燃?xì)鈬娮l件對(duì)中心支板式固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒性能影響研究

曾 家，王國輝，黃 輝，范 健，朱平平

(1.中國運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京 100076；2. 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

0 引言

超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)作為一種吸氣式高速推進(jìn)裝置，已成為各國研究的重點(diǎn)[1-2]。目前，超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的研究主要采用液氫、煤油等液體燃料，發(fā)揮其推力調(diào)節(jié)方便、比沖性能高、燃燒穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)[3]，但液體燃料在貯存性、維護(hù)性、加速性、穩(wěn)定燃燒、快速響應(yīng)及技術(shù)復(fù)雜程度等方面固有的不足，也給液體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)用帶來較多的限制[4]。相對(duì)而言，采用固體推進(jìn)劑的吸氣式動(dòng)力具有高密度比沖、火焰穩(wěn)定性好、加速能力強(qiáng)、貯存性能優(yōu)、快速響應(yīng)能力高等先天優(yōu)勢，因此受到學(xué)者們的廣泛關(guān)注。

固體火箭超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)采用固體貧氧推進(jìn)劑，在燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)進(jìn)行一次燃燒，并將生成的貧氧燃?xì)鈬娮⒌饺紵覂?nèi)，與來流空氣進(jìn)行摻混和二次燃燒[5]。硼作為一種固體添加劑，具有極高的密度比沖和熱值，能夠有效提高推進(jìn)劑性能，但同時(shí)它也存在摻混、燃燒困難的問題。在超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的應(yīng)用中，如何改善含硼固體燃?xì)馀c空氣的摻混，提高燃燒效率，在有限時(shí)間有限距離內(nèi)釋放出更多的燃燒焓已成為目前研究的重點(diǎn)[6]。針對(duì)該問題，呂仲[7]提出了兩種不同的燃?xì)鈬娮⑿问降墓腆w沖壓方案，并通過點(diǎn)火試驗(yàn)驗(yàn)證了發(fā)動(dòng)機(jī)的性能；陶歡等[8]、馬立坤等[9]發(fā)現(xiàn)在固體沖壓燃燒室中加入凹腔結(jié)構(gòu)，能夠使氣流在凹腔中減速并形成回流區(qū)，有效提高燃燒效率；李唯暄等[10]通過引入旋流進(jìn)氣和臺(tái)階結(jié)構(gòu)，增強(qiáng)了燃?xì)馀c來流空氣的摻混，并提升了推進(jìn)劑燃面退移速率；劉仔等[11]、李軒等[12]則針對(duì)側(cè)壁噴注式的固體沖壓燃燒室，開展了不同噴注條件影響效應(yīng)的純氣相仿真分析；凌江等[1]進(jìn)一步研究了燃?xì)鈬娮⒔嵌葘?duì)側(cè)壁噴注式發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)硼顆粒燃燒效率的影響，結(jié)果表明，燃?xì)馀c顆粒燃燒效率隨噴注方向與軸向夾角的增大而增大。

上述研究大多針對(duì)側(cè)壁噴注式的固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)開展，將一次燃?xì)鈴谋诿嫖恢脟娮⑦M(jìn)入燃燒室，能夠通過調(diào)整噴注角度、采用凹腔結(jié)構(gòu)等方式增強(qiáng)摻混，但也存在型面復(fù)雜、噴注總壓損失大等問題，最關(guān)鍵的問題在于燃燒釋熱不均勻、壁面熱流大，凹腔等結(jié)構(gòu)會(huì)逐漸變形或燒蝕，火焰穩(wěn)定能力下降，難以實(shí)現(xiàn)長時(shí)間的火焰穩(wěn)定。針對(duì)這種方案存在的不足，本文提出了基于中心支板噴注的發(fā)動(dòng)機(jī)構(gòu)型方案，并開展了模擬馬赫數(shù)6.0、高度25 km來流條件的地面直連試驗(yàn)和數(shù)值仿真研究，驗(yàn)證了方案的合理性和優(yōu)勢，并進(jìn)一步開展了燃?xì)鈬娮⒎绞?、分配比例等因素?duì)燃燒室性能的影響規(guī)律研究。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 試驗(yàn)對(duì)象

