劉平安，常 浩，2，李樹聲，王文超

(1.哈爾濱工程大學(xué) 航天與建筑工程學(xué)院，哈爾濱 150001； 2.中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院 戰(zhàn)術(shù)武器事業(yè)部，北京 100076)

0 引言

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的性能與穩(wěn)定性有著重要的影響，對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬研究已經(jīng)成為一個(gè)重要的研究課題。國(guó)內(nèi)外對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了大量數(shù)值計(jì)算，Sabnis[1]和Chang[2]等對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)單相流、非反應(yīng)流的內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了多維的數(shù)值模擬研究，Madabhushiet[3]和Golafshani[4]等對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)非反應(yīng)兩相流進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，但有關(guān)含鋁復(fù)合推進(jìn)劑固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)多相流分布燃燒的數(shù)值模擬研究較少。

在考慮固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒的過(guò)程中，復(fù)合推進(jìn)劑中金屬添加劑的影響是不可忽略的。隨著火箭發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)比沖、推力等性能要求的不斷提高，金屬的高能量特性逐步受到重視，金屬燃料的能量密度遠(yuǎn)大于常規(guī)固體火箭推進(jìn)劑，因此在固體火箭推進(jìn)劑中加入金屬添加劑來(lái)提高發(fā)動(dòng)機(jī)的比沖。在復(fù)合推進(jìn)劑中，金屬的燃燒特性遠(yuǎn)遠(yuǎn)不同于其他推進(jìn)劑材料。因此，含有金屬的復(fù)合推進(jìn)劑的燃燒特性與常規(guī)固體火箭推進(jìn)劑燃燒特性有著顯著的區(qū)別。多種金屬添加劑已被應(yīng)用在復(fù)合推進(jìn)劑中，但從能量密度、活潑性成氣量、貯存穩(wěn)定性、價(jià)格等方面綜合考慮，鋁是金屬燃料最佳的候選者[5]，鋁顆粒常被作為復(fù)合推進(jìn)劑的添加劑，以提升推進(jìn)劑的能量特性[6]，在復(fù)合推進(jìn)劑中，鋁的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布在12%～22%[7]，其可將發(fā)動(dòng)機(jī)的比沖提高15%以上[8]。

復(fù)合推進(jìn)劑中鋁顆粒的燃燒是一個(gè)歷經(jīng)相變、團(tuán)聚、點(diǎn)火、燃燒和燃燒產(chǎn)物凝聚等復(fù)雜過(guò)程[9]。在復(fù)合推進(jìn)劑燃燒過(guò)程中，鋁顆粒在推進(jìn)劑燃燒表面熔化，形成鋁液滴。由于鋁和氧化鋁的物理化學(xué)特性，大部分鋁未能反應(yīng)，同時(shí)部分鋁液滴在推進(jìn)劑燃面團(tuán)聚成100 μm左右的大顆粒為微團(tuán)，這些鋁液滴在氣流的作用下，離開燃燒表面，并相對(duì)緩慢燃燒[10]。通過(guò)比較，復(fù)合推進(jìn)劑中其他成分反應(yīng)速率較快，而鋁液滴的燃燒受氧化劑和燃料擴(kuò)散控制，可類比于液滴蒸發(fā)燃燒，但不能單純用液滴燃燒理論來(lái)表征[11]。為描述鋁粉的燃燒過(guò)程，國(guó)內(nèi)外進(jìn)行了大量的試驗(yàn)與理論研究，建立初步的燃燒模型。Glassman[12]最早建立了鋁顆粒燃燒模型D2模型，Law[13]在Glassman模型的基礎(chǔ)上建立了擴(kuò)散控制蒸汽相燃燒模型(Law模型)，Liang和Beckstead[14]對(duì)Law模型做了改進(jìn)，全面考慮對(duì)流、熱輻射、復(fù)雜氧化劑環(huán)境、凝聚相氧化物在鋁顆粒表面的包覆等因素，建立了Liang-Beckstead模型，這是一個(gè)二維、非穩(wěn)態(tài)的，且受蒸發(fā)、擴(kuò)散和化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)控制的數(shù)值模型。

金屬顆粒的存在，極大改變了固體推進(jìn)劑的燃燒特性，金屬顆粒在發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)相對(duì)緩慢燃燒，形成分布燃燒。本文對(duì)于此種燃燒特性，基于FLUENT軟件，考慮發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)的多相與燃燒問(wèn)題，建立固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)兩相流分布燃燒模型，首次應(yīng)用顆粒表面反應(yīng)模型計(jì)算鋁的燃燒問(wèn)題，對(duì)含鋁復(fù)合推進(jìn)劑(AP/HTPB/Al)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，研究發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)的分布特性，著重分析鋁的分布燃燒對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)帶來(lái)的影響。

