臺經(jīng)華，卓長飛，蔣顯松，蔡雨嬌

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094； 2.中船重工鄭州機(jī)電工程研究所， 鄭州 450015)3.重慶長安工業(yè)(集團(tuán))有限公司 精密裝備研究所， 重慶 401120)

為適應(yīng)新的戰(zhàn)爭形態(tài)變革，導(dǎo)彈將朝著更高速度、更好機(jī)動性的方向發(fā)展。相較于傳統(tǒng)飛行器所采用的火箭發(fā)動機(jī)，沖壓發(fā)動機(jī)作為其動力裝置不僅可以減少發(fā)射自重，且能實(shí)現(xiàn)超聲速導(dǎo)彈全程有動力飛行，因此新型沖壓發(fā)動機(jī)的研制成為各國研究的重點(diǎn)[1]。

沖壓發(fā)動機(jī)根據(jù)攜帶燃料的種類可分為液體沖壓發(fā)動機(jī)、固體沖壓發(fā)動機(jī)和粉末沖壓發(fā)動機(jī)。其中，液體沖壓發(fā)動機(jī)具有燃料流量可調(diào)節(jié)、燃燒效率高等優(yōu)點(diǎn)，但也同時(shí)存在燃燒穩(wěn)定性差等缺點(diǎn)；固體沖壓發(fā)動機(jī)具有結(jié)構(gòu)簡單、維護(hù)方便等優(yōu)點(diǎn)，但仍存在燃料流量不易調(diào)節(jié)等缺點(diǎn)；而粉末燃料沖壓發(fā)動機(jī)則兼具前兩者的長處，具有燃料流量易調(diào)節(jié)、體積比沖較高的優(yōu)勢，但劣勢在于其燃燒效率不高、燃燒產(chǎn)物易沉積。鑒于以上不同沖壓發(fā)動機(jī)各自的優(yōu)缺點(diǎn)，國內(nèi)外學(xué)者開始探索更優(yōu)良的組合方案。

對于固體/粉末或液體/粉末燃料組合沖壓發(fā)動機(jī)來說，粉末燃料的加入不僅可大幅提高傳統(tǒng)沖壓發(fā)動機(jī)的比沖等性能，還能改善其原有功能，是極具發(fā)展?jié)摿Φ男乱淮鷮?dǎo)彈動力裝置之一[2]。伴隨著納米技術(shù)的不斷發(fā)展，納米金屬在固體推進(jìn)劑中的應(yīng)用備受國內(nèi)外研究矚目[3-5]，研究結(jié)果表明：納米金屬顆?？梢杂行г鰪?qiáng)推進(jìn)劑燃燒的穩(wěn)定性，提高燃燒效率；Young[6]驗(yàn)證了納米金屬顆粒作為發(fā)動機(jī)燃料添加劑的可行性；Huang等[7-8]提出將納米鋁粉應(yīng)用于水下推進(jìn)系統(tǒng)并研制出鋁粉—水反應(yīng)發(fā)動機(jī)；國內(nèi)沈勇軍[9]也對鋁粉燃料水沖壓發(fā)動機(jī)內(nèi)流場的燃燒流動過程進(jìn)行了研究；劉龍[10]對鎂硼混合粉末燃料沖壓發(fā)動機(jī)的點(diǎn)火自維持燃燒特性進(jìn)行試驗(yàn)研究；梁金虎等[11]進(jìn)行了RP-3航空煤油的激波管點(diǎn)火特性試驗(yàn)和鋁粉在不同環(huán)境下的燃燒特性研究，試驗(yàn)結(jié)果為添加鋁粉燃料的超燃沖壓發(fā)動機(jī)燒室的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供了重要基礎(chǔ)數(shù)據(jù)；張曉源等[12]設(shè)計(jì)了一種液體燃料混合含能材料粉末提升推力的沖壓發(fā)動機(jī)。

綜上所述，國內(nèi)外關(guān)于粉末/液體燃料組合沖壓發(fā)動機(jī)的研究公開報(bào)道極少。本研究針對粉末/液體燃料組合超燃沖壓發(fā)動機(jī)，通過數(shù)值模擬手段對發(fā)動機(jī)的燃燒性能進(jìn)行分析研究。研究結(jié)果可彌補(bǔ)該類發(fā)動機(jī)領(lǐng)域的空白，提供一定的數(shù)據(jù)和理論參考。