基于中心支板噴注的含硼固體沖壓燃燒室構(gòu)型示意見圖1，其主要由隔離段、支板段、燃燒室、噴管段和燃?xì)獍l(fā)生器組成，全長約3 m，燃燒室截面為方形，典型位置的截面尺寸采用沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)一維設(shè)計(jì)理論求得。該構(gòu)型的特點(diǎn)為在流道中心位置處設(shè)置了支板噴注，支板段結(jié)構(gòu)示意見圖2，支板內(nèi)部是一個(gè)出口為拉瓦爾噴管構(gòu)型的燃?xì)馔ǖ?，貧氧的一次燃?xì)庋貎?nèi)部通道流動(dòng)，以超聲速狀態(tài)從支板末端順流噴注進(jìn)入燃燒室，與經(jīng)過隔離段和支板段后的來流空氣在此處開始摻混燃燒，并在燃燒室下游形成熱力壅塞。

圖1 中心支板式?jīng)_壓燃燒室Fig.1 Central strut ramjet combustion chamber

圖2 支板段結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of strut section structure

1.2 試驗(yàn)原理

地面直連試驗(yàn)系統(tǒng)由來流模擬系統(tǒng)(試驗(yàn)臺(tái))和試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)組成，試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)與試驗(yàn)臺(tái)的射流噴管出口連接，由試驗(yàn)臺(tái)提供模擬進(jìn)氣道出口的來流條件。來流模擬系統(tǒng)的原理見圖3，通過酒精和氧氣燃燒產(chǎn)生的高溫燃?xì)饧訜岢乜諝猓⒃诨旌掀髦醒a(bǔ)充一定流量的氧氣，提供滿足發(fā)動(dòng)機(jī)流量、總溫、總壓和氧氣含量要求的氣流，并通過射流噴管，保證進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的氣體流動(dòng)馬赫數(shù)與進(jìn)氣道喉道相同，并且使氣流參數(shù)在試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)的入口截面上分布均勻。

圖3 來流模擬試驗(yàn)系統(tǒng)[13]Fig.3 Incoming flow simulation experimental system[13]

1.3 試驗(yàn)工況

本文采用直連試驗(yàn)系統(tǒng)，針對(duì)中心支板式固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)，開展了馬赫數(shù)6.0、高度25 km條件下的燃燒組織試驗(yàn)，工況見表1。采用基于VXI 總線技術(shù)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，沿著發(fā)動(dòng)機(jī)流道布置了近百個(gè)壁面靜壓測點(diǎn)，獲取沿程壁面壓強(qiáng)，從而計(jì)算發(fā)動(dòng)機(jī)性能。

表1 試驗(yàn)工況

2 數(shù)值仿真方法

數(shù)值仿真能夠在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)一步獲得發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)部流場和燃燒的細(xì)節(jié)特征，支撐發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)。本文基于商用軟件FLUENT開展三維數(shù)值仿真研究，深入分析中心支板式固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的燃燒特性和性能影響因素。

2.1 仿真模型

本文采用三維雷諾平均的N-S方程求解湍流流場和組分燃燒，湍流模型采用k-ωSST模型。氣相燃燒過程采用一步簡化的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理和有限速率/渦耗散燃燒模型。顆粒相中，硼顆粒的點(diǎn)火模型基于King模型建立，燃燒模型選擇基于Smith模型的intrinsic模型，假設(shè)反應(yīng)階次為1，燃燒速率受擴(kuò)散過程和表面動(dòng)力學(xué)速率共同控制。

