藥柱邊緣氧化劑聚集對推力曲線翹尾的影響研究

李天祥，何天軍，官 鵬，太 玉，袁新釗

(西安航天化學(xué)動力有限公司，西安 710025)

1 引言

HTPB是以端羥基聚丁二烯為黏合劑，與氧化劑、能量添加劑和固化劑等組成的復(fù)合固體推進(jìn)劑，具有價廉、綜合性能好、貯存壽命長等優(yōu)點(diǎn)，常用于固體運(yùn)載、導(dǎo)彈、火箭撬和無人機(jī)助推等領(lǐng)域。20世紀(jì)50年代以來，高氯酸銨(Ammonium Perchlorate，AP)就被用作固體推進(jìn)劑的氧化劑，具有較高的熱穩(wěn)定性、較低的機(jī)械感度且原材料來源廣泛、生產(chǎn)工藝簡單。AP提供推進(jìn)劑燃燒時所需的氧，燃燒分解產(chǎn)生的小分子氣體可以降低燃?xì)獾钠骄肿恿?，提高推進(jìn)劑的比沖，其粒徑和粒徑級配還可以調(diào)節(jié)推進(jìn)劑的燃燒速度，是HTPB推進(jìn)劑的主要組分，含量占推進(jìn)劑總質(zhì)量的60%～80%。不同粒徑AP、能量添加劑和固化劑等組分混合后成為推進(jìn)劑藥漿，經(jīng)澆注、固化、脫模和整形后成為藥柱。推進(jìn)劑澆注時，小粒徑AP易在包覆層界面附近產(chǎn)生聚集現(xiàn)象，引起該位置的小粒徑AP含量和比表面積同時增大，藥柱燃燒時AP分解釋放的熱量增多、分解峰溫下降、燃速增大，使固體火箭發(fā)動機(jī)的曲線末端推力和壓強(qiáng)大于設(shè)計值，產(chǎn)生曲線翹尾現(xiàn)象。壓強(qiáng)增大使發(fā)動機(jī)的承壓可靠性下降，推力增大使導(dǎo)彈或無人機(jī)的過載增大，推力平穩(wěn)性下降，還可能引起發(fā)動機(jī)燒穿，與推力偏斜共同作用下也會使無人機(jī)的飛行姿態(tài)失穩(wěn)或?qū)椀拿芯认陆怠?/p>

杜芳為考察AP聚集對藥柱燃燒性能的影響，先從藥柱中心到包覆層界面進(jìn)行等距取樣，再測試AP的含量分別為37.7%、40.5%、42.0%和47.7%，測得覆層界面附近推進(jìn)劑燃速是中心位置的1.14倍，得到AP聚集是引起包覆層界面附近燃速大于中心位置的結(jié)論。許鵬為了研究發(fā)動機(jī)藥柱邊緣位置燃速增大的現(xiàn)象，先理論分析AP聚集使包覆層界面附近的AP含量大于中心區(qū)域、平均粒徑小于中心區(qū)域，是藥柱邊緣位置燃速增大的根本原因，再采用粒狀擴(kuò)散火焰(GDF)模型得到燃速、壓強(qiáng)和推進(jìn)劑組分的函數(shù)，分別計算了AP含量65%、69%、72%和50 μm、100 μm、150 μm、200 μm粒徑的HTPB推進(jìn)劑燃速，計算結(jié)果證明AP含量的增大和粒徑的減小均使推進(jìn)劑燃速增大，驗證了理論分析的合理性。

