前臺階內(nèi)型面對固體燃料沖壓發(fā)動機燃燒性能的影響①

蘇瑩莉，陳 雄，李唯暄，邱 爽

(南京理工大學 機械工程學院，南京 210094)

0 引言

固體燃料沖壓發(fā)動機(SFRJ)是一種吸氣式發(fā)動機，因其結(jié)構(gòu)簡單、比沖高、可靠性高且成本較低而成為增程炮彈、超聲速戰(zhàn)術(shù)導彈等動能武器的首選動力裝置。但固體燃料的燃速受到來流條件和結(jié)構(gòu)尺寸的影響，較難預測和控制，同時SFRJ的火焰穩(wěn)定性較差，需要在發(fā)動機入口處維持一定的臺階高度來提高火焰穩(wěn)定性，臺階高度越高，火焰越穩(wěn)定，而臺階高度的增加會減少發(fā)動機的裝藥量。因此，對固體燃料內(nèi)型面進行合理的結(jié)構(gòu)設(shè)計來提高裝藥量，并研究不同內(nèi)型面對燃速、空燃比的影響，對SFRJ的設(shè)計與應用具有一定的指導意義。

對于復雜內(nèi)型面對固體燃料燃速的影響，國內(nèi)外也進行了不少的研究。北京航空航天大學[1]將固體燃料分成兩段，中間由一個以二氧化硅酚醛樹脂材料制成的圓環(huán)隔開，固體燃料由前段為單孔、后段為三孔的高密度聚乙烯制成。燃燒實驗后，采用加權(quán)法計算得到分段式燃料的整體燃速比單通孔燃料燃速高13%左右。結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果，認為分段式固體燃料配置可以使后段燃料燃速提高20%，而前段燃料燃速保持在正常水平。美國的Arif Karabeyoglu等[2]認為，對于車輪型內(nèi)型面的固體燃料，輪孔數(shù)越多，燃速越低。韓國的Kyung-Hoon Shin等[3]研究發(fā)現(xiàn)，螺旋狀內(nèi)型面結(jié)構(gòu)能最大限度地減少旋流噴射器帶來的不利因素，是提高燃料燃速的一種有效方法。Kim等[4]則對多圓孔結(jié)構(gòu)固體燃料的燃燒規(guī)律進行了實驗分析，分析了圓孔數(shù)量、燃料類型以及多孔合并對固體燃料燃燒性能的影響。Tian等[5-6]研究了三內(nèi)孔固體燃料的燃速特征，并把固體燃料分為前后兩部分，前部分采用單內(nèi)孔結(jié)構(gòu)，而后部采用三內(nèi)孔結(jié)構(gòu)。結(jié)果表明，該結(jié)構(gòu)能使燃燒效率提高10%～15%，三孔結(jié)構(gòu)的燃料燃速提高約10%～20%。另外，Bettella[7]在混合火箭發(fā)動機中用帶有一個圓形孔的隔膜進行了測試和模擬。實驗表明，通過使用隔膜，燃燒效率從76%(無隔膜)提高到95%(有隔膜)。Grosse和Bellomo[8-9]等也對隔膜進行了數(shù)值和實驗研究。

近年來的研究中，數(shù)值模擬都得到了充分的運用，實驗結(jié)果與模擬結(jié)果進行對比，更能找到燃速影響因素的規(guī)律。Venkateswaran和Merkle[10]開發(fā)了一個二維模型來研究混合火箭燃燒流場，模型預測表明，燃料燃速受幾何形狀影響很大。北京航空航天大學[11]研究了二維軸對稱混合動力火箭發(fā)動機燃料燃速的尺度效應，提出了等效燃料燃速模型。成紅剛[12]通過數(shù)值模擬研究了藥柱內(nèi)徑對燃速的影響，結(jié)果顯示，藥柱內(nèi)徑增大會降低燃速。陶歡、魏志軍等[13-14]研究了燃燒室內(nèi)等直段直徑的尺寸以及燃燒室長度對固體燃料超燃沖壓發(fā)動機燃燒室性能及流場特性的影響。

以上國內(nèi)外研究顯示，合理設(shè)計固體燃料內(nèi)型面，對燃料燃速及燃燒效率都起著積極作用。本文以PE為固體燃料，采用數(shù)值仿真與地面直連式實驗相結(jié)合的方法，設(shè)計了臺階型固體燃料內(nèi)型面，通過改變臺階高度，與傳統(tǒng)通孔固體燃料進行了對比直連式實驗，并對每種工況進行了數(shù)值計算，綜合分析得到了內(nèi)型面臺階高度對燃速、燃燒效率的影響。