1 物理模型和計(jì)算方法

1.1 物理模型

圖1(a)為發(fā)動(dòng)機(jī)二維結(jié)構(gòu)示意圖，該模型與進(jìn)行內(nèi)彈道測(cè)試的發(fā)動(dòng)機(jī)模型相似；圖1(b)為發(fā)動(dòng)機(jī)二維軸對(duì)稱網(wǎng)格劃分，發(fā)動(dòng)機(jī)采用側(cè)燃藥柱內(nèi)表面燃燒，藥柱直徑為0.577 m，長(zhǎng)度1.524 m。

(a)發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖

(b)計(jì)算網(wǎng)格圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖與計(jì)算網(wǎng)格Fig.1 Schematic of motor geometry and computational mesh

本文選取AP/HTPB/Al推進(jìn)劑[15]，其主要性質(zhì)如表1所示。

表1 推進(jìn)劑數(shù)據(jù)

據(jù)Cai等[16]的研究，在復(fù)合推進(jìn)劑燃燒過(guò)程中，可假設(shè)HTPB的熱解產(chǎn)物主要成分是C2H4，AP/HTPB的燃燒反應(yīng)可被AP/C2H4來(lái)代替，AP與C2H4反應(yīng)式和反應(yīng)產(chǎn)物摩爾數(shù)如式(1)及表2所示。

AP+C2H4→CO+OH+Cl+H+HCl+H2+

H2O+NH3+N2+CO2

(1)

Zhu等[17]的研究指出，在復(fù)合推進(jìn)劑中，鎂和鋁顆粒不直接與AP或者HTPB反應(yīng)，而是與其燃燒分解產(chǎn)物進(jìn)行反應(yīng)。唐泉等[18]指出，鋁的燃燒的主要是與 H2O、CO2反應(yīng)?；谝陨涎芯?，模擬計(jì)算AP/HTPB/Al推進(jìn)劑燃燒時(shí)，作出如下假設(shè)：

(1)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)氣體為理想氣體，滿足理想氣體狀態(tài)方程；

(2)Al顆粒只與推進(jìn)劑燃燒產(chǎn)物中的H2O、CO2反應(yīng)，不與其他物質(zhì)發(fā)生反應(yīng)，反應(yīng)均為一步反應(yīng)，不考慮基元反應(yīng)；

(3)不考慮Al在推進(jìn)劑內(nèi)的變化過(guò)程，在推進(jìn)劑燃面Al不進(jìn)行燃燒，脫離燃面進(jìn)入流場(chǎng)的Al顆粒直徑在1～100 μm正態(tài)分布；

(4)不考慮兩相流對(duì)噴管的燒蝕作用。

表2 燃燒產(chǎn)物摩爾數(shù)

1.2 計(jì)算方法

1.2.1 EDC模型

湍流渦耗散概念(EDC)模型是Magnussen在渦耗散模型的基礎(chǔ)上提出的，該模型假定湍流由一系列不同尺度的渦旋構(gòu)成，湍動(dòng)能從較大尺度的渦旋向小尺度湍流結(jié)構(gòu)傳遞[19-20]，湍流的渦旋從主流到細(xì)微被分為不同級(jí)別結(jié)構(gòu)，其中細(xì)微結(jié)構(gòu)是渦旋尺度級(jí)別最小的湍流結(jié)構(gòu)，湍動(dòng)能耗散僅發(fā)生小尺度湍流結(jié)構(gòu)中，大約3/4的耗散發(fā)生于細(xì)微結(jié)構(gòu)中，并將所有的湍動(dòng)能耗散成了熱，因而耗散區(qū)又稱為細(xì)微結(jié)構(gòu)區(qū)。

EDC模型在湍流中包括詳細(xì)的化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，其假定反應(yīng)發(fā)生在小的湍流結(jié)構(gòu)中，稱為良好尺度[21]。良好尺度的容積比率按式(2)模擬。

(2)

式中Cξ為容積比率常數(shù)，Cξ=2.137 7；ν為運(yùn)動(dòng)黏度；ε為湍動(dòng)能耗散率；κ為湍動(dòng)能。

該模型認(rèn)為物質(zhì)在良好尺度的結(jié)構(gòu)中，經(jīng)過(guò)一個(gè)時(shí)間尺度τ后開始反應(yīng)。

(3)