1 數(shù)值計(jì)算方法和模擬工況

1.1 基本假設(shè)

考慮到燃料組合超燃沖壓發(fā)動機(jī)內(nèi)部流場為復(fù)雜的多相湍流流動，為簡化計(jì)算，作如下假設(shè)：

1) 發(fā)動機(jī)工作時(shí)內(nèi)部流場視為定常流動，內(nèi)部氣相成分均滿足理想氣體方程；

2) 鋁粉燃料顆粒受熱后完全蒸發(fā)為氣相鋁蒸氣，并與氧氣發(fā)生一步總包反應(yīng)，化學(xué)反應(yīng)方程式如下：

2Al(g)+1.5O2(g)→Al2O3(g)

(1)

3) 煤油燃料液滴進(jìn)入流場后直接蒸發(fā)為氣態(tài)煤油成分，不考慮霧化、破碎等過程，與氧氣發(fā)生一步總包反應(yīng)，其主要的化學(xué)方程式如下：

C12H23+17.75O2→12CO2+11H2O

(2)

4) 忽略重力等慣性力的影響。

1.2 控制方程

研究采用流體力學(xué)計(jì)算軟件Fluent對發(fā)動機(jī)內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值模擬，在N-S方程的基礎(chǔ)上，加入組分輸運(yùn)方程和化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)方程，湍流模型選用兩方程的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型對方程進(jìn)行求解，具體方程通用形式見式(3)。

(3)

式中:ρ為密度；U為速度矢量；ΓR是對應(yīng)于R的輸運(yùn)系數(shù)；SR為氣固兩相相互作用源項(xiàng)以及化學(xué)反應(yīng)作用源項(xiàng)；R表示流場通用變量，當(dāng)R分別為l，v，u，T，κ，ω時(shí)，上述方程分別表示連續(xù)性方程、各方向上的動量方程、能量方程、湍動能方程和耗散方程。

選用離散相模型(DPM)來描述離散相顆粒在流場中的運(yùn)動及能量交換過程，該方法適用于顆粒相體積占比小于10%的情況，而燃料組合發(fā)動機(jī)滿足這一環(huán)境。離散相顆粒的運(yùn)動軌跡方程在拉格朗日坐標(biāo)系下的形式為：

(4)

(5)

式中：Xp是顆粒位移矢量；V是連續(xù)相流體速度矢量；Vp是顆粒速度矢量；μ是流體的分子黏性系數(shù)；ρ、ρp分別是連續(xù)相流體與顆粒的密度；F為顆粒受到的其他合外力；FD(V-Vp)為顆粒的單位質(zhì)量曳力。

1.3 鋁顆粒蒸發(fā)模型

研究選用常速率揮發(fā)份析出模型來模擬鋁蒸氣從顆粒中析出的過程，假設(shè)揮發(fā)份以固定速率析出，且過程中顆粒直徑不發(fā)生改變。其顆粒傳質(zhì)方程為：

(6)

式中：mp表示顆粒質(zhì)量；mp,0表示顆粒初始質(zhì)量；fv,0表示初始時(shí)刻顆粒中氣態(tài)鋁的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；fw,0為顆粒中所含可蒸發(fā)/沸騰物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；A0表示析出速率常數(shù)。

鋁蒸氣揮發(fā)過程中與周圍流體相發(fā)生的傳熱方程為：

(7)

式中：Cp為顆粒比熱容；Tp為顆粒溫度；T∞為外界環(huán)境溫度；hfg為揮發(fā)吸熱率；φ為傳熱過程中的耗散相。

1.4 氣相燃燒模型

選用有限速率模型來描述燃燒反應(yīng)過程。其反應(yīng)速率受Arrhenius方程控制：

k=Aexp(-ER/T)

(8)

式中：k為反應(yīng)速率常數(shù)；A為指前因子；E為反應(yīng)活化能，T為絕對溫度；R為氣體摩爾常數(shù)。

1.5 算例驗(yàn)證

根據(jù)文獻(xiàn)[13]所進(jìn)行的基于橫向射流的凹腔結(jié)構(gòu)超燃沖壓發(fā)動機(jī)內(nèi)部流場燃燒特性的試驗(yàn)研究，試驗(yàn)發(fā)動機(jī)燃燒室寬度恒定為50 mm，高度為40 mm，為雙凹腔結(jié)構(gòu)。凹腔深度D=8 mm，長深比L/D=7。試驗(yàn)時(shí)從腔體上游10 mm處的直徑為2 mm的噴油嘴注入氫燃料射流，主流空氣通過空氣加熱器達(dá)到模擬飛行條件。具體試驗(yàn)參數(shù)見表1所示[13]。