1 數(shù)值計算方法

SFRJ中固體燃料的燃燒過程和燃氣流動過程是一系列復雜的物理化學過程，基于Fluent軟件平臺，可對所設(shè)計工況進行二維數(shù)值仿真計算。在對固體燃料燃面退移速率進行數(shù)值計算時，利用UDF(user defined function)程序，完成壁面的加質(zhì)處理。

1.1 控制方程

流場控制方程[15]表示如下：

(1)

式中Q為守恒變量；E、F為無粘通量；Ev、Fv為粘性通量；H、Hv分別為無粘和粘性的軸對稱源項；S則為化學反應源項，其中包含了質(zhì)量源項、動量源項和能量源項。

當SFRJ的點火裝置開始工作以后，產(chǎn)生的高溫燃氣會噴射進入燃燒室主流場對固體燃料進行加熱，固體燃料在達到臨界分解溫度后，開始分解可燃性氣體并進入燃燒室。因此，在對固體燃料燃面退移速率進行數(shù)值計算時，需對固體燃料壁面進行加質(zhì)處理。為準確模擬沖壓發(fā)動機的工作狀況，本文只對靠近固體燃料的第一層流體網(wǎng)格進行加質(zhì)，壁面條件假設(shè)為絕熱無滑移壁面，且流場內(nèi)部不考慮輻射換熱的影響。

(2)

式中A和Ea分別是熱分解反應的指前因子和活化能；R為通用氣體常數(shù)。

對于PE固體燃料，參考文獻[16]中的結(jié)果，取A=8750 m/s，Ea=130 kJ/mol，R=8.314。

1.2 物理模型及工況

圖1為本文數(shù)值計算的物理模型，在仿真時，采用二維軸對稱模型。燃燒室入口為質(zhì)量流率入口，補燃室后噴管出口為壓力出口。藥柱長度298 mm，藥柱外徑105 mm，藥柱內(nèi)徑在35～70 mm之間。圖1(a)為藥柱內(nèi)徑是70 mm通孔的通孔型藥柱，在模型繪制時，考慮了摻混板的影響；圖1(b)為臺階型固體燃料，藥柱前段150 mm的內(nèi)徑為70 mm，后段148 mm的內(nèi)徑為35 mm(以下簡稱70～35mm臺階型藥柱)。另外，兩種仿真工況在圖1(b)的基礎(chǔ)上，只改變了藥柱后段內(nèi)徑，分別為45 mm和55 mm(以下簡稱70～45 mm和70～55 mm臺階型藥柱)。發(fā)動機入口內(nèi)徑為35 mm，噴管喉道直徑為24.6 mm。

(a)通孔型藥柱

(b)臺階型藥柱

圖1物理模型

Fig.1Physical model

1-質(zhì)量流率入口；2-固體燃料壁面；3-對稱軸；4-壓力出口

1.3 數(shù)值計算模型及邊界條件

由于在燃燒室入口存在前臺階，且燃燒室流場中有較大面積的回流區(qū)，燃氣在SFRJ燃燒室內(nèi)的流速非常快，且以湍流的狀態(tài)流動和燃燒，所以本文選擇標準k-ε湍流模型，簡單、通用性強，且精度較高。

燃燒模型選擇渦耗散概念模型(EDC)來模擬SFRJ燃燒室內(nèi)固體燃料與空氣的燃燒過程。既考慮了有限速率反應機理，同時又考慮了湍流對化學反應速率的影響。

聚乙烯的燃燒機理簡化為以下2步反應模型，假設(shè)聚乙烯分解產(chǎn)物僅僅為C2H4氣體：

C2H4+2O2→2CO+2H2O

(3)

2CO+O2→2CO2

(4)

表1為氣相化學反應以及化學反應動力學參數(shù)[17]。燃燒室入口的來流空氣質(zhì)量流率為0.3 kg/s，總溫為540 K，O2質(zhì)量分數(shù)為23%，噴管出口反壓為101 325 Pa，出口溫度300 K。壁面條件假設(shè)為絕熱無滑移壁面，固體燃料壁面設(shè)置為質(zhì)量入口。

