陳斌斌 夏智勛 黃利亞 馬立坤

摘要： 含硼固沖發(fā)動機是新一代超聲速導(dǎo)彈的理想動力系統(tǒng)， 但由于點火時間長、 燃燒速率慢， 硼的高熱值不易獲得。 如何實現(xiàn)補燃室的高效燃燒一直是含硼固沖發(fā)動機研究熱點。 本文基于國內(nèi)外的研究成果， 論述了補燃室內(nèi)單顆粒硼/碳點火燃燒過程與機理， 影響規(guī)律及促進方法； 評述了兩相摻混燃燒過程數(shù)值模擬和試驗的研究進展； 總結(jié)了含硼固沖補燃室燃燒組織規(guī)律。 對目前研究中存在的問題與不足進行了總結(jié)， 對未來發(fā)展方向和研究重點進行了展望。

關(guān)鍵詞： 含硼固沖發(fā)動機； 燃燒組織技術(shù)； 硼點火燃燒； 摻混燃燒； 數(shù)值模擬

中圖分類號： TJ763； V435文獻標識碼： A文章編號： 1673-5048（2018）04-0003-18

0引言

固體火箭發(fā)動機由于其結(jié)構(gòu)簡單、 使用方便、 成本低、 作戰(zhàn)響應(yīng)快和高可靠性， 成為導(dǎo)彈武器的首要動力裝置， 固體化已成為導(dǎo)彈動力裝置的發(fā)展趨勢。 固體火箭沖壓發(fā)動機（簡稱固沖發(fā)動機）將固體火箭發(fā)動機和沖壓發(fā)動機進行組合， 利用空氣中的氧作為氧化劑， 可顯著提高發(fā)動機比沖， 相比火箭發(fā)動機可提高3～5倍， 大大增加導(dǎo)彈射程， 是新一代超聲速導(dǎo)彈的理想動力裝置。

然而， 自1913年法國人Lorin提出沖壓發(fā)動機概念以來， 在役的和曾經(jīng)在役的超聲速巡航導(dǎo)彈大多采用液體沖壓發(fā)動機[1]， 究其原因， 在于以下幾個方面。

首先， 造成該現(xiàn)象的一個主要原因是沖壓發(fā)動機需要吸入空氣開啟工作循環(huán)， 受飛行工況影響大， 需要燃料流量具有調(diào)節(jié)能力， 根據(jù)飛行工況變化而調(diào)整， 保證發(fā)動機工作性能。 固體燃料流量可調(diào)節(jié)能力差， 不能很好適應(yīng)導(dǎo)彈飛行工況的變化。 因此， 早期的沖壓發(fā)動機大都采用流量可調(diào)節(jié)的液體燃料。 20世紀90年代以來， 由于新一代中遠程戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈對動力裝置的迫切需求， 國內(nèi)外重新掀起固沖發(fā)動機研究熱潮， 重點開展燃氣流量調(diào)節(jié)技術(shù)。 隨著該技術(shù)的突破， 燃氣流量可調(diào)式固沖發(fā)動機（VFDR）解決了這一問題， 并成功應(yīng)用于歐洲“流星”空空導(dǎo)彈， 至2017年該導(dǎo)彈已在臺風(fēng)、 陣風(fēng)、 鷹獅等戰(zhàn)機上進行了集成試飛， 即將生產(chǎn)使用[2]。 此外， 美國在21世紀開展了3項采用VFDR的超聲速導(dǎo)彈計劃[2-3]， 包括超聲速掠海靶彈（SSST）計劃、 高速反輻射導(dǎo)彈驗證（HSAD）計劃以及三目標終結(jié)者（T3）計劃， 均已完成飛行試驗， 超聲速掠海靶彈GQM-163A已小批量裝備美國海軍。 俄羅斯、 日本以及中國等均大力開展了燃氣流量可調(diào)式固沖發(fā)動機技術(shù)研究， 先后完成了飛行試驗論證。

第二個原因是高能固體推進劑技術(shù)及其燃燒組織技術(shù)問題。 固沖發(fā)動機與液沖發(fā)動機主要區(qū)別在于燃料的不同。 推進劑技術(shù)及其在發(fā)動機內(nèi)燃燒組織技術(shù)是固沖發(fā)動機的核心關(guān)鍵技術(shù)。 傳統(tǒng)固體推進劑多為低能或中能推進劑， 比沖遠低于液體推進劑， 不能滿足發(fā)動機性能需求。 高能富燃料推進劑如含硼推進劑， 可獲得接近于液體燃料的質(zhì)量比沖， 并具有更高的體積比沖。 20世紀60年代， 各國開始了含硼推進劑研制工作， 但是由于燃燒組織困難、 燃燒效率低， 一度陷入低谷。 前蘇聯(lián)“SA-6”導(dǎo)彈所采用的是鋁鎂中能推進劑， 比沖性能低于液體沖壓發(fā)動機， 盡管如此， 由于作戰(zhàn)反應(yīng)快、 成本低， 該導(dǎo)彈在第四次中東戰(zhàn)爭中取得了顯著戰(zhàn)果， 受到各國高度關(guān)注。 隨著燃燒技術(shù)的進步， 20世紀80年代中后期， 德、 法在含硼富燃料推進劑應(yīng)用上取得成功， 重燃各國對含硼推進劑的研究熱情。 德國拜恩化學(xué)公司在含硼推進劑領(lǐng)域取得顯著成果， 制造出含硼40%、 熱值60.1 MJ/L的推進劑[4]。 歐洲“流星”導(dǎo)彈正是由于采用該公司提供的高能含硼推進劑， 獲得了遠超同類型導(dǎo)彈的優(yōu)越性能。 盡管含硼推進劑已成功應(yīng)用， 但其在補燃室內(nèi)的燃燒組織并不容易， 燃燒過程也缺乏深入認識。 推進劑中所含硼顆粒具有點火溫度高、 點火時間長、 燃燒速率慢、 氧化物易凝結(jié)等特點， 阻礙了含硼推進劑的應(yīng)用。 試驗結(jié)果顯示， 硼顆粒表面覆蓋一層氧化層， 該氧化層具有低熔點、 高沸點特征， 點火過程易在顆粒表面形成液態(tài)氧化層， 阻礙燃燒進行[5-9]。 只有當(dāng)氧化層去除后， 才會發(fā)生硼的燃燒， 而硼的燃燒屬于表面燃燒， 燃燒速率慢， 導(dǎo)致硼顆粒點火燃燒時間較長。 這就要求補燃室必須具有一定的長度， 滿足含有大量凝相顆粒的一次燃氣燃燒過程所需的時間空間等要求。 然而， 設(shè)計者希望補燃室長度盡可能小， 以減輕發(fā)動機質(zhì)量和尺寸， 目前補燃室長度尚未有設(shè)計規(guī)范。 自“SA-6”導(dǎo)彈現(xiàn)世以來， 沖壓發(fā)動機均采用整體式設(shè)計方案， 補燃室長度根據(jù)其另一功能即助推沖量需求進行設(shè)計， 一般為0.8～1.4 m[10]。 含有大量顆粒的燃氣在燃燒室內(nèi)駐留時間只有幾毫秒， 如何在短時間內(nèi)組織好燃氣與空氣的摻混燃燒是發(fā)動機研制過程中一大挑戰(zhàn)。 各國學(xué)者開展了大量相關(guān)研究， 取得顯著成果， 促使固沖發(fā)動機成功走向應(yīng)用。 然而， 補燃室燃燒組織技術(shù)仍不夠成熟， 內(nèi)部摻混燃燒過程認識仍不充分， 迫切需要深入開展研究。

此外， 發(fā)動機熱防護技術(shù)也是固沖發(fā)動機乃至固體超燃發(fā)動機面臨的重要問題。 其他關(guān)鍵技術(shù)如地面試驗技術(shù)、 進氣道技術(shù)、 轉(zhuǎn)級技術(shù)等則屬于共性問題。

燃氣流量調(diào)節(jié)技術(shù)近年獲得顯著發(fā)展， 研究進展可參考文獻[2]。 本文主要針對含硼固沖補燃室燃燒組織技術(shù)開展綜述， 從單顆粒硼/碳點火燃燒過程與機理、 影響規(guī)律及促進方法， 兩相摻混燃燒過程數(shù)值模擬和試驗研究， 以及各種含硼固沖補燃室燃燒組織技術(shù)三個方面進行綜述。 對現(xiàn)階段研究中存在的問題與不足進行總結(jié)， 并對未來發(fā)展方向和研究重點進行展望。

