王金金， 查柏林,*， 張煒， 惠哲， 蘇慶東， 何齊

(1. 火箭軍工程大學(xué)導(dǎo)彈工程學(xué)院, 西安 710025； 2. 南昌航空大學(xué)測試與光電工程學(xué)院, 南昌 330063)

固體沖壓發(fā)動機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡單、比沖高、質(zhì)量輕等優(yōu)點(diǎn)[1]，是現(xiàn)代火箭技術(shù)中應(yīng)用非常廣泛的動力裝置。在固體沖壓發(fā)動機(jī)的研究過程中，補(bǔ)燃室綜合性能的研究對提高固體沖壓發(fā)動機(jī)性能具有重要意義。

為研究補(bǔ)燃室綜合性能，1989年，Cherng等[2]利用SIMPLE算法研究了不同進(jìn)氣道角度和進(jìn)氣道位置對補(bǔ)燃室內(nèi)燃燒的影響，結(jié)果表明，通過優(yōu)化圓頂高度和入口流動角，可以提高混合效率和燃燒效率，且仿真結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果吻合。1995年，董巖等[3]采用二維k-ε模型對固體沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室二次燃燒進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明，經(jīng)數(shù)值模擬設(shè)計(jì)的二次燃燒補(bǔ)燃室構(gòu)型比普通補(bǔ)燃室構(gòu)型燃燒效率有明顯提高。2001年，Stowe[4]對補(bǔ)燃室內(nèi)的兩相流化學(xué)反應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明，采用兩相化學(xué)燃燒時，燃燒效率誤差為16%，而純氣相燃燒模擬時的誤差會超過27%。2011年，劉杰等[5]將旋轉(zhuǎn)射流技術(shù)引入固體沖壓發(fā)動機(jī)設(shè)計(jì)中，開展了旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣和補(bǔ)燃室含硼一次燃?xì)馊S反應(yīng)流場仿真研究，研究發(fā)現(xiàn)存在一個最佳進(jìn)氣角，可以使燃燒效率最大，且一次旋流數(shù)增加可以促進(jìn)二次燃燒。2014年，胡旭等[6]對不同進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)下的固體沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室二次燃燒性能進(jìn)行了仿真研究，得到進(jìn)氣結(jié)構(gòu)對補(bǔ)燃室性能的影響規(guī)律，其中，對稱進(jìn)氣結(jié)構(gòu)有助于燃?xì)馀c空氣的摻混燃燒。2015年，王洪遠(yuǎn)等[7]研究了空氣旋轉(zhuǎn)進(jìn)氣對含硼固體沖壓發(fā)動機(jī)二次燃燒性能的影響，研究表明旋流進(jìn)氣方式減小了硼顆粒點(diǎn)火時間，在旋流數(shù)為0.385時，點(diǎn)火時間最小。2016年，鞏倫昆等[8]研究了結(jié)構(gòu)尺寸對固體燃料沖壓發(fā)動機(jī)燃速影響，結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)尺寸中突擴(kuò)比對燃速起著關(guān)鍵的作用，燃?xì)馊紵俾逝c突擴(kuò)比近似呈線性關(guān)系。2017年，王洪遠(yuǎn)和唐田田[9]對含鋁顆粒固體燃料沖壓發(fā)動機(jī)燃燒速率特性進(jìn)行了分析，仿真結(jié)果表明，在補(bǔ)燃室燃燒過程中，影響平均燃速的因素由強(qiáng)到弱依次為來流空氣質(zhì)量流量、鋁顆粒含量、來流空氣總溫以及鋁顆粒直徑。2018年，李唯暄等[10]研究了旋流燃燒室構(gòu)型對固體燃料沖壓發(fā)動機(jī)自持燃燒性能的影響，仿真以及實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在旋流工況下，相對臺階高度對火焰穩(wěn)定以及燃燒特性有顯著影響，相對臺階高度的改變對特征速度與推力的作用不大，而在無旋工況下，特征速度和推力則隨相對臺階高度的增加而增加。

