李玉艷，蔣榕培，李智鵬，徐 森，潘 峰，解立峰

（1. 南京理工大學化工學院，江蘇 南京 210094；2. 國家民用爆破器材質量監(jiān)督檢驗中心，江蘇 南京 210094；3. 北京航天實驗技術研究所，北京 100074）

C2H4/N2O 作為一種新型綠色單組元推進劑，具有高比沖、低冰點、易貯存、推力系統(tǒng)簡單等優(yōu)良性能，近年來受到廣泛關注[1-3]。雖然其理化性質穩(wěn)定，可于常溫下帶壓貯存，但在某些外界條件激發(fā)下仍會被點燃，瞬間釋放大量熱量和氣體，發(fā)生爆炸[4-5]；然而，當它被點燃后，在火焰?zhèn)鞑ミ^程中會沿管道發(fā)生回火，引發(fā)事故[6-8]。

目前關于C2H4/N2O 的研究已有文獻報道。Venkatesh 等[9-10]研究了高壓條件下C2H4/N2O 在不銹鋼合金管中的燃燒特性，并測量了C2H4/N2O 在高壓及長徑比為68 的燃燒管中的爆轟速度、爆轟壓力和爆燃轉爆轟成長距離。德國航空航天中心[11-12]對C2H4/N2O 單元復合推進劑的點火、燃燒及傳熱特性進行了實驗研究，設計了適用于該推進系統(tǒng)的發(fā)動機，同時開展了發(fā)動機防回火研究。Zhang 等[13]建立了不同初始壓力和管道長徑比條件下C2H4/N2O 預混氣體的爆轟行為，得到了爆速與初始壓力、管徑及C-J 爆轟速度等參數(shù)的關系。Movileanu 等[14]在初始壓力為50～150 kPa，60% N2稀釋條件下，針對C2H4/N2O 在圓柱形管道中的爆炸壓力和壓力上升速率進行了實驗研究，得到了最大爆炸壓力與初始壓力的關系。Powell 等[15]對不同壓力及當量比時C2H4/N2O 的層流燃燒速度進行了試驗及模擬研究。李智鵬等[16]采用預混模塊得到了不同壓力和氧/燃比時C2H4/N2O 的層流火焰速度、火焰溫度和燃燒質量流率變化規(guī)律。Newman-Lehman 等[17]對CH4/N2O 和C2H6/N2O 的火焰結構和臨界淬熄條件進行了實驗研究，結果表明在變徑管道中N2O 比O2更容易使火焰熄滅。

本工作擬在常溫常壓下對C2H4/N2O 預混氣體的爆燃規(guī)律及火焰淬熄特性進行實驗研究，利用高速攝影、壓力測試系統(tǒng)，采用不同尺寸的有機玻璃管和不銹鋼管，分析管徑、惰性氣體對火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘挠绊懀煌ㄟ^實驗獲得預混氣體的爆速、爆壓、淬熄管徑等參數(shù)，探討不同湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣群凸軓綏l件下預混火焰在小尺寸管道中的傳播規(guī)律，為提高推進劑安全性能及發(fā)動機防回火設計提供一定的理論基礎。

1 實 驗

1.1 試劑與儀器

實驗裝置主要由燃燒管道、高速攝像、配氣系統(tǒng)、點火系統(tǒng)、壓力測試系統(tǒng)及同步控制系統(tǒng)組成。燃燒管道分為兩種：單一的有機玻璃燃燒管道和組合管道，其中有機玻璃燃燒管用于研究預混氣體的爆燃特性，組合管道用于研究預混火焰的淬熄特性。

有機玻璃管的尺寸如表1 所示。燃燒管C1、C2 和C3 的長度均為1 400 mm，內徑分別為5、10 和15 mm，壁厚均為5 mm。燃燒管C4 的長度為2 000 mm，內徑15 mm，點火端內置長300 mm的螺旋環(huán)，螺旋環(huán)的螺距為5 mm，外徑為15 mm；距離點火點100、400、600、800、1 000、1 200、1 400 和1 600 mm 處裝有壓力傳感器，分別標記為P1、P2、P3、P4、P5、P6、P7 和P8，傳感器截面剛好與玻璃管內壁齊平；壓力傳感器型號為PCB-113B24，測量的最大誤差為2.3%；根據(jù)傳感器間隔距離和壓力波經(jīng)過傳感器的時刻，可計算沖擊波速度[18-19]。燃燒管C4 示意圖如圖1 所示。組合管道由不銹鋼細管和有機玻璃管組成，其中：不銹鋼細管長度為1 000 mm，位于中間位置，兩端通過轉換接頭與有機玻璃管連接；前端玻璃管用于預混火焰加速，稱為加速管；后端玻璃管用于觀察火焰是否通過中間不銹鋼細管，稱為驗證管。組合管道示意圖如圖2 所示。