1單顆粒硼/碳燃燒過程

單顆粒硼燃燒的早期研究可以追溯到19世紀60年代。 國內(nèi)外眾多學(xué)者開展了相關(guān)研究， Yeh和Kuo， 以及其他學(xué)者[9， 11-14]對硼顆粒點火燃燒特性研究進展進行了詳細綜述， Hussmann等人[15]結(jié)合模型驗證對單顆粒硼燃燒試驗數(shù)據(jù)進行梳理。 本文主要從試驗研究和理論研究方面， 對單顆粒硼/碳點火燃燒過程與機理、 影響規(guī)律及促進方法等方面進行綜述。

1.1硼點火燃燒試驗

本節(jié)主要針對試驗方法、 試驗現(xiàn)象和影響規(guī)律進行簡要總結(jié)歸納。 目前單顆粒硼點火燃燒試驗所用裝置主要包括： 平面火焰爐、 激波管、 高壓燃燒器等； 點火方式有： 氙燈、 二氧化碳激光點火器、 火焰爐點火等。 通過圖像觀測或者光譜測量等方法實現(xiàn)數(shù)據(jù)測量。

平面火焰爐由于操作方便、 參數(shù)易于控制、 便于觀察等優(yōu)點， 被廣泛應(yīng)用。 美國的Macˇek和Semple[5-7]采用平面火焰爐和二氧化碳激光點火器， 開展了直徑34.5～124 μm的晶體硼的點火燃燒特性研究， 首次觀察到硼顆粒的兩階段燃燒過程。 第一階段是當(dāng)環(huán)境溫度達到點火溫度（1 800～2 000 K）， 硼顆粒開始發(fā)光， 持續(xù)一段時間后熄滅； 當(dāng)環(huán)境溫度足夠高， 硼顆粒進入第二階段燃燒， 比第一階段明亮且持續(xù)較長時間， 直至熄滅。 之后， 通過平面火焰爐， Williams研究組[16-21]對30～150 μm以及小于10 μm的無定型硼和晶體硼顆粒的點火燃燒過程的研究， 以及Young等人[22]對納米硼顆粒燃燒特性的研究， 均觀察到了雙階段燃燒現(xiàn)象。 該現(xiàn)象奠定了硼顆粒點火燃燒理論的基礎(chǔ)。

Williams研究組的研究表明， 晶體硼相對于無定型硼更難點火， 前者第一階段燃燒時間較長， 而后者燃燒十分劇烈， 接近爆燃。 研究還發(fā)現(xiàn)硼顆粒點火燃燒階段均有BO2特征光譜發(fā)出， 這成為判斷硼顆粒點火燃燒的依據(jù)。

美國賓州大學(xué)Kuo的團隊[9， 23-24]通過平面火焰爐開展了3 μm硼顆粒的點火燃燒試驗。 研究結(jié)果同樣顯示， 無定型硼較晶體硼易點火燃燒。 試驗中觀察到連續(xù)的點火燃燒過程， 而沒有觀察到Macˇek等人試驗中的中間熄滅現(xiàn)象， 認為該現(xiàn)象與顆粒粒徑有關(guān)， 小顆粒更易升溫， 大顆粒需要較長的時間達到硼的熔點。 之后Ulas開展了含氟氣氛下硼顆粒的燃燒， 發(fā)現(xiàn)氟化氫會增加總?cè)紵龝r間， 氟會減少總?cè)紵龝r間。 試驗同樣觀察到連續(xù)的燃燒現(xiàn)象， 認為第一階段燃燒從可見光出現(xiàn)開始， 至非常明亮結(jié)束； 第二階段燃燒為之后持續(xù)明亮至熄滅的過程。

Young等人[22]的研究結(jié)果表明， 燃燒時間取決于環(huán)境溫度和氧濃度， 點火時間對氧濃度不敏感， 僅取決于環(huán)境溫度。 試驗發(fā)現(xiàn)， 納米硼顆粒燃燒時間與粒徑的關(guān)系不符合d1（表面動力學(xué)燃燒）或d2（擴散燃燒）關(guān)系。

Dreizin團隊[25-26]通過平面火焰爐開展了0.4～30 μm硼顆粒的燃燒特性研究， 考慮顆粒粒徑分布對測量點火燃燒時間的影響， 獲得了顆粒燃燒時間與粒徑的關(guān)系tb≈4.73P0.75。

此外應(yīng)用較多的是激波管和高壓燃燒器。 Uda[27]較早利用激波管對30～50 μm 的晶體硼進行了點火研究， 研究發(fā)現(xiàn)硼顆粒點火溫度隨壓強升高而降低。

Krier和Spalding帶領(lǐng)的團隊[28-35]通過激波管和高溫高壓燃燒室， 對硼顆粒在中高壓條件下的點火燃燒特性進行了系列研究。 研究表明水蒸氣和六氟化硫的存在使顆粒點火溫度下降， 點火延遲時間和燃燒時間減少， 但對燃燒時間沒有影響。 此外， 壓強變化（8.5， 17， 34 atm）對點火延遲和燃燒時間沒有影響。 研究發(fā)現(xiàn)1～15 μm的晶體硼點火延遲時間與粒徑d之間具有d1.4（紅外信號）和d1.5（可見光信號）關(guān)系。 更高壓強下（30～150 atm）的研究結(jié)果顯示， 壓強增加， 顆粒點火延遲減小， 兩者關(guān)系約為ti=13P-0.5。 此外， 二氧化碳和氟化氫對顆粒點火無明顯促進作用。 試驗中觀察到高溫高壓下顆粒點火過程不再是兩階段， 而是變?yōu)閱坞A段完成。 Spalding較早發(fā)現(xiàn)添加氟對硼顆粒點火燃燒的顯著影響。 當(dāng)氟/氧濃度比較小時， 氟可以明顯降低點火延遲時間和燃燒時間， 當(dāng)兩者之比大于0.5， 點火燃燒時間變化不再明顯。

Yuasa團隊[36-38]通過氙燈開展了5～8 mm硼塊的點火燃燒特性研究。 研究發(fā)現(xiàn)， 當(dāng)顆粒溫度達到熔點， 發(fā)生微爆現(xiàn)象， 高壓更易微爆。 燃燒過程觀察到白煙， 認為是B2O3在氣相反應(yīng)中生成并凝結(jié)。

Kuwahara團隊[39-45]通過電爐加熱的方式， 研究了添加鎂、 鋁金屬以及壓強等因素對硼顆粒點火燃燒影響。 試驗顯示， 適量添加鎂、 鋁等金屬有助于降低硼點火溫度； 壓強提高， 燃燒時間減小。

此外， 一些學(xué)者開展了硼粉及硼顆粒群的研究， 研究重點是提高硼活性、 促進硼燃燒。 Karmakar等人[46]研究了添加稀土催化劑對納米硼顆粒點火燃燒特性的影響。 試驗結(jié)果顯示添加稀土催化劑可以提高納米硼顆粒點火特性， 顯著減小點火延遲。 Jain等人[47-48]采用熱重（TG）和差熱方法研究了硼粉的點火特性和氧化特性。 文獻[49-55]探索了硼在不同條件下的點火燃燒特性， 通過包覆鎂或AP等方法來促進硼點火燃燒。

1.2硼點火燃燒理論

結(jié)合前面大量試驗結(jié)果， 發(fā)現(xiàn)硼顆粒點火燃燒會經(jīng)歷兩個階段： 顆粒加熱發(fā)光的點火階段、 劇烈氧化的燃燒階段[5-7， 9， 20-21， 56]。 點火階段認為是帶有液態(tài)氧化層硼顆粒的反應(yīng)階段， 由于B2O3熔點低， 粘性大， 在加熱過程中形成一層液態(tài)氧化層覆蓋在硼顆粒表面， 阻礙硼燃燒。 點火階段通過蒸發(fā)及表面異相反應(yīng)去除氧化層， 當(dāng)氧化層消耗完畢， 進入燃燒階段。 燃燒階段認為是潔凈硼顆粒與環(huán)境中氧化性氣體的劇烈氧化反應(yīng)過程。 由于硼沸點高（4 139 K）[57]， 不能發(fā)展為蒸發(fā)燃燒模式， 而是與碳顆粒相似， 屬于表面燃燒形式， 產(chǎn)生的中間氣相產(chǎn)物擴散至環(huán)境中進一步氧化燃燒， 生成最終產(chǎn)物B2O3。