綜上所述，目前針對固體沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室相關(guān)的研究，主要集中于提高補(bǔ)燃室燃燒效率上，包括在補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[11-13]、硼顆粒點(diǎn)火燃燒[14-16]、推進(jìn)劑配方[17]等，其中補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)包括改變一次燃?xì)獬隹诘慕嵌群蛿?shù)目，空氣進(jìn)氣道的壓力、射流的速度、方向、進(jìn)氣角度[10,12,18]，空氣與燃料的比值[19-20]等。但是，關(guān)于固體沖壓發(fā)動機(jī)振動環(huán)境[21]、熱防護(hù)[22]和燒蝕條件[23-24]等研究相對較少，而補(bǔ)燃室絕熱層耐燒蝕性能是影響補(bǔ)燃室綜合性能的重要指標(biāo)之一。

因此，為研究不同進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)對固沖發(fā)動機(jī)二次燃燒和內(nèi)壁燒蝕環(huán)境的影響，本文采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型、單步渦耗散燃燒模型以及KING硼粒子點(diǎn)火燃燒模型，對目前導(dǎo)彈應(yīng)用比較廣泛的雙下側(cè)90°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)和雙側(cè)180°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室摻混燃燒進(jìn)行數(shù)值模擬，對比分析兩種進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)對補(bǔ)燃室燃?xì)鈸交烊紵蛢?nèi)壁燒蝕的影響，為固體沖壓發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 物理模型

兩種不同進(jìn)氣道的補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)簡圖及主要尺寸如圖1所示。Case 1為雙下側(cè)90°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)，進(jìn)氣道間的夾角為90°；Case 2為雙側(cè)180°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)，進(jìn)氣道間夾角為180°。補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)尺寸參考文獻(xiàn)[6]，一次燃?xì)庥芍睆綖?0 mm的圓形噴口沿軸線方向進(jìn)入補(bǔ)燃室。

為簡化模型，對補(bǔ)燃室中的內(nèi)流場作如下假設(shè)：

圖1 兩種不同進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)的補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Structure diagram of secondary combustion chamber under two air-inlet structures

1) 補(bǔ)燃室內(nèi)氣相射流為準(zhǔn)定常流動，忽略燃?xì)馀c補(bǔ)燃室壁面的熱交換作用。

2) 補(bǔ)燃室燃?xì)鉃槔硐霘怏w，服從理想氣體狀態(tài)方程pV=nRT。

2 計(jì)算模型

本文采用CFD數(shù)值模擬方法分析進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)對補(bǔ)燃室摻混燃燒的影響。為降低計(jì)算難度，補(bǔ)燃室內(nèi)的湍流流場和組分燃燒采用三維雷諾平均Navier-Stokes方程求解[24]，即

(1)

式中：W為守恒向量；V為流體微元；n為法向方向;F(W)和G(W)為無黏和黏性通量；dS為矢量面積元；H為化學(xué)反應(yīng)模型或體積力的源向量。

2.1 湍流模型

目前雷諾平均Navier-Stokes方程求解中，常用的湍流模型有k-ε湍流模型、k-ω湍流模型、雷諾應(yīng)力模型等。由于k-ε湍流模型具有收斂穩(wěn)定、精度適當(dāng)、計(jì)算量小等優(yōu)點(diǎn)，成為CFD分析中應(yīng)用最廣的湍流模型。在計(jì)算精度要求相對較小時，k-ε湍流模型滿足大部分計(jì)算要求[23]，故本文通過自編程CFD數(shù)值模擬方法，采用基于密度的k-ε湍流模型進(jìn)行計(jì)算，并考慮輻射對流場的影響。在該模型中，湍流輸運(yùn)方程可表示成湍流能量輸運(yùn)方程和能量耗散方程：

Gb+Gk-ρε-Yk+Sk

(2)

Gε+Dε-Yε+Sε

(3)