表1 試驗(yàn)參數(shù)

圖1為文獻(xiàn)[13]中觀察到的燃燒室火焰亮度分布圖。

圖1 燃燒室火焰亮度分布[13]

采用上述建立的計(jì)算模型，針對同一尺寸下的超燃沖壓發(fā)動機(jī)構(gòu)型，在表1中的試驗(yàn)條件下進(jìn)行數(shù)值仿真，將所得的數(shù)值計(jì)算結(jié)果和文獻(xiàn)中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比驗(yàn)證。

圖2給出了數(shù)值模擬的壁面壓力分布情況與試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果，圖3則是數(shù)值模擬結(jié)果中的壓力分布云圖。從圖中可以看出，仿真結(jié)果和文獻(xiàn)中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)趨勢基本吻合。部分位置存在差異的原因主要是燃燒室下游激波系引起的壓力變化，同時(shí)也與試驗(yàn)數(shù)據(jù)測量點(diǎn)較少有關(guān)?？偟膩碚f，采用上述計(jì)算模型進(jìn)行數(shù)值研究是可行的，能夠較為準(zhǔn)確地反映出超燃沖壓發(fā)動機(jī)的燃燒流場特征。

圖2 數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果在壁面壓力分布曲線

圖3 數(shù)值模擬發(fā)動機(jī)壓力分布云圖

1.6 網(wǎng)格劃分和網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

本文研究中所使用的物理模型為二維平面模型，主要結(jié)構(gòu)如圖4所示，其中凹腔燃燒室長為800 mm；二級燃燒室長為600 mm，擴(kuò)張角為12°；燃料噴注孔徑為10 mm。

圖4 超燃沖壓發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對流場區(qū)域進(jìn)行劃分，同時(shí)對壁面、燃料進(jìn)口等處進(jìn)行局部加密，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5所示。

圖5 數(shù)值模擬網(wǎng)格劃分

設(shè)置不同網(wǎng)格數(shù)量來模擬發(fā)動機(jī)內(nèi)流場的燃燒過程，分別為18萬、23萬和28萬，并將發(fā)動機(jī)下壁面壓力變化作為流場參量進(jìn)行對比驗(yàn)證。驗(yàn)證結(jié)果如圖6所示，從圖中可以看出，當(dāng)網(wǎng)格質(zhì)量大于18萬時(shí)，誤差小于5%，計(jì)算精度已可以滿足研究要求。因此，考慮到計(jì)算資源合理化運(yùn)用，研究選用網(wǎng)格數(shù)量為18萬。

圖6 不同網(wǎng)格數(shù)量的發(fā)動機(jī)下壁面壓力變化曲線

1.7 模擬工況設(shè)置

邊界條件：

1) 空氣入口：模擬飛行條件為飛行馬赫數(shù)Ma=5.0，高度23 km，采用質(zhì)量流率入口，給定入口來流空氣質(zhì)量流率26 kg/s、靜壓159 296 Pa、總溫1 308 K、入口馬赫數(shù)1.7；

2) 粉末燃料入口：采用質(zhì)量流率入口，由于鋁粉顆粒需要流化氣參與輸運(yùn)，設(shè)置流化工質(zhì)N2質(zhì)量流率為0.5 kg/s，靜壓為120 000 Pa，總溫為300 K，鋁粉燃料顆粒粒徑為20 μm，質(zhì)量流率視具體工況而定；

3) 液體燃料入口：煤油燃料液滴直徑為5 μm，質(zhì)量流率視具體工況而定；

4) 壁面邊界條件為無滑移邊界，絕熱壁面。

工況參數(shù)設(shè)置如表2所示，入口空氣流量保持恒定。其中，φ為燃料混合當(dāng)量比，其定義參照文獻(xiàn)[14]中組合沖壓發(fā)動機(jī)油氣混合比的定義方法，具體如式(9)所示。

(9)

表2 工況參數(shù)