小粒徑AP在包覆層界面附近聚集引起該位置的AP含量增大、平均粒徑減小，使藥柱邊緣燃速增大，發(fā)動機(jī)工作壓強(qiáng)和推力增大，有效工作時間縮短，發(fā)動機(jī)實(shí)際工作參數(shù)偏離設(shè)計值。關(guān)于AP含量、粒徑和推進(jìn)劑燃速變化關(guān)系的理論計算模型和驗證方法很多，但AP聚集使藥柱邊緣燃速增大對發(fā)動機(jī)末端推力的實(shí)際影響鮮有討論。論文根據(jù)×-31、×-34、×-36發(fā)動機(jī)試驗中出現(xiàn)的推力曲線翹尾現(xiàn)象，分析主要原因是小粒徑AP在包覆層附近的藥柱邊緣聚集，為驗證分析的合理性，選取×-36發(fā)動機(jī)進(jìn)行驗證試驗，證實(shí)了小粒徑AP聚集使藥柱邊緣燃速增大，是推力曲線翹尾的主要原因，論文結(jié)果可為實(shí)際工程中的發(fā)動機(jī)設(shè)計和推進(jìn)劑配方設(shè)計提供參考。

2 推力曲線翹尾現(xiàn)象

×-31、×-34、×-36無人機(jī)助推發(fā)動機(jī)均采用HTPB丁羥三組元推進(jìn)劑澆注成型，試驗曲線末端出現(xiàn)圖1所示推力先緩降再迅增的現(xiàn)象，這種現(xiàn)象稱為推力曲線翹尾。

圖1 發(fā)動機(jī)試驗推力曲線Fig.1 Thrust curve of engine test

發(fā)動機(jī)試驗推力數(shù)據(jù)如表1所示，推力翹尾幅值、翹尾幅度和推力波動計算方法為

表1 發(fā)動機(jī)試驗推力數(shù)據(jù)(標(biāo)準(zhǔn)海平面、+20 ℃)Table 1 Thrust data of engine test (standard sea level,+20 ℃)

=-

(1)

(2)

(3)

其中，為推力曲線翹尾高點(diǎn)推力(kN)；為推力曲線翹尾低點(diǎn)推力(kN)；為燃燒時間平均推力(kN)；為翹尾幅值(kN)；為翹尾幅度；為推力波動。

由表1數(shù)據(jù)可知：×-31、×-34、×-36發(fā)動機(jī)的翹尾幅值為7.52 kN、1.4 kN和0.83 kN，是燃燒時間平均推力的20.3%、18.4%和10.4%，比發(fā)動機(jī)推力波動要求值8%分別大12.3%、10.4%和2.4%。在推力曲線翹尾處，高點(diǎn)推力大于平均推力、低點(diǎn)推力小于平均推力，高低點(diǎn)推力的翹尾幅度為21.9%、18.8%和11.1%，是發(fā)動機(jī)推力波動不滿足要求的原因。

以×-36為例，發(fā)動機(jī)藥柱采用變截面星孔結(jié)構(gòu)，如圖2所示。理論推力曲線從1.2 s到1.8 s應(yīng)平穩(wěn)維持在 7.8 kN，如圖1中虛線所示。在實(shí)測曲線中，推力先從1.2 s時的7.8 kN下降到1.53 s時的7.48 kN，再爬升到1.8 s時的8.31 kN，形成曲線翹尾。

圖2 ×-36藥柱結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure of ×-36 grain

×-36發(fā)動機(jī)1.2 s后的理論燃面-肉厚曲線如圖3，1.2 s對應(yīng)肉厚18 mm、燃面0.122 1 m，如圖4(左)所示；1.53 s對應(yīng)肉厚23 mm、燃面0.121 8 m；1.8 s對應(yīng)肉厚27 mm，燃面0.122 8 m，如圖4(右)所示。藥柱在1.2～1.8 s以平均燃面0.122 2 m近似等面燃燒，按燃面和推力正比關(guān)系計算，燃面對推力翹尾幅度的影響為0.82%且為定值，遠(yuǎn)小于推力翹尾幅度11.1%。所以，×-36燃面變化不是影響曲線翹尾的主要原因。

圖3 ×-36發(fā)動機(jī)1.2 s后的理論燃面-肉厚曲線Fig.3 Theoretical burning surface meat thickness curve of ×-36 engine after 1.2 s

圖4 ×-36發(fā)動機(jī)1.2 s和1.8 s時藥柱示意圖Fig.4 Schematic diagram of ×-36 engine grain at 1.2 s and 1.8 s