式中：μ為流體動力黏度；μt為湍流黏性系數(shù)；uj為速度在j上的分量；k為湍動能；ε為湍動能耗散率；σk和σε為k和ε引起的正應(yīng)力；ρ為流體密度；Gk為湍動能的產(chǎn)生項(xiàng)；Gε為湍動能耗散率ε的產(chǎn)生項(xiàng)；Dε為交叉擴(kuò)散項(xiàng)；YM為可壓湍流中脈動擴(kuò)張的貢獻(xiàn)；Yk和Yε分別為k和ε由于湍流產(chǎn)生的耗散項(xiàng)；Gb為浮力引起的湍流動能k的產(chǎn)生項(xiàng)；Sk和Sε為自定義的源項(xiàng)。

2.2 燃燒模型

由于補(bǔ)燃室中流場流動比較復(fù)雜，為方便計(jì)算其中的化學(xué)反應(yīng)過程，實(shí)現(xiàn)各組分凈反應(yīng)速率的有效控制，采用單步渦耗散燃燒模型[18]。主要的氣相化學(xué)燃燒反應(yīng)為

(4)

凝聚相顆粒點(diǎn)火燃燒模型主要有L-W模型和KING硼顆粒點(diǎn)火模型。目前由于KING模型的數(shù)學(xué)表達(dá)更容易表征一些關(guān)鍵的物理化學(xué)參數(shù)，因而在硼顆粒點(diǎn)火計(jì)算中被廣泛應(yīng)用。而發(fā)動機(jī)實(shí)際工作過程中，高速射流對硼顆粒表面液態(tài)層產(chǎn)生氣動剝蝕效應(yīng)，促進(jìn)了硼顆粒的點(diǎn)火燃燒。結(jié)合文獻(xiàn)[6]中推導(dǎo)的氣動剝蝕計(jì)算，在原有KING模型的基礎(chǔ)上，加入高速射流對硼顆粒表面氧化層厚度的影響，硼顆粒氧化層厚度隨時間的變化關(guān)系為

(5)

式中：rB為硼顆粒的半徑；x為硼顆粒氧化層厚度；τ為黏性應(yīng)力分量；μB2O3為液態(tài)B2O3黏性；ρB2O3為B2O3密度；MB2O3為B2O3摩爾質(zhì)量；RB、RE和RH分別為硼消耗速率、B2O3蒸發(fā)速率和B2O3與水的反應(yīng)速率；φ1和φ2為剝離角度。

硼的燃燒速率為

vB=4πrPDln(1+0.667ωO2)/t

(6)

式中：ωO2為顆粒周圍環(huán)境氣體中O2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；擴(kuò)散系數(shù)D=1.5×10-5m2/s。

2.3 邊界條件類型

一次燃?xì)馊肟诤涂諝馊肟诰捎觅|(zhì)量流量入口，為簡化計(jì)算，一次燃?xì)馊肟谟蒆2、H2O、CO、CO2和N2組成，各成分的質(zhì)量百分比分別為10%、1%、47%、1%和41%，總質(zhì)量流量為2.4 kg/s，硼顆粒含量為燃?xì)獾?5%，燃?xì)鉁囟葹? 800 K；空氣入口的質(zhì)量流量為4 kg/s、總溫為573 K，氧含量為23%。根據(jù)文獻(xiàn)[6]，凝聚相粒子的粒徑設(shè)為5 μm；補(bǔ)燃室內(nèi)壁采用絕熱無滑移壁面條件(見圖2)；各組分質(zhì)量梯度和壓力梯度為0；補(bǔ)燃室出口采用壓力出口邊界，壓強(qiáng)和溫度分別為1 atm(1 atm=1.01 kPa)和300 K。

2.4 燃燒效率表征方法

噴管出口截面燃燒效率反映了補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)、一次燃?xì)膺M(jìn)氣、沖壓空氣進(jìn)氣對燃燒的綜合影響。截面燃燒效率通過截面的組分燃燒完成率來表示。任意截面處的氣相組分二次燃燒效率為

(7)

氣相燃?xì)獾目側(cè)紵蕿?/p>

(8)

式中：QCO和QH2分別為CO和H2的燃燒熱值；ηH2和ηCO分別為H2和CO的燃燒效率；λ為CO的在氣相組分中占的質(zhì)量百分比。

任意截面處硼顆粒的二次燃燒效率ηB為

(9)