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 燃料組合發(fā)動機(jī)燃燒室流場分析

超燃沖壓發(fā)動機(jī)中氣流速度較快，而燃料燃燒的主要區(qū)域位于凹腔燃燒室的低速回流區(qū)，故僅對凹腔燃燒室附近的流場變化進(jìn)行分析。圖7給出了Case1中發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)部燃燒流場的各參數(shù)云圖。從壓力云圖可以看出，燃燒室內(nèi)部燃料參與反應(yīng)釋放熱量導(dǎo)致室壓上升，燃燒室凹腔內(nèi)部壓力在0.32 MPa左右。從馬赫云圖可以看出，凹腔內(nèi)部為亞聲速區(qū)，凹腔下部為超聲速區(qū)。由于凹腔前緣的剪切層分離，產(chǎn)生較大的速度梯度，凹腔剪切層上方受凹腔剪切層的拖拽作用導(dǎo)致速度下降。

由溫度云圖可以看出流場中溫度峰值為2 900 K左右，峰值區(qū)域主要分布于凹腔前緣部分。分析是由于煤油噴注點(diǎn)距凹腔前緣較近，受凹腔前緣產(chǎn)生的膨脹波作用，其蒸發(fā)后形成的氣態(tài)煤油較易被卷吸進(jìn)凹腔前部與空氣混合直接參與反應(yīng)；同時(shí)，部分鋁粉顆粒受凹腔內(nèi)流場的旋渦作用被攜帶到凹腔前部，導(dǎo)致凹腔前段燃燒強(qiáng)度較高。而凹腔后壁附近區(qū)域溫度僅為2 300 K左右，原因可能是鋁粉燃料當(dāng)量比較低且顆粒在超聲速流場中不易被卷吸進(jìn)凹腔，導(dǎo)致該區(qū)域的燃燒反應(yīng)釋熱較少。

從燃燒產(chǎn)物分布云圖可以得到，煤油燃料的燃燒產(chǎn)物CO2主要集中于凹腔前部，說明該區(qū)域?yàn)槊河腿剂系闹饕磻?yīng)區(qū)，這與溫度云圖所反映的高溫區(qū)域分布相吻合；而鋁粉顆粒燃燒產(chǎn)物Al2O3主要集中于在凹腔后部，但受卷入回流區(qū)的顆粒數(shù)量限制，導(dǎo)致該區(qū)域的溫度相對較低。

綜合來看，鋁粉和煤油燃料組合的方案能夠在超燃沖壓發(fā)動機(jī)上實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火燃燒，但受限于燃料配比等因素，燃料在燃燒室中的燃燒程度未能達(dá)到最佳，下文將從燃料混合當(dāng)量比和燃料摻混比例兩方面對發(fā)動機(jī)的燃燒性能進(jìn)行研究。

圖7 燃燒流場參數(shù)云圖

2.2 混合當(dāng)量比對燃燒性能的影響

超燃沖壓發(fā)動機(jī)的工作模態(tài)一般分為三類[15]，分別為超燃模態(tài)、過渡模態(tài)和亞燃模態(tài)。燃料混合當(dāng)量比的改變會引起燃燒室壓力等流場參數(shù)的變化，從而導(dǎo)致超燃沖壓發(fā)動機(jī)工作模態(tài)的轉(zhuǎn)換乃至影響到發(fā)動機(jī)性能。因此，通過對比Case1～4來研究混合當(dāng)量比對燃燒性能的影響。

圖8和圖9分別給出了不同混合當(dāng)量比下的壓力和溫度云圖。可以看出，隨著混合當(dāng)量比的增大，燃燒室內(nèi)部的壓力整體呈上升趨勢。當(dāng)量比φ從0.3提高到0.5的過程中，燃燒室反壓逐漸向上游推進(jìn)，直至粉末燃料噴口附近；當(dāng)量比繼續(xù)提高至0.6時(shí)，燃燒室壓力約為0.5 MPa，隔離段斜激波位置繼續(xù)上移，并向正激波轉(zhuǎn)變。

圖8 不同當(dāng)量比下的燃燒室壓力云圖

從圖9中可以看出，燃燒室內(nèi)的高溫區(qū)域隨當(dāng)量比的增大逐漸擴(kuò)張，并從凹腔前部向下游移動，最終集中于凹腔后壁附近。另外當(dāng)量比為0.3時(shí)，溫度峰值為2 900 K；而當(dāng)量比為0.6時(shí)，溫度可達(dá) 3 350 K。分析造成這種現(xiàn)象的原因是，混合當(dāng)量比的提高導(dǎo)致進(jìn)入系統(tǒng)的燃料量的增多，不僅煤油燃料反應(yīng)的大量釋熱促進(jìn)了凹腔內(nèi)鋁粉顆粒的蒸發(fā)及燃燒，而且更多的鋁粉顆粒受凹腔回流區(qū)牽引或是在與凹腔后壁撞擊作用下進(jìn)入到凹腔內(nèi)部參與燃燒反應(yīng)。

