高速降壓對(duì)aphpb燃燒行為的影響

高速降壓對(duì)aphpb燃燒行為的影響

在丸場(chǎng)入口的瞬態(tài)過(guò)程中，環(huán)境壓力急劇下降，對(duì)環(huán)境壓力的燃燒穩(wěn)定性有顯著影響，導(dǎo)致環(huán)境火災(zāi)造成的火災(zāi)失穩(wěn)、燃燒。目前,工程上的解決辦法是配用點(diǎn)火具。但是在出炮口的瞬態(tài)過(guò)程中,底排藥本身的瞬態(tài)燃燒行為及燃燒失穩(wěn)被忽略了,而這是影響底排二次點(diǎn)火一致性和縱向距離散布的關(guān)鍵因素之一。本研究采用半密閉爆發(fā)器,模擬底排彈出炮口工況,在降壓速率為400～1.12×104MPa/s的范圍內(nèi),對(duì)某復(fù)合底排藥劑(AP+HTPB)的燃燒特性進(jìn)行了模擬試驗(yàn)。研究發(fā)現(xiàn),降壓速率和降壓前的初始?jí)毫?與振蕩燃燒、熄火及二次點(diǎn)火延遲時(shí)間存在密切關(guān)系。本文探討了其典型振蕩燃燒及永久熄火行為特征,分析其主要規(guī)律,提出了理論模型及控制不穩(wěn)定燃燒設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。1高溫高壓環(huán)境模擬底排藥塊燃燒模擬過(guò)程采用的模擬試驗(yàn)裝置如圖1所示,其燃燒室內(nèi)預(yù)裝有炮用發(fā)射藥(4/7)和硝化棉點(diǎn)火藥包,點(diǎn)火后在模擬腔體內(nèi)產(chǎn)生高溫高壓環(huán)境,用以模擬底排藥劑在火炮膛內(nèi)經(jīng)歷的點(diǎn)火與初始燃燒過(guò)程。當(dāng)模擬燃燒室腔體內(nèi)壓力達(dá)到一定值,剪切膜片打開(kāi)。模擬底排裝置出炮口時(shí)的降壓工況。通過(guò)改變和調(diào)節(jié)燃燒室內(nèi)炮用發(fā)射藥用量、剪切膜片厚度及噴孔尺寸,則可調(diào)節(jié)底排藥塊試樣經(jīng)受的工況及降壓過(guò)程。試驗(yàn)中,測(cè)量燃燒室內(nèi)的p-t曲線,同時(shí)用高速錄像系統(tǒng)觀察試驗(yàn)全過(guò)程。2復(fù)燃、臨界和燃燒根據(jù)底排彈出炮口時(shí)的壓降特點(diǎn),采用改變裝藥量、膜片厚度d和噴孔直徑D的方法,觀測(cè)不同降壓速率下,復(fù)合底排藥劑瞬變?nèi)紵匦?主要結(jié)果如表1和圖2所示。由表1和圖2,可將試驗(yàn)工況分為三類(lèi)。第一類(lèi)為可以實(shí)現(xiàn)二次點(diǎn)火,即復(fù)燃型。第二類(lèi)為永久熄火型。第三類(lèi)為臨界型,即振蕩燃燒型,燃燒呈現(xiàn)間歇性。總之,對(duì)于本文所研究的底排藥,瞬態(tài)降壓條件下的燃燒行為由降壓速率(-?p/?t)及降壓前的初始?jí)毫i所決定。當(dāng)降壓速率值處在一定范圍之內(nèi)時(shí),底排藥劑試樣可以實(shí)現(xiàn)持續(xù)燃燒或可靠的二次點(diǎn)火工況。其中前者形成準(zhǔn)穩(wěn)定式燃燒,肉眼觀察不到火焰失穩(wěn)及二次點(diǎn)火。如表1中的第13和14發(fā),宏觀上,在膜片打開(kāi)后,火焰一直持續(xù)到燃燒結(jié)束。