采用不同氣相燃燒模型模擬含硼燃?xì)鈹U(kuò)散燃燒過程①

馮喜平，李海波，唐金蘭，李貴珠，廖自繁

(1.西北工業(yè)大學(xué)燃燒、熱結(jié)構(gòu)與內(nèi)流場重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710072;2.西北工業(yè)集團(tuán)有限公司，西安 710061)

0 引言

含硼富燃燃?xì)馀c空氣的燃燒是固沖發(fā)動機(jī)技術(shù)基礎(chǔ)和關(guān)鍵，也是其研究重點(diǎn)［1］。由于硼是固沖發(fā)動機(jī)理想的能源，硼的點(diǎn)火和燃燒是固沖發(fā)動機(jī)研究基礎(chǔ)。研究者普遍認(rèn)為，硼粒子的點(diǎn)火和燃燒由點(diǎn)火過程和燃燒過程［2］2個連續(xù)的階段組成，并提出不同的理論。硼粒子點(diǎn)火模型以 King 模型［3－4］和 Li，Williams 和Kuo建立的模型［5］為代表;硼粒子的燃燒模型則以LW模型和Y-K模型為代表，其中Makino和Law建立了無氧化層包覆的硼顆粒表面反應(yīng)燃燒模型［6］，L-W燃燒模型考慮了擴(kuò)散和動力學(xué)機(jī)理［7］。二次燃燒室本質(zhì)是一能量轉(zhuǎn)換裝置，其中的燃燒是研究重點(diǎn)［8－9］，直接關(guān)系到發(fā)動機(jī)性能。

在進(jìn)行發(fā)動機(jī)燃燒過程模擬中，需要選擇燃燒模型，而不同燃燒模型反映不同燃燒機(jī)理，關(guān)聯(lián)燃燒模擬的結(jié)果，燃燒模型的確定成為成功進(jìn)行模擬的關(guān)鍵。針對目前研究普遍存在模型選擇的困惑，依靠實(shí)驗(yàn)確定正確燃燒模型成為進(jìn)行二次燃燒研究的有效方法。

本文以實(shí)驗(yàn)裝置為物理模型，在分析硼粒子King點(diǎn)火模型和L-W燃燒模型反應(yīng)機(jī)理的基礎(chǔ)上，湍流燃燒分別采用有限速率/渦耗散模型、渦耗散模型、有限速率模型，建立含硼富燃燃?xì)馔牧鲾U(kuò)散燃燒模型并開展數(shù)值模擬，通過對模擬結(jié)果的分析和對比，研究不同模型下的燃燒，為數(shù)學(xué)模型建立提供支持。

1 燃燒機(jī)理分析

燃燒模型能否反映含硼富燃燃?xì)馊紵龣C(jī)理，特別是能否正確反映硼粒子點(diǎn)火和燃燒過程，是正確進(jìn)行數(shù)值模擬的關(guān)鍵。本章分析氣相組分的燃燒機(jī)理和硼粒子點(diǎn)火與燃燒模型的反應(yīng)機(jī)理，為數(shù)值模擬研究做基礎(chǔ)［10］。

1.1 氣相燃燒機(jī)理

由于硼蒸氣、B2O2在空氣中反應(yīng)復(fù)雜，氣相計(jì)算中忽略硼與H2O的反應(yīng)，忽略B2O2與H2O的反應(yīng)。因此，氣相組分燃燒采用以下反應(yīng):

