含硼固冲补燃室燃烧组织技术进展
陈斌斌 夏智勋 黄利亚 马立坤
摘要： 含硼固冲发动机是新一代超声速导弹的理想动力系统， 但由于点火时间长、 燃烧速率慢， 硼的高热值不易获得。 如何实现补燃室的高效燃烧一直是含硼固冲发动机研究热点。 本文基于国内外的研究成果， 论述了补燃室内单颗粒硼/碳点火燃烧过程与机理， 影响规律及促进方法； 评述了两相掺混燃烧过程数值模拟和试验的研究进展； 总结了含硼固冲补燃室燃烧组织规律。 对目前研究中存在的问题与不足进行了总结， 对未来发展方向和研究重点进行了展望。
关键词： 含硼固冲发动机； 燃烧组织技术； 硼点火燃烧； 掺混燃烧； 数值模拟
中图分类号： TJ763； V435文献标识码： A文章编号： 1673-5048（2018）04-0003-18
0引言
固体火箭发动机由于其结构简单、 使用方便、 成本低、 作战响应快和高可靠性， 成为导弹武器的首要动力装置， 固体化已成为导弹动力装置的发展趋势。 固体火箭冲压发动机（简称固冲发动机）将固体火箭发动机和冲压发动机进行组合， 利用空气中的氧作为氧化剂， 可显著提高发动机比冲， 相比火箭发动机可提高3～5倍， 大大增加导弹射程， 是新一代超声速导弹的理想动力装置。
然而， 自1913年法国人Lorin提出冲压发动机概念以来， 在役的和曾经在役的超声速巡航导弹大多采用液体冲压发动机[1]， 究其原因， 在于以下几个方面。
首先， 造成该现象的一个主要原因是冲压发动机需要吸入空气开启工作循环， 受飞行工况影响大， 需要燃料流量具有调节能力， 根据飞行工况变化而调整， 保证发动机工作性能。 固体燃料流量可调节能力差， 不能很好适应导弹飞行工况的变化。 因此， 早期的冲压發动机大都采用流量可调节的液体燃料。 20世纪90年代以来， 由于新一代中远程战术导弹对动力装置的迫切需求， 国内外重新掀起固冲发动机研究热潮， 重点开展燃气流量调节技术。 随着该技术的突破， 燃气流量可调式固冲发动机（VFDR）解决了这一问题， 并成功应用于欧洲“流星”空空导弹， 至2017年该导弹已在台风、 阵风、 鹰狮等战机上进行了集成试飞， 即将生产使用[2]。 此外， 美国在21世纪开展了3项采用VFDR的超声速导弹计划[2-3]， 包括超声速掠海靶弹（SSST）计划、 高速反辐射导弹验证（HSAD）计划以及三目标终结者（T3）计划， 均已完成飞行试验， 超声速掠海靶弹GQM-163A已小批量装备美国海军。 俄罗斯、 日本以及中国等均大力开展了燃气流量可调式固冲发动机技术研究， 先后完成了飞行试验论证。
第二个原因是高能固体推进剂技术及其燃烧组织技术问题。 固冲发动机与液冲发动机主要区别在于燃料的不同。 推进剂技术及其在发动机内燃烧组织技术是固冲发动机的核心关键技术。 传统固体推进剂多为低能或中能推进剂， 比冲远低于液体推进剂， 不能满足发动机性能需求。 高能富燃料推进剂如含硼推进剂， 可获得接近于液体燃料的质量比冲， 并具有更高的体积比冲。 20世纪60年代， 各国开始了含硼推进剂研制工作， 但是由于燃烧组织困难、 燃烧效率低， 一度陷入低谷。 前苏联“SA-6”导弹所采用的是铝镁中能推进剂， 比冲性能低于液体冲压发动机， 尽管如此， 由于作战反应快、 成本低， 该导弹在第四次中东战争中取得了显著战果， 受到各国高度关注。 