后者在膜片打開(kāi)后均存在二次延遲點(diǎn)火現(xiàn)象,從膜片打開(kāi)算起,二次火焰出現(xiàn)的時(shí)間為幾十毫秒到一百多毫秒,二次點(diǎn)火后呈準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)燃燒工況(如第1、2、11、15、17、18發(fā))。這就是第一類(lèi),即可靠復(fù)燃型。第二類(lèi)為永久熄火型,即膜片打開(kāi)之后降壓速率太大,熄火成為不可逆轉(zhuǎn),如第3、5、6、7、9和22均屬這種類(lèi)型。試后檢查,試樣完好,但表面有燃燒痕跡,手感發(fā)粘,應(yīng)該為熔融冷凝物。第三類(lèi)為臨界型。所謂臨界型,細(xì)分兩種情況,一種如第4、19、21發(fā),膜片打開(kāi)后噴口外未見(jiàn)二次點(diǎn)火燃燒火焰,但有大量煙霧排出,事后檢查,被試底排藥塊已不復(fù)存在,也即藥劑被反應(yīng)消耗殆盡?；蛘叱史欠€(wěn)態(tài)振蕩燃燒工況(如第10、12、16、19、20發(fā))。振蕩燃燒也即間歇燃燒,二次點(diǎn)火之后還將出現(xiàn)第二次熄火和之后的第三次再點(diǎn)火,再之后又是熄火和再點(diǎn)火?？梢哉袷幰淮?也可振蕩多次。如振蕩緩解,可轉(zhuǎn)為正常燃燒,如振蕩持續(xù)惡化,最終將熄火。有必要指出,各類(lèi)之間沒(méi)有嚴(yán)格界限,如可靠復(fù)燃型與振蕩燃燒之間,相同條件可能出現(xiàn)互相交叉,如第12發(fā)就屬這種情況。表1中第1、2、21和22發(fā),它們破孔初始?jí)毫Υ篌w相當(dāng),最大降壓速率依次為1.2∶2.1∶4.6∶11.2,實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示分別形成了復(fù)燃、臨界和熄火的工況,這說(shuō)明降壓速率(-?p/?t)越大,燃燒越不穩(wěn)定。另外,初始?jí)毫υ酱笕紵节呌诜€(wěn)定。由表1中第2、17、20和16發(fā),破孔壓力分別為85.8MPa、78.6MPa、76.0MPa和63.7MPa,依次稍有下降,但降壓速率(-?p/?t)大小比例依次為2.1、2.6、2.7和2.3,基本相當(dāng)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,前兩發(fā)均為可靠二次點(diǎn)火復(fù)燃型,而第20和16發(fā)為臨界狀態(tài),這說(shuō)明在降壓速率基本相同條件下,初始?jí)毫υ酱?燃燒越趨于穩(wěn)定。底排藥劑低頻振蕩燃燒及熄火起因于固相加熱區(qū)響應(yīng)時(shí)間與燃?xì)膺\(yùn)動(dòng)特征時(shí)間的耦合關(guān)系。瞬態(tài)降壓燃燒過(guò)程中,其工作壓力及溫度隨時(shí)間變化,如圖3和圖4所示。考慮燃燒的工作壓力分別按圖3中a、b、c、d的降壓速率而變化。對(duì)應(yīng)圖3中零降壓速率pa的初始穩(wěn)態(tài)溫度分布如圖4中的Ta。對(duì)于不大的降壓速率,如圖3中的pb,對(duì)應(yīng)圖4中的固體藥劑燃燒表面的溫度將在很短的時(shí)間內(nèi)從A降至B。固相溫度分布由OA調(diào)整到OB,這意味著工作壓力由pa降到pb之后固相加熱區(qū)內(nèi)的穩(wěn)態(tài)溫度分布狀況。在更大的降壓速率下(如圖3中的pc),對(duì)應(yīng)的穩(wěn)態(tài)溫度分布為圖4中的OC。顯然它與OA差別更大,需要調(diào)整的延遲時(shí)間要顯著增加。