·K)-1,粘性系數(shù)為4.7×10-4Pa·s。壁面材料是45#鋼,其導(dǎo)熱系數(shù)為50 W·(m·K)-1,密度為7800 kg·m-3,比熱465 J·(kg·K)-1。
a. 120 mm
b. 1200 mm
圖2 兩種發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)尺寸
Fig.2 Dimension of two motor structure
根據(jù)需要描述問題的類型,給定如下的邊界條件進(jìn)行數(shù)值模擬。
(1)入口邊界條件: 采用壓力入口(pressure-inlet),設(shè)定燃燒室入口總壓為5 MPa,表壓4.9 MPa,總溫3500 K。
(2)出口邊界條件: 噴管出口邊界條件采用壓力出口(pressure-outlet),噴管出口表壓為0.1 MPa,溫度為300 K。
(3)壁面邊界條件: 在考慮絕熱的情況下,采用無(wú)滑移壁面。在考慮熱損失的情況下,添加殼體壁面,壁面厚度為10 mm,對(duì)于氣固接觸的壁面,采用耦合邊界,速度取無(wú)滑移條件。
3.2 計(jì)算結(jié)果分析
壁面絕熱條件下直徑為120 mm發(fā)動(dòng)機(jī)溫度分布如圖3所示。從模擬結(jié)果中可以發(fā)現(xiàn),燃燒室的溫度基本為定值,約為3450 K,噴管擴(kuò)張段存在溫度梯度,燃?xì)鉁囟戎饾u降低,高溫燃?xì)獾膬?nèi)能轉(zhuǎn)化為發(fā)動(dòng)機(jī)工作所需的動(dòng)能。從圖3中可以更加明顯地看出溫度分布梯度。
存在熱損失條件下兩種直徑發(fā)動(dòng)機(jī)2 s時(shí)溫度分布如圖4所示。從圖4中可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)動(dòng)機(jī)工作2 s后，殼體溫度逐漸增加。直徑為120 mm的發(fā)動(dòng)機(jī)壁面溫度梯度更明顯。兩種直徑發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒室內(nèi)溫度分布沒有明顯變化，燃燒室軸心處的溫度也沒有明顯的變化，約為3500 K，說明在測(cè)量溫度時(shí)，透明窗的位置對(duì)測(cè)溫結(jié)果沒有決定性的影響。
不同時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī)軸心溫度位置如圖5所示。
a. 2000～3000 K b. 3000～3500 K
圖3 絕熱條件下直徑為120 mm發(fā)動(dòng)機(jī)溫度分布云圖
Fig.3 Temperature contours of the motor with diameter of 120 mm under adiabatic condition
a. 120 mm b. 1200 mm
圖4 2 s時(shí)存在熱損失條件下發(fā)動(dòng)機(jī)溫度分布圖
Fig.4 Temperature contours of two motor under conditions of heat loss at 2 s
a. 0.4 s b. 2 s c. 4 s
圖5 不同時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī)軸心溫度位置
Fig.5 Location of motor axial temperature at different time
從圖5中可以看出: 大直徑發(fā)動(dòng)機(jī)處于絕熱條件下,其燃燒室軸心處溫度都為3499.5 K,大直徑發(fā)動(dòng)機(jī)處于熱損失條件下,其燃燒室軸心處溫度都為3498.4 K,可見散熱損失只影響靠近壁面處流場(chǎng)溫度,對(duì)于軸心處溫度影響很小。這兩種條件下噴管軸心處的溫度略有差異,但差異并不明顯; 在熱損失條件下,對(duì)于不同直徑的發(fā)動(dòng)機(jī),雖然直徑不同,但發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室溫度分布都比較均勻,而小直徑發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室軸心處的溫度為3498.1 K,與大直徑發(fā)動(dòng)機(jī)軸心溫度相差僅0.3 K,可見發(fā)動(dòng)機(jī)直徑和熱損失對(duì)燃燒室軸心處的溫度影響可以忽略,即不同直徑發(fā)動(dòng)機(jī)盡管有散熱損失,但其軸心溫度基本相等,因此可以用小發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)試結(jié)果表征大發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟取?/p>
4 燃?xì)鉁囟葴y(cè)試及分析
4.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及方案