關(guān)于反應(yīng)速率的確定，本文分別采用有限速率/渦耗散模型(Finite-Rate/Eddy-Dissipation模型)、渦耗散模型(Eddy-Dissipation模型)及有限速率模型(Laminar Finite-Rate模型)［11］，開展不同模型燃燒特性的數(shù)值模擬對比。有限速率模型簡化了湍流脈動的影響，反應(yīng)速率根據(jù)Arrhenius公式確定。由于湍流火焰中Arrhenius化學(xué)動力學(xué)的高度非線性，這一模型對于化學(xué)反應(yīng)劇烈，湍流脈動較大的湍流擴(kuò)散火焰的計(jì)算一般不精確。渦耗散模型稱之為湍流-化學(xué)反應(yīng)相互作用模型，反應(yīng)速率由湍流混合時間尺度k/ε控制，避免Arrhenius化學(xué)動力學(xué)計(jì)算。在非預(yù)混火焰反應(yīng)區(qū)發(fā)生快速燃燒時，只要湍流出現(xiàn)，反應(yīng)即可開始不受限制，反應(yīng)速度往往較快。有限速率/渦耗散模型被廣泛應(yīng)用于湍流擴(kuò)散燃燒的數(shù)值模擬。凈反應(yīng)速率由Arrhenius化學(xué)動力學(xué)和渦耗散反應(yīng)速率混合控制，Arrhenius反應(yīng)速率作為動力學(xué)開關(guān)，阻止反應(yīng)在火焰穩(wěn)定之前發(fā)生，延遲了計(jì)算中點(diǎn)火的開始，較為符合實(shí)際［11］。

1.2 硼顆粒點(diǎn)火模型

King模型是廣大研究者普遍接受的硼粒子點(diǎn)火模型。該模型中，假設(shè)硼粒子是均質(zhì)球體，氧化層為厚度均勻的B2O3，環(huán)境中的氧經(jīng)擴(kuò)散作用通過氧化層擴(kuò)散至硼與B2O3交界面，與硼反應(yīng)生成B2O3氧化層。氧化層的消耗由B2O3氧化層的蒸發(fā)過程和B2O3在外表面與水蒸氣的反應(yīng)過程組成。當(dāng)氧化層消耗完畢，點(diǎn)火過程完成。

硼的消耗反應(yīng)為

反應(yīng)速率為RB，粒徑變化方程為［8］

硼表面氧化層的蒸發(fā)過程如下:

B2O3(l)→B2O3(g)+ ΔHvap，反應(yīng)速率為 RE。B2O3(l)+H2O(g)→HOBO(g)+ ΔHH，反應(yīng)速率為RH。氧化層的減小速率是由3個過程中B2O3的生成和消耗決定的。

式中 rp、δ、f、T0、Tp、TRAD分別表示硼粒子球體半徑、硼粒子包覆氧化層厚度、硼粒子融化時液態(tài)硼質(zhì)量分?jǐn)?shù)、環(huán)境溫度、硼粒子溫度及周邊輻射溫度。

方程(3)、(6)表示固態(tài)硼(硼粒子溫度低于硼熔點(diǎn)條件下)和液態(tài)B(硼粒子溫度高于B熔點(diǎn)條件下)條件下硼粒子溫度隨時間變化。方程(4)表示硼粒子熔化過程中(硼粒子溫度等于B熔點(diǎn))液態(tài)B質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨時間的增加過程。QRX1、QRX2分別為固態(tài)B和液態(tài)B的氧化反應(yīng)熱。各變量的定義與取值方法，以及各方程表示的化學(xué)過程見文獻(xiàn)［9，12］。

1.3 硼顆粒燃燒模型

硼粒子點(diǎn)火過程結(jié)束后，硼粒子直接與氧氣接觸燃燒，進(jìn)入燃燒過程。硼作為固體單質(zhì)發(fā)生表面燃燒反應(yīng)，也會有部分硼受熱融化，進(jìn)而有蒸發(fā)現(xiàn)象的存在。硼作為單質(zhì)，沒有揮發(fā)析出。硼的蒸發(fā)量由梯度擴(kuò)散確定，其蒸發(fā)速率見文獻(xiàn)［11］。

Makion和Law［10］認(rèn)為，單質(zhì)硼的燃燒包括2個階段:首先，硼與O2在表面反應(yīng)生成B2O2;隨后，氣相B2O2與O2在相當(dāng)高的溫度下反應(yīng)生成B2O3。L-W模型認(rèn)為，硼粒子燃燒階段就是指硼與O2生成B2O2的階段，主導(dǎo)反應(yīng)為