式中Cτ為時(shí)間尺度常數(shù)，Cτ=0.408 2。

反應(yīng)經(jīng)過(guò)時(shí)間尺度τ*后開始進(jìn)行，其反應(yīng)速率受Arrhenius方程控制。

k=ATnexp(-Ea/RT)

(4)

式中k為溫度T時(shí)的反應(yīng)速率常數(shù)；A為指前因子，也稱為阿倫尼烏斯常數(shù)；Ea為實(shí)驗(yàn)活化能，一般可視為與溫度無(wú)關(guān)的常數(shù)；T為絕對(duì)溫度；R為摩爾氣體常數(shù)。

為簡(jiǎn)化計(jì)算，本文假設(shè)鋁的總反應(yīng)為零級(jí)反應(yīng)，化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)如式(5)所示。

k=Aexp(-Ea/RT)

(5)

根據(jù)Watanabe M[22]的研究，取A=1.14×106m3/(mol·s)，Ea=625 380 J/mol。

1.2.2 顆粒表面反應(yīng)模型

液滴蒸發(fā)模型[23-24]常被用來(lái)模擬金屬的燃燒，但其模擬鋁顆粒燃燒時(shí)，只考慮氣相燃燒，同時(shí)Al2O3均以氣相的形式從發(fā)動(dòng)機(jī)中噴出，忽略了發(fā)動(dòng)機(jī)中形成的Al2O3顆粒。事實(shí)上，含鋁復(fù)合推進(jìn)劑燃燒過(guò)程中，鋁燃燒會(huì)生成部分的凝相Al2O3顆粒[25]，其在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)中形成兩相流，產(chǎn)生噴管兩相流損失、殘?jiān)e累和噴管燒蝕[26-27]，而顆粒表面反應(yīng)模型[28]考慮了氣相燃燒的同時(shí)，又考慮了非均相的表面燃燒。運(yùn)用顆粒表面反應(yīng)模型時(shí)，當(dāng)鋁粉顆粒達(dá)到蒸發(fā)溫度Tp，且顆粒質(zhì)量mp大于非揮發(fā)分質(zhì)量時(shí)，即Tp≥Tvap、Tp≥Tbp(升華過(guò)程)，同時(shí)mp>(1-fv，0)(1-fw，0)，氣相鋁開始析出。其中，fw，0為選擇濕性顆粒時(shí)，顆粒所含可蒸發(fā)/沸騰物質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，若未選擇，則fw，0=0；Tvap為蒸發(fā)溫度，Tbp為沸點(diǎn)溫度，當(dāng)選用揮發(fā)分析出規(guī)律時(shí)，Tvap=Tbp。

選用常速率反應(yīng)模型模擬氣相鋁從顆粒中析出過(guò)程時(shí)，假設(shè)揮發(fā)分以固定速率析出：

(6)

式中mp為顆粒質(zhì)量；fv，0為初始時(shí)刻顆粒中氣相鋁的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；mp，0為顆粒初始質(zhì)量；A0為析出速率常數(shù)。

氣相鋁析出后，進(jìn)入到流體中，即與流體中的水蒸氣發(fā)生反應(yīng)。同時(shí)，在揮發(fā)分不斷析出的過(guò)程中，顆粒粒徑也會(huì)發(fā)生變化。

(7)

式中dp，0為顆粒初始直徑；dp為顆粒當(dāng)前直徑；Csw為顆粒的膨脹系數(shù)。

在鋁的揮發(fā)過(guò)程中，所引起的傳熱為

(8)

式中cp為顆粒比熱容；h為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；Tp為顆粒溫度；T∞為燃燒室溫度；hfg為鋁揮發(fā)吸熱率；Φ為耗散相。

當(dāng)氣相鋁完全析出后，鋁顆粒與水的反應(yīng)開始發(fā)生，此時(shí)mp<(1-fv，0)(1-fw，0)mp，0；當(dāng)顆粒中的鋁全部反應(yīng)生成氧化鋁后mp>(1-fv，0)(1-fw，0)mp，0。在顆粒表面反應(yīng)發(fā)生的過(guò)程中，其熱平衡方程表達(dá)式為

(9)

式中hreac為表面反應(yīng)的放熱率，表面反應(yīng)放出的熱量只有一部分(1-fh)能夠放到氣相物質(zhì)的能量方程中去，其他部分的熱量(fh)被顆粒吸收。

本文中，燃燒室內(nèi)金屬鋁分別與燃?xì)庵械乃魵夂投趸挤磻?yīng)，如式(10)：

Al+1.5H2O→0.5Al2O3+1.5H2

Al+1.5CO2→0.5Al2O3+1.5CO

(10)