早在上世紀60年代， 已有學(xué)者對硼顆粒點火燃燒進行研究， 文獻[9， 58-60]對相關(guān)工作進行了綜述， 本文僅展示研究路線和之后的研究內(nèi)容。 目前硼顆粒點火燃燒模型主要分為兩種： 一種是早期以King模型、 L-W模型、 Y-K模型等為代表的半經(jīng)驗?zāi)Ｐ停?另一種是普林斯頓大學(xué)的學(xué)者們建立的化學(xué)動力學(xué)模型。 兩者各有優(yōu)劣， 前者不考慮全部反應(yīng)， 以一步或多步總包反應(yīng)進行簡化， 因此簡單易于應(yīng)用， 但不能完全反映真實的物理過程， 尤其是中間產(chǎn)物的產(chǎn)生消耗， 受限于簡化處理， 存在一定誤差； 后者由于考慮全部化學(xué)反應(yīng)， 可以反映整個燃燒過程， 具有更高的精度， 但過程復(fù)雜， 計算量大， 目前尚不能達到工程應(yīng)用水平。 此外， 由于缺少化學(xué)動力學(xué)數(shù)據(jù)， 導(dǎo)致模型精度不足。 但總體而言， 隨著計算水平的提高， 該方法是未來發(fā)展趨勢， 有必要深入研究。 對于當(dāng)下而言， 半經(jīng)驗?zāi)Ｐ腿匀惶幱谥黧w地位， 為關(guān)注的重點。

1.2.1硼點火模型

點火模型核心思想在于氧化層的去除過程， 消耗主要通過蒸發(fā)和表面異相反應(yīng)， 生成主要是硼與氧氣反應(yīng)。 結(jié)合試驗結(jié)果， 學(xué)者們提出了幾種模型。

第一個模型由King[9， 60-64]提出， 認為消耗主要通過蒸發(fā)和與水蒸氣的表面異相反應(yīng)， 同時硼與氧反應(yīng)生成氧化層。 氧氣擴散至硼與氧化硼界面后與硼反應(yīng)生成氧化層。

而Glassman和Li等人 [8， 21]認為氧化層生成是由于硼溶解在氧化層生成（BO）n聚合物， 然后擴散至顆粒表面與氧氣反應(yīng)。 賓州大學(xué)Yeh和Kuo等人[9]通過試驗驗證了硼溶解現(xiàn)象的存在， 在此基礎(chǔ)上， 認為溶解硼后， 氧化層性質(zhì)發(fā)生改變， 蒸發(fā)產(chǎn)物主要是B2O2， 而非B2O3， 建立了新的模型， 即PSU模型。 Ulas等人[23-24]進一步拓展該模型， 使其包含可用于多種氧化劑成分， 如氧氣、 水蒸氣、 氟、 氟化氫， 該模型與試驗數(shù)據(jù)吻合度高， 得到了廣泛應(yīng)用。

敖文等人[65]認為氧氣通過氧化層向硼表面的擴散和硼溶解后聚合物向外擴散都存在， 提出一種雙擴散模型， 但缺少試驗論證。 Dreizin等人[66-67]提出了另一種模型， 認為氧氣溶解到硼顆粒表面， 直到達到臨界條件， 開始快速反應(yīng)放出大量熱， 表示進入燃燒過程。 該假設(shè)尚未得到直接驗證。

國防科技大學(xué)的夏智勛團隊[68-69]考慮了強迫對流和Stefan流的影響， 建立了強迫對流環(huán)境下的硼點火模型。 之后， 文獻[70]考慮了點火階段氧化層表面（BO）n的消耗與內(nèi)部擴散過程的動態(tài)平衡， 引入了表面異相反應(yīng)與蒸發(fā)過程對（BO）n的消耗競爭機制， 建立了更加完善的點火模型。 Kalpakli等人[71]同樣考慮了表面（BO）n的動態(tài)平衡及反應(yīng)過程的競爭機制， 建立了相似模型。

1.2.2硼燃燒理論

燃燒過程相對于點火過程要簡單許多， 即潔凈硼顆粒在氧化性氣氛中劇烈氧化的過程， 由于硼的沸點高（約4 139 K）， 故燃燒過程主要為表面氧化反應(yīng)形式。

早期的硼燃燒模型， 如Macˇek等人[7]的模型， 被認為和液滴燃燒模型相似， 原因在于試驗過程發(fā)現(xiàn)潔凈硼顆粒（主要是大顆粒35 μm及以上）燃燒時間與粒徑平方呈正比， 表現(xiàn)為擴散燃燒模式。 Mohan和Williams[16]認為潔凈硼顆粒燃燒過程包括表面異相反應(yīng)和空間反應(yīng)， 表面發(fā)生硼與產(chǎn)物B2O3的反應(yīng)生成B2O2， B2O2在空間發(fā)生氧化反應(yīng)生成B2O3， 認為表面反應(yīng)無窮快， 顆粒仍遵從擴散燃燒機制。

King[64]的理論研究顯示， 對大顆粒燃燒為擴散控制， 燃燒時間與粒徑平方成正比， 對小顆粒燃燒為動力學(xué)控制， 燃燒時間與粒徑一次方成正比。 Li和Williams[20-21， 72] 在試驗觀測到相應(yīng)現(xiàn)象后， 建立了同時考慮擴散過程和動力學(xué)過程的燃燒模型。

Yeh和Kuo等人[9， 23]建立了PSU模型， 通過引入Damkohler數(shù)的概念， 分析了燃燒控制機制及轉(zhuǎn)化條件。 該準則數(shù)為壓力和粒徑的乘積， 當(dāng)其遠大于1， 燃燒過程受擴散控制； 當(dāng)其遠小于1， 燃燒過程受化學(xué)動力學(xué)控制； 當(dāng)其接近1， 燃燒同時受到化學(xué)動力學(xué)和擴散控制。 對應(yīng)的高壓、 大顆粒為擴散控制燃燒， 低壓、 小顆粒屬于化學(xué)動力學(xué)燃燒。 之后Ulas將模型拓展至多氧化劑氛圍中， 進一步研究了含氧氣、 水蒸氣、 氟等多種氧化性氣體中硼顆粒的燃燒過程。 考慮到表面同時存在多種氧化性氣體參與反應(yīng)， 引入了表面覆蓋因子， 建立了相應(yīng)模型。

Hussmann和Pfitzner[15， 73]在此基礎(chǔ)上， 考慮了強迫對流作用和硼的蒸發(fā)過程， 并建立了瞬態(tài)模型。 文獻[70-71]考慮硼的蒸發(fā)與沸騰過程， 并對部分反應(yīng)速率進行了修正， 所建立模型避免了溫度超出沸點的不合理現(xiàn)象， 模型精度顯著提高。

普林斯頓大學(xué)的學(xué)者們建立了基于化學(xué)動力學(xué)的詳細化學(xué)模型[56， 74-81]。 歷時近十年， 先后開展了氣相反應(yīng)研究、 具有液態(tài)氧化層的單顆粒硼的點火模型研究， 以及潔凈硼顆粒的燃燒模型研究。 反應(yīng)包含36種組分、 196種氣相基元反應(yīng)， 點火階段包含75種表面異相反應(yīng)， 燃燒階段包含63種表面異相反應(yīng)。 然而， 由于動力學(xué)數(shù)據(jù)的缺少， 導(dǎo)致模型精度有限， 且耗時多。 盡管該方法具有廣闊的發(fā)展前景， 是未來的主要發(fā)展方向， 但離實際工程應(yīng)用尚有較大距離。

1.3硼點火燃燒研究的不足與展望

國內(nèi)外學(xué)者對硼顆粒點火燃燒過程開展了大量試驗和模型研究， 受限于篇幅， 不能一一列出。 本節(jié)對當(dāng)前研究現(xiàn)狀進行總結(jié)， 探索硼顆粒點火燃燒研究的不足、 發(fā)展方向和未來研究重點。

首先要指出的是， 大量研究發(fā)現(xiàn)硼顆粒氧化層厚度顯著影響點火時間， 影響含硼固沖發(fā)動機的燃燒效率， 然而關(guān)于氧化層厚度測量的試驗少見于報道， 目前各模型中的氧化層厚度主要根據(jù)估測， 缺乏直接證據(jù)， 導(dǎo)致點火模型的合理性遭受質(zhì)疑， 模型預(yù)測精度較低。 迫切需要開展硼顆粒氧化層厚度的試驗和理論研究。 梁導(dǎo)倫等人[82]通過對硼顆粒進行微納尺度切片觀測， 獲得了硼顆粒氧化層厚度及隨溫度變化特性， 但方法可靠性尚需要論證。