(10)

式中：QB為硼的燃燒熱值；β為氣相組分占的質(zhì)量比。

2.5 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗(yàn)證

圖3為固體沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室的網(wǎng)格分布。根據(jù)固體沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，補(bǔ)燃室縱向采用雙重O型網(wǎng)格劃分。由于燃?xì)獍l(fā)生器出口射流速度組分相對復(fù)雜，對燃燒室出口、補(bǔ)燃室內(nèi)壁等區(qū)域進(jìn)行加密處理。

為驗(yàn)證計(jì)算的準(zhǔn)確性和可靠性，需對網(wǎng)格進(jìn)行驗(yàn)證。圖4給出了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果，當(dāng)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)大于120萬時，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)對壁面平均氣膜有效度幾乎沒有影響，因此選用150萬網(wǎng)格計(jì)算。

圖3 網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh partition

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.4 Grid independency verification

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 補(bǔ)燃室流場特征分析

圖5為補(bǔ)燃室內(nèi)不同截面處的O2濃度分布，截面間相距100 mm。從圖中可以看出，兩種結(jié)構(gòu)中，截面內(nèi)O2濃度分布不均，呈軸對稱分布，富氧區(qū)緊靠進(jìn)氣道一側(cè)。其中，Case 1富氧區(qū)呈“C”字形分布，至補(bǔ)燃室出口位置，富氧區(qū)O2濃度依然比較高，與貧氧區(qū)形成較大濃度差。Case 2中，進(jìn)氣道出口位置富氧區(qū)O2濃度較高，隨著向補(bǔ)燃室下游發(fā)展，富氧區(qū)O2濃度逐漸降低，至補(bǔ)燃出口位置，富氧區(qū)O2濃度降低，貧氧區(qū)O2濃度增加。結(jié)果說明Case 2有利于空氣中的O2與一次燃?xì)獾挠行Щ旌稀?/p>

圖5 補(bǔ)燃室內(nèi)O2濃度分布Fig.5 O2 concentration distribution in secondary combustion chamber

圖6 補(bǔ)燃室內(nèi)溫度分布Fig.6 Temperature distribution in secondary combustion chamber

圖6為補(bǔ)燃室內(nèi)溫度分布。從圖中可以看出，兩種結(jié)構(gòu)補(bǔ)燃室頭部溫度約為2 200 K。整個補(bǔ)燃室中，O2濃度分布與溫度分布形成互補(bǔ)，呈現(xiàn)出高溫區(qū)O2濃度低，低溫區(qū)O2濃度高的特點(diǎn)。其中，Case 1中高溫區(qū)保持單側(cè)分布，最高溫度超過2 500 K；Case 2從空氣入口至補(bǔ)燃室出口，溫度逐步混合均勻，僅小部分區(qū)域溫度稍高，與Case 1相比較，溫度相對均勻。Case 2有利于補(bǔ)燃室溫度的擴(kuò)散。

綜上，Case 1中，一次燃?xì)馀c空氣相互分離，O2濃度分布和溫度分布互補(bǔ)；Case 2中，燃?xì)獾臏囟确植己蚈2濃度分布逐漸趨于均勻。結(jié)果表明，與Case 1相比，Case 2更有利于空氣與一次燃?xì)獾膿交?，且有利于溫度的擴(kuò)散。

3.2 補(bǔ)燃室燃燒效率分析

圖7為兩種補(bǔ)燃室不同截面位置的燃燒效率對比。從圖中可以看出，至距補(bǔ)燃室頭部300 mm位置，兩種結(jié)構(gòu)中的氣相組分燃燒效率超過90%，說明氣相化學(xué)反應(yīng)主要集中在補(bǔ)燃室頭部位置。另外，從圖7還可以看出，至補(bǔ)燃室出口截面，Case 1的總?cè)紵蕿?4%，Case 2的總?cè)紵食^95%，Case 2的燃燒效率高于Case 1。結(jié)果說明雙側(cè)180°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室中，一次燃?xì)馀c空氣得到了更加充分的摻混和燃燒，總?cè)紵矢摺?/p>