1.2.3 其他計(jì)算模型

氣相采用N-S方程和隱式格式在二維軸對(duì)稱坐標(biāo)下求解；壓力-速度修正采用SIMPLE算法；湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型；壁面附近進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理；在Lagrangian坐標(biāo)下，采用顆粒軌道模型跟蹤離散相在全流場(chǎng)中的運(yùn)動(dòng)和輸運(yùn)。

1.2.4 邊界條件

發(fā)動(dòng)機(jī)采用質(zhì)量流量入口，根據(jù)推進(jìn)劑的燃速給定與之相匹配的質(zhì)量流量22.392 kg/s，其中連續(xù)相燃?xì)獾馁|(zhì)量分?jǐn)?shù)為85%，離散相Al顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為15%，燃面燃?xì)獬跏紲囟仍O(shè)置為由熱力計(jì)算得到的AP/HTPB燃燒火焰溫度2592.50 K，不考慮推進(jìn)劑燃面的推移；發(fā)動(dòng)機(jī)壁面為絕熱無(wú)滑移壁面；噴管出口設(shè)置為壓力出口。

2 結(jié)果分析

為評(píng)估分布燃燒對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)的影響，應(yīng)用NASA的化學(xué)平衡熱力程序CEA對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室進(jìn)行熱力學(xué)計(jì)算。熱力學(xué)計(jì)算中推進(jìn)劑的所有成分在推進(jìn)劑燃面完全燃燒，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室主要數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 CEA計(jì)算數(shù)據(jù)

本文的分布燃燒模擬計(jì)算中，認(rèn)為Al在推進(jìn)劑燃面沒有反應(yīng)發(fā)生，其在穿越燃燒室的過(guò)程中完成燃燒，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)分布如圖2所示。

(a)發(fā)動(dòng)機(jī)壓力p/MPa

(b)發(fā)動(dòng)機(jī)溫度T/K

(c)Al2O3質(zhì)量分?jǐn)?shù)

(d)發(fā)動(dòng)機(jī)密度ρ/(kg/m3)

(e)顆粒停留時(shí)間t/s

(f)單個(gè)顆粒停留時(shí)間t/s圖2 發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)分布Fig.2 Contours of motor flow field

圖2(a)～(d)為在考慮分布燃燒的情況下，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)的壓力p、溫度T、Al2O3質(zhì)量分?jǐn)?shù)和燃?xì)饷芏圈训脑茍D分布;圖2(e)～(f)為顆粒停留時(shí)間和單個(gè)顆粒停留時(shí)間的顆粒軌跡。

從圖2(a)壓力云圖可知，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)壓力穩(wěn)定，結(jié)合圖3發(fā)動(dòng)機(jī)軸向的圧力曲線，可得出燃燒室壓力約為5.80 MPa，與熱力學(xué)計(jì)算得到的燃燒室壓力5.82 MPa幾乎沒有差別。

在熱力學(xué)計(jì)算中，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的溫度為3435.60 K，而由圖2(b)溫度云圖可知，在考慮分布燃燒的情況下，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)的溫度與熱力計(jì)算得到的燃燒溫度有著較大的區(qū)別，溫度分布十分不均勻，由于鋁的燃燒，溫度從燃面附近的2592.50 K(AP/HTPB 燃燒火焰溫度)增長(zhǎng)到最高可達(dá)3600 K，燃燒室核心區(qū)域約為3200 K。取燃燒室中心位置作為徑向研究目標(biāo)，發(fā)動(dòng)機(jī)徑向溫度變化如圖4所示，燃燒室溫度隨著徑向距離的增大而降低，與之相關(guān)的熱力學(xué)邊界層厚度約為燃燒室半徑的25%。從圖4可看出，發(fā)動(dòng)機(jī)頭部區(qū)域的溫度較高，約為3600 K，在該區(qū)域燃?xì)馑俣刃?，?dǎo)致燃燒的顆粒在該區(qū)域停留時(shí)間較長(zhǎng)，顆粒向燃?xì)忉尫糯罅康臒崃?，燃?xì)鉁囟壬撸诎l(fā)動(dòng)機(jī)的頭部形成局部熱點(diǎn)。

