兩種含鋁復合推進劑壓強耦合響應的實驗對比①

劉佩進，齊宗滿，金秉寧，劉 鑫

(西北工業大學燃燒、熱結構與內流場重點實驗室，西安 710072)

0 引言

固體火箭發動機中所有的能量均來源于推進劑的燃燒，推進劑燃燒的壓強耦合響應是導致發動機燃燒不穩定的主要增益因素［1］。近年來，在國內一些固體發動機的點火實驗中發現，同樣的裝藥結構，由于推進劑配方或原材料批次的變化，發動機內的壓強振蕩水平呈現明顯差別［2］。相同的發動機結構、相同的推進劑燃速和能量特性要求，意味著發動機中的主流流動和存在的阻尼因素基本一致，可猜測推進劑配方或某些原料特征參數的變化，改變了其壓強耦合響應參數。為抑制發動機中的燃燒不穩定，首先需知道已知配方的壓強耦合響應函數。

測量壓強耦合響應函數的實驗方法有很多，如T型燃燒器、旋轉閥、微波法、磁流儀法等［3－5］。其中，最具有代表性的是應用最廣且廉價的T型燃燒器方法。國內在20世紀80～90年代曾利用T型燃燒器方法對含鋁復合推進劑的壓強耦合響應函數開展過測量工作［6］，但后來未見相關報道。根據當前發動機研制工作的需要，本文設計采用外部雙脈沖激勵的T型燃燒器實驗系統，針對2種用于同一個發動機的含鋁復合推進劑開展實驗研究，獲得了2種推進劑的壓強耦合響應函數。

1 實驗系統

本文所采用的實驗測量系統如圖1所示。它主要由4部分組成:T型燃燒器、脈沖觸發激勵裝置、點火時序控制裝置和數據采集器。T型燃燒器燃燒室內腔直徑90 mm，長度為1.98 m，位于中間的噴管喉徑可根據實驗工況進行更換。放置在T型燃燒器兩端的推進劑試件構型為杯狀構型，相對于端面燃燒來說，杯狀構型可增加燃面，以增大燃燒響應。兩端的點火藥包均為90 g的黑火藥。

脈沖觸發激勵裝置如圖2所示，安放在T型燃燒器左右兩端，通過單項實驗確定其內部的藥量為5 g黑火藥。脈沖器需經過精心設計，避免在工作過程中被燃燒器中的高溫高壓燃氣點燃，在需施加激勵時，由點火時序控制裝置點燃。

圖1 T型燃燒器和推進劑試件Fig.1 The pulsed T-burner device and the propellant sample

圖2 脈沖觸發激勵裝置示意圖Fig.2 Sketch of the pulser

數據采集器采用成都華太測控技術有限公司研制的Datalab并行數據采集儀，單通道最高采樣速率為100 K。實驗中測量5路壓強，其中T型燃燒器左-中-右3處采用高頻響壓強傳感器;2路脈沖器上各放置1個普通高壓傳感器，測量脈沖器工作過程中的壓強大小。點火時序控制裝置有4路點火輸出通道，其中第1路和第2路為兩端推進劑試件的點火通道，采用同時點火，目的是保證兩端推進劑點火具有同時性。第3路和第4路分別為2路脈沖觸發點火控制通道，第3路在工作中間某一時刻觸發，第4路在推進劑剛燃燒完畢后某一時刻觸發。圖3為各路點火輸出的時序，各路之間的時序可控制在100 ms;圖4為整個實驗系統的示意圖。

圖3 點火時序觸發信號圖Fig.3 Time sequence of experiments

圖4 脈沖觸發試驗系統簡圖Fig.4 Sketch of pulsed T-burner system

2 實驗研究與結果分析

2.1 實驗方法

T型燃燒器受到外部脈沖激勵后產生壓強振蕩，其聲壓振幅可用指數關系式p=p0eαt表示。其中，p0為起始時刻的聲壓振幅，α為振幅增長常數或衰減常數，α＞0振蕩增長，α＜0振蕩衰減。將振蕩衰減段內采樣點的時間和對應的振蕩幅值畫在半對數坐標系內，所得直線即為衰減常數α，將其代入式(1)中，即可獲得響應頻率下的壓強響應函數［7］。