Yeh和Kuo引入Damkoler數(shù)的概念，區(qū)分表面反應(yīng)主導(dǎo)控制機(jī)理［5］。本文硼粒子直徑較小，符合動力學(xué)/擴(kuò)散控制反應(yīng)速率模型，表面反應(yīng)速率同時受到擴(kuò)散過程和化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)的影響［12］。

關(guān)于硼粒子與環(huán)境的換熱，認(rèn)為:

式中 mp、cp、Ap、T∞、h、hfg、εp、σ 、θR分別表示燃燒過程中瞬態(tài)硼粒子質(zhì)量、比熱容、表面積和流體溫度、對流換熱系數(shù)、汽化潛熱、顆粒黑度、玻耳茲曼常數(shù)［11］。

2 計(jì)算模型

2.1 物理模型

由于固沖發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)燃燒流動非常復(fù)雜，包含極度的摻混作用，無法獲得單純的擴(kuò)散作用對燃燒流動的影響，進(jìn)一步得出擴(kuò)散燃燒模型。為簡化補(bǔ)燃室內(nèi)燃燒過程，突出其湍流擴(kuò)散燃燒本質(zhì)，通過營造相對簡單的燃燒環(huán)境，使燃?xì)夂涂諝庠谘a(bǔ)燃室內(nèi)均勻穩(wěn)定地發(fā)生擴(kuò)散燃燒，建立均勻分布在燃?xì)馀c空氣的擴(kuò)散接觸面上的三維結(jié)構(gòu)火焰，這種嵌入湍流而摻混不劇烈流場內(nèi)的火焰是理想的湍流擴(kuò)散燃燒火焰［13］。為實(shí)現(xiàn)這一目的，設(shè)計(jì)燃?xì)庵行倪M(jìn)氣，空氣環(huán)周平行進(jìn)氣的沖壓發(fā)動機(jī)實(shí)驗(yàn)裝置，見圖1。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置簡圖Fig.1 Experimental device sketch

實(shí)驗(yàn)裝置主要由燃?xì)獍l(fā)生器、補(bǔ)燃室、沖壓噴管等組成。文獻(xiàn)［14］提出了以實(shí)現(xiàn)湍流擴(kuò)散燃燒為目的的實(shí)驗(yàn)方案:雍塞式燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生的含硼富燃燃?xì)馔ㄟ^激波減速后，經(jīng)中心方形管進(jìn)入補(bǔ)燃室;空氣通過集氣艙后，經(jīng)泡沫金屬板整流，沿燃?xì)鈬娍诃h(huán)周進(jìn)入補(bǔ)燃室;而后，空氣與燃?xì)馄叫芯鶆蛄鲃?，并?shí)現(xiàn)擴(kuò)散燃燒。補(bǔ)燃室采用“方形”三維結(jié)構(gòu)，燃燒室橫截面為正方形，邊長100 mm，長為627 mm;沖壓噴管采用軸對稱形式，喉徑50 mm;燃?xì)鈬娮鞛榉叫谓Y(jié)構(gòu)，噴口尺寸14.2 mm×14.2 mm，伸入補(bǔ)燃室40 mm。燃燒室與噴管簡化物理模型見圖2。

圖2 物理模型示意圖Fig.2 Physical model diagram

2.2 湍流輸運(yùn)方程

湍流輸運(yùn)方程包括歐拉坐標(biāo)系下的三維氣相控制方程和k-ε RNG湍流模型方程，具體參數(shù)及意義詳見文獻(xiàn)［8］。

2.3 燃燒模型

為分析不同燃燒模型的影響，氣相燃燒分別采用有限速率/渦耗散模型、渦耗散模型、有限速率模型。而顆粒相燃燒采用King點(diǎn)火模型和L-W燃燒模型。

2.4 顆粒軌道模型

兩相流燃燒模擬采用顆粒軌道模型［8］。

2.5 燃燒效率表征

燃燒效率反映了燃燒裝置實(shí)現(xiàn)能量轉(zhuǎn)換的能力，以燃燒生成熱占燃料熱值比率表征燃燒效率符合燃燒本質(zhì)。

任意截面硼粒子燃燒效率ηp:

任意截面總?cè)紵师莟:

2.6 邊界條件

進(jìn)口邊界條件:

(1)空氣入口采用質(zhì)量入口條件:空氣流量0.5 kg/s，空氣總溫 573 K，空氣壓強(qiáng) 0.25 MPa;

(2)燃?xì)馊肟谝嗖捎觅|(zhì)量入口條件:一次燃?xì)饬髁?.05 kg/s，一次燃?xì)饪倻?2 200 K，一次燃?xì)鈮簭?qiáng)0.5 MPa。空燃比為 10。

出口邊界條件采用壓力出口邊界:出口壓力為環(huán)境壓強(qiáng)。壁面條件采用無滑移標(biāo)準(zhǔn)壁面條件。

燃?xì)饨M分由燃?xì)獍l(fā)生器熱力計(jì)算獲得，燃?xì)饨M分:氣相組分68%(其中，CO氣相質(zhì)量分?jǐn)?shù)47%，H2氣相質(zhì)量分?jǐn)?shù)10%，CO2氣相質(zhì)量分?jǐn)?shù)10%，H2O氣相質(zhì)量分?jǐn)?shù)1%，其余為N2);硼凝相組分32%，顆粒直徑為10 μm，表面液態(tài)氧化層厚度為1 μm。

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

使用上述模型，采用Fluent流場計(jì)算軟件，對物理模型進(jìn)行數(shù)值模擬。其中，硼粒子點(diǎn)火模型使用用戶自定義函數(shù)(UDF)?？紤]補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)的對稱性，選取一半構(gòu)筑計(jì)算區(qū)域，計(jì)算網(wǎng)格數(shù)250 000;為提高模擬結(jié)果的精度，燃?xì)獬隹谂c補(bǔ)燃室軸線處，采用局部加密處理。

3.1 不同燃燒模型模擬結(jié)果對比

圖3是采用不同燃燒模型計(jì)算的不同截面處溫度平均值和組分濃度平均值沿軸向分布。1號線、2號線、3號線分別對應(yīng)于湍流燃燒為有限速率/渦耗散模型(模型1)、渦耗散模型(模型2)、有限速率模型(模型3)。圖4為不同截面處硼燃燒完成效率和總?cè)紵?。由圖3(a)和3(b)可見，3種模型計(jì)算的溫度沿軸向均呈上升規(guī)律，O2濃度則呈下降規(guī)律，表明了補(bǔ)燃室內(nèi)燃燒的發(fā)展過程。在補(bǔ)燃室前段，3種模型計(jì)算的溫度相差不大，3種模型模擬的補(bǔ)燃室前段燃燒劇烈程度相似，說明3種模型描述補(bǔ)燃室前段的燃燒過程時區(qū)別不大。在補(bǔ)燃室后段，溫度上升由快到慢，依次為模型3、模型2、模型1。說明3種模型模擬的補(bǔ)燃室后段燃燒劇烈程度由大到小依次為模型3、模型2、模型1。圖4表征的總?cè)紵史植家?guī)律與溫度分布規(guī)律一致，補(bǔ)燃室后段硼燃燒效率也表現(xiàn)出相同的規(guī)律。這是由于硼在補(bǔ)燃室后段燃燒放熱多，其燃燒起主導(dǎo)作用，不同模型對硼燃燒過程的描述決定了其燃燒的劇烈程度。

圖3 不同燃燒模型模擬結(jié)果對比Fig.3 Simulation results comparison of different combustion models