表1 聚乙烯化學反應模型

2 試驗裝置及方法

本文采用的試驗裝置主要是直連式試驗系統(tǒng)，中心錐式點火器以及試驗發(fā)動機。通過直連式試驗系統(tǒng)進行供氣、加熱以及補氧，使熱空氣氧氣質(zhì)量分數(shù)與標準空氣中相等，當來流的溫度和壓強滿足條件時，發(fā)出指令，中心錐式點火器工作，黑火藥將復合推進劑裝藥點燃，產(chǎn)生大量的高溫高壓氣體通過三口噴嘴噴出，將試驗發(fā)動機中的固體燃料 PE點燃，最后通入氮氣終止試驗。

2.1 試驗系統(tǒng)與試驗方法

直連式試驗系統(tǒng)主要包括供氣系統(tǒng)、加熱補氧系統(tǒng)、燃燒終止控制系統(tǒng)、測量控制系統(tǒng)及推力實驗臺和連接管路等。

供氣系統(tǒng)主要通過高壓儲氣罐，空氣壓縮機及減壓閥等來滿足不同工況對來流空氣參數(shù)的要求。加熱系統(tǒng)以航空煤油為燃料，采用先補氧、后燃燒的加熱方法，將空氣加熱到試驗發(fā)動機所需的溫度，補氧系統(tǒng)的主要功能是向燃燒產(chǎn)物中補充氧氣，使熱空氣氧氣質(zhì)量分數(shù)與標準空氣中相等。當來流的溫度和壓強滿足條件時，通過中心錐式點火器(圖2)將試驗發(fā)動機中的固體燃料 PE點燃。本實驗中，點火發(fā)動機工作時間為 3 s。最后，通過燃燒終止控制系統(tǒng)打開氮氣電磁閥，通入氮氣進行熄火，終止試驗，試驗時間為20 s。

圖2 中心錐式點火器

2.2 試驗發(fā)動機與試驗數(shù)據(jù)測量

試驗發(fā)動機采用單燃燒室結(jié)構(gòu)，主要用于研究碳氫類固體燃料在SFRJ中的點火性能，以及固體燃料內(nèi)徑對固體燃料燃速及燃燒性能的影響。

典型結(jié)構(gòu)試驗發(fā)動機示意圖如圖3所示。

圖3 試驗發(fā)動機示意圖

試驗發(fā)動機的組成主要包括空氣入口、限流喉道、總壓/靜壓測量接頭、中心錐式點火器、突擴臺階、固體燃料、燃燒室、摻混板、補燃室、補燃室靜壓/靜溫測量接頭、熱防護層及噴管等組件。試驗分為4種工況，臺階型固體燃料無需在燃燒室與補燃室之間加入摻混板，通孔型固體燃料則需考慮摻混板的影響。

試驗所需數(shù)據(jù)的測量主要由應變儀、壓力傳感器、溫度傳感器完成。壓力傳感器在實驗前需要用油壓機進行標定處理。當實驗控制系統(tǒng)發(fā)出測量指令時，各個傳感器測量相應的參數(shù)，傳輸至應變儀進行處理，以此來準確控制試驗所需的來流溫度和壓力，實驗結(jié)束后，通過測量可獲得補燃室靜壓，利用相關(guān)軟件對實驗數(shù)據(jù)進行處理，即可得到相應的壓強變化曲線。固體燃料的平均燃速可用稱重法計算獲得，將試驗后的固體燃料沿軸向剖開，用三維掃描儀對固體燃料燃燒后的內(nèi)表面進行掃描，可得到固體燃料燃面退移量云圖以及固體燃料沿軸向的當?shù)厝妓佟?/p>

3 數(shù)值仿真結(jié)果分析

圖4顯示了4種工況下SFRJ內(nèi)的流線圖。由圖4可明顯看出，4種工況下燃燒室入口臺階后都形成了典型的回流區(qū)，回流區(qū)的存在能夠有利于火焰穩(wěn)定。對比(a)～(d) 4種工況，補燃室前段也都有回流區(qū)的存在，但回流區(qū)軸向尺度從坐標可見明顯不同，藥柱內(nèi)型面臺階高度越高，回流區(qū)軸向長度越長，回流區(qū)越大。