在這種降壓過(guò)程中,由于固相熱傳導(dǎo)加熱區(qū)的調(diào)整相對(duì)工作壓力的變化響應(yīng)要緩慢得多。由圖4的固相溫度分布,不難理解,當(dāng)施加于藥劑表面工作壓力發(fā)生變化時(shí),燃燒速率不會(huì)立即響應(yīng)。當(dāng)其相對(duì)壓力變化出現(xiàn)過(guò)度響應(yīng)或過(guò)沖之后,隨即緊跟著的又是反應(yīng)減少的亞平衡狀態(tài)。這種過(guò)度響應(yīng)或過(guò)沖燃燒反應(yīng)的最大延遲時(shí)間與火藥預(yù)熱層厚度呈正比,如溫度分布由OA調(diào)整到OC,則比OA調(diào)整到OB要長(zhǎng)得多。另一方面,預(yù)熱層厚度又決定了燃燒速率。過(guò)沖時(shí)間隨工作壓力下降程度而相對(duì)增加,當(dāng)工作壓力下降過(guò)多,如圖3中的pd,以至達(dá)到或超過(guò)某個(gè)臨界時(shí),則加熱區(qū)響應(yīng)時(shí)間與燃?xì)庖莩鰢娍诘奶卣鲿r(shí)間的耦合會(huì)產(chǎn)生振蕩燃燒或?qū)е掠谰眯韵ɑ稹＞C上所述,在燃燒試樣的環(huán)境壓力快速變化過(guò)程中,壓力變化越快,溫度分布調(diào)整到新壓力相應(yīng)狀態(tài)時(shí)間越長(zhǎng)。在溫度分布調(diào)整到位之前,化學(xué)反應(yīng)氣體(燃?xì)?有離開(kāi)燃燒表面趨勢(shì),習(xí)慣上稱之為異相吹離效應(yīng)。這種吹離效應(yīng)使反應(yīng)層增厚,熱釋區(qū)變遠(yuǎn),也即對(duì)固相表面熱反饋減少。這種趨勢(shì)進(jìn)一步加強(qiáng),則意味著燃燒減慢、不穩(wěn)定和終止。但由于燃燒裝置仍貯有之前的能量,各種因素仍可以對(duì)試樣藥塊表面構(gòu)成熱反饋,即在熄火之后,只要固相表面加熱區(qū)溫度高于某種臨界值,又可能出現(xiàn)在熄火之后得以重新著火與燃燒的局面,這就是二次點(diǎn)火和間歇燃燒或振蕩燃燒。3tdwell與tchar在本文研究中,作者定義tdwell為燃?xì)鈴墓滔嗳紵砻孢\(yùn)動(dòng)到噴喉斷面的時(shí)間,簡(jiǎn)稱飛越時(shí)間;Xpath為燃?xì)怆x開(kāi)燃燒表面運(yùn)動(dòng)到噴喉斷面的路徑長(zhǎng)。在底排裝置燃燒過(guò)程中,藥柱幾何尺寸及環(huán)境壓力隨時(shí)間而變化,Xpath和tdwell也將同步變化。隨流動(dòng)通道當(dāng)量直徑和Xpath增大,tdwell也將增大。本文定義臨界條件下的tdwell值稱之為特征時(shí)間tchar。tdwell與tchar之比值rt與底排裝置瞬態(tài)燃燒行為方式之間存在如下關(guān)系。rt=tdwelltchar{>1,第一類(lèi)正常二次點(diǎn)火(復(fù)燃)<1,第二類(lèi)永久熄火?不能復(fù)燃?1,第三類(lèi)臨界型(1)rt=tdwelltchar?????>1,<1,?1,第一類(lèi)正常二次點(diǎn)火(復(fù)燃)第二類(lèi)永久熄火?不能復(fù)燃第三類(lèi)臨界型(1)式(1)即為底排裝置燃燒狀態(tài)判別式。如果討論點(diǎn)火具對(duì)底排藥劑瞬態(tài)降壓下燃燒的作用,只有對(duì)第一類(lèi)工況和部分振蕩燃燒型工況才有意義。