基于發(fā)動機(jī)推力和燃速理論公式，先按推力、推力系數(shù)和噴管喉部面積計算燃燒室壓強(qiáng)，再根據(jù)燃速系數(shù)、壓強(qiáng)指數(shù)和燃速的關(guān)系，計算1.2～1.8 s的燃速變化曲線如圖5。

圖5 ×-36理論和實(shí)際燃速對比曲線(+20 ℃)Fig.5 Theoretical and actual burning rate comparison curve of ×-36 (+ 20 ℃)

=··

(4)

(5)

其中，為發(fā)動機(jī)推力(kN)；為燃燒室壓強(qiáng)(MPa)；為噴管喉部面積(mm)，×-36為706.5 mm；為推進(jìn)劑燃速(mm·s)；為壓強(qiáng)指數(shù)，一般由BSF ?127 mm標(biāo)準(zhǔn)試驗發(fā)動機(jī)測得，×-36為0.32；為燃速系數(shù)[m/s(kPa)]。

由圖5可知，發(fā)動機(jī)在1.2 s、1.53 s和1.8 s時，推進(jìn)劑的燃速分別為16 mm/s、15.83 mm/s和16.4 mm/s，燃速先減小了1.06%，再增大了3.6%。低點(diǎn)燃速15.83 mm/s和高點(diǎn)燃速16.4 mm/s與曲線翹尾低點(diǎn)推力7.48 kN和高點(diǎn)推力8.31 kN對應(yīng)，推進(jìn)劑燃速的變化引起發(fā)動機(jī)推力的變化。

×-36發(fā)動機(jī)不同溫度試驗曲線和數(shù)據(jù)如圖6和表2，由圖6、表2可知：發(fā)動機(jī)在高、低、常溫試驗條件下均存在推力曲線翹尾現(xiàn)象，翹尾幅值隨發(fā)動機(jī)工作初溫的升高而線性增大，翹尾幅度與發(fā)動機(jī)工作初溫?zé)o線性增大關(guān)系。

圖6 ×-36發(fā)動機(jī)高低常溫推力曲線Fig.6 Thrust curve of ×-36 engine at high and low temperature

表2 ×-36發(fā)動機(jī)高低常溫試驗數(shù)據(jù)(海平面)Table 2 Test data of ×-36 engine at high and low ambient temperature (sea level)

3 氧化劑聚集和推力曲線翹尾關(guān)系分析

×-31、×-34和×-36發(fā)動機(jī)均使用兩級配氧化劑的HTPB推進(jìn)劑，三類氧化劑AP粒徑130 μm，四類氧化劑AP粒徑5 μm，采用如圖7所示的花板澆注成型工藝，包覆殼體、工裝和裝藥芯模裝配后，把推進(jìn)劑藥漿注入下料口，藥漿在真空狀態(tài)下從花板澆注孔沿箭頭方向進(jìn)入包覆殼體并向兩側(cè)流動。一般情況下，花板澆注孔位于花板環(huán)的中心位置，介于包覆殼體和裝藥芯模之間，澆注過程中推進(jìn)劑藥漿在花板孔的正下方堆積，然后向兩側(cè)流平。堆積在上游的推進(jìn)劑往下游流平時，因為AP在裝藥芯模和包覆層界面附近不能均勻排列且存在許多空隙，所以一部分小粒徑AP在重力和流動動能作用下填充到這些空隙中，另一部分小粒徑AP在解除真空、藥漿下沉作用下也會填充到這些空隙中，出現(xiàn)小粒徑AP在裝藥芯模和包覆層界面附近的聚集現(xiàn)象。

1-推進(jìn)劑藥漿，2-花板澆注孔，3-包覆層，4-裝藥芯模圖7 花板澆注示意圖Fig.7 Schematic diagram of pattern board pouring