圖7 補(bǔ)燃室不同截面燃?xì)獬煞秩紵蔉ig.7 Combustion efficiency of gas components with different cross sections

固體沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)的流動存在頭部回流和軸向渦流。頭部回流是由一次燃燒軸向流動過程中形成的引射抽吸作用形成的，頭部回流在補(bǔ)燃室摻混燃燒中發(fā)揮重要作用。圖8為補(bǔ)燃室頭部對稱截面上的射流速度矢量圖。由圖可知，空氣射流和燃?xì)鈱艉?，一部分空氣在進(jìn)氣道出口位置形成小渦旋，大部分空氣與中心一次燃?xì)鉀_擊后分流。其中一部分空氣形成逆向回流，回到補(bǔ)燃室頭部，形成較強(qiáng)的回流區(qū)漩渦，并與軸向運(yùn)動的一次燃?xì)獍l(fā)生激烈的摩擦卷吸作用。對比圖8中Case 1和Case 2兩種補(bǔ)燃室頭部渦旋可以看出，Case 2補(bǔ)燃室頭部形成2個大的渦旋，空氣與一次燃?xì)夥瓷鷦×覔交?；Case 1空氣入口在補(bǔ)燃室單側(cè)形成較大沖擊，頭部回流相對較小，導(dǎo)致補(bǔ)燃室前段的燃燒效率偏低。

圖9為x=400 mm位置截面的射流速度矢量分布?？諝馍淞骱腿?xì)鈱艉?，一部分空氣沿著斜向進(jìn)氣道向補(bǔ)燃室下游發(fā)展。如圖9(a)所示，Case 1中，空氣射流單向壓制一次燃?xì)猓諝馀c燃?xì)忾g形成小旋渦，結(jié)合圖5和圖6可知，燃?xì)獾娜紵娣e相對較小，燃燒效率低。而Case 2結(jié)構(gòu)中，空氣與一次燃?xì)庾矒艉?，沿著補(bǔ)燃室內(nèi)壁向兩側(cè)運(yùn)動，形成4個大的對稱漩渦(見圖9(b))，促進(jìn)了燃?xì)馀c空氣的有效摻混。

圖10為補(bǔ)燃室中粒子的運(yùn)動軌跡和速度分布。由圖可知，Case 1中，補(bǔ)燃室凝聚相粒子與一次燃?xì)膺\(yùn)動軌跡一致，燃?xì)庵械难鹾康?，不利于凝聚相粒子的點(diǎn)火燃燒。Case2中，燃?xì)馀c空氣摻混的過程中，一次燃?xì)庵蓄w粒相發(fā)生擴(kuò)散，增強(qiáng)了燃?xì)馀c空氣的摻混，形成強(qiáng)烈的摻混擴(kuò)散區(qū)域和擴(kuò)散火焰峰面。在火焰面上，燃?xì)馀c空氣中的O2發(fā)生劇烈的化學(xué)反應(yīng)，并釋放熱能，提高燃?xì)鉁囟?，達(dá)到硼顆粒的點(diǎn)火條件，促進(jìn)硼顆粒燃燒。隨著燃燒向下游發(fā)展，反應(yīng)基本完成，O2質(zhì)量濃度和燃?xì)鉁囟戎饾u均勻并降低。對比Case 1和Case 2可以看出，雙側(cè)180°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)可促進(jìn)凝聚相粒子的擴(kuò)散，實(shí)現(xiàn)凝聚相粒子與空氣混合燃燒。

圖8 補(bǔ)燃室頭部射流速度矢量分布Fig.8 Jet velocity vector distribution on head of secondary combustion chamber

圖9 截面400 mm位置的射流速度矢量分布Fig.9 Jet velocity vector distribution on cross section of 400 mm

圖10 凝聚相粒子運(yùn)動軌跡和速度分布Fig.10 Motion path line of condensed phase particles and their velocity distribution