表 1 有機玻璃管道尺寸Table 1 Geometrical characteristics of PMMA channels

圖 1 有機玻璃管C4 示意圖(單位：mm)Fig. 1 Schematic of the PMMA channel C4 (Unit：mm)

圖 2 組合管道示意圖(單位：mm)Fig. 2 Schematic of the combination channel (Unit：mm)

配氣時，通過高精度質量流量計控制氣體質量。采用堀場匯博隆精密儀器有限公司的S48 300HMT流量計，最大量程有500 mL/min 和200 mL/min 兩種規(guī)格，誤差為 ± 0.5%。配氣前，先將氣袋（10 L）抽至真空，再依次充入C2H4和N2O，充氣完畢后關閉氣袋閥門，靜置24 h，以便氣體混合均勻[20]。采用電阻絲點火，點火位置位于燃燒管一端，電阻絲直徑0.6 mm，長100 mm，點火時通電電壓為20 V，功率為20 W。采用日本PHOTRON 公司的“FASTCAM”系列高速攝像機拍攝，拍攝速度為104幀每秒。

N2O、C2H4、CO2的純度均為99.99%，N2O/C2H4的質量比為9∶1，接近化學當量比，氧化劑略過量。

1.2 實驗過程

充氣前將真空泵、氣袋和燃燒管道通過三通管道連接起來；在室溫下采用真空泵先將燃燒管道抽至真空，接著用預先配好的氣體（氣袋中的氣體）清洗管路3 次，然后將混合氣體充入燃燒管道中至壓力為0.1 MPa，關閉進氣閥門；點火前通過同步控制系統(tǒng)將管道末端的電磁閥打開，電磁閥打開1 s 后接通點火電源，開始點火，同時啟動高速攝像和壓力測試系統(tǒng)，記錄數(shù)據(jù)。每種實驗條件下測試3 次。

2 結果與討論

2.1 管徑對火焰?zhèn)鞑ヌ匦缘挠绊?/h3>

圖3 為火焰陣面?zhèn)鞑ニ俣入S時間的變化曲線，處理高速攝影圖像時以出現(xiàn)可見火焰作為零時刻。由圖3 可知：C1（5 mm）、C2（10 mm）和C3（15 mm）3 種管道中預混火焰從點火端傳播至末端的時間分別為1.2、1.4 和1.6 ms。點火初期（0～0.8 ms 階段），5 mm 管中火焰?zhèn)鞑ニ俣让黠@大于10 和15 mm管。5 mm 管中預混氣體被引燃之后，火焰?zhèn)鞑ニ俣乳_始迅速增大，0.2 ms 時速度為250 m/s，0.4 ms 時已增至1 044 m/s，0.8 ms 時速度進一步增至1 661 m/s；10 mm 管中，0.2～0.4 ms 時間段內火焰?zhèn)鞑ニ俣染徛龃?，約為250 m/s，0.4～0.6 ms 時間段內，火焰加速變快，0.6 ms 時速度增至約600 m/s，0.8 ms時火焰速度為1 541 m/s；15 mm 管中，0.2～0.8 ms 之間火焰?zhèn)鞑ニ俣仍龃缶徛?，速度?38 m/s 增至457 m/s，此階段預混氣體處于相對平穩(wěn)的燃燒階段。因此當管徑大于臨界爆轟直徑時，管徑尺寸越大，點火初期同一時刻對應的火焰速度越小，與文獻報道的結果[21]相一致。同時，從圖3 可以看出，5、10 和15 mm 3 種管徑的管道中預混氣體火焰最大速度分別為1 871、2 021 和2 341 m/s，對應的時刻分別為1.0、1.0 和1.2 ms。隨著管徑的增大，預混火焰?zhèn)鞑プ畲笏俣瘸尸F(xiàn)增大趨勢，這主要是因為管徑越小，熱損失越嚴重，爆轟速度越小。