含硼貧氧推進(jìn)劑一次燃燒產(chǎn)生的燃?xì)庵泻信稹⑻嫉裙腆w顆粒，成分復(fù)雜，仿真難度較大。針對(duì)該推進(jìn)劑的原始配方進(jìn)行熱力計(jì)算，并選取主要的氣相(g)、顆粒相(s)和惰性成分進(jìn)行簡化，得到的一次燃?xì)饨M分見表2。

表2 一次燃?xì)饨M分

2.2 仿真邊界條件

2.2.1 來流空氣的入口條件

來流入口條件由馬赫數(shù)6.0、高度25 km工況下仿真得到的進(jìn)氣道出口結(jié)果賦予，并采用入口參數(shù)對(duì)流場進(jìn)行初始化。

2.2.2 一次燃?xì)獾臍庀嗳肟跅l件

一次燃?xì)獾臍庀嗳肟诓捎昧髁咳肟跅l件，具體如表3所示。

表3 一次燃?xì)獾臍庀嗳肟跅l件

2.2.3 一次燃?xì)獾念w粒相入口條件

一次燃?xì)庵信痤w粒和碳顆粒的粒徑分別設(shè)置為3 μm和1 μm。由于試驗(yàn)燃燒室內(nèi)湍流脈動(dòng)較強(qiáng)，因此采用隨機(jī)軌道模型模擬顆粒的脈動(dòng)作用。一次燃?xì)獾念w粒相入口位置與氣相入口位置一致，具體如表4所示。

表4 一次燃?xì)獾念w粒相入口條件

2.2.4 其他

燃燒室出口和壁面分別采用壓力出口邊界條件和絕熱壁面邊界條件。

2.3 網(wǎng)格劃分與無關(guān)性驗(yàn)證

對(duì)試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)構(gòu)型劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。將燃?xì)獍l(fā)生器及中心支板噴注結(jié)構(gòu)簡化為一個(gè)拉瓦爾噴管結(jié)構(gòu)(見圖4和圖5)，入口參數(shù)由燃?xì)獍l(fā)生器的試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果提供，來流空氣和一次燃?xì)獾牧鲃?dòng)同向，均為從左往右。計(jì)算網(wǎng)格在一次火箭軸線區(qū)域以及近壁面處進(jìn)行網(wǎng)格加密。在仿真過程中，根據(jù)壁面條件使用FLUENT軟件中網(wǎng)格自適應(yīng)功能對(duì)壁面處網(wǎng)格進(jìn)一步加密。

圖4 支板段處網(wǎng)格Fig.4 Partial grids of strut section structure

圖5 燃?xì)獍l(fā)生器噴管處網(wǎng)格Fig.5 Partial grids of the nozzle of gas generator

設(shè)計(jì)了網(wǎng)格數(shù)量分別為158萬、270萬和495萬的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，開展無關(guān)性分析，結(jié)果如圖6所示。3種尺度的網(wǎng)格仿真結(jié)果基本一致，而270萬網(wǎng)格與495萬網(wǎng)格的結(jié)果差距小于0.3%，因此認(rèn)為270萬的網(wǎng)格數(shù)量在本文的沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)仿真中可滿足精度要求，后續(xù)仿真工作均基于該尺度開展。

圖6 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.6 Grids independency verification

2.4 仿真方法校驗(yàn)