(a)70～35 mm臺階型藥柱

(b)70～45 mm臺階型藥柱

(c)70～55 mm臺階型藥柱

(d)70 mm通孔型藥柱

圖5為臺階型和通孔型藥柱的溫度云圖。高溫燃氣在補燃室中繼續(xù)混合燃燒，在補燃室回流區(qū)后，溫度逐漸升高。對比圖4可知，對于臺階型固體燃料，在燃燒室回流區(qū)之后的臺階處，存在一個高溫區(qū)，此處靠近主流區(qū)因而流速較快，來流空氣與燃料分解氣體發(fā)生化學反應，使得該區(qū)域溫度較高。與70 mm通孔燃料不同的是，臺階型固體燃料在附著點之后沒有湍流再發(fā)展區(qū)，由于臺階的存在對下游氣體有一個壓縮的作用，因而氣流在進入補燃室時有一個加速過程。對于70～35 mm臺階型藥柱，補燃室內(nèi)最高溫度只能達到2400 K，噴管出口溫度卻高達1600 K，這可能是出現(xiàn)了熱壅塞。通孔型藥柱補燃室最高溫度達到2600 K，最后噴管出口溫度約為800 K。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是富燃氣體與來流空氣發(fā)生擴散燃燒現(xiàn)象，補燃室中的傳熱可能受到藥柱臺階高度的影響。圖6為4種工況的燃燒室溫度云圖，臺階型藥柱由于臺階的存在沒有湍流再發(fā)展區(qū)，臺階高度越小，火焰面離固體燃料表面越近，而通孔型藥柱在再發(fā)展區(qū)的火焰面更加靠近固體燃料表面。

(a)70～35 mm臺階型藥柱

(b)70 mm通孔型藥柱

圖5SFRJ內(nèi)臺階型和通孔型藥柱溫度云圖對比

Fig.5Comparison of temperature between the stepped and through-hole type in SFRJ

(a)70～35 mm (b)70～45 mm

(c)70～55 mm (d)70 mm

圖6SFRJ內(nèi)燃燒室溫度云圖

Fig.6SFRJ internal combustion chamber temperature cloud map

圖7是燃燒室內(nèi)O2和CO2組分沿徑向位置r/R(R為藥柱最大內(nèi)孔半徑35 mm，r為到對稱軸的徑向距離)的分布情況。圖7中，橫坐標為各組分的質(zhì)量分數(shù)，范圍是0%～20%，每組圖上面的數(shù)字代表燃燒室軸向位置，162 mm處為臺階型固體燃料的臺階位置。圖7(a)中為O2質(zhì)量分數(shù)分布，觀察不同軸向位置的組分分布曲線可知，4種工況O2質(zhì)量分數(shù)整體變化規(guī)律相同，對于臺階型固體燃料，從臺階前2 mm處開始直至固體燃料末端，由于臺階的存在火焰被壓向燃料后段的壁面，靠近軸線處耗氧量減少，對于同一徑向位置，臺階高度越高，O2質(zhì)量分數(shù)越少，說明燃燒越完全，燃燒效率越高。結(jié)合圖7(b)CO2質(zhì)量分數(shù)分布，70 mm通孔藥柱與70～55 mm臺階型藥柱在臺階附近O2質(zhì)量分數(shù)相差不大，但在臺階后段，同一徑向位置處通孔型藥柱的O2質(zhì)量分數(shù)大于臺階型藥柱，耗氧量減少，CO2生成量也減少。

(b)CO2質(zhì)量分數(shù)

4 試驗結(jié)果與討論

試驗設(shè)計了4種工況，使用3種不同臺階高度的固體燃料以及一種通孔型固體燃料進行對比。

4.1 試驗現(xiàn)象分析

在試驗條件相同的情況下，燃燒后的固體燃料剖面圖如圖8(a)～(d)所示，其中紅色箭頭為氣流流動方向。由圖8不難看出，4種不同內(nèi)型面的固體燃料燃燒后，表面都有不同程度的積碳現(xiàn)象。在固體燃料前半段積碳較嚴重，這是由于前半段處在回流區(qū)，流速較低，化學反應較弱，此處為富燃環(huán)境，碳氫燃料燃燒不完全，因而碳顆粒附著在燃料表面。對于臺階型固體燃料，由于臺階的存在，附著點下游沒有湍流再發(fā)展區(qū)，導致臺階端面燃燒變形，局部形成一紡錘形。