随着燃烧技术的进步， 20世纪80年代中后期， 德、 法在含硼富燃料推进剂应用上取得成功， 重燃各国对含硼推进剂的研究热情。 德国拜恩化学公司在含硼推进剂领域取得显著成果， 制造出含硼40%、 热值60.1 MJ/L的推进剂[4]。 欧洲“流星”导弹正是由于采用该公司提供的高能含硼推进剂， 获得了远超同类型导弹的优越性能。 尽管含硼推进剂已成功应用， 但其在补燃室内的燃烧组织并不容易， 燃烧过程也缺乏深入认识。 推进剂中所含硼颗粒具有点火温度高、 点火时间长、 燃烧速率慢、 氧化物易凝结等特点， 阻碍了含硼推进剂的应用。 试验结果显示， 硼颗粒表面覆盖一层氧化层， 该氧化层具有低熔点、 高沸点特征， 点火过程易在颗粒表面形成液态氧化层， 阻碍燃烧进行[5-9]。 只有当氧化层去除后， 才会发生硼的燃烧， 而硼的燃烧属于表面燃烧， 燃烧速率慢， 导致硼颗粒点火燃烧时间较长。 这就要求补燃室必须具有一定的长度， 满足含有大量凝相颗粒的一次燃气燃烧过程所需的时间空间等要求。 然而， 设计者希望补燃室长度尽可能小， 以减轻发动机质量和尺寸， 目前补燃室长度尚未有设计规范。 自“SA-6”导弹现世以来， 冲压发动机均采用整体式设计方案， 补燃室长度根据其另一功能即助推冲量需求进行设计， 一般为0.8～1.4 m[10]。 含有大量颗粒的燃气在燃烧室内驻留时间只有几毫秒， 如何在短时间内组织好燃气与空气的掺混燃烧是发动机研制过程中一大挑战。 各国学者开展了大量相关研究， 取得显著成果， 促使固冲发动机成功走向应用。 然而， 补燃室燃烧组织技术仍不够成熟， 内部掺混燃烧过程认识仍不充分， 迫切需要深入开展研究。
此外， 发动机热防护技术也是固冲发动机乃至固体超燃发动机面临的重要问题。 其他关键技术如地面试验技术、 进气道技术、 转级技术等则属于共性问题。
燃气流量调节技术近年获得显著发展， 研究进展可参考文献[2]。 本文主要针对含硼固冲补燃室燃烧组织技术开展综述， 从单颗粒硼/碳点火燃烧过程与机理、 影响规律及促进方法， 两相掺混燃烧过程数值模拟和试验研究， 以及各种含硼固冲补燃室燃烧组织技术三个方面进行综述。 对现阶段研究中存在的问题与不足进行总结， 并对未来发展方向和研究重点进行展望。
1单颗粒硼/碳燃烧过程
单颗粒硼燃烧的早期研究可以追溯到19世纪60年代。 国内外众多学者开展了相关研究， Yeh和Kuo， 以及其他学者[9， 11-14]对硼颗粒点火燃烧特性研究进展进行了详细综述， Hussmann等人[15]结合模型验证对单颗粒硼燃烧试验数据进行梳理。 本文主要从试验研究和理论研究方面， 对单颗粒硼/碳点火燃烧过程与机理、 影响规律及促进方法等方面进行综述。
1.1硼点火燃烧试验
本節主要针对试验方法、 试验现象和影响规律进行简要总结归纳。 目前单颗粒硼点火燃烧试验所用装置主要包括： 平面火焰炉、 激波管、 高压燃烧器等； 点火方式有： 氙灯、 二氧化碳激光点火器、 火焰炉点火等。 通过图像观测或者光谱测量等方法实现数据测量。
