随着冲压件发动机技术的不断发展,出现了许多新 概念的冲压发动机类型,而膏体冲压发动机就是其中 之一,该类型发动机采用膏体富燃料推进剂作为燃 料,能量密度高于液体冲压发动机。膏体富燃料推进 剂具有流动性,发动机的控制和调节相对固体冲压发 动机具有明显优势。为实现膏体冲压发动机的上述 技术优势,必须首先掌握推进剂的输送和调节特性, 膏体富燃料推进剂作为一种新型燃料,属于非牛顿流 体,流变特性与传统液体燃料有较大的不同,膏体冲 压发动机技术的研究必须首先突破推进剂的输送和 调节这一关键技术。 国内曾开展了膏体火箭发动机技术研究,重点研 究了脉冲式发动机的多次点火问题[ 1 - 3 ] 。2007 年国 内研制完成了可初步满足使用要求的膏体富燃料推 进剂配方,为膏体冲压发动机技术的研究奠定了基 础[4 ] 。 文中对膏体冲压发动机工作原理进行了简单介 绍,设计了推进剂输送和调节试验系统,开展了膏体 富燃料推进剂的输送和调节试验研究,初步阐述了膏 体富燃料推进剂的流动和调节特性。
1 膏体冲压发动机原理 膏体冲压发动机设计借鉴已有冲压发动机成熟 设计经验,先由固体助推器加速到一定马赫数,之后 经过转级,进入膏体冲压工作阶段。助推器与冲压燃 烧共用燃烧室,在助推阶段结束时,膏体富燃料推进 剂依靠助推器余热和燃烧室内蓄热体完成点火。在 冲压燃烧室头部设置小型预燃室,推进剂喷出后在该 区域利用自带的少量氧化剂进行预燃,预燃燃气再与 来流进行掺混燃烧,避免推进剂与来流直接掺混后燃 烧组织困难的问题。推进剂的输送采用挤压式方案, 气源采用固体燃气发生器,通过调节增压压力来改变 弹箭与制导学报第30 卷 冲压件推进剂流量,满足发动机在不同工作状态下的要求,
2 试验系统和原理 在地面试验阶段,采用高压氮气瓶作为气源,高 压气体经过压力调节机构进入推进剂贮箱进行增压, 在气体挤压作用下推进剂流经输送管路排入收集箱, 试验中输送管路的通断由输料阀控制。系统中的压 力调节机构可实现恒定增压压力条件下推进剂的增 压输送,也可改变增压压力进行推进剂的流量调节, 图2 示出了试验系统原理图。 图2 输送及调节试验系统原理图 试验中主要测量推进剂的流量和流动损失,通过 分析两者的对应关系以及两者的变化曲线获得推进 剂的输送和调节特性。推进剂流动损失由压力传感 器测量。在推进剂流量测量方面,由于膏体富燃料推 进剂具有一定的危险性、粘度大且流动特性不同于传 统液体推进剂,常用的流量计无法满足流量测量要 求,此外流量计在膏体类推进剂试验中的应用实例较 少,因此采用电子秤测量推进剂流量,经过试验发现 该测量方法可以满足目前试验要求。
3 试验结果与分析 3. 1 推进剂输送试验 利用试验系统开展了输送试验,获得了某型膏体 富燃料推进剂在试验管路内不同压力损失和质量流 量的对应关系。根据试验数据以及试验用直圆管结 构参数,参考文献[ 5 ]中的未定性试料的流变测量方 法,求解罗2莫方程,计算得到层流流态下推进剂表观 粘性随剪切速率的变化关系,如图3 。 图3 膏体富燃料推进剂表观粘 度随剪切速率变化关系 对图中曲线 进行分析, 可以看 出,推进剂的表观 粘度随着剪切速 率的增大而减小, 具有明显的剪切 稀化特性。在罗2 莫方程求解过程 中发现各点的n′ = dlnτW/ dln (8 v/ D) 非常接近,且不等于1 ,其中τW 为管壁切应力,8 v/ D 为流动特征值,此时可以初步判 断在发动机工作条件下推进剂与幂率流体流动特性 相似,计算对应的流动指数n为0. 772 ,稠度系数K为 363. 95Pa ·sn 。 