C2H4/N2O 预混气体的爆轰性能与火焰淬熄特性

李玉艳，蒋榕培，李智鹏，徐 森，潘 峰，解立峰

（1. 南京理工大学化工学院，江苏 南京 210094；2. 国家民用爆破器材质量监督检验中心，江苏 南京 210094；3. 北京航天实验技术研究所，北京 100074）

C2H4/N2O 作为一种新型绿色单组元推进剂，具有高比冲、低冰点、易贮存、推力系统简单等优良性能，近年来受到广泛关注[1-3]。虽然其理化性质稳定，可于常温下带压贮存，但在某些外界条件激发下仍会被点燃，瞬间释放大量热量和气体，发生爆炸[4-5]；然而，当它被点燃后，在火焰传播过程中会沿管道发生回火，引发事故[6-8]。

目前关于C2H4/N2O 的研究已有文献报道。Venkatesh 等[9-10]研究了高压条件下C2H4/N2O 在不锈钢合金管中的燃烧特性，并测量了C2H4/N2O 在高压及长径比为68 的燃烧管中的爆轰速度、爆轰压力和爆燃转爆轰成长距离。德国航空航天中心[11-12]对C2H4/N2O 单元复合推进剂的点火、燃烧及传热特性进行了实验研究，设计了适用于该推进系统的发动机，同时开展了发动机防回火研究。Zhang 等[13]建立了不同初始压力和管道长径比条件下C2H4/N2O 预混气体的爆轰行为，得到了爆速与初始压力、管径及C-J 爆轰速度等参数的关系。Movileanu 等[14]在初始压力为50～150 kPa，60% N2稀释条件下，针对C2H4/N2O 在圆柱形管道中的爆炸压力和压力上升速率进行了实验研究，得到了最大爆炸压力与初始压力的关系。Powell 等[15]对不同压力及当量比时C2H4/N2O 的层流燃烧速度进行了试验及模拟研究。李智鹏等[16]采用预混模块得到了不同压力和氧/燃比时C2H4/N2O 的层流火焰速度、火焰温度和燃烧质量流率变化规律。Newman-Lehman 等[17]对CH4/N2O 和C2H6/N2O 的火焰结构和临界淬熄条件进行了实验研究，结果表明在变径管道中N2O 比O2更容易使火焰熄灭。

本工作拟在常温常压下对C2H4/N2O 预混气体的爆燃规律及火焰淬熄特性进行实验研究，利用高速摄影、压力测试系统，采用不同尺寸的有机玻璃管和不锈钢管，分析管径、惰性气体对火焰传播特性的影响；通过实验获得预混气体的爆速、爆压、淬熄管径等参数，探讨不同湍流火焰传播速度和管径条件下预混火焰在小尺寸管道中的传播规律，为提高推进剂安全性能及发动机防回火设计提供一定的理论基础。

1 实 验

1.1 试剂与仪器

实验装置主要由燃烧管道、高速摄像、配气系统、点火系统、压力测试系统及同步控制系统组成。燃烧管道分为两种：单一的有机玻璃燃烧管道和组合管道，其中有机玻璃燃烧管用于研究预混气体的爆燃特性，组合管道用于研究预混火焰的淬熄特性。

有机玻璃管的尺寸如表1 所示。燃烧管C1、C2 和C3 的长度均为1 400 mm，内径分别为5、10 和15 mm，壁厚均为5 mm。燃烧管C4 的长度为2 000 mm，内径15 mm，点火端内置长300 mm的螺旋环，螺旋环的螺距为5 mm，外径为15 mm；距离点火点100、400、600、800、1 000、1 200、1 400 和1 600 mm 处装有压力传感器，分别标记为P1、P2、P3、P4、P5、P6、P7 和P8，传感器截面刚好与玻璃管内壁齐平；压力传感器型号为PCB-113B24，测量的最大误差为2.3%；根据传感器间隔距离和压力波经过传感器的时刻，可计算冲击波速度[18-19]。燃烧管C4 示意图如图1 所示。组合管道由不锈钢细管和有机玻璃管组成，其中：不锈钢细管长度为1 000 mm，位于中间位置，两端通过转换接头与有机玻璃管连接；前端玻璃管用于预混火焰加速，称为加速管；后端玻璃管用于观察火焰是否通过中间不锈钢细管，称为验证管。组合管道示意图如图2 所示。

表 1 有机玻璃管道尺寸Table 1 Geometrical characteristics of PMMA channels

图 1 有机玻璃管C4 示意图(单位：mm)Fig. 1 Schematic of the PMMA channel C4 (Unit：mm)

图 2 组合管道示意图(单位：mm)Fig. 2 Schematic of the combination channel (Unit：mm)

