蘇瑩莉，陳 雄，李唯暄，邱 爽

(南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)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(dǎo)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(yù)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(yīng)用具有一定的指導(dǎo)意義。

對于復(fù)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(xué)[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(yù)測表明，燃料燃速受幾何形狀影響很大。北京航空航天大學(xué)[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(yīng)，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(fù)雜的物理化學(xué)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(xué)反應(yīng)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(yīng)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?？欤乙酝牧鞯臓顟B(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(yīng)機理，同時又考慮了湍流對化學(xué)反應(yīng)速率的影響。

聚乙烯的燃燒機理簡化為以下2步反應(yīng)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(xué)反應(yīng)以及化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)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(xué)反應(yīng)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(fù)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(yīng)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(yīng)的參數(shù)，傳輸至應(yīng)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(yīng)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(xué)反應(yīng)，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(xué)反應(yīng)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(dǎo)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)鼐植咳妓伲串數(shù)厝济嫱艘扑俾?，也是表征固體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(dǎo)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?。?0～55 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。