圖4 為火焰加速度隨時間的變化曲線。由圖4 可知：點火后0～0.4 ms時間段內，火焰加速度隨著管徑的增大依次減小。預混氣體被點燃后，5 mm 管中火焰加速度隨時間幾乎呈直線下降，0.2 ms 時加速度值最大，說明5 mm 管中的預混氣體被點燃后很快進入爆燃轉爆轟階段；10 和15 mm 管中火焰加速度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，點火初期（0～0.4 ms），10 和15 mm 管中氣體處于相對平穩(wěn)燃燒階段，火焰加速度較小，但后期隨著燃燒加劇，進入爆燃轉爆轟階段后，火焰加速度明顯增大，超過5 mm 管中的加速度值，當火焰速度接近該管徑的爆轟極限值時，加速速率開始下降。

圖 3 不同管徑管道中火焰陣面?zhèn)鞑ニ俣入S時間變化曲線Fig. 3 Flame speed as a function of time in channels with various diameters

圖 4 不同管徑管道中火焰加速度隨時間的變化曲線Fig. 4 Flame acceleration as a function of time in channels with various diameters

綜上所述，點火初期火焰速度及加速度均隨管徑的增大而減小。主要是由于：火焰與管壁之間的黏性效應促使火焰在管道中拉伸，形成經(jīng)典的“Tulip”火焰；初始階段火焰速度呈指數(shù)增長，然后壓縮波對未反應氣體進行預熱，并與邊界層相互作用，使火焰進一步加速；當通道尺度變小時，黏性效應加劇，邊界層與內部火焰更容易產(chǎn)生速度梯度，火焰表面更容易產(chǎn)生褶皺，從而進一步促進“Tulip”火焰的形成[22-23]。研究表明：起爆首先發(fā)生在阻力較大的邊界層失穩(wěn)區(qū)，湍流效應及漩渦運動誘導形成“Tulip”火焰的同時加快了燃燒反應速率，尺寸越小，湍流加速形成的“Tulip”火焰越早，管內溫度也越高，火焰加速速率越快[24-25]。因此，點火初期同一時刻對應的火焰速度和加速度均隨著管徑的增大而減小。

2.2 CO2 對火焰加速進程的影響

圖5 為C1（5 mm）管中CO2稀釋前后火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時間的變化曲線。結果表明：初始階段兩者差異較大，C2H4/N2O 體系點火后很快進入爆燃轉爆轟階段，0.4 ms 時火焰已加速至1 044 m/s；對于C2H4/N2O/CO2體系，0～1.2 ms 階段火焰處于緩慢加速階段，1.2 ms 時火焰?zhèn)鞑ニ俣葹?33 m/s。因此CO2明顯降低了初始階段火焰的加速速率，同時也降低了火焰在管道中的最大傳播速度，兩者的最大傳播速度分別為1 871 m/s 和1 781 m/s。研究表明：CO2作為稀釋劑時，熱力學效應起主導作用，即CO2通過改變混合物的熱容，降低了火焰溫度和化學反應速率，使得火焰?zhèn)鞑ニ俣冉档蚚26]；同時CO2也參與了動力學反應[27-28]，反應步驟可表示為C2H4/N2O 為自由基反應，反應步驟（1）為鏈引發(fā)反應，反應步驟（2）和反應步驟（3）為鏈傳遞過程，以上幾步基元反應是消耗N2O 的主要反應，該反應步驟對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊懞艽?，CO2通過基元反應（4）轉化為CO，減少了H 自由基與N2O 的反應幾率，從而使主體化學反應速率降低，預混氣體燃燒速率隨之降低，火焰?zhèn)鞑ニ俣入S之減小[29]。

圖 5 C1 管中C2H4/N2O 和C2H4/N2O/CO2 的火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時間變化曲線Fig. 5 Flame speed of C2H4/N2O and C2H4/N2O/CO2 as a function of time in the channel C1