下面結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果,對(duì)燃燒狀態(tài)判別式中的關(guān)鍵參量,即飛越時(shí)間tdwell進(jìn)行理論推導(dǎo)。3.1氣體質(zhì)量流量的測(cè)定(1)假定底排裝置噴口喉部氣壓與外部氣壓相等,因此在壅塞流(臨界)條件下有pt=patm(2)(2)假定底排裝置內(nèi)氣體質(zhì)量為常量,由燃燒表面相變生成的質(zhì)量速率˙mm˙g與經(jīng)由噴口流出的質(zhì)量流量˙mm˙out相等,即˙mg=˙mout(3)m˙g=m˙out(3)3.2ath/tdwell藥柱燃燒質(zhì)量速率:˙mg=dmgdt=rbSpρp(4)m˙g=dmgdt=rbSpρp(4)經(jīng)由噴口的質(zhì)量流量:˙mout=Atρtut(5)m˙out=Atρtut(5)由假定(2)即式(3),于是有:ut=ρpρtSprbAt(6)ut=ρpρtSprbAt(6)令燃?xì)庥扇紵砻娴絿姾淼钠骄\(yùn)動(dòng)速度ug為ug=Xpath/tdwell=kut(7)式中:k為燃?xì)馑俣忍荻鹊暮瘮?shù),Xpath為燃?xì)庥扇紵砻娴絿娍诘钠骄烦?。于是tdwell=ρtρpAtXpathSprbk(8)tdwell=ρtρpAtXpathSprbk(8)假定藥柱燃燒可以取指數(shù)燃燒定律,即rb=apng(9)令無(wú)旋轉(zhuǎn)時(shí)火藥平均燃速為rbs=apns(10)聯(lián)立式(9)和(10),得到包括旋轉(zhuǎn)使燃燒表面壓力增加作用在內(nèi)動(dòng)態(tài)條件下的燃速公式為rb=rbs(pg/ps)n(11)假定燃?xì)鉃槔硐霘怏w,則有ρg=pg/RgTg(12)在絕熱條件下,噴喉與燃燒室內(nèi)的熱力學(xué)參量服從ρt=ρg(pt/pg)1/γ(13)將式(2)、(11)、(12)、(13)代入式(8),得tdwell=p(1-n)gpns(patmpg)1/γAtXpathRgΤgρpSpkrbs(14)tdwell=p(1?n)gpns(patmpg)1/γAtXpathRgTgρpSpkrbs(14)由式(14)可以看出,多種因素將影響tdwell,由式(1)可知:tdwell增加將使底排裝置在瞬變條件下的燃燒狀態(tài)趨于穩(wěn)定,即復(fù)燃。(1)旋轉(zhuǎn)由于旋轉(zhuǎn),增加了燃?xì)庠诘着徘粌?nèi)的切向流動(dòng)路徑,使其運(yùn)動(dòng)時(shí)間增長(zhǎng),使底排不穩(wěn)定燃燒可能性下降。(2)藥溫隨藥柱初溫增加,燃速rbs增加,使燃?xì)膺\(yùn)動(dòng)時(shí)間縮短,不穩(wěn)定燃燒可能性增加。相反,初溫降低,如低溫條件下,底排燃燒穩(wěn)定性有增加趨勢(shì)。(3)文化部喉部面積At增加,則tdwell增加,底排工作趨于穩(wěn)定。否則相反,將使發(fā)生振蕩燃燒及永久熄火工況的可能性增加。(4)燃燒面sp的變化隨著工作時(shí)間增長(zhǎng)或飛行高程的增加,噴喉外部空氣壓力patm隨之下降。但與此同時(shí),Xpath隨燃燒而增加,特別是燃燒面Sp逐步減少。因此綜合來(lái)看,底排裝置在飛行或工作早期出現(xiàn)振蕩燃燒的可能性大,而且即使出現(xiàn),后期也可能趨于穩(wěn)定,恢復(fù)正常工作狀態(tài)。4燃燒行為特性(1)