第二點， 關(guān)于硼顆粒點火過程氧化層蒸發(fā)產(chǎn)物存在一定爭議， Williams及敖文等學(xué)者認為蒸發(fā)產(chǎn)物為B2O3， 并且在Krier等人[30]的試驗中觀測到B2O3的光譜信號。 然而Yeh和Kuo等人認為蒸發(fā)產(chǎn)物為B2O2， 依據(jù)來自于Scheer和Inghram等人[83-86]的研究， 發(fā)現(xiàn)對純B2O3， 蒸發(fā)產(chǎn)物主要是氣態(tài)B2O3， 而對于B-B2O3混合物， 蒸發(fā)產(chǎn)物主要是B2O2。 夏智勛等人認為蒸發(fā)過程兩種產(chǎn)物同時存在， 不應(yīng)該認為是單一產(chǎn)物而忽略另一種。 但主要蒸發(fā)產(chǎn)物是B2O3還是B2O2， 兩者比例如何以及比例的變化規(guī)律尚不清楚， 有待進一步研究。 目前顯示該過程對單顆粒硼點火過程影響較小， 各種模型計算結(jié)果接近， 原因在于單顆粒硼周圍兩種組分濃度低， 蒸發(fā)速率接近， 但在補燃室內(nèi)， 當(dāng)局部B2O3或者B2O2的濃度較高， 接近飽和蒸氣壓， 會影響氧化層蒸發(fā)速率， 增加點火時間， 進而影響硼點火燃燒過程的模擬結(jié)果。

第三點， 關(guān)于硼與氧氣在氧化層存在下的擴散與反應(yīng)機理， 目前存在爭議。 大部分學(xué)者認為是硼融化于氧化層內(nèi)形成（BO）n聚合物， 然后擴散至氧化層表面消耗掉， 但敖文等人認為同時還存在氧氣向氧化層內(nèi)的擴散， 該觀念結(jié)合了早期King的理論和當(dāng)前主流的Kuo等人的理論， 具有一定合理性。 但兩種過程的速率如何， 速率隨環(huán)境因素變化規(guī)律如何尚不明確， 是否需要全部考慮尚有疑問。

第四點， 硼顆粒點火燃燒過程中具體的基元反應(yīng)路徑及質(zhì)能擴散規(guī)律的研究相對較少， 相關(guān)動力學(xué)參數(shù)欠缺， 導(dǎo)致對硼顆粒點火燃燒機理的認識不足， 在高溫高壓等特殊環(huán)境下的反應(yīng)機理不明確。 此外， 一次氣相產(chǎn)物B2O2燃燒過程對硼顆粒燃燒過程影響的研究尚未見報道， 需要更深入和廣泛的探索。

第五點， 目前硼顆粒點火燃燒試驗數(shù)據(jù)缺乏， 尤其是單顆粒的數(shù)據(jù)。 之前學(xué)者往往僅測量了十幾或幾十組數(shù)據(jù)， 數(shù)據(jù)太少， 缺乏統(tǒng)計學(xué)規(guī)律。 此外， 試驗規(guī)范性不強， 例如粒徑測量值較粗略， 通常給的是均值， 燃燒條件控制方面有待提高， 測量參數(shù)太少， 點火燃燒時間判斷較主觀。 尤其是國內(nèi)相關(guān)研究更少， 迫切需要開展相關(guān)試驗研究。

最后， 考慮硼在含硼固沖發(fā)動機內(nèi)的應(yīng)用需求， 需要對硼顆粒點火燃燒促進方法開展廣泛研究， 探索提高硼顆粒點火燃燒性能的方法， 更有效地指導(dǎo)應(yīng)用， 盡快完成研究向應(yīng)用的轉(zhuǎn)化。

1.4碳燃燒理論

含硼固沖發(fā)動機一次燃氣中含有相當(dāng)分量的碳顆粒， 因此有必要對碳顆粒燃燒理論展開綜述。 由于煤炭能源在國內(nèi)外能源結(jié)構(gòu)中的重要地位， 煤炭燃燒始終飽受關(guān)注。 碳的燃燒是煤炭燃燒過程的重要組成部分， 相關(guān)研究已被廣泛開展， 理論相對成熟[87-94]。 本文結(jié)合發(fā)動機內(nèi)情況進行簡要綜述。

由于沸點高， 碳顆粒燃燒不同于液滴的蒸發(fā)-擴散燃燒模式， 而與硼燃燒過程相似， 屬于表面燃燒。 燃燒過程即碳顆粒表面碳分子與吸附在顆粒表面的氧化性氣體進行反應(yīng)， 然后解吸放出反應(yīng)產(chǎn)物。 圍繞碳顆粒燃燒過程的研究， 與硼顆粒燃燒過程研究遵循相似的脈路： 確定化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)、 確定一次燃燒產(chǎn)物、 確定燃燒過程控制機制等。

通過大量的試驗測定和理論建模， 研究者發(fā)現(xiàn)碳顆?？梢耘c多種氧化性氣體發(fā)生反應(yīng)， 主要包括與氧氣的反應(yīng)， 以及與二氧化碳和水蒸氣的反應(yīng)。 然而碳氧反應(yīng)一次燃燒產(chǎn)物究竟是一氧化碳還是二氧化碳， 早期并無定論， 而一次產(chǎn)物的不同對顆粒溫度和總體反應(yīng)速率具有顯著影響。 早期由于缺少化學(xué)反應(yīng)速率參數(shù)， 學(xué)者們采用簡化處理的方法， 根據(jù)顆粒表面產(chǎn)物及其繼續(xù)氧化的不同， 提出了兩種典型的燃燒模型： 單膜模型和雙膜模型[91， 95-96]。

單膜模型最早是Nusselt提出， 并被Field等人完善[94， 97]。 該模型不嚴格區(qū)分表面反應(yīng)性質(zhì)， 只假定燃燒產(chǎn)物（一氧化碳或二氧化碳）在顆粒邊界層內(nèi)不進一步發(fā)生反應(yīng)， 忽略氣相反應(yīng)過程。 目前應(yīng)用最為普遍， 但由于不考慮氣相反應(yīng)， 誤差相對較大。

雙膜模型由Burke和Schuman提出， 模型考慮了氣相反應(yīng)， 并假定一氧化碳的氣相反應(yīng)和碳表面反應(yīng)速率無窮快， 整個燃燒過程可以認為是兩個相互分離的過程組成： 碳表面上還原反應(yīng)和邊界層內(nèi)某處火焰鋒面上一氧化碳的氧化反應(yīng)， 兩個過程均受擴散過程控制。 然而通常情況下還原反應(yīng)速率有限， 該模型并不適用。

隨著認識的加深和反應(yīng)速率的獲取[98-99]， Amoudson等人發(fā)展出較為完善的連續(xù)膜模型。 該模型認為碳顆粒表面氧化反應(yīng)生成的一氧化碳可以以有限速率在邊界層內(nèi)繼續(xù)氧化生成二氧化碳。 根據(jù)反應(yīng)速率的快慢， 該模型可與另兩種模型相統(tǒng)一。 盡管該模型理想完善， 但求解過程復(fù)雜， 并與反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)密切相關(guān)。 之后于娟等人[96， 100-106]在此基礎(chǔ)上， 提出了移動火焰鋒面模型及其改進型， 該模型認為一氧化碳在邊界層內(nèi)氧化速率無窮大， 火焰鋒位置可自由移動， 簡化了連續(xù)膜模型， 計算求解相對便捷， 同時具有一定的精度。

通過文獻綜述發(fā)現(xiàn)， 目前反應(yīng)動力學(xué)參數(shù)已有大量報道， 但這些參數(shù)受煤炭種類、 顆粒形貌等因素影響， 具體應(yīng)用過程需要驗證。 顆粒周圍環(huán)境對碳顆粒燃燒過程有明顯影響， 在固沖補燃室中， 一次燃氣高度貧氧， 與沖壓空氣混合后顆粒尚能接觸足夠氧氣進行氧化燃燒， 需要結(jié)合實際情況采用合適的模型進行研究。

2兩相摻混燃燒過程

補燃室作為含硼固沖發(fā)動機燃料燃燒、 能量釋放的主要場所， 是含硼固沖發(fā)動機的核心部件之一， 歷來受到廣泛關(guān)注。 然而其內(nèi)部燃燒過程非常復(fù)雜， 涉及均相燃燒、 異相燃燒、 多相摻混、 湍流流動等動力學(xué)過程， 且相互耦合， 給研究帶來較大困難。 圍繞補燃室內(nèi)兩相摻混燃燒過程， 目前研究方法主要包括試驗研究和數(shù)值研究。 目的在于了解發(fā)動機工作特性、 參數(shù)影響規(guī)律， 進而提高、 改善發(fā)動機燃燒性能。 這是固沖發(fā)動機燃燒組織任務(wù)所在。 下面分別進行介紹， 綜述技術(shù)進展和發(fā)展趨勢。