由于推進(jìn)劑藥漿的堆積位置距離裝藥芯模較近，距離包覆層界面較遠(yuǎn)，裝藥芯模附近的推進(jìn)劑藥漿流動量、小粒徑AP的聚集程度和對推力的影響均小于包覆層位置。所以，小粒徑AP在裝藥芯模附近聚集對發(fā)動機(jī)的初始推力影響較小，后文只對推力影響較大的包覆層位置進(jìn)行分析。

結(jié)合杜芳進(jìn)行的推進(jìn)劑試樣電鏡觀察和AP含量分布檢測結(jié)果，以包覆層界面附近的推進(jìn)劑為研究對象，推進(jìn)劑顆粒尺寸分布如圖8所示。包覆層界面附近A、B、C處的大粒徑AP空隙依次增大，由于一部分小粒徑AP在真空澆注流平時填充到這些空隙中，另一部在解除真空后的藥漿下沉?xí)r也會填充到這些空隙中，所以C處小粒徑AP的相對含量最高、平均粒徑最小，A處的相對含量最低、平均粒徑最大。

理論計算×-36內(nèi)彈道帶入燃速為定值，藥柱不同肉厚位置的燃速相同，即不同粒度AP在藥柱中的分布相同且AP的比表面積(單位區(qū)域AP表面積之和)相同，得到圖1虛線所示的理論推力曲線。實(shí)際澆注成型的藥柱中，圖8包覆層界面A處的大粒徑AP含量較多、小粒徑AP含量較少，與之相反C處的大粒徑AP含量較少、小粒徑AP含量較多，使A處AP的比表面積小于平均比表面積，C處AP的比表面積大于平均比表面積。AP的比表面積越大，燃燒時分解釋放的熱量越大，燃速也越大，所以A處實(shí)際燃速小于理論值，而C處實(shí)際燃速大于理論值，在發(fā)動機(jī)中表現(xiàn)出推力在曲線末端先下降后上升的翹尾現(xiàn)象。

1-包覆層，2-大粒徑AP，3-小粒徑AP圖8 包覆層界面推進(jìn)劑顆粒分布示意圖Fig.8 Propellant particle distribution at coating interface

×-31、×-34、×-36發(fā)動機(jī)裝藥參數(shù)如表3所示，在確定肉厚條件下，藥柱單位長度(1 mm)的小粒徑AP質(zhì)量分別為17.5 g、6.4 g、3.4 g，結(jié)合推力曲線翹尾幅度可知：小粒徑AP的含量越高，在包覆層界面附近的聚集現(xiàn)象越嚴(yán)重，對推進(jìn)劑燃速的影響越大。

表3 發(fā)動機(jī)裝藥參數(shù)Table 3 Charge parameters of solid rocket motor

通過上述分析，小粒徑AP在澆注流平時和解除真空后藥漿下沉?xí)r都會出現(xiàn)聚集現(xiàn)象，使藥柱邊緣燃速增大，引起推力曲線翹尾現(xiàn)象，小粒徑AP的含量越高翹尾幅度越大。

4 降低推力曲線翹尾驗證試驗

為降低曲線翹尾對發(fā)動機(jī)推力平穩(wěn)性的影響，以×-36發(fā)動機(jī)為研究對象進(jìn)行驗證試驗，推進(jìn)劑燃速16 mm/s(6.86 MPa、+20 ℃、BSF?127發(fā)動機(jī))，在已完成的試驗基礎(chǔ)上，保持推進(jìn)劑燃速不變，調(diào)整AP粒度的配比如表4所示，通過減少AP的聚集量來降低推力曲線翹尾。