平面火焰炉由于操作方便、 参数易于控制、 便于观察等优点， 被广泛应用。 美国的Macˇek和Semple[5-7]采用平面火焰炉和二氧化碳激光点火器， 开展了直径34.5～124 μm的晶体硼的点火燃烧特性研究， 首次观察到硼颗粒的两阶段燃烧过程。 第一阶段是当环境温度达到点火温度（1 800～2 000 K）， 硼颗粒开始发光， 持续一段时间后熄灭； 当环境温度足够高， 硼颗粒进入第二阶段燃烧， 比第一阶段明亮且持续较长时间， 直至熄灭。 之后， 通过平面火焰炉， Williams研究组[16-21]对30～150 μm以及小于10 μm的无定型硼和晶体硼颗粒的点火燃烧过程的研究， 以及Young等人[22]对纳米硼颗粒燃烧特性的研究， 均观察到了双阶段燃烧现象。 该现象奠定了硼颗粒点火燃烧理论的基础。
Williams研究组的研究表明， 晶体硼相对于无定型硼更难点火， 前者第一阶段燃烧时间较长， 而后者燃烧十分剧烈， 接近爆燃。 研究还发现硼颗粒点火燃烧阶段均有BO2特征光谱发出， 这成为判断硼颗粒点火燃烧的依据。
美国宾州大学Kuo的团队[9， 23-24]通过平面火焰炉开展了3 μm硼颗粒的点火燃烧试验。 研究结果同样显示， 无定型硼较晶体硼易点火燃烧。 试验中观察到连续的点火燃烧过程， 而没有观察到Macˇek等人试验中的中间熄灭现象， 认为该现象与颗粒粒径有关， 小颗粒更易升温， 大颗粒需要较长的时间达到硼的熔点。 之后Ulas开展了含氟气氛下硼颗粒的燃烧， 发现氟化氢会增加总燃烧时间， 氟会减少总燃烧时间。 试验同样观察到连续的燃烧现象， 认为第一阶段燃烧从可见光出现开始， 至非常明亮结束； 第二阶段燃烧为之后持续明亮至熄灭的过程。
Young等人[22]的研究结果表明， 燃烧时间取决于环境温度和氧浓度， 点火时间对氧浓度不敏感， 仅取决于环境温度。 试验发现， 纳米硼颗粒燃烧时间与粒径的关系不符合d1（表面动力学燃烧）或d2（扩散燃烧）关系。
Dreizin团队[25-26]通过平面火焰炉开展了0.4～30 μm硼颗粒的燃烧特性研究， 考虑颗粒粒径分布对测量点火燃烧时间的影响， 获得了颗粒燃烧时间与粒径的关系tb≈4.73P0.75。
此外应用较多的是激波管和高压燃烧器。 Uda[27]较早利用激波管对30～50 μm 的晶体硼进行了点火研究， 研究发现硼颗粒点火温度随压强升高而降低。
Krier和Spalding带领的团队[28-35]通过激波管和高温高压燃烧室， 对硼颗粒在中高压条件下的点火燃烧特性进行了系列研究。 研究表明水蒸气和六氟化硫的存在使颗粒点火温度下降， 点火延迟时间和燃烧时间减少， 但对燃烧时间没有影响。 此外， 压强变化（8.5， 17， 34 atm）对点火延迟和燃烧时间没有影响。 研究发现1～15 μm的晶体硼点火延迟时间与粒径d之间具有d1.4（红外信号）和d1.5（可见光信号）关系。 更高压强下（30～150 atm）的研究结果显示， 压强增加， 颗粒点火延迟减小， 两者关系约为ti=13P-0.5。 此外， 二氧化碳和氟化氢对颗粒点火无明显促进作用。 试验中观察到高温高压下颗粒点火过程不再是两阶段， 而是变为单阶段完成。 Spalding较早发现添加氟对硼颗粒点火燃烧的显著影响。 当氟/氧浓度比较小时， 氟可以明显降低点火延迟时间和燃烧时间， 当两者之比大于0.5， 点火燃烧时间变化不再明显。