配气时，通过高精度质量流量计控制气体质量。采用堀场汇博隆精密仪器有限公司的S48 300HMT流量计，最大量程有500 mL/min 和200 mL/min 两种规格，误差为 ± 0.5%。配气前，先将气袋（10 L）抽至真空，再依次充入C2H4和N2O，充气完毕后关闭气袋阀门，静置24 h，以便气体混合均匀[20]。采用电阻丝点火，点火位置位于燃烧管一端，电阻丝直径0.6 mm，长100 mm，点火时通电电压为20 V，功率为20 W。采用日本PHOTRON 公司的“FASTCAM”系列高速摄像机拍摄，拍摄速度为104帧每秒。

N2O、C2H4、CO2的纯度均为99.99%，N2O/C2H4的质量比为9∶1，接近化学当量比，氧化剂略过量。

1.2 实验过程

充气前将真空泵、气袋和燃烧管道通过三通管道连接起来；在室温下采用真空泵先将燃烧管道抽至真空，接着用预先配好的气体（气袋中的气体）清洗管路3 次，然后将混合气体充入燃烧管道中至压力为0.1 MPa，关闭进气阀门；点火前通过同步控制系统将管道末端的电磁阀打开，电磁阀打开1 s 后接通点火电源，开始点火，同时启动高速摄像和压力测试系统，记录数据。每种实验条件下测试3 次。

2 结果与讨论

2.1 管径对火焰传播特性的影响

图3 为火焰阵面传播速度随时间的变化曲线，处理高速摄影图像时以出现可见火焰作为零时刻。由图3 可知：C1（5 mm）、C2（10 mm）和C3（15 mm）3 种管道中预混火焰从点火端传播至末端的时间分别为1.2、1.4 和1.6 ms。点火初期（0～0.8 ms 阶段），5 mm 管中火焰传播速度明显大于10 和15 mm管。5 mm 管中预混气体被引燃之后，火焰传播速度开始迅速增大，0.2 ms 时速度为250 m/s，0.4 ms 时已增至1 044 m/s，0.8 ms 时速度进一步增至1 661 m/s；10 mm 管中，0.2～0.4 ms 时间段内火焰传播速度缓慢增大，约为250 m/s，0.4～0.6 ms 时间段内，火焰加速变快，0.6 ms 时速度增至约600 m/s，0.8 ms时火焰速度为1 541 m/s；15 mm 管中，0.2～0.8 ms 之间火焰传播速度增大缓慢，速度由238 m/s 增至457 m/s，此阶段预混气体处于相对平稳的燃烧阶段。因此当管径大于临界爆轰直径时，管径尺寸越大，点火初期同一时刻对应的火焰速度越小，与文献报道的结果[21]相一致。同时，从图3 可以看出，5、10 和15 mm 3 种管径的管道中预混气体火焰最大速度分别为1 871、2 021 和2 341 m/s，对应的时刻分别为1.0、1.0 和1.2 ms。随着管径的增大，预混火焰传播最大速度呈现增大趋势，这主要是因为管径越小，热损失越严重，爆轰速度越小。

图4 为火焰加速度随时间的变化曲线。由图4 可知：点火后0～0.4 ms时间段内，火焰加速度随着管径的增大依次减小。预混气体被点燃后，5 mm 管中火焰加速度随时间几乎呈直线下降，0.2 ms 时加速度值最大，说明5 mm 管中的预混气体被点燃后很快进入爆燃转爆轰阶段；10 和15 mm 管中火焰加速度呈现先增大后减小的趋势，点火初期（0～0.4 ms），10 和15 mm 管中气体处于相对平稳燃烧阶段，火焰加速度较小，但后期随着燃烧加剧，进入爆燃转爆轰阶段后，火焰加速度明显增大，超过5 mm 管中的加速度值，当火焰速度接近该管径的爆轰极限值时，加速速率开始下降。

图 3 不同管径管道中火焰阵面传播速度随时间变化曲线Fig. 3 Flame speed as a function of time in channels with various diameters

图 4 不同管径管道中火焰加速度随时间的变化曲线Fig. 4 Flame acceleration as a function of time in channels with various diameters

综上所述，点火初期火焰速度及加速度均随管径的增大而减小。主要是由于：火焰与管壁之间的黏性效应促使火焰在管道中拉伸，形成经典的“Tulip”火焰；初始阶段火焰速度呈指数增长，然后压缩波对未反应气体进行预热，并与边界层相互作用，使火焰进一步加速；当通道尺度变小时，黏性效应加剧，边界层与内部火焰更容易产生速度梯度，火焰表面更容易产生褶皱，从而进一步促进“Tulip”火焰的形成[22-23]。研究表明：起爆首先发生在阻力较大的边界层失稳区，湍流效应及漩涡运动诱导形成“Tulip”火焰的同时加快了燃烧反应速率，尺寸越小，湍流加速形成的“Tulip”火焰越早，管内温度也越高，火焰加速速率越快[24-25]。因此，点火初期同一时刻对应的火焰速度和加速度均随着管径的增大而减小。