表4 ×-36推進(jìn)劑調(diào)整參數(shù)Table 4 Propellant adjustment parameters of ×-36

在調(diào)整后的推進(jìn)劑中新增16%大粒徑AP(250 μm)，把中粒徑AP含量降低12%，小粒徑AP含量降低4%，混合后的推進(jìn)劑藥漿中包含AP、AP、AP三種粒徑規(guī)格的AP，和調(diào)整前只包括AP和AP的狀態(tài)相比：在推進(jìn)劑藥漿流平和解除真空下沉?xí)r，新增的大粒徑AP占據(jù)了一部分原中粒徑AP的空間，使原推進(jìn)劑在包覆層附近的空隙減少，降低小粒徑AP的聚集量；同時，降低小粒徑AP的含量也會改善本身的聚集程度，達(dá)到降低推力曲線翹尾的目的。推進(jìn)劑調(diào)整后的發(fā)動機(jī)試驗曲線如圖9，1～3為高溫+55 ℃、4～7為常溫+20 ℃、8～10為低溫-40 ℃，試驗數(shù)據(jù)如表5所示。

圖9 ×-36推進(jìn)劑調(diào)整后試驗曲線Fig.9 Propellant test curve of ×-36 after adjustment

表5 ×-36推進(jìn)劑調(diào)整后試驗數(shù)據(jù)Table 5 Test data of ×-36 propellant after adjustment

由表5可知，高溫平均翹尾幅值從0.9kN下降到0.56 kN，翹尾幅度從10.6%下降到6.4%，下降幅度為0.34 kN和4.2%；常溫平均翹尾幅值從0.83 kN下降到0.53 kN，翹尾幅度從11.1%下降到6.6%，下降幅度為0.3 kN和4.5%；低溫平均翹尾幅值從0.63 kN下降到0.44 kN，翹尾幅度從9.9%下降到6.2%，下降幅度為0.19 kN和3.7%。根據(jù)常溫+20 ℃試驗數(shù)據(jù)和式(4)、式(5)計算，推進(jìn)劑調(diào)整后在1.2～1.53 s的燃速降低幅度較調(diào)整前減小了0.435%，1.53～1.8 s的燃速增大幅度減小了1.08%。

經(jīng)分析，在×-36推進(jìn)劑中新增16%的大粒徑AP占據(jù)了一部分AP的空間，使原推進(jìn)劑在包覆層附近的空隙減少，填充到空隙中的小粒徑AP也相應(yīng)減少，將推進(jìn)劑中的AP從20%降到16%，含量的降低也會改善本身的聚集程度，但該聚集現(xiàn)象不能消除。小粒徑AP聚集程度的改善，降低了推進(jìn)劑燃速變化，使+20 ℃條件下的推力波動從10.4%下降到6.7%，滿足推力波動不大于8%的要求。

推進(jìn)劑調(diào)整前的低溫、常溫和高溫下的推力翹尾幅值為0.63 kN、0.83 kN、0.90 kN，翹尾幅度為9.9%、11.1%、10.6%；調(diào)整后的低溫、常溫和高溫下的推力翹尾幅值為 0.44 kN、0.53 kN、0.56 kN，翹尾幅度為6.2%、6.6%、6.4%，推力翹尾幅值隨發(fā)動機(jī)工作初溫的升高而線性增大，但翹尾幅度與發(fā)動機(jī)工作初溫?zé)o線性增大關(guān)系。

5 結(jié)論

1)在使用HTPB推進(jìn)劑花板澆注成型的×-31、×-34、×-36發(fā)動機(jī)中，小粒徑AP在包覆層附近聚集，使藥柱邊緣燃速先減小再增大、發(fā)動機(jī)推力在曲線尾部先降低再增大，形成21.9%、18.8%和11.1%幅度的推力翹尾，是發(fā)動機(jī)推力波動不滿足要求的主要原因。

2)在+20 ℃條件下，×-36發(fā)動機(jī)的推力曲線翹尾幅值為0.83 kN、翹尾幅度為11.1%，通過新增16%大粒徑AP、減少12%中粒徑AP和4%小粒徑AP的方法，降低了AP聚集對推進(jìn)劑燃速的影響，使推力曲線的翹尾幅值和幅度分別下降了0.3 kN和4.5%，推力波動從10.4%下降到6.7%，滿足不大于8%的要求。

3)推力曲線翹尾幅值隨發(fā)動機(jī)工作初溫的升高而線性增大，翹尾幅度與發(fā)動機(jī)工作初溫?zé)o線性關(guān)系。