圖3(c)是CO濃度分布圖。在3種模型中，CO濃度在補(bǔ)燃室前段沿軸向呈下降趨勢，至中部基本消耗完畢。說明氣相組分在補(bǔ)燃室前段進(jìn)行燃燒，到補(bǔ)燃室后段時，氣相組分基本燃燒完全。補(bǔ)燃室前段，模型2的CO濃度下降梯度最大，模型1次之，模型3最小。說明在模型2中，氣相組分的燃燒更早開始，且反應(yīng)更為劇烈，而模型1、模型3氣相組分燃燒相對開始較晚。形成上述規(guī)律的原因是模型2化學(xué)反應(yīng)速率由大渦混合時間尺度k/ε決定，反應(yīng)起始不可控，氣相反應(yīng)速度快。

圖3(d)是B2O2濃度分布圖。3種模型計(jì)算的B2O2濃度在補(bǔ)燃室前段緩慢上升，而在補(bǔ)燃室后段迅速上升。硼粒子燃燒主要發(fā)生在距離頭部超過300 mm的補(bǔ)燃室后段。這是由硼粒子King點(diǎn)火模型的機(jī)理決定的，硼粒子燃燒存在點(diǎn)火過程，需要一定的點(diǎn)火條件。在補(bǔ)燃室前段，模型1表征的B2O2濃度上升最快，模型3次之，模型2最慢。補(bǔ)燃室后段，模型2、模型3 B2O2濃度上升差別不大，但均比模型1快。圖4表征的硼燃燒效率變化也呈現(xiàn)相同規(guī)律。說明采用模型1時，硼在補(bǔ)燃室中段即發(fā)生較強(qiáng)的點(diǎn)火過程，其點(diǎn)火反應(yīng)迅速，但在后段的燃燒發(fā)展較慢;采用模型2時，其中段點(diǎn)火較晚，但后段燃燒較強(qiáng);采用模型3時，其點(diǎn)火反應(yīng)速度適中，燃燒發(fā)展也比較強(qiáng)烈。不同模型描述硼燃燒時，硼燃燒發(fā)展的劇烈程度與其點(diǎn)火過程的快慢程度存在著較大差異，且均與氣相燃燒規(guī)律存在不同。

圖4 燃燒效率對比Fig.4 Combustion efficiency comparison

呈現(xiàn)以上規(guī)律的原因是不同模型定義化學(xué)反應(yīng)速率的機(jī)理不僅對氣相反應(yīng)影響不同，對硼粒子King點(diǎn)火模型和L-W燃燒模型也存在不同影響。不同模型可影響氣相組分的反應(yīng)，同時控制硼粒子的反應(yīng)。對于硼的點(diǎn)火過程，模型2單獨(dú)使用湍流混合時間尺度k/ε決定反應(yīng)速率，使氧化層外表面氧組分迅速反應(yīng)，但卻使氧濃度迅速降低，影響了氧通過氧化層的擴(kuò)散過程，使得氧化層內(nèi)側(cè)硼反應(yīng)較慢，影響了整個點(diǎn)火過程的進(jìn)行;模型3單獨(dú)使用Arrhenius反應(yīng)速率，難以描述湍流脈動，影響氧化層外表面的蒸發(fā)反應(yīng)，減緩點(diǎn)火過程;模型1使用Arrhenius反應(yīng)速率和渦耗散反應(yīng)速率對反應(yīng)進(jìn)行混合控制，使得氧化層外側(cè)反應(yīng)速度適中，保證了氧在氧化層中擴(kuò)散作用的進(jìn)行，從而在整體上促進(jìn)了點(diǎn)火反應(yīng)的進(jìn)行。對于硼的燃燒過程，LW模型采用化學(xué)動力學(xué)過程和擴(kuò)散過程共同控制反應(yīng)速率，模型2使用渦耗散速率計(jì)算，表面反應(yīng)劇烈，各組分分布梯度大，提高了硼粒子表面擴(kuò)散程度，加快了燃燒反應(yīng)的進(jìn)行。模型3使用Arrhenius反應(yīng)速率，對于固相硼與氣相燃燒的描述與單純的氣相反應(yīng)不同，單一控制方式加強(qiáng)了硼的表面燃燒。模型1使用Arrhenius反應(yīng)速率和渦耗散反應(yīng)速率對反應(yīng)進(jìn)行混合控制，反而降低了L-W燃燒模型中的燃燒反應(yīng)速率，使硼燃燒發(fā)展較慢。