2.2 CO2 对火焰加速进程的影响

图5 为C1（5 mm）管中CO2稀释前后火焰传播速度随时间的变化曲线。结果表明：初始阶段两者差异较大，C2H4/N2O 体系点火后很快进入爆燃转爆轰阶段，0.4 ms 时火焰已加速至1 044 m/s；对于C2H4/N2O/CO2体系，0～1.2 ms 阶段火焰处于缓慢加速阶段，1.2 ms 时火焰传播速度为433 m/s。因此CO2明显降低了初始阶段火焰的加速速率，同时也降低了火焰在管道中的最大传播速度，两者的最大传播速度分别为1 871 m/s 和1 781 m/s。研究表明：CO2作为稀释剂时，热力学效应起主导作用，即CO2通过改变混合物的热容，降低了火焰温度和化学反应速率，使得火焰传播速度降低[26]；同时CO2也参与了动力学反应[27-28]，反应步骤可表示为C2H4/N2O 为自由基反应，反应步骤（1）为链引发反应，反应步骤（2）和反应步骤（3）为链传递过程，以上几步基元反应是消耗N2O 的主要反应，该反应步骤对火焰传播速度的影响很大，CO2通过基元反应（4）转化为CO，减少了H 自由基与N2O 的反应几率，从而使主体化学反应速率降低，预混气体燃烧速率随之降低，火焰传播速度随之减小[29]。

图 5 C1 管中C2H4/N2O 和C2H4/N2O/CO2 的火焰传播速度随时间变化曲线Fig. 5 Flame speed of C2H4/N2O and C2H4/N2O/CO2 as a function of time in the channel C1

2.3 爆速和爆压

采用NASA 的CEA 化学平衡软件[30]估算了N2O 与C2H4反应的C-J 爆轰参数。若系统内各组分的摩尔数没有自发的变化趋势，则称为达到化学平衡。在质量守恒的约束条件下，采用吉布斯自由能最小化为化学平衡判据，建立体系的化学平衡方程

则反应物的C-J 爆轰速度（vCJ）为2 200 m/s，爆压（pCJ）为3.90 MPa。

图6 为C4 管中火焰阵面传播速度随时间的变化曲线。点火后预混气体经历了点火初期、爆燃转爆轰、稳定爆轰和爆轰衰减4 个阶段，爆轰阶段的平均爆速为2 207 m/s，理论C-J 爆速为2 200 m/s，实验与理论计算值基本一致，误差为0.3%。点火初期，由于加速环的扰动作用使得燃烧迅速转变为湍流燃烧，随着湍流强度的增大，湍流氛围内较小的涡团能量增强，促进了火焰的正向拉伸，使得火焰传播速度加快，同时在火焰前方形成一个高压流场区域[31]，因此预混气体在点火后很快进入爆燃转爆轰阶段。螺旋环的加速过程遵循“热点”机理，预混气体被点燃后，压缩波与障碍物相互作用产生局部热点，随着反应的进行，“热点”逐渐演变为微爆轰，产生的局部爆轰越频繁，火焰传播速度越大[5,32]。图7 显示了C4 管中压力演变过程。由图7 可知，100 mm 处压力峰值已达到最大值6.46 MPa，400 mm 处压力峰值下降至3.46 MPa，此时已形成典型的爆轰波形，预混气体已完成爆燃转爆轰过程，此后超压峰值逐渐趋于稳定。图8 为不同位置压力峰值变化曲线。由图8 可知，在1 000～1 600 mm 区间内，压力峰值处于相对稳定阶段，波动较小，平均压力峰值为3.92 MPa，理论计算值为3.90 MPa，误差为0.5%。

图 6 管道C4 中火焰前端速度随时间变化曲线Fig. 6 Flame speed as a function of time in the channel C4

图 7 管道C4 中8 个压力传感器记录的压力曲线Fig. 7 Pressure profiles versus time obtained by eight pressure gauges in the channel C4