本文之所以采用二次脈沖外部激勵方法，是因為復合推進劑在T型燃燒器內產生自激振蕩較為困難。二次脈沖激勵方法，即在T型燃燒器工作過程中，當燃燒器內壓強處于平衡穩定狀態時，加入第一個脈沖激勵，可測得壓強振蕩衰減常數α1，即推進劑燃面增益常數 αc和系統總阻尼常數 αd'的代數和(α1= αc+);當推進劑燃燒結束且具有較高工作壓強時，加入第二個脈沖激勵，測得壓強振蕩衰減常數α2，若2次振蕩時系統總阻尼相同，則α2=。根據上述兩式，推進劑燃面增益常數為αc=α1－α2。由于2種推進劑燃面面積相同，且燃燒室長度、壓強以及溫度、推進劑等參數基本相同，因此壓強響應函數可用燃面增益常數表征。

實驗對象為同一種發動機研制過程中采用的2種燃速基本相同的復合推進劑A和B，使其燃面面積相同，各進行了2次實驗。表1為2種推進劑的各項參數。推進劑尺寸中，L為總長，D為外徑，d為內孔直徑，h為孔深。

表1 2種推進劑的特征參數Table 1 Typical Values of propellants

2.2 典型實驗結果

圖5為推進劑A的典型實驗曲線。從圖5可看出，T型燃燒器推進劑試件A的燃燒時間約為1.25 s，平衡壓強保持在7 MPa左右，3個高頻傳感器的測量結果重合。第一次脈沖觸發之前，沒有出現自激振蕩現象，壓強平穩，脈沖觸發時間約為推進劑點燃后0.5 s，第二次脈沖觸發時間約為推進劑點燃后1.3 s，此時推進劑燃燒結束，壓強剛剛開始下降，觸發時序控制較理想。

圖5 推進劑A壓強-時間曲線Fig.5 Pressure-time curves of sample A

兩次脈沖觸發后，燃燒室內的壓強均出現了振蕩衰減現象，分別對其放大，如圖6所示。兩次脈沖觸發之后，左-中-右3處的壓強振蕩呈衰減的趨勢，左右兩端的振幅相同，相位相反，中間位置振幅相對較小，振蕩衰減的較為緩慢?？紤]到兩端振蕩模態相同，且振幅相同相位相反，而中間位置只以偶數階振蕩模態振蕩。因此，只對左端和中間兩處位置的壓強信號進行分析。

圖6 推進劑A脈沖后的局部放大圖Fig.6 Pressure curves of propellant A after pulsing

推進劑A壓強曲線的FFT分析如圖7所示。第一脈沖觸發后，端面位置的壓強振蕩主要是以一階、二階和三階軸向振蕩模態為主。其中，一階頻率249.96 Hz，振蕩幅值最大，且持續時間較長，約為0.3 s;中間位置的壓強以二階頻率502.79 Hz模態振蕩，振蕩時間約為0.3 s。第二次脈沖觸發之后，端面位置的振蕩頻率以一階、二階和三階軸向振蕩模態為主，其中一階頻率242.22 Hz振蕩幅值最大，但壓強振蕩持續時間較短，約為0.1～0.2 s。中間位置壓強以二階頻率503.65 Hz模態振蕩，振幅較小，且振蕩持續時間較短，小于 0.05 s。

推進劑B與推進劑A壓強測量位置相同，圖8為推進劑B典型的實驗壓強-時間曲線。T型燃燒器中推進劑B試件的燃燒時間約為1.2 s，平均壓強在7 MPa左右，3個高頻傳感器測量結果重合。第一次脈沖觸發之前，沒有出現自激振蕩現象，壓強較為平穩，脈沖觸發時間約為推進劑點燃后的0.5 s;第二次脈沖觸發時間約為推進劑點燃后1.4 s。