4.2 固體燃料燃速分析

固體燃料平均燃速是評估固體燃料性能的重要指標之一，也是評估發(fā)動機性能的重要參量。本文固體燃料平均燃速的計算采用稱重法。試驗前后通過稱重，可得到燃燒前后的固體燃料質(zhì)量m0和m1，兩個質(zhì)量相減，可得到燃燒消耗的質(zhì)量Δmf。PE固體燃料的密度為960 kg/m3，通過試驗前后藥柱質(zhì)量的變化量、燃料密度、燃料長度以及初始內(nèi)徑，可計算獲得固體燃料的平均燃速。對于臺階型固體燃料，可將臺階型固體燃料前后段分別進行計算，從而得到4種固體燃料的平均燃速，結(jié)果見表2。

(a)70～35 mm 臺階型藥柱 (b)70～45 mm 臺階型藥柱

(c)70～55 mm 臺階型藥柱 (d)70 mm 通孔型藥柱

藥柱類型70～35 mm臺階型70～45 mm臺階型70～55 mm臺階型70 mm通孔型藥柱前段平均燃速/(mm/s)0.170.170.140.16藥柱后段平均燃速/(mm/s)0.310.210.160.16平均燃速/(mm/s)0.240.190.150.16

由表2可看出，對于帶臺階的固體燃料，后段內(nèi)徑越小，平均燃速越高，產(chǎn)生上述現(xiàn)象的主要原因可能是，后段藥柱內(nèi)徑越小，質(zhì)量通量越大，由于平均燃速與質(zhì)量通量成正相關(guān)性，因而平均燃速增加。

除了平均燃速，固體燃料當?shù)鼐植咳妓?，即當?shù)厝济嫱艘扑俾剩彩潜碚鞴腆w燃料燃速的重要參數(shù)。本文通過三維掃描儀對后段內(nèi)徑為35 mm的固體燃料和70 mm通孔的固體燃料燃燒后的內(nèi)表面進行掃描，得到固體燃料不同位置的當?shù)厝济嫱艘扑俾?，即當?shù)鼐植咳妓僭茍D，如圖9和圖10所示。將掃描后處理得到的局部燃速與仿真得到的燃速進行對比，得到了70 mm通孔固體燃料與后段內(nèi)徑為35 mm的固體燃料局部燃速實驗與仿真結(jié)果對比圖，如圖11所示。對同一軸向位置的不同周向位置的燃燒量取平均，最終得到了沿軸線平均燃速，將數(shù)據(jù)導入Origin軟件進行點線圖繪制，得到了燃速沿軸向的變化曲線，如圖12所示。

由圖9可明顯看出，在固體燃料前段，燃面退移量較少，在臺階處突然達到峰值，臺階之后燃面退移量逐漸減少，但仍大于臺階之前的燃面退移量；由圖10可看出，70 mm通孔的軸向燃面退移量相對較均勻，先增大、后減少，在中間的附著點區(qū)域燃面退移量最大。由圖11可看出，對于70 mm通孔型藥柱，燃速沿軸向迅速上升，在附著點附近達到最大，隨后緩慢下降，對于70～35 mm臺階型藥柱，燃速沿軸向逐漸上升，在臺階處達到峰值并在臺階后迅速下降，隨后緩慢下降。

兩種工況仿真與試驗結(jié)果的變化趨勢基本一致。

圖9 70～35 mm臺階型藥柱燃面退移量云圖

圖10 70 mm通孔固體燃料燃面退移量云圖

(a)70 mm通孔型藥柱 (b)70～35 mm 臺階型藥柱

圖12 不同內(nèi)型面固體燃料沿軸線平均燃速變化曲線

對比4種不同內(nèi)型面固體燃料的沿軸線平均燃速，由圖12可看出，對于帶臺階的固體燃料，在臺階前段，固體燃料當?shù)厝妓僦饾u增大。這是因為前段主要處在回流區(qū)內(nèi)，沿著軸向方向逐漸靠近附著點，火焰表面與固體燃料表面之間的對流換熱增強，燃料表面溫度升高，因而當?shù)厝妓僦饾u增大，當?shù)竭_臺階時，固體燃料的當?shù)厝妓龠_到最大值，且是急劇上升，這是由于臺階入口對下游氣體有一壓縮作用，由于當?shù)厝妓俜逯档拇嬖冢?中計算得到的臺階型藥柱平均燃速要高于通孔型藥柱的平均燃速。在臺階之后，固體燃料當?shù)厝妓傧榷冈?、后緩慢減小，但均值仍高于臺階前段。也就是在固體燃料前段，當?shù)厝妓佥^小，隨著軸向的推移，當?shù)厝妓僦饾u增大，在臺階處達到最大值，臺階之后當?shù)厝妓僦饾u減小。在固體燃料尾部，當?shù)厝妓贉p小速率增大，這是由于摻混板結(jié)構(gòu)引起流動和傳熱的變化引起的。對于70 mm通孔的固體燃料，其燃速變化也是先增大、再減小，因為沒有臺階，因此不會出現(xiàn)突然的峰值，只是在附著點區(qū)域的當?shù)厝妓僮畲蟆_階的固體燃料前段燃速明顯低于70 mm通孔固體燃料；臺階之后，70～35 mm臺階型藥柱與70 mm通孔型藥柱燃速基本一致，燃料尾端通孔型藥柱燃速下降較快，但70～45 mm和70～55 mm臺階型藥柱燃速明顯低于70 mm通孔型藥柱。