圖6為亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫系統(tǒng)圖,燃?xì)鉁囟葴y(cè)試系統(tǒng)由火箭發(fā)動(dòng)機(jī)、光學(xué)采集系統(tǒng)、數(shù)據(jù)分析系統(tǒng)組成。火箭發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的高溫燃?xì)鉃橄到y(tǒng)的測(cè)量對(duì)象。發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室殼體開設(shè)有透明窗,光學(xué)采集系統(tǒng)通過透明窗采集燃燒室內(nèi)的高溫燃?xì)廨椛涔庾V,光學(xué)系統(tǒng)采集信息后將信息傳輸?shù)綌?shù)據(jù)分析系統(tǒng)中,通過計(jì)算得到燃?xì)鉁囟取?/p>
圖6 亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫系統(tǒng)
Fig.6 Temperature measurement system utilizing Alexandrite effect
研究采用了三種復(fù)合推進(jìn)劑。具體配方見表1,推進(jìn)劑理論燃?xì)鉁囟炔捎米钚〖妓棺杂赡芊╗14-15],通過熱力計(jì)算得到。
分別計(jì)算了大氣中,燃燒室內(nèi)和噴管出口處燃?xì)鉁囟?。在進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口燃?xì)鉁囟壤碚撚?jì)算和實(shí)際測(cè)量時(shí),噴管面積擴(kuò)張比皆為9。
表1 推進(jìn)劑配方及理論燃?xì)鉁囟?/p>
Table 1 Propellant formulations and theoretical combustion gas temperature obtained by minimization of Gibbs free energy
Ｎo．massfraction／％ＨＴＰＢＡＰＡltheoreticalcombustiontemperature／Ｋ0．1ＭＰa（atmosphere）5ＭＰa（combustionchamber）5ＭＰa（nozzleexit）Ｐ114851271229531736Ｐ214779289131902069Ｐ3146917304934502278
4.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析
4.2.1 0.1 MPa燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果及分析
測(cè)試P1,P2,P3三種推進(jìn)劑藥條在0.1 MPa下的燃?xì)鉁囟?每種藥條測(cè)試兩次,結(jié)果如圖7所示，與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比見表2。
表2 三種推進(jìn)劑0.1 MPa下理論燃?xì)鉁囟扰c實(shí)測(cè)溫度對(duì)比
Table 2 Combustion gas temperature of three propellants at 0.1 MPa obtained experimentally and theoretically
Ｎo．Ａl／％Ｔ／ＫtheoreticalexperimentalＰ1127122857Ｐ2928913109Ｐ31730493284
由圖7與表2可知: 整體上,三種推進(jìn)劑實(shí)測(cè)燃?xì)鉁囟榷悸愿哂诶碚撚?jì)算燃?xì)鉁囟?但是變化趨勢(shì)都一致: 隨著鋁含量的增加,實(shí)測(cè)燃?xì)鉁囟群屠碚撊細(xì)鉁囟仍黾印？紤]到采用熱力計(jì)算的方法計(jì)算0.1 MPa下推進(jìn)劑燃?xì)鉁囟却嬖谝欢ㄕ`差,故認(rèn)為實(shí)測(cè)溫度合理。當(dāng)然后續(xù)工作還需采用標(biāo)準(zhǔn)溫度源對(duì)基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫系統(tǒng)進(jìn)行校正。
4.2.2 燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果及分析
將推進(jìn)劑P2和P3在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)點(diǎn)燃,通過調(diào)節(jié)噴管喉徑尺寸控制其燃燒室工作壓強(qiáng)皆為5 MPa。推進(jìn)劑P2和P3工作時(shí)其燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果如圖8所示。
推進(jìn)劑P2和P3在壓強(qiáng)為5 MPa時(shí)燃?xì)饫碚摐囟确謩e為3190 K和3450 K(表1),但實(shí)測(cè)結(jié)果分別為2300 K和2450 K,實(shí)測(cè)結(jié)果大大低于理論溫度。
實(shí)驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)透明窗玻璃通道部分都附著了一層厚厚的物質(zhì),如圖9所示。
由圖9可知: 透明窗玻璃與燃?xì)獾慕佑|面部分有很厚的灰黑色附著物,透光性差。實(shí)測(cè)溫度與理論溫度差異過大的原因可能為: 在火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中,高溫燃?xì)馀c溫度較低的光學(xué)玻璃直接接觸,燃?xì)庵械母邷禺a(chǎn)物遇到低溫的玻璃端面后迅速降溫,粘附在玻璃端面上。由于灰黑色物質(zhì)附著在玻璃上,導(dǎo)致光譜采集系統(tǒng)無(wú)法準(zhǔn)確采集燃燒室內(nèi)所有光譜,故無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)量燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟取?/p>