图4 试验管路内流动损失 和流量对应关系 按照直圆管内幂率 流体层流流阻计算公式 对试验管路内推进剂的 流动损失进行计算,将所 得计算结果与试验结果 进行比较,图4 给出了管 路流动损失和流量的对 应关系, 其中Q/ Q0 为各 点流量与最小流量的比 值, P/ P0 为各点压力值与最小压力值的比值,可以看 出,计算结果与试验结果非常接近, 计算误差小于 3 %。在膏体冲压发动机工作条件下推进剂的流动阻 力可以按照幂率流体层流流阻公式进行计算。 3. 2 推进剂调节试验 利用试验系统开展了流量调节试验,通过压力调 节机构3 次改变系统增压压力,实现某型膏体富燃料 推进剂的流量调节,图5 给出了试验获得的流量调节 曲线,其中Pt / Pto 为系统增压压力与最小增压压力的 比值,压力曲线的4 个平台为试验中设定的4 个增压 压力值, m/ m0 为电子秤所记录的推进剂质量与初始 质量的比值,通过分析推进剂质量曲线各稳定段斜率 即可得到推进剂的流量。由于压力调节机构的原因, 第一个增压压力略有下降, 没有稳定在设定值, 后边 的增压压力也略有波动。 表1 给出了图中增压压力调节比和流量调节比 的对应关系,其中压力调节比为系统增压压力与最小 弹箭与制导学报第30 卷 T =∫TρvdA ∫ρv dA (6) 其中喷管出口面为积分面,经过计算可知喷管出 口质量加权平均温度为2179. 5827 K。
4 结论 1) 进气道直径与发动机尺寸之间存在一定匹配 关系。冲压件进气道直径小于最佳值,空气流与燃气流掺混 所需要的补燃室长度越短,从而使多余的补燃室设计 长度增加了发动机的结构重量;进气道直径大于最佳 值,空气流与燃气流在有限的补燃室长度内来不及完 全掺混燃烧就喷出了喷管之外,损失了发动机的比 冲。在本研究问题中,与设计发动机相匹配的最佳进 气道直径为30mm。 2) 进气道直径大小对发动机内流场的影响作用 很显著。在文中模拟的来流条件下,进气道直径越 小,在补燃室头部进气道附近产生的旋涡数目越多, 燃气和空气掺混得越完全,越有利于提高补燃室的燃 烧效率。 图5 推进剂流量调节曲线 增压压力的比值, 流量 调节比为各稳定段流量 与最小流量的比值。可 以看出, 较小的压力调 节比就可以获得较大的 流量调节比, 调节系数 大,膏体富燃料推进剂 流量调节的这一特性要优于传统液体燃料,这与文献 [6 ]所得的结论是一致的。 表1 压力调节比和流量调节比对应关系 压力调节比6. 18 1. 00 1. 79 3. 69 流量调节比27. 36 1. 00 4. 09 11. 27 对试验中调节的响应时间进行分析,为了消除压 力调节机构调节响应的影响,更直接的获得推进剂的 调节特性,将推进剂输送管路两端压力值变化时间的 延迟作为调节的响应时间,对应图5 中3 次调节的响 应时间依次为0. 034s、0. 334s 和0. 115s。可以看出, 首次调节响应时间最短,而第二次调节响应时间最 长,分析原因,可能是由于推进剂粘性的变化造成的, 首次调节时流量最大,相同管路条件下推进剂剪切速 率最大,对应的推进剂粘性最小;第二次调节对应的 推进剂粘性最大。推进剂粘性的增大会导致调节响 应时间变长。 4 结论 1) 设计完成的推进剂输送和调节试验系统方案 合理,能够满足试验要求。 2) 在发动机工作条件下膏体富燃料推进剂的流 动特性与幂率流体非常接近,对应的流动指数n 为 01772 ,稠度系数K 为363. 95Pa ·sn 。可采用幂率流 体层流流阻计算公式对直圆管内流动损失进行估算, 误差小于3 %。 3) 通过增压压力较小的调节可获得较大的推进 剂流量变化,调节系数大,膏体富燃料推进剂流量调 节的这一特性要优于传统液体燃料,此外,调节的响 应时间随着推进剂粘性的增大而增大。
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