2.3 爆速和爆壓

采用NASA 的CEA 化學平衡軟件[30]估算了N2O 與C2H4反應的C-J 爆轟參數(shù)。若系統(tǒng)內各組分的摩爾數(shù)沒有自發(fā)的變化趨勢，則稱為達到化學平衡。在質量守恒的約束條件下，采用吉布斯自由能最小化為化學平衡判據(jù)，建立體系的化學平衡方程

則反應物的C-J 爆轟速度（vCJ）為2 200 m/s，爆壓（pCJ）為3.90 MPa。

圖6 為C4 管中火焰陣面?zhèn)鞑ニ俣入S時間的變化曲線。點火后預混氣體經(jīng)歷了點火初期、爆燃轉爆轟、穩(wěn)定爆轟和爆轟衰減4 個階段，爆轟階段的平均爆速為2 207 m/s，理論C-J 爆速為2 200 m/s，實驗與理論計算值基本一致，誤差為0.3%。點火初期，由于加速環(huán)的擾動作用使得燃燒迅速轉變?yōu)橥牧魅紵?，隨著湍流強度的增大，湍流氛圍內較小的渦團能量增強，促進了火焰的正向拉伸，使得火焰?zhèn)鞑ニ俣燃涌欤瑫r在火焰前方形成一個高壓流場區(qū)域[31]，因此預混氣體在點火后很快進入爆燃轉爆轟階段。螺旋環(huán)的加速過程遵循“熱點”機理，預混氣體被點燃后，壓縮波與障礙物相互作用產(chǎn)生局部熱點，隨著反應的進行，“熱點”逐漸演變?yōu)槲⒈Z，產(chǎn)生的局部爆轟越頻繁，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍酱骩5,32]。圖7 顯示了C4 管中壓力演變過程。由圖7 可知，100 mm 處壓力峰值已達到最大值6.46 MPa，400 mm 處壓力峰值下降至3.46 MPa，此時已形成典型的爆轟波形，預混氣體已完成爆燃轉爆轟過程，此后超壓峰值逐漸趨于穩(wěn)定。圖8 為不同位置壓力峰值變化曲線。由圖8 可知，在1 000～1 600 mm 區(qū)間內，壓力峰值處于相對穩(wěn)定階段，波動較小，平均壓力峰值為3.92 MPa，理論計算值為3.90 MPa，誤差為0.5%。

圖 6 管道C4 中火焰前端速度隨時間變化曲線Fig. 6 Flame speed as a function of time in the channel C4

圖 7 管道C4 中8 個壓力傳感器記錄的壓力曲線Fig. 7 Pressure profiles versus time obtained by eight pressure gauges in the channel C4

沖擊波和火焰?zhèn)鞑ニ俣入S位移的變化關系如圖9 所示。由圖9 可知：在100～1 000 mm 之間，沖擊波速度振蕩較大，總體上沖擊波速度大于火焰?zhèn)鞑ニ俣?；?00～400 mm 之間，沖擊波平均速度已上升至2 325 m/s，在此區(qū)間內火焰最大速度約為1 500 m/s；在800～1 000 mm 之間，沖擊波速度達到最大值3 146 m/s。這是由于氣體爆燃屬于非理想爆炸，其爆炸能量不是瞬時釋放，氣體受熱膨脹產(chǎn)生前驅壓力波，其速度比火焰速度高得多，行進在火焰陣面前方，火焰在壓縮過的未燃氣中傳播。在爆燃轉爆轟過程中前驅沖擊波陣面仍然行進在火焰面的前方，但二者的間距在減小[33]。在1 000～1 600 mm 之間，沖擊波振蕩幅度變小，沖擊波平均速度與火焰速度基本保持一致，燃燒管內形成穩(wěn)定爆轟，爆轟以2 149～2 461 m/s 向未燃區(qū)傳播，此區(qū)間內沖擊波和火焰平均速度分別為2 277 和2 235 m/s，與C-J 理論爆轟速度的相對偏差分別為3.5%和1.6%，實驗結果與理論計算基本一致。

圖 8 壓力峰值變化曲線Fig. 8 Plots of maximum overpressure obtained in the channel C4

圖 9 火焰?zhèn)鞑ニ俣?、沖擊波速度和C-J 速度曲線Fig. 9 Flame speed, shock wave velocity and C-J velocity curves