因此，Case 1中燃?xì)馀c空氣間的摻混漩渦小，凝聚相粒子沿高溫低氧區(qū)運(yùn)動，燃?xì)鉄o法充分地混合燃燒，燃燒效率低；Case 2有利于補(bǔ)燃室中燃?xì)馀c空氣間形成較大的摻混漩渦，且有利與凝聚相粒子與空氣混合，促進(jìn)了燃?xì)獾亩吸c(diǎn)火，總?cè)紵氏鄬Ω摺?/p>

3.3 補(bǔ)燃室內(nèi)壁流場特征分析

固體沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室燒蝕工況是影響補(bǔ)燃室綜合性能的重要指標(biāo)之一，在分析補(bǔ)燃室燃燒效率的同時，需考慮補(bǔ)燃室內(nèi)壁附近的射流環(huán)境對補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)完整性的影響。目前固沖補(bǔ)燃室內(nèi)壁主要采用硅橡膠復(fù)合材料等作為絕熱材料。影響絕熱材料耐燒蝕性能的主要因素有溫度、O2含量、氣流沖刷和凝聚相粒子的侵蝕。

圖11為兩種進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)補(bǔ)燃室內(nèi)壁溫度分布，從圖中可以看出，Case 1補(bǔ)燃室頭部溫度約為2 200 K，補(bǔ)燃室中段射流混合區(qū)溫度超過2 500 K。在該溫度環(huán)境下，絕熱材料表面會發(fā)生劇烈的熱分解作用，導(dǎo)致絕熱層燒蝕率增加，并形成局部熱應(yīng)力集中，損傷材料結(jié)構(gòu)完整性，進(jìn)而影響補(bǔ)燃室的工作壽命。因此，補(bǔ)燃室中段是熱防護(hù)的重點(diǎn)位置。結(jié)合圖5還可以看出，Case 1補(bǔ)燃室壁面高溫區(qū)具有單側(cè)分布、面積大、O2濃度低的特點(diǎn)；Case 2高溫區(qū)對稱分布，整體受熱相對均勻，且壁面O2濃度梯度相對較小。為進(jìn)一步分析補(bǔ)燃室內(nèi)壁燒蝕工況特征，提取Case 1和Case 2壁面縱向溫度最高和最低方向的O2濃度、溫度和射流速度分布特征進(jìn)行分析(沿圖11黑色標(biāo)記線方向提取數(shù)據(jù))。

圖12～圖14為兩種補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)內(nèi)壁面高溫區(qū)和低溫區(qū)附近溫度、O2濃度及速度分布曲線。從圖中可以看出，Case 1和Case 2高溫區(qū)具有溫度高、O2濃度低、射流速度快的特點(diǎn)；Case 1低溫區(qū)的溫度約為600 K，高溫區(qū)溫度超過2 600 K，溫差較大，容易造成材料熱應(yīng)變不均，導(dǎo)致材料龜裂。另外，Case1中補(bǔ)燃室單側(cè)高溫區(qū)表面氣流速度超過200 m/s，凝聚相粒子在氣流的帶動下沖刷在補(bǔ)燃室內(nèi)壁(見圖10(a))，形成高溫?zé)岱纸?、高速射流沖刷、高濃度粒子侵蝕和熱應(yīng)力集中的綜合作用，對補(bǔ)燃室內(nèi)壁產(chǎn)生嚴(yán)重破壞。目前，大部分絕熱材料的抗粒子侵蝕性能較差，在高溫?zé)嶙饔煤土Ｗ記_擊作用下，表面熱防護(hù)層脫落，引起絕熱材料局部損傷變形，破壞熱防護(hù)結(jié)構(gòu)的完整性。

圖11 補(bǔ)燃室內(nèi)壁溫度分布Fig.11 Temperature distribution on internal walls of secondary combustion chamber

圖12 溫度分布曲線Fig.12 Curves of temperature distribution

圖13 O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布曲線Fig.13 Curves of O2 mass fraction distribution