圖4 發(fā)動(dòng)機(jī)徑向溫度曲線Fig.4 Motor radial pressure

這些局部熱點(diǎn)也可由圖2(c)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)連續(xù)相Al2O3的質(zhì)量分?jǐn)?shù)體現(xiàn)出來(lái)。本文中Al燃燒生成Al2O3，根據(jù)Salita[29]對(duì)固體推進(jìn)劑燃燒產(chǎn)物的研究，推進(jìn)劑Al燃燒過(guò)程中，其燃燒產(chǎn)物Al2O3被視為兩種狀態(tài)處理，一種是粒徑較大的顆粒相Al2O3氧化帽，一種是可作為連續(xù)相處理的Al2O3煙霧，顆粒相Al2O3氧化帽的質(zhì)量百分?jǐn)?shù)為20%，連續(xù)相Al2O3煙霧質(zhì)量百分?jǐn)?shù)為80%，本文亦作同樣處理。由于燃燒顆粒在發(fā)動(dòng)機(jī)頭部停留時(shí)間較長(zhǎng)，燃燒產(chǎn)物Al2O3在該熱點(diǎn)區(qū)域質(zhì)量分?jǐn)?shù)較大，達(dá)到25%。

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)徑向密度曲線Fig.5 Motor radial density

鋁的分布燃燒對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)的密度也有著一定的影響，如圖2(d)所示，在發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)燃?xì)饷芏确植际植痪鶆?，由于鋁的分布燃燒，發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)燃?xì)鉁囟确植疾痪鶆?，?dǎo)致燃?xì)饷芏确植疾痪鶆?。從圖5發(fā)動(dòng)機(jī)徑向燃?xì)饷芏瓤煽闯?，燃燒室?nèi)的燃?xì)饷芏扔扇济娓浇?5.80 kg/m3下降到燃燒室核心區(qū)域的4.74 kg/m3，密度與溫度呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)的關(guān)系，而在熱力學(xué)計(jì)算中，燃燒室內(nèi)燃?xì)饷芏葹?.96 kg/m3。圖6為噴管出口未燃燒的Al元素質(zhì)量百分?jǐn)?shù)。可見，噴管出口燃?xì)饨M分分布均勻，未燃燒的Al元素質(zhì)量百分?jǐn)?shù)約為0.85%，表明Al的燃燒效率約為94.33%((15-0.85)/15×100%)。

圖6 噴管出口Al元素質(zhì)量百分?jǐn)?shù)Fig.6 Mass fraction of Al along the radial

鋁顆粒的燃燒是一個(gè)歷經(jīng)相變、團(tuán)聚、點(diǎn)火、燃燒和燃燒產(chǎn)物的凝聚等的復(fù)雜過(guò)程，既有顆粒消失(Al顆粒)，又有顆粒的生成(Al2O3顆粒)，所以在燃燒過(guò)程中，顆粒相始終貫穿整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)顆粒停留軌跡如圖2(e)所示，單一顆粒停留軌跡如圖2(f)所示，可看出Al顆粒在AP/HTPB燃燒產(chǎn)物的推動(dòng)下，脫離燃面進(jìn)入燃燒室，在燃燒室完成燃燒，生成Al2O3顆粒，最終從噴管噴出，這與敖文等[30]的研究相符合，在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)停留最久的顆粒時(shí)長(zhǎng)約為0.32 s。

3 結(jié)論

應(yīng)用EDC模型和顆粒表面反應(yīng)模型建立含鋁復(fù)合推進(jìn)劑固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的兩相流分布燃燒模型，將數(shù)值計(jì)算的結(jié)果與應(yīng)用CAE熱力計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，研究鋁粉燃燒對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)帶來(lái)的影響，反映了固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)鋁燃燒的真實(shí)情況。研究結(jié)果表明：

(1)含鋁復(fù)合推進(jìn)劑中鋁顆粒的燃燒，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)影響較大，除推進(jìn)劑燃面外，燃燒室內(nèi)的燃燒區(qū)域延長(zhǎng)，鋁顆粒形成分布燃燒，貫穿整個(gè)燃燒室，鋁燃燒消耗的同時(shí)生成其他產(chǎn)物，導(dǎo)致燃燒室內(nèi)燃?xì)饨M分分布不均勻。

(2)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)分布不均勻，除燃燒室壓強(qiáng)分布均勻外，燃燒室燃?xì)鉁囟葟?592.5 K增大到3600 K，燃燒室核心區(qū)域溫度約為3200 K，燃燒室燃?xì)饷芏葟?.80 kg/m3下降到核心區(qū)域的4.74 kg/m3。

(3)鋁的分布燃燒在含鋁復(fù)合推進(jìn)劑中扮演著十分重要的角色，在工程應(yīng)用中，應(yīng)充分考慮鋁燃燒對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作的影響。

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