降速劑對低燃速NEPE推進劑高壓燃燒性能的影響

唐 泉，魯銳華，王小英，楊品高，曹滿山，尹欣梅

(1.航天化學動力技術重點實驗室，襄陽 441003；2.湖北航天化學技術研究所，襄陽 441003)

0 引言

固體火箭發(fā)動機作為導彈、火箭等飛行器的推力裝置，提高推力一直是技術發(fā)展的主線。當前，NEPE推進劑作為已工程化應用的比沖最高的固體推進劑，其比沖無法滿足先進戰(zhàn)略戰(zhàn)術武器和大型運載火箭等對大推力、大總沖的動力需求，必須采取其他途徑提高固體火箭發(fā)動機的推力。由固體推進劑性能計算原理可知，提高壓強是大幅提高發(fā)動機推力的重要途徑之一，當燃燒室壓強由6.86 MPa提高至12 MPa時，NEPE推進劑比沖將增大10 s以上[1]。

由于受到發(fā)動機工作時間、性能偏差量等條件限制，高壓強發(fā)動機需要固體推進劑具有高能量、低燃速和低壓強指數(shù)等特點，其目的是通過提高壓強大幅提升發(fā)動機推力，采用低燃速推進劑延長發(fā)動機工作時間和提高內彈道性能精度，最終大幅提升導彈武器綜合性能[2]。初步研究結果表明，NEPE推進劑在適應高壓強方面存在一定難度，主要包括兩方面原因：一是NEPE推進劑的基礎燃速和壓強指數(shù)較高，降低基礎燃速會造成推進劑能量損失加劇和壓強指數(shù)升高；二是降低燃速導致推進劑金屬鋁粉燃燒效率下降，發(fā)動機殘渣沉積和燒蝕現(xiàn)象加劇，為高壓強發(fā)動機的能量釋放和可靠性帶來巨大隱患[3-7]。這些對高壓強固體火箭發(fā)動機性能發(fā)揮產生重要影響的問題亟待解決。

NEPE推進劑中含有大量硝胺和硝酸酯增塑劑，使得推進劑燃速和壓強指數(shù)偏高，而且難以調節(jié)。推進劑燃面熱平衡理論指出，固體推進劑的燃速受氣相溫度梯度、凝聚相溫度梯度等多因素影響，加入燃燒性能調節(jié)劑是調節(jié)燃速和壓強指數(shù)的有效方法[8]。因此，本文以NEPE推進劑為研究對象，通過在NEPE推進劑中添加降速劑和降低氧系數(shù)來降低推進劑燃速，研究了低燃速NEPE推進劑高壓燃燒性能及發(fā)動機高壓燃燒穩(wěn)定性。

1 實驗方法

1.1 推進劑樣品及制備方法

采用的NEPE推進劑配方為聚醚/硝酸酯/RDX/AP/Al，固體含量為78%，外加1%～2.5%降速劑。各原材料按比例經過混合、澆注成型和固化等工序，制備成均勻致密的推進劑樣品。

1.2 燃燒性能測試方法

本文采用了靜態(tài)藥條燃速、密閉燃燒器法、標準試驗發(fā)動機三種燃燒性能測試方法。

(1)靜態(tài)藥條燃速

采用WAE-2000C型固體推進劑高壓燃速儀測試推進劑的燃速。利用聲發(fā)射探頭接收試樣燃燒時的聲信號并轉換為電信號，經前置放大器放大送至聲發(fā)射儀進行計時，推進劑試樣燃燒結束計時停止，試樣的有效長度除以燃燒時間，即為推進劑試樣的燃速。試樣規(guī)格為4.5 mm×4.5 mm×80 mm的藥條，測試溫度為25 ℃。在6～25 MPa壓強區(qū)間內選取壓強點，每個壓強下測試不少于4根藥條，通過統(tǒng)計處理求出平均燃速；根據(jù)維耶里燃速方程r=apn，通過線性回歸法求出燃速壓強指數(shù)。

(2)密閉燃燒器法測試燃速

密閉燃燒器法是一種間接測燃速的方法，它是在一定的容積中點燃幾何形狀確定的推進劑，隨著燃燒過程進行，燃燒器中燃氣壓強不斷增加。密閉燃燒器法一次測試可測出全部壓強下推進劑燃速，可真實反映推進劑在整個壓強范圍內的燃燒情況，適用于研究推進劑高壓燃燒性能。

試驗條件：初溫25 ℃；試樣為圓柱體，φ20.0 mm×12.0 mm；點火藥采用推進劑同組分的藥末。

(3)小型BSFφ75 mm試驗發(fā)動機

具有內孔結構的BSFφ75 mm發(fā)動機具有裝藥量少、結果穩(wěn)定等優(yōu)點，是測試推進劑動態(tài)燃燒性能的主要裝置。其試驗方式是將BSFφ75 mm發(fā)動機固定在試車臺上進行點火，測量并記錄壓強、時間等參數(shù)，利用所得到的p-t曲線求出燃燒時間和平均壓強，再由藥柱肉厚除以燃燒時間求出此平均壓強下的燃速。通過改變噴管喉徑，測出不同平均壓強下的推進劑動態(tài)燃速，進而可計算出推進劑的動態(tài)燃速壓強指數(shù)。