采用上述模型和邊界條件對(duì)試驗(yàn)工況進(jìn)行了仿真，圖7和圖8分別展示了在兩個(gè)試驗(yàn)工況下，數(shù)值仿真和試驗(yàn)數(shù)據(jù)的燃燒室壁面壓力分布對(duì)比，其中橫坐標(biāo)為相對(duì)軸向距離，縱坐標(biāo)為發(fā)動(dòng)機(jī)熱態(tài)與冷態(tài)之間的壓力比，圖中相對(duì)軸向距離等于0處代表中心支板燃?xì)獬隹谖恢茫鄬?duì)軸向距離等于1處代表燃燒室出口位置。圖中兩條黑色實(shí)線分別代表一次燃?xì)鈬娮⑤S向位置和燃燒室熱力壅塞軸向位置(下文同)?？梢钥闯鰯?shù)值仿真與地面直連試驗(yàn)獲得的壁面壓力分布在兩個(gè)工況下均有較好的一致性，仿真對(duì)試驗(yàn)壓力預(yù)示的誤差小于4%，并準(zhǔn)確復(fù)現(xiàn)了試驗(yàn)發(fā)動(dòng)機(jī)中的壓力前傳現(xiàn)象及下游熱力壅塞現(xiàn)象。同時(shí)仿真得到的兩個(gè)工況下的最大壓力點(diǎn)、隔離段壓升起始點(diǎn)(壓力前傳)、燃燒室壓力驟降點(diǎn)(熱力壅塞)等關(guān)鍵位置的軸向位置誤差小于3%。以上可說明本文采用的數(shù)值仿真方法精度較高，方法可靠。

圖7 當(dāng)量比0.9工況的數(shù)值仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.7 Comparison of experiment and simulationresults at equivalent-ratio 0.9

圖8 當(dāng)量比2.4工況的數(shù)值仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.8 Comparison of experiment and simulation results at equivalent-ratio 2.4

3 結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果分析

針對(duì)中心支板式固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)，在地面直連試驗(yàn)系統(tǒng)開展了馬赫數(shù)6.0、高度25 km條件下的燃燒試驗(yàn)。燃?xì)獍l(fā)生器的作用是為沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)提供貧氧的一次燃?xì)?，圖9為燃?xì)獍l(fā)生器的室壓隨時(shí)間的變化曲線，壓力曲線較平穩(wěn)，在出現(xiàn)點(diǎn)火峰值后呈緩慢上升的趨勢，這是燃燒過程中推進(jìn)劑燃面增大導(dǎo)致的。

圖9 燃?xì)獍l(fā)生器室壓時(shí)域曲線Fig.9 Pressure-time curve of gas generator

圖10和圖11分別展示了當(dāng)量比為0.9和2.4試驗(yàn)的冷態(tài)/熱態(tài)壁面壓力分布，采用隔離段的入口壓力對(duì)壁面壓力進(jìn)行了無量綱化處理，試驗(yàn)時(shí)的點(diǎn)火相對(duì)時(shí)間t=3.5 s，圖中t=3.0 s和t=8.0 s 兩個(gè)時(shí)刻點(diǎn)的曲線分別代表了點(diǎn)火前和熄火后燃燒室內(nèi)冷態(tài)壓力分布，其余為燃燒過程中各時(shí)刻點(diǎn)的壓力分布。由結(jié)果可知，成功點(diǎn)火后，一次燃?xì)饨?jīng)中心支板內(nèi)部通道順流噴入燃燒室，該軸向位置處壓力開始迅速升高。發(fā)動(dòng)機(jī)前部流道產(chǎn)生了很強(qiáng)的反壓激波串；下游一定距離處壓力發(fā)生驟降，說明燃燒室在此處形成了熱力壅塞。相比之下，高當(dāng)量比工況的反壓激波串強(qiáng)度更高，長度更大，符合預(yù)期規(guī)律。當(dāng)量比為0.9工況下，t=6.8 s時(shí)燃燒壓比最高，為3.70；當(dāng)量比為2.4工況下，t=6.0 s時(shí)燃燒壓比最高，為4.75。兩種工況下，燃燒室沿程壓力飽滿、無振蕩，燃燒持續(xù)時(shí)間內(nèi)工況穩(wěn)定，表明燃燒室內(nèi)燃燒組織效果較好。

圖10 當(dāng)量比0.9工況的無量綱壁面壓力分布Fig.10 Dimensionless wall pressure distribution at equivalent-ratio 0.9