3.2 不同燃燒模型流場對比

圖5～圖8分別是采用不同燃燒模型計(jì)算的流線、溫度等值線和O2、B2O2濃度等值線的分布。自上至下對應(yīng)于湍流燃燒分別使用有限速率/渦耗散模型(模型1)、渦耗散模型(模型2)、有限速率模型(模型3)。圖5中的3種流線分布趨勢一致，燃?xì)夂涂諝饬鲃悠叫谐潭雀撸f明設(shè)計(jì)的物理模型實(shí)現(xiàn)了平行進(jìn)氣的目標(biāo)。由圖6可知，3種模型在補(bǔ)燃室前段，均形成了由內(nèi)而外溫度先升高后降低的紡錘型氣相燃燒火焰，在補(bǔ)燃室后段軸線附近，形成了由硼粒子燃燒而產(chǎn)生的核心高溫區(qū)。

圖5 不同燃燒模型流線圖Fig.5 Flow lines of different combustion models

圖6 不同燃燒模型溫度場分布Fig.6 Temperature field comparison of different combustion models

圖7 不同燃燒模型O2濃度場分布Fig.7 O2concentration distribution comparison of different combustion models

圖8 不同燃燒模型B2O2濃度場分布Fig.8 B2O2concentration distribution comparison of different combustion models

圖7反映了O2組分的變化規(guī)律。由于O2從燃?xì)鈬娍谕鈬鷩娙?，該處O2濃度最高，隨著流動與擴(kuò)散的進(jìn)行，O2得到消耗，其濃度由前向后，由四周向軸線逐漸降低，在補(bǔ)燃室軸線附近達(dá)到最低值。由于結(jié)構(gòu)對稱性，O2濃度分布沿軸對稱。由于擴(kuò)散作用，O2在火焰面發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，其濃度下降梯度大，消耗劇烈，對應(yīng)著O2濃度等值線與溫度等值線密集的環(huán)向剪切層。補(bǔ)燃室前段對應(yīng)溫度為2 800 K的6號溫度等值線反映了氣相火焰的長度?？芍?，模型2氣相火焰最長，模型1次之，模型3氣相火焰最短，驗(yàn)證了3種模型氣相組分燃燒難易程度的規(guī)律。

圖8反映了硼的燃燒規(guī)律。B2O2的濃度變化反映了硼的含量變化，B2O2濃度等值線的疏密反映了硼的消耗強(qiáng)度。由圖8可知，3種模型所得B2O2濃度等值線呈環(huán)形結(jié)構(gòu)，與補(bǔ)燃室后段，O2濃度等值線對應(yīng)，反映了硼燃燒的環(huán)形火焰面。此處O2濃度等值線分布相對稀疏，說明硼的燃燒不如氣相組分燃燒劇烈，其燃燒效率相對偏低。其規(guī)則的火焰形狀，便于實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證3種模型對硼粒子點(diǎn)火和燃燒的影響規(guī)律。