燃料的燃燒效率是發(fā)動機(jī)性能的重要評估標(biāo)準(zhǔn)之一。需要說明的是，雖然采用的燃料不止一種，但從仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)燃燒室出口處煤油燃料的含量近乎為零，表明煤油燃料基本已反應(yīng)完全，因此只分析鋁粉顆粒的燃燒效率。大部分文獻(xiàn)中都只考慮當(dāng)前截面的顆粒殘余質(zhì)量，而研究過程中發(fā)現(xiàn)穩(wěn)態(tài)流場中仍存在鋁蒸氣未能燃燒。為保證結(jié)果的準(zhǔn)確性，將流場中殘存的鋁蒸氣考慮在內(nèi)，重新定義顆粒的燃燒效率為：

(10)

式中:ηB為該截面顆粒燃燒效率；MP,t為該截面顆粒剩余質(zhì)量；MP,0為顆粒初始質(zhì)量；YAl,g為鋁蒸氣質(zhì)量百分含量。

不同工況下的鋁粉顆粒燃燒效率曲線如圖10所示?？梢缘玫剑X粉顆粒的燃燒效率整體上隨混合當(dāng)量比φ的增大而升高，當(dāng)量比為0.6時(shí)燃燒效率為63.8%，相對于當(dāng)量比為0.3時(shí)的41.9%，提高幅度約為52.3%。結(jié)合上文的分析，這種變化得益于發(fā)動機(jī)燃燒室釋熱的增加，促進(jìn)鋁粉顆粒的進(jìn)一步蒸發(fā)和燃燒以及燃燒室壓力的改變引起模態(tài)的轉(zhuǎn)換導(dǎo)致鋁粉顆粒在燃燒室中的駐留時(shí)間得以大幅提高。特別之處在于，混合當(dāng)量比φ從0.4增大到0.5的過程中，鋁粉顆粒的燃燒效率反而從50.8%下降到47.7%。造成這種現(xiàn)象的原因可能與燃料組合的特點(diǎn)有關(guān)。煤油燃料對鋁粉顆粒燃燒程度的影響主要體現(xiàn)在2個(gè)方面：一方面是正效應(yīng)，主要是煤油燃料加入后帶來的燃燒室釋熱增加及壓力的增大，這些都有利于鋁粉顆粒的蒸發(fā)和燃燒；另一方面是負(fù)效應(yīng)，煤油燃燒同樣需要消耗氧氣，其量的增多勢必會導(dǎo)致燃燒室部分區(qū)域氧含量的降低，以致于制約鋁粉顆粒的燃燒程度。

圖10 不同當(dāng)量比下的鋁粉顆粒燃燒效率曲線

為更準(zhǔn)確的分析發(fā)動機(jī)燃燒性能，對上述不同工況的發(fā)動機(jī)相關(guān)參數(shù)如出口的總壓恢復(fù)系數(shù)、推力及比沖等進(jìn)行計(jì)算并比較，具體的計(jì)算公式見式(11)～式(13)。

(11)

ΔFx=Fx,out-Fx,in

(12)

(13)

式中：ΔFx表示推力；Isp表示比沖；p為靜壓；ρ為流體密度；u為x方向上的流體速度。

最終各工況的性能參數(shù)見圖11和圖12，從圖中可以看出，當(dāng)量比處于0.3～0.6時(shí)，總壓恢復(fù)系數(shù)和推力都與混合當(dāng)量比φ呈正比線性關(guān)系，說明增大燃料的混合當(dāng)量比對提高發(fā)動機(jī)性能有促進(jìn)作用；而不同工況下的比沖整體上與當(dāng)量比呈反比關(guān)系。其中，當(dāng)量比從0.5增大到0.6時(shí)比沖的提高主要得益于發(fā)動機(jī)由過渡模態(tài)轉(zhuǎn)換到亞燃模態(tài)而引起燃燒室內(nèi)部燃燒強(qiáng)度的大幅增加。