2.1兩相摻混燃燒試驗研究

在發(fā)動機研制過程中需要開展大量試驗來檢驗或測試發(fā)動機部件或整體的性能參數(shù)[107-108]。 根據(jù)發(fā)動機工程研制過程可分為部件試驗、 地面發(fā)動機試驗、 模擬環(huán)境試驗（使用性試驗）和遙測飛行試驗。 本文研究工作主要集中于發(fā)動機補燃室燃燒組織技術(shù)， 因此主要針對地面發(fā)動機試驗進行綜述。

圍繞固沖補燃室摻混燃燒的地面試驗研究大致可分為兩種： 流動顯示試驗和發(fā)動機試驗。 前者主要對發(fā)動機內(nèi)部無反應(yīng)或反應(yīng)流場進行觀察測試， 獲取補燃室內(nèi)摻混燃燒的流場結(jié)構(gòu)、 火焰形貌及影響規(guī)律等， 包括水流顯示試驗、 氣水混合顯示試驗、 氣氣混合顯示試驗和開窗燃燒室試驗等， 并應(yīng)用高速相機、 LDV和PIV等設(shè)備進行流場測量； 后者主要通過測量宏觀變量如推力、 壓強、 溫度、 流量等參數(shù)， 評估發(fā)動機點火燃燒性能， 目前應(yīng)用較多的是地面直連式試驗[109-117]， 采用富燃料推進劑或模擬燃氣， 探究發(fā)動機結(jié)構(gòu)參數(shù)及工作參數(shù)對燃燒性能的影響規(guī)律。 該方面胡建新、 張煒、 劉道平[10，118-119]已做過相關(guān)綜述， 本文簡要概述發(fā)展沿程。

2.1.1流動顯示試驗

早期的流動顯示試驗研究主要集中于美國及歐洲的一些國家， 多采用透明燃燒室開展易于直接觀察的水流試驗、 氣-水試驗研究沖壓發(fā)動機內(nèi)流場結(jié)構(gòu)。 Yang， Zetterstrom， Streby等人[120-122]采用透明樹脂制成的突擴燃燒室開展水流試驗， 觀測到補燃室流場存在回流區(qū)。 回流區(qū)的發(fā)現(xiàn)促使沖壓發(fā)動機數(shù)值模擬從二維至三維發(fā)展。

Stull等人[123]采用水流試驗更細致地觀察了雙旁側(cè)進氣燃燒室內(nèi)流場結(jié)構(gòu)和摻混流動過程。 發(fā)現(xiàn)燃燒室頭部存在雙穩(wěn)態(tài)回流區(qū)， 進氣道后部流動方向存在兩個反向螺旋渦。

Nosseir等人[124]采用兩股水流垂直入射的方式模擬摻混過程， 應(yīng)用高速攝影儀開展了兩股水流撞擊形成的渦對補燃室內(nèi)摻混影響的研究。 Brophy[114， 125]及國內(nèi)學(xué)者王衛(wèi)東等人同樣采用水流試驗研究了補燃室頭部的旋渦結(jié)構(gòu)。

之后學(xué)者開展了摻混過程影響規(guī)律的研究， 并逐漸開展氣體介質(zhì)及帶顆粒氣體在沖壓燃燒室內(nèi)的摻混研究。

Liou等人[126-128]采用激光多普勒測速儀（LDV）對補燃室流動過程進行了研究， 測試了補燃室平均速度、 湍流強度等參數(shù)。 試驗結(jié)果顯示， 流場充分發(fā)展約在13倍長徑比處， 在4倍長徑比處可認為近乎充分發(fā)展。 Liou等人[127-128]還研究了動量比對湍流燃燒流場的影響， 發(fā)現(xiàn)動量比對頭部回流區(qū)大小、 強度等影響大， 存在一個合適的動量比可以使湍流混合燃燒得到較好的效果。

Chittilapilly等人[129]用加熱后的空氣模擬富燃燃氣和來流空氣， 并用油流法顯示補燃室表面的流動圖譜， 研究了燃氣發(fā)生器噴管、 進氣道進氣角度以及來流雷諾數(shù)等參數(shù)對補燃室內(nèi)摻混的影響。

Li等人[130]設(shè)計了冷燃氣流可視化裝置及方案， 采用激光器在樹脂玻璃制成的發(fā)動機一側(cè)打入片光， 并用CCD相機拍攝某截面， 對拍攝圖片進行灰度處理， 得到了補燃室內(nèi)顆粒濃度分布。 部分學(xué)者采用PIV技術(shù)開展了補燃室內(nèi)速度場的測量研究。

2.1.2發(fā)動機試驗

早期的發(fā)動機試驗采用氣體燃料進行研究。 Zetterstrom等人[121]采用丙烷代替富燃燃氣以及采用真實燃氣發(fā)生器等試驗， 開展四進氣道固沖發(fā)動機補燃室研究， 結(jié)果顯示， 增高補燃室壓強、 進氣道進氣溫度以及降低補燃室內(nèi)氣流速度均可以提高補燃室燃燒效率和燃燒穩(wěn)定性。

Brophy等人[114， 125]采用氣體燃料研究了四進氣道沖壓火箭發(fā)動機的內(nèi)部摻混燃燒過程。 采用加熱的空氣與甲烷在燃燒室摻混燃燒， 通過拉曼散射技術(shù)測量流場甲烷分布。 研究顯示高動量比時， 回流區(qū)強， 空氣進入回流區(qū)的量多。 當(dāng)空燃動量比大范圍變化時， 燃氣與空氣非直接撞擊比直接撞擊好， 多孔噴嘴有助于拓寬發(fā)動機工作范圍， 穩(wěn)定燃燒。

Ristori等人[131]同樣開展氣體燃料的燃燒試驗和冷流摻混試驗。 并采用LDV測量了冷流試驗與燃燒試驗中的發(fā)動機內(nèi)軸向速度、 徑向速度、 湍流脈動。

部分學(xué)者針對性地開展了含硼顆粒燃氣及推進劑的試驗， 探索摻混燃燒影響規(guī)律和促進方法。 Schadow等人[113， 132-133]通過開窗發(fā)動機試驗研究了溫度對環(huán)形進氣沖壓發(fā)動機內(nèi)硼顆粒點火燃燒性能影響， 分析了壓強、 燃氣發(fā)生器噴嘴構(gòu)型等參數(shù)對發(fā)動機燃燒性能影響， 詳細研究了橢圓噴嘴對摻混效果的增強效果。

Vigot等人[112]開展了提高X型進氣沖壓發(fā)動機中硼燃燒性能方法試驗研究， 研究了噴嘴裝置及發(fā)動機構(gòu)型對性能的影響， 所采用的多孔分流式噴嘴裝置以及旁側(cè)二次進氣方案均有利于提高硼燃燒效率。

Mitsuno等人[134]通過直連式試驗開展了推進劑種類及X型進氣固沖補燃室長度對發(fā)動機燃燒效率的影響研究。 結(jié)果顯示， 鋁鎂推進劑比含硼推進劑易燃燒， 且補燃室長度需滿足一定值以保證高燃燒效率。 Tsujikado等人[135]開展了相似研究。

Stowe等人[117]開展了固沖發(fā)動機補燃室摻混與燃燒研究， 利用數(shù)值模擬、 直連試驗和水流試驗三種方法系統(tǒng)開展了補燃室燃燒影響因素研究。 認為發(fā)動機內(nèi)的頭部回流區(qū)和主流摻混區(qū)對發(fā)動機燃燒效率影響大； 存在較強回流區(qū)時， 空燃比是補燃室燃燒效率的主要影響因素。 較系統(tǒng)深入地認識燃燒室內(nèi)流場結(jié)構(gòu)和燃燒規(guī)律。

Kuwahara團隊[109， 136-139]開展了補燃室摻混燃燒特性研究。 研究結(jié)果顯示添加鎂鋁金屬可提高燃燒性能， 射流火焰強度對燃燒效率存在影響。

Pein等人[140]的研究對象是中心進氣的固體燃料沖壓發(fā)動機， 開展了旋流對發(fā)動機內(nèi)硼燃燒性能的影響研究， 通過在進氣道出口加入旋流器制造兩股自旋空氣射流， 結(jié)果顯示旋流可以提高硼燃燒性能。

Shin等人[110]通過試驗研究了長噴嘴、 音速噴嘴和收縮噴嘴三種噴嘴形式對燃燒性能的影響， 結(jié)果顯示長噴嘴會帶來壓力突變， 不利于燃燒和性能預(yù)示。