冲击波和火焰传播速度随位移的变化关系如图9 所示。由图9 可知：在100～1 000 mm 之间，冲击波速度振荡较大，总体上冲击波速度大于火焰传播速度；在100～400 mm 之间，冲击波平均速度已上升至2 325 m/s，在此区间内火焰最大速度约为1 500 m/s；在800～1 000 mm 之间，冲击波速度达到最大值3 146 m/s。这是由于气体爆燃属于非理想爆炸，其爆炸能量不是瞬时释放，气体受热膨胀产生前驱压力波，其速度比火焰速度高得多，行进在火焰阵面前方，火焰在压缩过的未燃气中传播。在爆燃转爆轰过程中前驱冲击波阵面仍然行进在火焰面的前方，但二者的间距在减小[33]。在1 000～1 600 mm 之间，冲击波振荡幅度变小，冲击波平均速度与火焰速度基本保持一致，燃烧管内形成稳定爆轰，爆轰以2 149～2 461 m/s 向未燃区传播，此区间内冲击波和火焰平均速度分别为2 277 和2 235 m/s，与C-J 理论爆轰速度的相对偏差分别为3.5%和1.6%，实验结果与理论计算基本一致。

图 8 压力峰值变化曲线Fig. 8 Plots of maximum overpressure obtained in the channel C4

图 9 火焰传播速度、冲击波速度和C-J 速度曲线Fig. 9 Flame speed, shock wave velocity and C-J velocity curves

2.4 淬熄管径

图10 为组合管道中火焰传播实测图像。右端为长1 000 mm、内径15 mm 的有机玻璃加速管，中间为长1 000 mm、内径1.2 mm 的不锈钢燃烧管，左端为长500 mm、内径15 mm 的有机玻璃验证管。从图10 可知，该条件下火焰从右端燃烧管经过中间的不锈钢管道传播至左端的验证管中。

图 10 组合管道中火焰传播实测图像Fig. 10 Image of the flame propagation in combination channels

图 11 组合管道中预混火焰淬熄情况Fig. 11 Diagram of the flame behaviors in combination channels

图11 为预混火焰在组合管道中的传播情况，“×”表示火焰未通过中间不锈钢管，“■”表示通过，l 表示点火端玻璃管长度，d 表示中间不锈钢管道内径。由图11 可知，在本实验条件下，C2H4/N2O的淬火管径（dq）为0.5 mm ＜ dq＜ 0.7 mm。当d ＜0.5 mm 时，预混火焰均无法通过中间管道到达验证管；当d 为1.2 和2.0 mm 时，火焰均可通过。由2.1 节可知，在大尺寸管道中，边界效应导致预混气体火焰加速度随管径的减小而增大，但当燃烧管道窄至微米级时，管径越小，火焰越容易淬熄。火焰发生淬熄主要由热损失和火焰过度拉伸导致[34]。管径越小，管道表面积与容积的比值越大，火焰通过管壁的热损失越大，当热损失率大于燃烧反应的放热速率时，火焰熄灭[35]；过度拉伸使得火焰表面发生扭曲变形，大量未燃气体进入反应区，热扩散作用导致反应区热损失严重，火焰发生熄灭[36]。尤其在变径管道中，火焰更容易因热损失和火焰过度拉伸而淬熄[37]。

当d = 0.7 mm，前端加速管l = 100 mm 时，验证管中未观察到火焰，但当l ≥ 500 mm 时，火焰均可通过不锈钢管到达验证管，因此，增加前端加速管有利于火焰通过不锈钢窄管，即淬熄管径减小。图12 为预混火焰在加速管中的传播速度随时间变化曲线。由图12 可知，当l 为100、500、1 000 和2 000 mm 时，火焰阵面到达不锈钢管入口处的速度分别为303、671、2 204 和2 246 m/s。因此，对于湍流火焰来讲，传播速度越大，淬熄越困难。根据设计阻火器的经验公式[6]

图 12 加速管长度不同时火焰传播速度随时间变化曲线Fig. 12 Flame acceleration process as a function of time in accelerating channels with different lengths

式中：L 为淬熄管道长度，cm；St为湍流火焰传播速度，m·s-1；dq为淬熄管径，cm。当dq= 0.5 mm时，加速管中湍流火焰的最大速度为2 533 m/s，根据式（10）可得中间不锈钢管长度应大于12.67 cm，才能使火焰完全熄灭；当dq= 0.3 mm 时，L ＞ 4.56 cm。

3 结 论

（1）在大直径半封闭有机玻璃管中，预混火焰经历了缓慢加速阶段、爆燃转爆轰阶段和爆轰阶段；点火初期，火焰速度和加速度随着管径的减小而增大，内径为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减小。CO2会明显降低预混火焰的加速进程和最大爆轰速度，在不改变推进性能的前提下，加入CO2有利于提高预混气体的安全性能。C2H4/N2O 的稳定爆速为2 207 m/s，稳定爆轰压力为3.92 MPa，与理论计算值一致。

（2）实验得到常压下预混气体C2H4/N2O 在小直径不锈钢管中淬熄管径为0.5 mm ＜ dq＜ 0.7 mm；湍流火焰传播速度越大，管径越大，火焰淬熄越困难。同时依据淬熄管径、湍流火焰速度和淬熄长度的关系计算出防回火管道的长度，为阻火器的设计提供参考。