a. P1 b. P2 c. P3
圖7 三種推進(jìn)劑0.1 MPa下燃?xì)鉁囟惹€
Fig.7 Combustion gas temperature curves of three propellants at 0.1 MPa
圖8 推進(jìn)劑P2、P3燃燒室燃?xì)鉁囟惹€
Fig.8 Combustion gas temperature curves of propellant P2 and P3 in combustion chamber
a. P2 b. P3
圖9 發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)后透明玻璃表面
Fig.9 Transparent windowpane after rocket motor working
4.2.3 噴管出口燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果及分析
試驗(yàn)采用含鋁17%復(fù)合推進(jìn)劑P3,燃燒室壓強(qiáng)為5 MPa,噴管面積擴(kuò)張比為9。實(shí)驗(yàn)時(shí)噴管火焰照片見圖10,實(shí)測(cè)噴管出口燃?xì)鉁囟惹€如圖11所示。
圖10 噴管出口火焰
Fig.10 Flame at nozzle exit
從圖11可以看出,噴管出口燃?xì)鉁囟让黠@分為兩段: 0.6～1.8 s約為2700 K,1.9～2.3 s溫度約為2200 K。1.8 s后溫度降低且維持一平段,說明此時(shí)該通道內(nèi)恰好沒有鋁凝相產(chǎn)物,測(cè)得的是氣體溫度,分析認(rèn)為2700 K是噴管排出的含鋁凝相產(chǎn)物的溫度,2200 K才是燃?xì)鉁囟?此溫度與表1噴管出口理論計(jì)算溫度2278 K基本一致。
圖11 噴管出口燃?xì)鉁囟葴y(cè)量結(jié)果
Fig.11 Combustion gas temperature measured at nozzle exit
5 結(jié) 論
(1) 搭建了基于亞歷山大效應(yīng)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鉁囟葴y(cè)試系統(tǒng),該測(cè)試系統(tǒng)測(cè)試原理為發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí),光學(xué)采集系統(tǒng)通過透明窗采集高溫燃?xì)夤庾V,利用光譜數(shù)據(jù)換算得到燃?xì)鉁囟戎怠?/p>
(2) 對(duì)絕熱和考慮熱損失條件下兩種直徑(120 mm和1200 mm)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)溫度分布進(jìn)行了數(shù)值仿真,結(jié)果表明三種工況下燃燒室軸心溫度分別為3499.5,3498.4,3498.1 K,可見發(fā)動(dòng)機(jī)直徑和熱損失對(duì)燃燒室軸心處的溫度影響可以忽略(3) 測(cè)試了含鋁量分別為1%,9%,17%的復(fù)合推進(jìn)劑在0.1 MPa下的燃?xì)鉁囟?三種推進(jìn)劑實(shí)測(cè)燃?xì)鉁囟确謩e為2857,3109,3284 K,略高于理論計(jì)算燃?xì)鉁囟?2712,2891,3049 K),但是變化趨勢(shì)一致,即隨著鋁含量的增加,實(shí)測(cè)燃?xì)鉁囟群屠碚撊細(xì)鉁囟榷荚黾印?/p>
(4) 測(cè)試了含鋁量為9%,17%的復(fù)合推進(jìn)劑在發(fā)動(dòng)機(jī)工作壓強(qiáng)為5 MPa時(shí)燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟?測(cè)量值分別為2300,2450 K,遠(yuǎn)低于理論溫度(3190,3450 K),這是由于燃?xì)庵懈邷禺a(chǎn)物遇到低溫的玻璃后迅速降溫,粘附在玻璃端面上,導(dǎo)致光譜采集系統(tǒng)無(wú)法準(zhǔn)確采集燃燒室內(nèi)所有光譜,故無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)量燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟取?/p>
(5) 測(cè)試了含鋁量17%的復(fù)合推進(jìn)劑在發(fā)動(dòng)機(jī)工作壓強(qiáng)為5 MPa下噴管出口燃?xì)鉁囟燃s為2200 K,與理論計(jì)算結(jié)果的2278 K基本一致。這說明基于亞歷山大效應(yīng)的高溫光譜儀具有測(cè)量發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒火焰溫度的能力。
后續(xù)工作主要集中兩點(diǎn): 一方面是對(duì)透明窗進(jìn)行一定處理,盡量不讓燃?xì)獬煞终掣皆诓ＡФ嗣嫔? 另一方面是采用標(biāo)準(zhǔn)溫度源對(duì)基于亞歷山大效應(yīng)測(cè)溫系統(tǒng)進(jìn)行校正。
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