國內(nèi)針對固沖補燃室摻混燃燒試驗研究工作略晚于國外。 主要集中在國防科技大學(xué)、 西北工業(yè)大學(xué)及相關(guān)研究院所， 取得了不俗成果。

上世紀的研究較少， 且主要針對鋁鎂推進劑。 張煒[118]開展了非壅塞固沖發(fā)動機研究， 主要針對鋁鎂推進劑開展了配方研究和直連試驗， 研究發(fā)現(xiàn)多噴口燃氣發(fā)生器有利于提高燃燒效率。

進入21世紀固沖發(fā)動機技術(shù)獲得顯著發(fā)展。 國防科技大學(xué)的夏智勛團隊[10， 141-149]在國內(nèi)較早開展了含硼固沖發(fā)動機補燃室摻混燃燒試驗研究， 研究了空燃比、 進氣角度等因素對發(fā)動機性能的影響規(guī)律。 該團隊[143-144]設(shè)計了一套固沖發(fā)動機條件下的硼顆粒燃燒試驗系統(tǒng)， 研究了硼顆粒在補燃室條件下的燃燒特性。 之后， 通過直連試驗， 開展了縮比發(fā)動機和全尺寸固沖發(fā)動機的試驗研究， 對比了噴嘴結(jié)構(gòu)、 燃氣駐留時間、 尺寸效應(yīng)等因素對發(fā)動機燃燒性能的影響[146]。

大量學(xué)者開展了補燃室的摻混燃燒特性及參數(shù)影響規(guī)律研究[10， 147， 150-155]， 研究參數(shù)包括補燃室長度、 二次進氣角度、 頭部距離等結(jié)構(gòu)參數(shù)， 獲得了結(jié)構(gòu)參數(shù)對補燃室摻混燃燒性能的影響規(guī)律。

部分學(xué)者探索了摻混裝置[156]、 多噴嘴構(gòu)型[145， 151]， 以及引入高溫燃氣射流[157]等方式， 尋求提高補燃室摻混燃燒性能的新方法。

在此基礎(chǔ)上， 一些學(xué)者[146， 154-155， 158]開展了補燃室結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究， 采用基于響應(yīng)面優(yōu)化方法， 對不同結(jié)構(gòu)參數(shù)進行計算優(yōu)化， 獲得了參數(shù)影響強弱關(guān)系及相對較佳補燃室構(gòu)型。 補燃室摻混燃燒性能獲得顯著提升， 特征速度效率可達90%[153-154， 159]。

此外， 李江等人[160-161]探索了渦輪增壓固沖發(fā)動機的性能， 拓寬了固沖發(fā)動機工作范圍。 呂仲等人[162-163]開展了固體火箭超燃沖壓發(fā)動機的燃燒特性研究， 將固體火箭式?jīng)_壓發(fā)動機發(fā)展向超燃領(lǐng)域， 拓展了應(yīng)用和發(fā)展方向。

2.2兩相摻混燃燒數(shù)值模擬研究

由于試驗研究成本高， 準備周期長， 可獲得信息少， 希望通過建模模擬的方法對發(fā)動機內(nèi)部燃燒過程進行仿真， 從而低成本、 高效、 具體地研究發(fā)動機補燃室內(nèi)燃燒流動特性， 為發(fā)動機設(shè)計提供依據(jù)。

早期模擬主要針對無反應(yīng)的流動過程， Edelman等人[164]采用分區(qū)建模的方法將發(fā)動機燃燒室分為多個區(qū)域， 由于區(qū)域間耦合求解困難， 方法沒有獲得進一步發(fā)展。

之后， 學(xué)者開始用雷諾時均方法對湍流流場進行統(tǒng)一計算， 通過湍流模型對流動過程進行模擬， 并逐漸發(fā)展到燃燒流場。 Vanka等人[165]首先采用SIMPLE方法和k-ε湍流模型求解沖壓發(fā)動機內(nèi)三維流場的流動過程， 再現(xiàn)Streby水流試驗[122]中觀察到的漩渦和回流區(qū)。 隨后采用簡單一步反應(yīng)模型模擬了補燃室內(nèi)燃燒過程[166]。

Chen和Tao[167]對二維軸對稱固體火箭沖壓發(fā)動機補燃室內(nèi)的燃燒過程進行模擬， 由于采用二維模擬， 沒有考慮湍流特性及輸運等特點， 沒有發(fā)現(xiàn)旋渦結(jié)構(gòu)。

Liou等人[128]開展了補燃室三維冷流數(shù)值模擬， 與試驗結(jié)果進行對比， 符合較好。 其采用旋渦強度的概念， 對補燃室內(nèi)的旋渦運動進行了定量的描述。 其他學(xué)者[126， 131， 167-173]也通過相似方法開展了發(fā)動機內(nèi)流場燃燒流動過程研究。

此外， 為模擬發(fā)動機內(nèi)硼、 碳顆粒的燃燒， 學(xué)者們開展了兩相流動燃燒的模擬， 并探索提高發(fā)動機燃燒效率的方法途徑。

Natan等人[174]通過數(shù)值方法開展了旁側(cè)進氣對固體燃料沖壓發(fā)動機內(nèi)硼燃燒的影響研究， 認為旁側(cè)進氣方案可有助于實現(xiàn)固體燃料沖壓發(fā)動機中硼的高效燃燒。

Wu等人[175-176]針對雙下側(cè)沖壓發(fā)動機， 通過數(shù)值模擬， 研究了一種旋流器對發(fā)動機摻混燃燒性能的影響， 結(jié)果顯示該旋流器有助于提高摻混燃燒效果， 且總壓損失較小。

Ristori等人[131]采用三種湍流燃燒模型對補燃室內(nèi)燃燒流動過程進行模擬， 包括有限反應(yīng)速率模型、 EBU燃燒模型和SHL燃燒模型， 計算結(jié)果顯示在燃燒效率和總壓恢復(fù)系數(shù)上三個模型差別不大。

Stowe等人[117， 177-178]在發(fā)動機內(nèi)燃燒流場模擬方面開展了大量工作， 對前人工作做了匯總分析， 并考慮了流場中的兩相湍流燃燒過程。 其采用RNG湍流模型、 PDF湍流燃燒模型、 雙流體模型模擬碳顆粒， Fluent自帶的碳燃燒模型模擬發(fā)動機燃燒室內(nèi)流場， 模擬溫升效率誤差小于16%。

夏智勛等人[115]開展了含硼顆粒的發(fā)動機燃燒流場研究， 采用King模型計算硼點火燃燒過程， 湍流模型采用k-ε模型， 湍流燃燒模型采用EBU模型， 并與發(fā)動機試驗結(jié)果進行對比， 驗證了方法的可行性。

Thangadurai和Ko等人 [170-173]針對雙下/旁側(cè)沖壓發(fā)動機， 通過數(shù)值模擬或者直連式試驗開展了進氣角度、 空燃比、 進氣道頭部距離等參數(shù)對發(fā)動機摻混燃燒特性的影響研究。

Hewitt[179]同樣開展了含碳顆粒的發(fā)動機燃燒過程模擬工作， 采用k-ε湍流模型， 其余模型與Stowe等相似， 獲得了發(fā)動機流場燃燒特性。

Kim等人[180]采用與Stowe相同的方法研究進氣道結(jié)構(gòu)和空燃比對發(fā)動機燃燒室燃燒性能的影響， 對碳顆粒燃燒速率進行了調(diào)整， 預(yù)測精度有所提高。

近年來大渦模擬技術(shù)迅速發(fā)展， 并逐漸應(yīng)用于燃氣輪機等工程領(lǐng)域[181-184]， 沖壓發(fā)動機領(lǐng)域也逐漸出現(xiàn)應(yīng)用[185-186]。 但雷諾時均求解N-S方程仍是當(dāng)前主要方式。

隨著固沖發(fā)動機的研制， 國內(nèi)對相應(yīng)的摻混燃燒流場也開展了數(shù)值模擬研究。

文獻[10]中， 王衛(wèi)東采用SIMPLE方法求解了二維冷流流場參數(shù)分布。 董巖等采用SIMPLE算法、 k-ε模型和簡單一步快速反應(yīng)模型， 求解了二維湍流反應(yīng)流場； 馬智博等人采用k-ε湍流模型和k-ε-g湍流燃燒模型， 對三維固沖發(fā)動機補燃室反應(yīng)流場進行了數(shù)值模擬， 所采用的塊隱式耦合算法計算速度相比于SIMPLE算法顯著提高。 張煒等人[169]也對軸對稱固沖發(fā)動機開展了數(shù)值研究， 研究冷流下結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響。