2 結果分析與討論

2.1 低燃速NEPE推進劑配方組成

調節(jié)氧化劑含量和添加降速劑是固體推進劑調節(jié)燃速的兩個主要途徑，本文設計了5個配方，用于研究添加降速劑和調節(jié)氧化劑含量兩種燃速調節(jié)方法對低燃速推進劑高壓燃燒性能的影響，推進劑配方主要組成見表1，其中C0為基礎配方。

表1 推進劑的組成

2.2 低燃速NEPE推進劑靜態(tài)高壓燃燒性能

采用水下聲發(fā)射燃速測試方法，測試了推進劑在6～25 MPa的靜態(tài)藥條燃速，根據(jù)結果擬合了不同壓強區(qū)間的壓強指數(shù)，結果見表2。

根據(jù)表2中燃速結果可見，基礎配方C0的6 MPa靜態(tài)藥條燃速為6.40 mm/s，6～15 MPa壓強指數(shù)為0.59，推進劑的燃速-壓強曲線無拐點。C0、C1、C2燃速結果表明，推進劑燃速隨著降速劑含量增大而降低，降速劑含量為2%時，6～15 MPa壓強指數(shù)由0.59降低至0.28，15～25 MPa壓強指數(shù)由0.54增大至1.10，說明降速劑在高壓下的降速作用效果減弱。從C2、C3可見，增大降速劑含量并相應降低RDX含量時，6～15 MPa燃速和壓強指數(shù)不變，15～25 MPa壓強指數(shù)略微降低，說明進一步增大降速劑含量對低壓壓強指數(shù)影響較小。從C1、C4可見，配方RDX含量由22%增大為32%時，6 MPa推進劑燃速由6.25 mm/s降低為5.66 mm/s，12 MPa及以上壓強點燃速增大。同時，推進劑在6～15 MPa范圍的壓強指數(shù)由0.37增大為0.60，與15～25 MPa壓強指數(shù)接近，燃速-壓強曲線拐點現(xiàn)象基本消失。

表2 推進劑組成對靜態(tài)燃燒性能的影響

從上述靜態(tài)燃速結果可看出：

(1)降速劑對高壓強區(qū)降速作用較弱，使得推進劑燃速-壓強曲線出現(xiàn)了拐點。由于添加降速劑在中低壓區(qū)間降速作用強，而對高壓強區(qū)燃速降速作用弱，6～15 MPa壓強指數(shù)降低，15～25 MPa壓強指數(shù)升高，使得燃速-壓強曲線在15 MPa附近出現(xiàn)明顯拐點。降速劑含量為2%時，15～25 MPa壓強指數(shù)大于1，將會導致推進劑難以形成穩(wěn)態(tài)燃燒。

(2)高RDX含量配方壓強指數(shù)偏高，燃速-壓強曲線無明顯拐點。增大配方RDX含量使推進劑9 MPa下燃速降低，12 MPa及以上高壓強區(qū)的燃速增大，使得推進劑燃速壓強指數(shù)明顯增大，但該類型配方無燃速-壓強曲線拐點，見圖1。

圖1 推進劑靜態(tài)燃速-壓強曲線

為進一步研究降速劑對低燃速推進劑高壓燃燒性能的影響，采用密閉燃燒器測試了C1和C2配方在12～60 MPa的燃速，驗證二者的燃速-壓強曲線在更寬壓強范圍內是否相交。推進劑燃速-壓強曲線見圖2，分別擬合得到了三個壓強區(qū)間的壓強指數(shù)，結果見表3。

圖2 C1和C2推進劑的燃速-壓強曲線

表3 C1和C2推進劑的高壓壓強指數(shù)

從圖2可見，兩條燃速-壓強曲線在38 MPa附近相交，此后C2配方燃速高于C1配方，而且兩條曲線均在45 MPa附近繼續(xù)向上出現(xiàn)拐點。從表3看出，三個壓強指數(shù)隨著壓強升高而增大，說明含降速劑的低燃速推進劑存在燃速-壓強曲線拐點現(xiàn)象。對比配方組成可知，C2配方降速劑含量高于C1配方，低壓區(qū)燃速降低幅度大，降速劑作用效果隨著壓強升高減弱，燃速拐點現(xiàn)象更為明顯。

2.3 低燃速NEPE推進劑動態(tài)高壓燃燒性能

采用C1和C4兩個推進劑配方進行發(fā)動機裝藥，通過逐漸減小發(fā)動機喉徑，得到了一系列壓強條件下的推進劑燃燒性能結果，對比研究兩個低燃速推進劑對發(fā)動機高壓燃燒穩(wěn)定性的影響。推進劑燃速-壓強關系曲線見圖3，擬合了不同壓強區(qū)間的壓強指數(shù)，見表4。

圖3 C1和C4推進劑的動態(tài)燃速-壓強曲線

表4 C1和C4推進劑動態(tài)壓強指數(shù)