4種不同內(nèi)型面固體燃料燃燒的燃氣流量、空燃比、特征速度如表3所示。

由表3可看出，對于燃氣流量和空燃比，70～35 mm臺階型藥柱的燃氣流量最大，空燃比最??；70～55 mm臺階型藥柱的燃氣流量最小，空燃比最大；70～45 mm臺階型藥柱的燃氣流量與70 mm通孔型藥柱基本相近。對于特征速度，4種固體燃料的特征速度則是依次遞減的，但70～35 mm臺階型藥柱明顯高于其他3個，這主要是由于其平均燃速較高，燃燒完全。

表3 不同內(nèi)型面燃料燃氣流量、空燃比、特征速度對比

4.3 補燃室壓力分析

在實驗結(jié)束后，通過壓力傳感器與測量系統(tǒng)的采集，能夠得到補燃室的壓力曲線，經(jīng)Origin軟件處理后，燃料后段內(nèi)徑為35 mm、45 mm和55 mm與70 mm通孔的補燃室壓力曲線如圖13所示。由圖13可看出，不同內(nèi)型面固體燃料燃燒時，補燃室壓強在發(fā)動機工作初期都出現(xiàn)了壓強峰。這是由于點火器的工作引起的。在點火燃氣結(jié)束之后，壓強迅速下降；隨后，補燃室壓強緩慢上升；在最后階段，壓強基本穩(wěn)定。帶臺階的固體燃料在發(fā)動機工作穩(wěn)定后，其補燃室壓強也較穩(wěn)定，而70 mm通孔的固體燃料在穩(wěn)定燃燒階段出現(xiàn)了壓力波動，壓強振蕩較明顯。將這條壓力曲線進行短時傅立葉變換，得到振蕩頻率與時間的關(guān)系如圖14所示。由圖14可看出，在發(fā)動機工作初期以及工作結(jié)束之時都出現(xiàn)了較強的低頻振蕩，在穩(wěn)定燃燒階段，也有較弱的低頻振蕩，引起了壓力波動。此外，后段內(nèi)徑為35 mm的固體燃料與其他幾個工況壓力曲線差別明顯，在穩(wěn)定燃燒階段，壓強是逐步下降的，但最終與其他工況壓力曲線大致相似。這可能是因為其空燃比較小，燃氣流量大，溫度高，然后燃速迅速下降造成的。另外，在實驗數(shù)據(jù)處理時發(fā)現(xiàn)，發(fā)動機燃燒室與補燃室之間存在壓強差，約為0.01 ～0.02 MPa。

圖13 不同內(nèi)型面固體燃料的補燃室壓力曲線

圖14 70 mm通孔固體燃料補燃室壓力曲線 短時傅立葉變換圖像

5 結(jié)論

(1)由數(shù)值仿真結(jié)果可看出，對于臺階型固體燃料，藥柱內(nèi)型面臺階高度越高，補燃室回流區(qū)軸向長度越長，回流區(qū)越大，且固體燃料在臺階處會形成一高溫區(qū)，從靠近臺階處開始至燃料后半段，對于同一徑向位置，臺階高度越高，氧氣質(zhì)量分數(shù)越少，說明燃燒越完全，燃燒效率越高。

(2)4種不同內(nèi)型面的固體燃料燃燒后，表面都有不同程度的積碳現(xiàn)象。對于臺階型固體燃料，臺階高度越高，前半段積碳現(xiàn)象越嚴重。臺階型固體燃料后半段積碳量少于通孔型固體燃料。

(3)對于臺階型固體燃料，其臺階高度越高，不僅可提高發(fā)動機中固體燃料的裝藥量，也可提高平均燃速，且對發(fā)動機的其他性能沒有太大影響。