胡建新和夏智勛等人[146-149， 187]在前人基礎(chǔ)上， 加入EBU湍流燃燒模型和硼顆粒的King點火燃燒模型， 對補燃室燃燒過程進行模擬， 結(jié)合試驗研究了空燃比、 燃氣噴嘴數(shù)量和頭部距離等對發(fā)動機燃燒性能的影響。 此外， 開展了補燃室內(nèi)碳顆粒的燃燒研究， 發(fā)現(xiàn)碳顆粒大部分在進氣道出口附近燃燒[141-142]。 其他學(xué)者采用相似的數(shù)值模擬方法， 并結(jié)合試驗驗證， 大量開展了固沖補燃室摻混燃燒研究， 包括空燃比、 發(fā)動機長度、 進氣方式、 進氣角度等， 并探索了特型噴口等摻混裝置對燃燒性能的影響研究[150，152，154-155，158，188-191]。 基于工程應(yīng)用需求， 國內(nèi)大量開展了基于試驗設(shè)計的數(shù)值模擬研究， 探索不同因素對發(fā)動機性能的影響， 對發(fā)動機參數(shù)進行優(yōu)化。

2.3兩相摻混燃燒研究的不足與展望

文獻綜述顯示， 國內(nèi)外學(xué)者對補燃室內(nèi)兩相摻混燃燒過程開展了大量試驗和模型研究， 研究各有側(cè)重， 取得了豐富的成果。 但研究存在不足之處， 本節(jié)對當(dāng)前研究現(xiàn)狀進行總結(jié)， 歸納補燃室內(nèi)兩相摻混燃燒研究的發(fā)展方向和未來研究重點。

首先， 針對兩相摻混燃燒試驗研究， 需要發(fā)展更精細先進的流場測量技術(shù)。 綜述發(fā)現(xiàn)固沖發(fā)動機試驗技術(shù)成熟度較高， 應(yīng)用范圍廣， 但是尚缺乏針對固沖補燃室內(nèi)部詳細燃燒過程的研究， 發(fā)動機內(nèi)部速度場、 溫度場、 組分濃度場缺乏精準的測量， 尤其是發(fā)動機內(nèi)涉及多相流和燃燒過程， 給測量帶來較大困難。 冷流流場與燃燒流場存在較大差異， 不能簡單采用冷流流場測量結(jié)果。 此外， 目前的測量技術(shù)主要是單點測量， 包括溫度、 壓強、 速度等， 壓強推力參數(shù)相對準確， 溫度測量由于高溫測量準度欠缺。 近年來非接觸測量技術(shù)得到迅猛發(fā)展， PIV技術(shù)可實現(xiàn)截面速度參數(shù)的測量， 但對于燃燒流場的速度測量技術(shù)尚不成熟。 因此， 針對發(fā)動機內(nèi)部燃燒過程的詳細研究仍有大量工作需要開展。

第二點， 在數(shù)值模擬方面， 需要開發(fā)更加高效準確的數(shù)值模擬方法。 綜述發(fā)現(xiàn)國內(nèi)外研究趨勢相似， 均是從無反應(yīng)流場到反應(yīng)流場， 從二維到三維， 從單相流動到多相燃燒流動， 逐漸發(fā)展出一套數(shù)值模擬方法。 目前主要還是采用雷諾時均方法求解N-S方程， 結(jié)合合適的湍流模型、 湍流燃燒模型、 顆粒運動及燃燒模型等， 實現(xiàn)發(fā)動機摻混燃燒流場的模擬。 盡管近年來數(shù)值模擬技術(shù)快速發(fā)展， 大渦模擬、 直接模擬具有更高計算精度， 可以有效提高湍流模擬準確性， 但受限于計算時間和成本， 暫時未能普遍應(yīng)用于發(fā)動機工程研制中。 此外， 為提高計算速度， 湍流燃燒模型由EBU燃燒模型逐漸向PDF燃燒模型過渡， 后者簡化了化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)求解過程， 將求解過程轉(zhuǎn)移到PDF表格計算中， 大大縮減了燃燒流場的計算時間， 近年來獲得顯著發(fā)展， 但結(jié)合多相流燃燒的尚少見， 將是近期發(fā)展趨勢。 由于離散相對燃燒流場的顯著影響， 針對離散相的計算求解愈發(fā)重要， 包括離散相的運動模擬和點火燃燒過程模擬， 需要發(fā)展更加精確的單顆粒模型提升模擬精度。

第三點， 開展數(shù)值模擬， 需要準確的邊界條件。 一次燃氣燃燒產(chǎn)物復(fù)雜， 目前測量技術(shù)很難將燃氣發(fā)生器產(chǎn)生的一次燃氣組分一一測量出來， 通常采用熱力計算結(jié)果作為輸入邊界條件。 然而熱力計算結(jié)果與實際一次燃氣存在差異， 其中組分種類和含量差異大小尚不清楚， 需要開展先進的測試技術(shù)進行測量。 此外， 含硼一次燃氣中存在大量凝相顆粒， 熱力計算顯示其中含有大量的BN， 而非完全的硼顆粒和碳顆粒， 實際一次燃氣中是否如此并不清楚。 BN顆粒的燃燒特性研究較少， 其對補燃室燃燒特性有何影響也不清楚， 有必要開展研究。 最后， 一次燃氣中凝相顆粒尺寸分布缺乏測量結(jié)果， 硼氧化層厚度也不清楚， 這些參數(shù)將顯著影響數(shù)值模擬計算結(jié)果， 迫切需要準確的測量結(jié)果。

最后， 需要發(fā)展大量的、 更精細的發(fā)動機基礎(chǔ)試驗， 驗證數(shù)值模擬方法。 由于推進劑中配方復(fù)雜， 往往包含微量催化劑、 添加劑等對燃燒特性具有顯著影響的成分， 然而計算過程中較難復(fù)現(xiàn)。 因此， 可以分階段開展基礎(chǔ)試驗研究， 積累豐富的、 準確的試驗數(shù)據(jù)。 首先是冷流試驗， 然后是氣體燃料的發(fā)動機試驗， 之后添加硼顆?；蛱碱w粒進行試驗。 逐步驗證湍流模型、 湍流燃燒模型以及顆粒運動模型、 燃燒模型等。 數(shù)值模擬方法未來將向?qū)崿F(xiàn)虛擬試驗技術(shù)方面發(fā)展， 在此之前尚有大量工作需要開展。

3固沖補燃室燃燒組織技術(shù)總結(jié)

通常發(fā)動機燃燒組織主要任務(wù)包括可靠點火、 穩(wěn)定燃燒、 高效率、 無污染以及熱防護等要求。 含硼固沖發(fā)動機由于采用固體火箭發(fā)動機作為燃氣發(fā)生器， 提供了穩(wěn)定的點火源， 形成值班火焰， 通常不存在可靠點火問題； 補燃室頭部燃氣與沖壓空氣的對沖可以形成頭部低速回流區(qū)， 滿足火焰?zhèn)鞑ヒ螅?實現(xiàn)氣相穩(wěn)定燃燒。 燃燒組織的任務(wù)主要集中于一次燃氣中高能顆粒相的穩(wěn)定高效燃燒以及補燃室熱防護等方面， 當(dāng)前核心在于穩(wěn)定高效燃燒。 針對含硼固沖發(fā)動機， 燃燒組織可從兩個方面著手： 一方面提高推進劑性能， 改進其點火燃燒特性； 另一方面優(yōu)化發(fā)動機結(jié)構(gòu)（進行補燃室流場控制）組織燃燒。

推進劑方面主要是研究含硼高能推進劑的燃燒特性[192]， 提高推進劑的一次噴射效率、 二次燃燒性能及熱值等。 重點在于硼顆粒點火燃燒特性研究， 如何快速、 有效利用硼的高熱值。 主要手段包括采用更易燃燒的無定型硼， 包覆破膜， 添加聚四氟乙烯、 CL20以及鎂鋁助燃金屬等[51-52，192]； 研究發(fā)現(xiàn)通過對硼顆粒進行包覆的方法， 可以有效提高推進劑的可燃性能， 其中包覆AP更有利于硼的燃燒。 本文在該方面不作深入描述。

本文主要通過補燃室流場控制實現(xiàn)高效燃燒組織。 流場控制可以通過控制燃氣入口方式、 空氣入口方式、 補燃室結(jié)構(gòu)等實現(xiàn)。 下面對國外研究進展進行簡要介紹， 重點是研究和應(yīng)用較多的德國、 美國、 日本等。