圖11 當(dāng)量比2.4工況的無量綱壁面壓力分布Fig.11 Dimensionless wall pressure distribution at equivalent-ratio 2.4

地面試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了本文中心支板式?jīng)_壓燃燒室燃燒組織方式有效性。圖12展示了試驗(yàn)的尾焰照片。發(fā)動(dòng)機(jī)出口尾焰強(qiáng)勁有力，尾焰橙黃色、黑色煙塵很少，燃燒充分。

(a)當(dāng)量比0.9

發(fā)動(dòng)機(jī)推力通過燃燒室推力加噴管推力再減去進(jìn)氣道阻力進(jìn)行計(jì)算。燃燒室推力基于試驗(yàn)結(jié)果的燃燒室沿程壁面壓力積分求得；噴管推力根據(jù)給定的噴管擴(kuò)張比，按等熵膨脹求解；進(jìn)氣道阻力通過來流系統(tǒng)的沖量差求得。計(jì)算得到的發(fā)動(dòng)機(jī)性能如表5所示。可以看到，在當(dāng)量比0.9時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)的比沖約為740 s，獲得了推力增益；而在當(dāng)量比2.4的富燃工況下，發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定燃燒并獲得了更大的推力性能。綜上可知，本文提出的發(fā)動(dòng)機(jī)方案可行、性能可靠。

表5 試驗(yàn)沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)性能

3.2 燃?xì)獾膰娮⒎绞綄?duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響仿真分析

針對(duì)固體超燃發(fā)動(dòng)機(jī)存在的含硼一次燃?xì)怦v留時(shí)間短、摻混效率低的問題，本文進(jìn)一步設(shè)計(jì)了中心支板結(jié)合壁面噴注的燃燒室構(gòu)型，并基于上述數(shù)值仿真方法，開展了燃?xì)鈬娮l件影響規(guī)律的仿真對(duì)比研究。該方案的構(gòu)型幾何尺寸與中心支板式燃燒室完全一致，在支板出口的下游設(shè)置對(duì)稱的壁面噴注入口，垂直對(duì)向噴注進(jìn)入燃燒室。針對(duì)兩個(gè)位于不同軸向位置且對(duì)稱的壁面噴注(側(cè)壁噴注1和側(cè)壁噴注2)和中心支板噴注，進(jìn)行了當(dāng)量比0.9工況的仿真對(duì)比分析。

圖13為燃燒室各軸向截面的總溫分布對(duì)比。3種噴注方式的燃燒室內(nèi)總溫的分布趨勢一致，總溫從噴注位置處開始上升，并在下游處由于燃燒室擴(kuò)張比增大而略微降低。相比之下，中心支板式燃燒室的總溫上升速度明顯小于壁面垂直比噴注，且中心支板式燃燒室在相對(duì)軸向位置0.42處達(dá)到了最大總溫，側(cè)壁噴注式燃燒室則在相對(duì)軸向位置0.25處達(dá)到了最大總溫。這是由于在垂直噴注方式中，高速來流在橫向的燃?xì)鈬娮⒆饔孟庐a(chǎn)生弓形激波，使得燃?xì)馀c來流空氣的摻混更強(qiáng)，燃燒反應(yīng)更迅速。最終側(cè)壁噴注式燃燒室在出口位置獲得總溫比中心支板式燃燒室高約150 K。結(jié)合燃燒效率分布曲線可知，壁面噴注式燃燒室的效果更優(yōu)，燃燒效率高且所需的燃燒距離更短。同時(shí)，對(duì)比兩個(gè)不同噴注位置的結(jié)果，發(fā)現(xiàn)總體趨勢一致，但噴注位置靠后時(shí)總溫更高，這可能是側(cè)壁噴注導(dǎo)致逆壓梯度，噴注靠后時(shí)形成的回流區(qū)能夠得到相對(duì)更充分的發(fā)展。

圖13 兩種燃燒室沿軸向距離各截面平均總溫對(duì)比Fig.13 Comparison of average total temperature in each section along the axial distance of two combustion chambers