Case 2中補(bǔ)燃室中段和后段低溫區(qū)溫度高達(dá)1 000 K以上，高溫區(qū)和低溫區(qū)溫差相對較小，平衡了高溫區(qū)熱膨脹引起的局部應(yīng)力集中，保證補(bǔ)燃室工作過程中相對穩(wěn)定的力學(xué)環(huán)境。但低溫區(qū)O2濃度大于15%，該處壁面以氧化燒蝕為主。另外，Case 2中，凝聚相粒子沿中心軸擴(kuò)散并燃燒(如圖10(b)所示)，粒子濃度逐漸降低，到達(dá)壁面的粒子相對較小，避免了高濃度粒子對絕熱層壁面的侵蝕作用，保證補(bǔ)燃室工作過程中相對穩(wěn)定的燒蝕環(huán)境。Case 2補(bǔ)燃室高溫區(qū)的主要燒蝕行為是高溫?zé)岱纸庾饔?，低溫區(qū)為熱氧化燒蝕。

圖14 速度分布曲線Fig.14 Curves of velocity distribution

綜上分析，Case 1在遠(yuǎn)離補(bǔ)燃室進(jìn)氣道一側(cè)形成高溫?zé)岱纸?、高濃度粒子侵蝕、高速射流沖刷和熱應(yīng)力集中的綜合破壞作用；Case 2有效避免了高濃度粒子侵蝕和高速射流的直接沖刷，燒蝕的重點(diǎn)部位為高溫區(qū)，燒蝕的主要模式為化學(xué)燒蝕和高溫?zé)岱纸庾饔茫籆ase 2內(nèi)壁整體射流環(huán)境優(yōu)于Case 1。

4 結(jié) 論

本文采用k-ε湍流模型、單步渦耗散燃燒模型以及KING硼粒子點(diǎn)火燃燒模型，開展了雙下側(cè)90°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)和雙側(cè)180°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室內(nèi)燃燒數(shù)值模擬，對比分析了補(bǔ)燃室燃?xì)馊紵卣骱蛢?nèi)壁的燒蝕環(huán)境。獲得以下結(jié)論：

1) 兩種進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)對應(yīng)補(bǔ)燃室中溫度和O2濃度對稱分布，呈現(xiàn)出高氧低溫和低氧高溫分布特征。雙下側(cè)90°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)中，一次燃?xì)馀c空氣相互分離，O2濃度分布和溫度分布互補(bǔ)；雙側(cè)180°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)中，燃?xì)獾臏囟确植己蚈2濃度分布逐漸趨于均勻。Case 2更有利于空氣與一次燃?xì)獾膿交?，且有利于溫度的擴(kuò)散。

2) 兩種進(jìn)氣道結(jié)構(gòu)的補(bǔ)燃室內(nèi)均形成頭部回流和軸向渦流。其中雙側(cè)180°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)中，一次燃?xì)馀c空氣之間形成大漩渦，燃?xì)庵械臍庀嘟M分和凝聚相顆粒與空氣中的氧得到充分混合和燃燒，至補(bǔ)燃室出口位置，總?cè)紵食^95%；雙下側(cè)90°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)補(bǔ)燃室總?cè)紵蕿?4%。

3) 雙下側(cè)90°進(jìn)氣結(jié)構(gòu)中，補(bǔ)燃室遠(yuǎn)離進(jìn)氣道一側(cè)壁面受高溫?zé)岱纸狻⒏咚偕淞鳑_擊和高濃度粒子侵蝕作用，周向高溫?zé)g和粒子侵蝕不均，容易形成局部燒蝕破壞和熱應(yīng)力集中。

4) 雙側(cè)180°進(jìn)氣沖壓發(fā)動機(jī)補(bǔ)燃室結(jié)構(gòu)中，補(bǔ)燃室中后段軸向內(nèi)壁面溫度相對均勻，且凝聚相粒子集中在中心軸線方向，擴(kuò)散過程中濃度降低，形成的高溫?zé)釤g作用和粒子侵蝕作用相對較低。燒蝕的重點(diǎn)部位為高溫區(qū)，燒蝕的主要模式為化學(xué)燒蝕和高溫?zé)岱纸庾饔?，Case 2內(nèi)壁整體射流環(huán)境優(yōu)于Case 1。