在過去的幾十年， 固沖發(fā)動機領(lǐng)域大量燃燒室構(gòu)型被提出， 包括不同燃氣噴射構(gòu)型、 進氣道構(gòu)型等， 多種燃燒組織形式也被提出， 如二次燃燒、 旋流燃燒等。

近年來， 固沖發(fā)動機取得顯著進展， 歐洲“流星”導(dǎo)彈[4]已逐步列裝， 性能遠高于現(xiàn)役導(dǎo)彈。 采用的是雙下側(cè)進氣固沖發(fā)動機作為動力裝置， 進氣道采用簡化二次進氣， 燃氣噴口采用兩噴口側(cè)噴方式， 具有高燃燒效率（大于92%）。

美國的“山狗”靶彈[3， 179]也經(jīng)過了飛行試驗驗證， 采用的是低特征信號的碳氫燃料， 添加少量硼增加推進劑比沖， 該靶彈采用四管X型進氣、 多孔燃氣噴嘴， 可以在較短的燃燒室內(nèi)獲得高燃燒效率。

日本的Nakayama等人[111]介紹了全尺寸固沖靶彈飛行試驗， 發(fā)動機采用雙下側(cè)進氣， 同樣采用多孔噴嘴， 試驗驗證了發(fā)動機自點火、 穩(wěn)定燃燒、 流量調(diào)節(jié)等能力。

固沖發(fā)動機正向小型化發(fā)展， 實現(xiàn)燃料的快速高效燃燒， 縮減發(fā)動機長度， 是目前重要的發(fā)展方向。 然而目前含硼推進劑的高熱值仍不易獲得。 國內(nèi)發(fā)動機比沖在8 000～9 000 N·s/kg[2]， 而理論上比沖可超過10 000 N·s/kg， 可進一步提高。

對當(dāng)前研究結(jié)果進行總結(jié)， 發(fā)現(xiàn)針對含硼固沖發(fā)動機燃燒組織， 可初步獲得以下結(jié)論：

（1） 發(fā)動機補燃室需具有一定長度， 滿足一次燃氣燃燒完全所需的時間空間條件， 同時不宜過長， 而增加發(fā)動機尺寸和重量； 該長度與補燃室內(nèi)徑具有一定關(guān)系， 需要大于一定比例， 保證摻混均勻； 目前發(fā)動機補燃室長度可縮減至1 m以下， 但具體設(shè)計標準尚欠缺[134， 145， 150， 193]。

（2） 采用亞音速噴嘴替代音速噴嘴或超音速噴嘴， 可降低燃氣射流速度， 增加燃氣駐留時間， 有利于提高燃燒效率[110]。

（3） 多孔淋噴式噴嘴有助于燃料分散， 促進與沖壓空氣的摻混， 提高燃燒效率； 但孔數(shù)并非越多越好， 一般2～5個[3-4， 111-112， 145， 159， 179]。

（4） 旁側(cè)二次進氣可將沖壓空氣分為兩股進入補燃室， 保證含硼一次燃氣高溫點火和富氧燃燒的特性需求， 有助于提高燃燒效率， 但由于帶來了結(jié)構(gòu)上的復(fù)雜性， 目前通過在進氣道出口安裝隔板等方式進行簡化， 可實現(xiàn)類似功能[3， 112， 153， 174， 179]。

（5） 發(fā)動機頭部距離（D）存在一個合適值， 滿足頭部空氣量需求和高溫點火區(qū)的建立， 過大或過小均不利于發(fā)動機點火， 一般設(shè)計值在0.75～1.0 D附近[146， 153， 158]。

（6） 進氣道入射角度一般在45°左右， 較大的入射角可加強頭部回流， 有助于高溫回流區(qū)的建立， 利于點火燃燒， 但帶來總壓損失[152， 170， 172]； 入射角過小， 回流強度低， 摻混效果差， 不利于燃燒組織。

（7） 進氣道出口馬赫數(shù)目前一般為0.4～0.5， 較小的馬赫數(shù)需要較長的擴張段， 造成抬舉高度增加和長度加長， 增加發(fā)動機重量， 較高的馬赫數(shù)會由于突擴造成總壓損失， 摻混燃燒難度增加[194]； 隨著燃燒技術(shù)發(fā)展， 進氣道出口馬赫數(shù)可以進一步提高， 直至發(fā)展為超聲速氣流， 實現(xiàn)固沖發(fā)動機向固體火箭超燃沖壓發(fā)動機轉(zhuǎn)化。

（8） 進氣結(jié)構(gòu)不同， 對發(fā)動機燃燒性能影響不同[180， 195]。 雙下側(cè)構(gòu)型由于可形成較大頭部回流區(qū)， 燃燒性能較好， 環(huán)形進氣不利于點火， 燃燒性能相對較差； 空氣對沖式摻混效果較好， 單進氣道需要合理組織摻混保證快速燃燒。

（9） 旋流的引入可以促進補燃室內(nèi)摻混燃燒， 對提高發(fā)動機燃燒效率有較顯著影響[140， 175-176， 196-198]。

（10） 當(dāng)量比的選擇， 根據(jù)比沖特性宜選取較小當(dāng)量比， 然而降低當(dāng)量比一方面增大進氣阻力， 另一方面導(dǎo)致補燃室溫度降低， 不利于燃燒組織， 目前設(shè)計當(dāng)量比約0.3～0.5[147， 153， 171， 180， 199-200]。

（11） 此外， 進氣溫度、 燃燒室壓強等工作參數(shù)對補燃室燃燒性能有顯著影響， 燃料特性不同， 燃燒規(guī)律有顯著區(qū)別。

（12） 在燃燒效率以外， 需要關(guān)注推進劑的熱能釋放對發(fā)動機比沖性能的影響， 燃燒效率高并不意味比沖性能高。 研究發(fā)現(xiàn)硼燃燒產(chǎn)物凝結(jié)熱占硼燃燒放熱的近1/3， 需要充分利用。

上述規(guī)律是當(dāng)前條件所獲得， 然而實際設(shè)計過程中需根據(jù)不同推進劑特性、 不同發(fā)動機形式， 具體問題具體分析。 這些規(guī)律的機理來自于燃料的點火燃燒特性， 有必要詳細探索燃料點火燃燒特性， 深入開展含硼一次燃氣在補燃室內(nèi)能量釋放過程研究， 探索提高發(fā)動機性能的方法； 有針對性地設(shè)計燃燒組織方式， 提高燃燒性能。

4結(jié)束語

本文綜述了含硼固沖補燃室燃燒組織技術(shù)進展， 包括單顆粒硼/碳點火燃燒過程， 兩相摻混燃燒過程以及燃燒室燃燒組織技術(shù)總結(jié)三個方面。 綜述發(fā)現(xiàn)， 針對含硼固沖補燃室燃燒組織研究，已逐漸建立起發(fā)動機燃燒組織的研究體系， 并獲得了結(jié)構(gòu)參數(shù)的基本影響規(guī)律， 能夠設(shè)計出具有較高燃燒效率的含硼固沖發(fā)動機。

然而， 目前的研究仍存在問題和不足， 未來有必要在以下方面深入開展研究。 首先， 硼顆粒點火燃燒理論需要進一步發(fā)展， 獲得更高的模型預(yù)測精度， 并將模型應(yīng)用于補燃室摻混燃燒數(shù)值模擬方法中， 提高數(shù)值模擬精度， 從而更有效地幫助發(fā)動機設(shè)計優(yōu)化。 此外， 精細的燃燒診斷測試技術(shù)將為增強認識和模型驗證提供保障。 同時， 需要充分掌握含硼推進劑能量釋放特性， 充分釋放硼的高能量， 轉(zhuǎn)化為發(fā)動機推力。 相關(guān)研究的深入發(fā)展將有益于超聲速導(dǎo)彈乃至航天推進技術(shù)的發(fā)展。

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Abstract： Boronbased solid ramjet is the first choice of the next generation supsonic missiles. However， the high heat value of boron particles is not easy to get because of its long ignition time and slow combustion rate. The high combustion efficiency of boron particles becomes a key goal during the last few decades. On the basis of the related research results， the ignition and combustion processes， mechanisms， influence laws and promotion methods of single boron/carbon particle are introduced， the research progress in numerical simulation and experiment of twophase mixing and combustion process is reviewed， and the combustion technologies of boronbased solid ramjet afterburning chamber are discussed. After summarizing the existing problems and shortcomings， the perspectives in further works are proposed.

Key words： boronbased solid ramjet； combustion technology； boron ignition and combustion； mixing and combustion； numerical simulation