圖14展示了燃燒室內(nèi)中心截面總溫云圖，圖15展示了燃燒室內(nèi)中心截面的O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖?？梢钥吹絻煞N噴注方式有著完全不同的釋熱分布特征。中心噴注式燃燒室內(nèi)高溫區(qū)域集中在中心區(qū)域，支板尾跡區(qū)的總溫明顯高于兩側(cè)，在支板尾跡區(qū)域O2含量較小，同時(shí)兩側(cè)殘存的O2較多，O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布與溫度分布形成互補(bǔ)特征，燃燒釋熱區(qū)域主要集中在流道中心。側(cè)壁噴注式燃燒室特征正好相反，高溫區(qū)域集中在兩側(cè)壁面，燃燒室中心區(qū)域總溫較低，這說明燃燒釋熱主要集中在壁面位置，這種燃燒釋熱特征可能會(huì)帶來較嚴(yán)酷的壁面熱流環(huán)境，增大固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)熱防護(hù)的難度。

圖14 燃燒室中心截面總溫云圖Fig.14 Total temperature contours in the central section of combustion chamber

圖15 燃燒室中心截面O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖Fig.15 Mass fraction of O2 contours in the central section of combustion chamber

圖16展示了數(shù)值仿真得到的不同噴注方式的壁面無量綱壓力分布對(duì)比，圖17展示了不同燃燒室的中心截面靜壓云圖?？梢钥吹饺紵以谇安烤纬煞磯杭げù?，并在流道后方形成熱力壅塞。相比于中心支板方案，側(cè)壁噴注方案由于在壁面處引入高壓的一次燃?xì)?，此處壓力有個(gè)明顯的階躍升高。觀察到側(cè)壁噴注方案的反壓激波串的長度和強(qiáng)度遠(yuǎn)大于中心支板噴注方案，這是由于固體貧氧一次燃?xì)鈬娮⑴c液體燃料噴注不同，大流量高壓氣體的注入會(huì)在流道截面積較小的燃燒室中帶來極大的總壓損失，形成了類似高背壓的隔離段出口條件，氣流在此發(fā)生壅塞，導(dǎo)致了強(qiáng)度很高的反壓激波串。這種現(xiàn)象降低了沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)的抗反壓能力，導(dǎo)致沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)隔離段設(shè)計(jì)裕度變小。

圖16 壁面無量綱壓力分布對(duì)比Fig.16 Comparison of dimensionless wall pressure distribution

圖17 燃燒室中心截面靜壓云圖Fig.17 Static pressure contours in the central section of combustion chamber

圖18和圖19分別展示了仿真得到的中心支板式和側(cè)壁噴注式燃燒室內(nèi)不同軸向位置處氣態(tài)燃料和固態(tài)燃料的燃燒效率，兩種噴注方式的最終燃燒效率見表6。

表6 兩種噴注方式燃燒效率對(duì)比

圖18 中心支板式燃燒室內(nèi)不同軸向位置燃燒效率Fig.18 Combustion efficiency in each section along the axial distance of centralstrutcombustion chamber

圖19 側(cè)壁噴注燃燒室內(nèi)不同軸向位置燃燒效率Fig.19 Combustion efficiency in each section along the axial distance of wall injection combustion chamber

可以看到，兩個(gè)燃燒室的氣相燃料都接近完全反應(yīng)，但側(cè)壁噴注式燃燒室的顆粒相燃燒效率更高。這是由于固體顆粒的慣性較大，中心順流噴注時(shí)顆粒的駐留時(shí)間更短，在有限距離內(nèi)的燃燒釋熱受摻混效果的影響更大、難度更高，這與前面得出的結(jié)論一致。從圖中趨勢還可以看出，在相對(duì)軸向位置為0.25時(shí)，氣相組分燃燒效率超過了90%，而硼顆粒此時(shí)燃燒效率為19%。這說明氣相反應(yīng)主要集中在燃燒室頭部位置，而硼顆粒的燃燒較為滯后，在相對(duì)軸向距離為0.4時(shí)才開始快速反應(yīng)，需要相對(duì)更長的摻混和燃燒距離。相比之下，碳顆粒的反應(yīng)起始位置比硼顆粒更靠前，燃燒效率更高。