圖7 推進劑A壓強曲線的FFT分析Fig.7 FFT analysis of sample A

圖9為推進劑B兩次脈沖觸發后壓強放大圖，左-中-右3處的壓強振蕩衰減情況與推進劑A相同。因此，只對左端和中間2處位置的壓強信號進行分析。

圖8 推進劑B的壓強-時間曲線Fig.8 Pressure-time curves of sample B

圖9 推進劑B脈沖局部放大圖Fig.9 Pressure curves of propellant B after pulsing

推進劑B壓強曲線的FFT分析如圖10所示。第一次脈沖觸發后壓強振蕩的衰減趨勢、相位分布與推進劑A基本相同。端面壓強振蕩主要是以一階和三階軸向振蕩模態為主。其中，一階頻率247.24 Hz，振蕩幅值最大，持續時間約為0.3 s;中間位置的壓強以二階頻率499.74 Hz模態振蕩。第二次脈沖觸發后，端面位置的振蕩頻率以一階228.26 Hz和二階485.06 Hz軸向振蕩模態為主，且2個頻率的振幅均較大，但壓強振蕩持續時間較短，約為0.1 s。中間位置壓強雖然以二階軸向模態振蕩，但振幅較小，持續時間較短。

圖10 推進劑B壓強曲線的FFT分析Fig.10 FFT analysis of sample B

2.3 實驗結果分析

采用文獻［7］的分析方法，對4次實驗數據開展分析計算，分別獲得了2種推進劑的壓強振蕩衰減常數和燃面增益常數，如表2所示。

表2 2種推進劑的衰減和增益常數Table 2 Decay constant and growth constants of two kinds of propellants

從表2中的數據可看出，盡管推進劑的燃速特性和能量特性基本一致，2種推進劑的衰減和燃面增益特性有明顯的不同。推進劑A阻尼常數α2(－13.7，－14.4)s－1比推進劑 B 的阻尼常數 α2( － 28.71，－33.09)s－1均小很多。對比2種推進劑燃面增益常數，推進劑B燃面增益常數αc比推進劑A大許多。這說明在相同結構的T型燃燒器內，推進劑B在燃燒過程中產生不穩定的趨勢比推進劑A大許多，這也就意味著采用推進劑B的發動機可能更易出現燃燒不穩定。事實上，在某發動機的研制過程中，先后采用這2種推進劑，采用推進劑B的發動機在工作過程中表現出強烈的燃燒不穩定現象。

利用掃描電鏡對2種推進劑的AP粒度分布開展了分析工作，如圖11所示。從圖11可看出，2種推進劑的AP粒徑分布有明顯的不同。2種推進劑均為多級配，但推進劑A中含有的AP粒徑相對較大(350～400 μm)，且這部分大粒徑含量較高;而推進劑B中也含有粒徑較大的AP粒子(約為400 μm)，但小粒徑AP(10～140 μm)的含量明顯比推進劑A高很多。結合前面的實驗結果推測，推進劑B出現燃燒不穩定現象，可能是由小粒徑AP含量較高造成的。但有關推進劑中小粒度AP的含量對推進劑燃燒不穩定的影響，以及造成發動機燃燒不穩定的程度，還需進一步了解。

圖11 掃描電鏡對比(×100)Fig.11 SEM results analysis of samples

實驗中還發現了一個現象，2種推進劑在實驗過程中，鋁燃燒產物的行為有明顯不同:推進劑B在2次實驗的噴管收斂段均產生了大量的凝相沉積，如圖12所示，而推進劑A的噴管收斂處并未發現有明顯的沉積現象。造成這種現象的原因是多方面的，可能與推進劑中氧含量有關，氧含量較高，凝相沉積較為明顯;也可能與添加的高能成分的含量和粒度有關。盡管關于鋁燃燒產物的特性有大量的研究，但從目前來看，此方面的課題仍是開放的，需開展進一步的深入研究，搞清固體推進劑詳細配方對凝相燃燒產物沉積特性的影響。目前的數據顯示，易沉積的凝相產物似乎對中等頻率的壓強振蕩阻尼效果更好。

圖12 2種推進劑實驗后噴管出口處的凝相沉積情況Fig.12 The submerged nozzle of two kinds of propellants

3 結束語

基于T型燃燒器，設計了脈沖觸發實驗裝置，其特點是可精確控制脈沖觸發時間。實驗結果表明，整個實驗系統工作較理想。

開展了工作壓強為7 MPa下的2種不同類型推進劑的壓強耦合特性對比實驗研究工作，共進行了4次試驗，分別獲得了2種推進劑的壓強振蕩衰減常數和燃面增益常數。對比實驗結果發現，推進劑B在燃燒過程中產生不穩定的趨勢比推進劑A大許多，在發動機中更易出現燃燒不穩定。上述實驗測量結果為真實發動機表現出的燃燒不穩定狀況提供了支撐數據。

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