圖11 不同當(dāng)量比下的總壓恢復(fù)系數(shù)曲線

圖12 不同當(dāng)量比下的推力及比沖曲線

2.3 燃料摻混比例對燃燒性能的影響

由于研究涉及到粉末和液體燃料組合，那么二者的摻混比例會對發(fā)動機(jī)的燃燒性能產(chǎn)生不可忽視的影響。在保證燃料當(dāng)量比恒定(φ=0.3)的前提下，分別改變?nèi)剂蠐交毂壤芯咳剂蠐交毂壤龑Πl(fā)動機(jī)內(nèi)部燃燒流場的影響，具體工況見表2。

圖13給出了不同燃料摻混比例下的溫度云圖。從圖13可以看出，隨著煤油所占比例的增大，燃燒室內(nèi)高溫區(qū)域逐漸向發(fā)動機(jī)下游擴(kuò)散，溫度峰值也會得以提高。主要是煤油燃料相較于鋁粉顆粒更易參與燃燒，煤油量的增大導(dǎo)致的直接效應(yīng)就是燃燒室內(nèi)部燃燒強(qiáng)度的增大；同時(shí)，結(jié)合圖14的鋁粉顆粒燃燒效率曲線，可以看出煤油比例的增大也會有益于鋁粉顆粒燃燒效率的提升。當(dāng)燃料摻混比例達(dá)到2∶1時(shí)，鋁粉顆粒的燃燒效率最佳，達(dá)到47.6%，提升幅度約為14%。而繼續(xù)改變?nèi)剂蠐交毂壤秊?∶1時(shí)，鋁粉顆粒燃燒效率卻下降至41.2%。分析原因可能跟煤油燃料的負(fù)效應(yīng)有關(guān)，這點(diǎn)在上一節(jié)已經(jīng)進(jìn)行過說明。

圖13 不同摻混比例下的燃燒室溫度云圖

圖14 不同當(dāng)量比下的鋁粉顆粒燃燒效率曲線

圖15和圖16給出了不同燃料摻混比例下的發(fā)動機(jī)性能參數(shù)曲線?？梢钥闯觯倝夯謴?fù)系數(shù)、比沖、推力均隨著煤油占比的增大而提高。其中，摻混比為1∶1相較于摻混比為4∶1時(shí)的工況，總壓恢復(fù)系數(shù)提高幅度為5.1%，推力提高幅度為6.7%，比沖則是58.8%。比沖性能提高幅度較大的原因主要是煤油燃料自身的比沖性能優(yōu)于鋁粉顆粒，煤油量的增大直接導(dǎo)致了這一結(jié)果。

圖15 不同摻混比例下的總壓恢復(fù)系數(shù)曲線

圖16 不同摻混比例下的推力及比沖曲線

3 結(jié)論

1) 粉末燃料和液體燃料組合能夠在超燃沖壓發(fā)動機(jī)內(nèi)部實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火燃燒，為未來該類型發(fā)動機(jī)的探索提供理論和數(shù)據(jù)基礎(chǔ)；

2) 燃料混合當(dāng)量比的增加會使燃燒室壓力增大，高溫區(qū)域面積擴(kuò)張且向下游移動；反壓的升高將會使隔離段激波位置向上游推移，并引起超燃發(fā)動機(jī)的工作模態(tài)的轉(zhuǎn)換；當(dāng)量比在0.3～0.6，其增加有利于提高鋁粉顆粒的燃燒效率及發(fā)動機(jī)的推力，對發(fā)動機(jī)的工作性能有促進(jìn)作用，但比沖有所下降；

3) 在燃料混合當(dāng)量比恒定的前提下，適當(dāng)提高混合燃料中煤油的質(zhì)量占比有利于改善鋁粉顆粒的燃燒，同時(shí)發(fā)動機(jī)的推力和比沖都會相應(yīng)提高。需要注意的是，本文僅對超燃模態(tài)下的燃燒流場進(jìn)行該因素的影響研究，該結(jié)論的普適性有待進(jìn)一步驗(yàn)證。

另外，從全文的研究結(jié)果來看，鋁粉顆粒的燃燒效率普遍不高，而鋁粉顆粒與主流空氣的摻混是影響其燃燒效率的關(guān)鍵，因此后續(xù)工作可以針對該不足之處做相關(guān)研究，并開展方案優(yōu)化及試驗(yàn)研究。