3.3 支板/壁面噴注比例對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響仿真分析

結(jié)合3.2節(jié)分析可知，側(cè)壁噴注可以有效提高摻混效率，縮短燃燒所需距離，但是也存在諸多缺點(diǎn)，如大流量的側(cè)壁高壓燃?xì)庾⑷霑?huì)顯著提高隔離段的出口背壓，帶來較大的總壓損失和更嚴(yán)苛的進(jìn)氣要求，以及壁面燃燒的方式會(huì)導(dǎo)致壁面熱流密度提高，極大增加了熱防護(hù)難度。為了實(shí)現(xiàn)沖壓燃燒室的高效低阻燃燒和釋熱方式優(yōu)化，綜合利用兩種噴注方式的優(yōu)點(diǎn)，本節(jié)提出一種新型的燃燒組織方式——支板/壁面組合噴注。以中心支板噴注為主要燃燒組織方式，同時(shí)利用側(cè)壁面燃?xì)獾淖⑷?，形成類似于氣?dòng)斜坡的效果，使流場在此處形成更強(qiáng)的減速和剪切摻混，提高燃燒效率。本節(jié)對(duì)不同噴注比例對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響進(jìn)行了仿真對(duì)比分析，仿真的總當(dāng)量比為0.9，中心噴注和側(cè)壁噴注的流量比例分別為9∶1、8∶2、7∶3、6∶4、5∶5。

圖20為不同噴注比例下燃燒室各軸向截面總溫分布曲線?？梢钥吹?，支板/壁面組合噴注燃燒室內(nèi)的總溫高于純支板噴注和純側(cè)壁噴注，且隨著側(cè)壁噴注流量占比的上升，總溫沿軸向上升的速度增大，燃燒室內(nèi)達(dá)到最高總溫所需的軸向距離越短；燃燒室出口總溫隨著側(cè)壁噴注流量占比的增大呈先升后降的趨勢，在噴注比例為7∶3時(shí)達(dá)到最大。出口總溫的升高一方面是因?yàn)橐氲膫?cè)壁垂直氣流能夠在近壁面形成低速區(qū)，增強(qiáng)燃?xì)馀c來流的剪切摻混，另一方面是因?yàn)榻M合噴注方式能夠有效提升燃燒室內(nèi)的容積利用率，提高燃燒效率。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，在噴注比例為9∶1時(shí)，總溫上升趨勢與純中心支板噴注相比提升并不明顯，支板/壁面組合噴注在相對(duì)軸向位置0.5處達(dá)到最大總溫，燃燒釋熱所需距離仍較長，而此時(shí)出口總溫也有明顯增長，這說明當(dāng)噴注比例為9∶1時(shí)，側(cè)壁燃?xì)獾囊雽?duì)中心燃?xì)馀c來流剪切摻混的影響不明顯，但這部分一次燃?xì)饽軌蚺c來流反應(yīng)，消耗近壁面處的氧氣，因此出口總溫和燃燒效率仍有較大的增長。

圖20 不同噴注比例時(shí)沿軸向距離各截面平均總溫對(duì)比Fig.20 Comparison of average total temperature in each section along the axial distance under different gas injection ratios

圖21和圖22分別展示了不同噴注比例時(shí)燃燒室內(nèi)中心截面總溫云圖O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖。采用支板/側(cè)壁組合噴注模式后，燃燒室內(nèi)總溫分布更均勻，且在較低側(cè)壁噴注占比時(shí)，燃燒室壁面處的熱環(huán)境得到明顯改善。