從圖3可見，兩條曲線相交于15 MPa附近，在6～15 MPa內C1配方的燃速較高，使得C1配方的壓強指數(shù)遠低于C4配方。C4配方由于AP含量較低，在6～15 MPa內燃速較低，但燃速-壓強曲線在6～25 MPa內無明顯拐點。從表4可見，C1配方在6～15 MPa內的動態(tài)壓強指數(shù)為0.330，C4配方在6～15 MPa內的動態(tài)壓強指數(shù)為0.629，15～25 MPa內的動態(tài)壓強指數(shù)為0.706。

對比C1和C4兩個配方的組成差異，可見配方僅AP和RDX相對含量存在不同，高RDX含量配方的低壓區(qū)燃速較低，高壓區(qū)燃速較高，整體壓強指數(shù)較大而無明顯燃速-壓強曲線拐點，低RDX含量配方雖然低壓區(qū)燃速較高，但整體壓強指數(shù)較小，在寬壓強范圍內具有低壓強指數(shù)和高壓燃速較低的優(yōu)點。

3 發(fā)動機高壓燃燒穩(wěn)定性的影響因素分析

C1和C4配方BSFφ75 mm發(fā)動機試車曲線分別如圖4、圖5所示。從發(fā)動機p-t曲線可見，當壓強大于20 MPa時，采用C1配方裝藥的發(fā)動機燃燒室壓強難以保持平穩(wěn)，壓強隨著時間延長而持續(xù)升高，此時還會伴隨出現(xiàn)噴管喉襯飛出的現(xiàn)象。C4配方在最大壓強接近30 MPa時，發(fā)動機仍能夠穩(wěn)定燃燒，說明C4配方高壓燃燒穩(wěn)定性較好。

圖4 C1推進劑的BSF φ75 mm發(fā)動機p-t曲線

圖5 C4推進劑的BSF φ75 mm發(fā)動機p-t曲線

針對BSFφ75 mm發(fā)動機高壓燃燒不穩(wěn)定問題，分析認為有兩種可能原因：一是高壓強下推進劑燃速壓強指數(shù)大于1，推進劑無法形成穩(wěn)定燃燒狀態(tài)；二是推進劑燃燒殘渣堵塞噴管。從表3密閉燃燒器試驗結果可見，C1配方在25～45 MPa的壓強指數(shù)為0.835(n<1)，而BSFφ75 mm發(fā)動機燃燒室壓強小于40 MPa。因此，壓強指數(shù)偏高不是發(fā)動機高壓燃燒不穩(wěn)定的主要原因。

采用小型端面燃燒φ75 mm發(fā)動機試車分析了C1和C4推進劑配方在20 MPa條件下凝聚相燃燒產物生成率(簡稱殘渣率)，殘渣率是指單位質量推進劑燃燒生成燃燒殘渣的質量。將燃燒產物顆粒按粒徑D≤2 μm、D=2～100 μm和D≥100 μm三種粒度規(guī)格進行分類，計算得到了各自的百分含量，結果見表5。 從結果可見，C1推進劑殘渣率為6.3%，C4推進劑殘渣率為4.8%。C1推進劑燃燒產物中的粗顆粒含量較大，顆粒粒徑大于100 μm的含量為55.9%，而C4推進劑僅為37.6%，C4推進劑燃燒產物中2～100 μm顆粒數(shù)量最多。推進劑燃燒殘渣分析結果表明，高壓條件下C1推進劑的燃燒效率較低。由此可見，由于C1推進劑在15 MPa以上高壓下的燃速較低，C1推進劑的鋁粉團聚較高，凝聚相燃燒產物的粒徑和含量增大，而此時發(fā)動機噴管喉徑較小，出現(xiàn)了凝聚相燃燒產物堵塞噴管的現(xiàn)象。因此，鋁粉燃燒殘渣增多是C1推進劑配方BSFφ75 mm發(fā)動機高壓燃燒不穩(wěn)定的主要原因。推進劑燃燒產物的粒度分布曲線見圖6。

表5 推進劑凝聚相燃燒產物特性

圖6 推進劑燃燒產物的粒度分布曲線

4 結論

(1)添加1%～2%的降速劑時，6～15 MPa低壓段的推進劑靜態(tài)藥條燃速和壓強指數(shù)顯著降低，15～25 MPa高壓段燃速降低幅度較小，高壓段壓強指數(shù)隨之增大，且燃速-壓強曲線在15 MPa和45 MPa存在兩處拐點。

(2)采用BSFφ75 mm發(fā)動機驗證了低燃速推進劑裝藥發(fā)動機的高壓燃燒穩(wěn)定性，發(fā)現(xiàn)在平均工作壓強大于20 MPa以后，低燃速推進劑裝藥發(fā)動機存在難以穩(wěn)定燃燒的問題。

(3)為適應高壓強發(fā)動機的應用需求，低燃速NEPE推進劑還需進一步協(xié)調低燃速低壓強指數(shù)和高燃燒效率的矛盾，通過采取燃燒效率優(yōu)化措施，滿足低燃速和高壓強的需求。