2.4 淬熄管徑

圖10 為組合管道中火焰?zhèn)鞑崪y圖像。右端為長1 000 mm、內徑15 mm 的有機玻璃加速管，中間為長1 000 mm、內徑1.2 mm 的不銹鋼燃燒管，左端為長500 mm、內徑15 mm 的有機玻璃驗證管。從圖10 可知，該條件下火焰從右端燃燒管經(jīng)過中間的不銹鋼管道傳播至左端的驗證管中。

圖 10 組合管道中火焰?zhèn)鞑崪y圖像Fig. 10 Image of the flame propagation in combination channels

圖 11 組合管道中預混火焰淬熄情況Fig. 11 Diagram of the flame behaviors in combination channels

圖11 為預混火焰在組合管道中的傳播情況，“×”表示火焰未通過中間不銹鋼管，“■”表示通過，l 表示點火端玻璃管長度，d 表示中間不銹鋼管道內徑。由圖11 可知，在本實驗條件下，C2H4/N2O的淬火管徑（dq）為0.5 mm ＜ dq＜ 0.7 mm。當d ＜0.5 mm 時，預混火焰均無法通過中間管道到達驗證管；當d 為1.2 和2.0 mm 時，火焰均可通過。由2.1 節(jié)可知，在大尺寸管道中，邊界效應導致預混氣體火焰加速度隨管徑的減小而增大，但當燃燒管道窄至微米級時，管徑越小，火焰越容易淬熄?；鹧姘l(fā)生淬熄主要由熱損失和火焰過度拉伸導致[34]。管徑越小，管道表面積與容積的比值越大，火焰通過管壁的熱損失越大，當熱損失率大于燃燒反應的放熱速率時，火焰熄滅[35]；過度拉伸使得火焰表面發(fā)生扭曲變形，大量未燃氣體進入反應區(qū)，熱擴散作用導致反應區(qū)熱損失嚴重，火焰發(fā)生熄滅[36]。尤其在變徑管道中，火焰更容易因熱損失和火焰過度拉伸而淬熄[37]。

當d = 0.7 mm，前端加速管l = 100 mm 時，驗證管中未觀察到火焰，但當l ≥ 500 mm 時，火焰均可通過不銹鋼管到達驗證管，因此，增加前端加速管有利于火焰通過不銹鋼窄管，即淬熄管徑減小。圖12 為預混火焰在加速管中的傳播速度隨時間變化曲線。由圖12 可知，當l 為100、500、1 000 和2 000 mm 時，火焰陣面到達不銹鋼管入口處的速度分別為303、671、2 204 和2 246 m/s。因此，對于湍流火焰來講，傳播速度越大，淬熄越困難。根據(jù)設計阻火器的經(jīng)驗公式[6]

圖 12 加速管長度不同時火焰?zhèn)鞑ニ俣入S時間變化曲線Fig. 12 Flame acceleration process as a function of time in accelerating channels with different lengths

式中：L 為淬熄管道長度，cm；St為湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣?，m·s-1；dq為淬熄管徑，cm。當dq= 0.5 mm時，加速管中湍流火焰的最大速度為2 533 m/s，根據(jù)式（10）可得中間不銹鋼管長度應大于12.67 cm，才能使火焰完全熄滅；當dq= 0.3 mm 時，L ＞ 4.56 cm。

3 結 論

（1）在大直徑半封閉有機玻璃管中，預混火焰經(jīng)歷了緩慢加速階段、爆燃轉爆轟階段和爆轟階段；點火初期，火焰速度和加速度隨著管徑的減小而增大，內徑為5 mm 的管道中火焰加速最快，10 和15 mm 管道中火焰加速依次減小。CO2會明顯降低預混火焰的加速進程和最大爆轟速度，在不改變推進性能的前提下，加入CO2有利于提高預混氣體的安全性能。C2H4/N2O 的穩(wěn)定爆速為2 207 m/s，穩(wěn)定爆轟壓力為3.92 MPa，與理論計算值一致。

（2）實驗得到常壓下預混氣體C2H4/N2O 在小直徑不銹鋼管中淬熄管徑為0.5 mm ＜ dq＜ 0.7 mm；湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣仍酱?，管徑越大，火焰淬熄越困難。同時依據(jù)淬熄管徑、湍流火焰速度和淬熄長度的關系計算出防回火管道的長度，為阻火器的設計提供參考。