圖21 不同噴注比例時(shí)燃燒室中心截面總溫云圖Fig.21 Total temperature contours in the central section of combustion chamber under different gas injection ratios

圖22 不同噴注比例時(shí)燃燒室中心截面O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖Fig.22 Mass fraction of O2 contours in the central section of combustion chamber under different gas injection ratios

圖23展示了數(shù)值仿真得到的兩種噴注方式的燃燒室中心截面靜壓云圖。組合噴注方案中，隔離段激波串長度隨著中心支板噴注流量占比的增大而縮短，但均顯著大于純中心支板噴注。

圖23 不同噴注比例時(shí)燃燒室中心截面靜壓云圖Fig.23 Static pressure contours in the central section of combustion chamber under different gas injection ratios

圖24展示了不同噴注比例時(shí)硼顆粒的燃燒效率對(duì)比，圖中橫坐標(biāo)表示支板噴注流量占總噴注流量的比例。結(jié)論顯示當(dāng)采用組合噴注時(shí)，硼顆粒的燃燒效率能夠得到較大提升。結(jié)合圖20可知，組合噴注模式下燃燒室燃燒效率和性能的提升與側(cè)壁噴注流量占比的增大并不完全成正比，當(dāng)側(cè)壁噴注流量占比超過0.2后，其噴注占比的增大對(duì)燃燒效率和性能的提升并不明顯，反而會(huì)大幅增大總壓損失。因此，在支板/壁面組合噴注的固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中，存在一個(gè)合適的燃?xì)鈬娮⒘髁糠峙浔壤谠龃蠊腆w顆粒的穿透深度和摻混能力、提高燃燒室的燃燒效率的同時(shí)，盡可能減少側(cè)壁噴注帶來的性能損失。

圖24 不同噴注比例時(shí)硼顆粒的燃燒效率對(duì)比Fig.24 Comparison of combustion efficiency of boron particles under different gas injection ratios

4 結(jié)論

本文提出了一種基于中心支板噴注的含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)方案，并在超燃直連式試驗(yàn)臺(tái)上模擬馬赫數(shù)6.0、高度25 km的飛行條件，對(duì)模型發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了熱試試驗(yàn)，驗(yàn)證了該發(fā)動(dòng)機(jī)方案的性能，然后采用三維數(shù)值仿真對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的超聲速流動(dòng)和兩相湍流燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值研究。得到如下結(jié)論：

1)在直連試驗(yàn)中實(shí)現(xiàn)了含硼貧氧固體推進(jìn)劑的高效穩(wěn)定燃燒，實(shí)測燃燒室沿程壓力飽滿、無振蕩，燃燒壓比最高達(dá)到4.75。

2)采用SSTk-ω湍流模型、有效速率/渦耗散燃燒模型以及KING硼粒子點(diǎn)火模型，對(duì)試驗(yàn)工況進(jìn)行了數(shù)值仿真分析。仿真獲得的壓強(qiáng)數(shù)值誤差小于4%，關(guān)鍵位置誤差小于3%。

3)相比于中心支板噴注方案，側(cè)壁噴注方案能夠增強(qiáng)摻混，提高燃燒效率，縮短燃燒所需距離，但是也存在總壓損失大、反壓激波串長度大、進(jìn)氣要求嚴(yán)苛等問題。

4)在中心支板式固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)中，通過在燃燒室側(cè)壁面引入較小流量的一次燃?xì)猓梢栽龃蠊腆w顆粒的穿透深度和摻混能力，提高燃燒室的燃燒效率和性能。

綜上所述，本文提出的中心支板式含硼固體沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)方案的燃燒效率高，穩(wěn)焰能力強(qiáng)，數(shù)值仿真方法可靠，并進(jìn)一步仿真驗(yàn)證了支板/壁面組合噴注模式的優(yōu)勢，可為兩相燃燒研究和發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)優(yōu)化研究提供支撐。