表征B2O2最低濃度的1號環(huán)形濃度等值線的出現(xiàn)位置，與對應(yīng)溫度為3 200 K的7號溫度等值線的出現(xiàn)位置對應(yīng)，反映了硼開始點(diǎn)火的位置。模型1最靠前，距頭部0.22 m;模型3其次，距頭部0.26 m;模型2最靠后，距頭部0.32 m。模型1中硼粒子點(diǎn)火反應(yīng)提前于模型2、模型3，其補(bǔ)燃室前段硼的燃燒效率高。模型1使用的反應(yīng)機(jī)理與硼粒子King點(diǎn)火模型發(fā)生了耦合，使硼粒子點(diǎn)火反應(yīng)更快開始。而模型1 B2O2環(huán)形濃度等值線分布較模型2、模型3稀疏，說明模型1硼粒子點(diǎn)火后燃燒，相對模型2、模型3發(fā)展較慢，其補(bǔ)燃室后段硼的燃燒效率低。其原因是模型1采用混合方式控制化學(xué)反應(yīng)速度，為反應(yīng)提供了動力學(xué)開關(guān)，使L-W模型的表面反應(yīng)在火焰穩(wěn)定后開始，延緩了表面反應(yīng)時間，從而控制了點(diǎn)火后燃燒的發(fā)展。在模型2和模型3的計(jì)算結(jié)果中，沖壓噴管處出現(xiàn)B2O2濃度等值線密集區(qū)和溫度等值線密集區(qū)，說明使用這2種模型時，噴管內(nèi)硼燃燒較劇烈。沖壓噴管內(nèi)速度高，溫度下降快，硼粒子滯留時間短，不利于硼的燃燒。模型2、模型3使用單一方法控制反應(yīng)的機(jī)理較難約束L-W模型硼燃燒的發(fā)展。

4 結(jié)論

(1)在設(shè)計(jì)的平行進(jìn)氣物理模型中，燃?xì)夂涂諝庋馗髯粤鞯莱势叫辛鲃樱紵l(fā)生在各種等值線分布密集的環(huán)向剪切層內(nèi)，燃燒火焰沿中心軸呈對稱結(jié)構(gòu)，氣相組分的燃燒主要發(fā)生在補(bǔ)燃室前段，硼的燃燒發(fā)生于補(bǔ)燃室后段。

(2)渦耗散模型化學(xué)反應(yīng)速率由大渦混合時間尺度k/ε決定，反應(yīng)起始不可控，其氣相燃燒速度最為劇烈。有限速率模型反應(yīng)速率根據(jù)Arrhenius公式確定，難以描述湍流脈動對反應(yīng)的影響，其化學(xué)反應(yīng)速率較低，其氣相燃燒最為緩慢。有限速率/渦耗散模型使用混合方法控制反應(yīng)速度，其氣相燃燒劇烈程度居于另二者之間。

(3)采用不同模型描述擴(kuò)散燃燒時，硼粒子的點(diǎn)火和燃燒呈現(xiàn)不同規(guī)律，這種規(guī)律與氣相燃燒規(guī)律不盡不同。使用有限速率/渦耗散模型時硼粒子點(diǎn)火最快，其混合控制反應(yīng)速度的機(jī)理，使得氧化層外側(cè)反應(yīng)速度適中，保證了氧在氧化層中擴(kuò)散作用的進(jìn)行，從而在整體上促進(jìn)了點(diǎn)火反應(yīng)的進(jìn)行;對于硼與氧直接發(fā)生表面反應(yīng)的燃燒過程，混合控制方式降低了硼的表面反應(yīng)速度，控制了硼燃燒過程的發(fā)展，使得其點(diǎn)火后燃燒最緩慢，燃燒效率低。使用有限速率模型硼粒子點(diǎn)火速度居于另二者之間，其原因是Arrhenius反應(yīng)速率難以描述湍流脈動，影響氧化層外表面的蒸發(fā)反應(yīng)，減緩點(diǎn)火過程;單獨(dú)使用Arrhenius反應(yīng)速率描述硼的燃燒，有利于提高L-W模型反應(yīng)速度，硼燃燒較有限速率/渦耗散模型劇烈。使用渦耗散模型硼粒子點(diǎn)火最慢，其原因是氧化層外側(cè)反應(yīng)過于劇烈，阻礙了氧在氧化層內(nèi)的擴(kuò)散，反而降低了硼的點(diǎn)火速率;描述硼的燃燒過程時，增強(qiáng)了硼粒子表面擴(kuò)散作用，促進(jìn)L-W模型的燃燒劇烈程度。

以上規(guī)律由數(shù)值模擬獲得，需要進(jìn)一步通過實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證研究。

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