Yuasa团队[36-38]通过氙灯开展了5～8 mm硼块的点火燃烧特性研究。 研究发现， 当颗粒温度达到熔点， 发生微爆现象， 高压更易微爆。 燃烧过程观察到白烟， 认为是B2O3在气相反应中生成并凝结。
Kuwahara团队[39-45]通过电炉加热的方式， 研究了添加镁、 铝金属以及压强等因素对硼颗粒点火燃烧影响。 试验显示， 适量添加镁、 铝等金属有助于降低硼点火温度； 压强提高， 燃烧时间减小。
此外， 一些学者开展了硼粉及硼颗粒群的研究， 研究重点是提高硼活性、 促进硼燃烧。 Karmakar等人[46]研究了添加稀土催化剂对纳米硼颗粒点火燃烧特性的影响。 试验结果显示添加稀土催化剂可以提高纳米硼颗粒点火特性， 显著减小点火延迟。 Jain等人[47-48]采用热重（TG）和差热方法研究了硼粉的点火特性和氧化特性。 文献[49-55]探索了硼在不同条件下的点火燃烧特性， 通过包覆镁或AP等方法来促进硼点火燃烧。
1.2硼点火燃烧理论
结合前面大量试验结果， 发现硼颗粒点火燃烧会经历两个阶段： 颗粒加热发光的点火阶段、 剧烈氧化的燃烧阶段[5-7， 9， 20-21， 56]。 点火阶段认为是带有液态氧化层硼颗粒的反应阶段， 由于B2O3熔点低， 粘性大， 在加热过程中形成一层液态氧化层覆盖在硼颗粒表面， 阻碍硼燃烧。 点火阶段通过蒸发及表面异相反应去除氧化层， 当氧化层消耗完毕， 进入燃烧阶段。 燃烧阶段认为是洁净硼颗粒与环境中氧化性气体的剧烈氧化反应过程。 由于硼沸点高（4 139 K）[57]， 不能发展为蒸发燃烧模式， 而是与碳颗粒相似， 属于表面燃烧形式， 产生的中间气相产物扩散至环境中进一步氧化燃烧， 生成最终产物B2O3。
早在上世纪60年代， 已有学者对硼颗粒点火燃烧进行研究， 文献[9， 58-60]对相关工作进行了综述， 本文仅展示研究路线和之后的研究内容。 目前硼颗粒点火燃烧模型主要分为两种： 一种是早期以King模型、 L-W模型、 Y-K模型等为代表的半经验模型； 另一种是普林斯顿大学的学者们建立的化学动力学模型。 两者各有优劣， 前者不考虑全部反应， 以一步或多步总包反应进行简化， 因此简单易于应用， 但不能完全反映真实的物理过程， 尤其是中间产物的产生消耗， 受限于简化处理， 存在一定误差； 后者由于考虑全部化学反应， 可以反映整个燃烧过程， 具有更高的精度， 但过程复杂， 计算量大， 目前尚不能达到工程应用水平。 此外， 由于缺少化学动力学数据， 导致模型精度不足。 但总体而言， 随着计算水平的提高， 该方法是未来发展趋势， 有必要深入研究。 对于当下而言， 半经验模型仍然处于主体地位， 为关注的重点。
1.2.1硼点火模型
点火模型核心思想在于氧化层的去除过程， 消耗主要通过蒸发和表面异相反应， 生成主要是硼与氧气反应。 结合试验结果， 学者们提出了几种模型。
第一个模型由King[9， 60-64]提出， 认为消耗主要通过蒸发和与水蒸气的表面异相反应， 同时硼与氧反应生成氧化层。 氧气扩散至硼与氧化硼界面后与硼反应生成氧化层。
而Glassman和Li等人 [8， 21]认为氧化层生成是由于硼溶解在氧化层生成（BO）n聚合物， 然后扩散至颗粒表面与氧气反应。 宾州大学Yeh和Kuo等人[9]通过试验验证了硼溶解现象的存在， 在此基础上， 认为溶解硼后， 氧化层性质发生改变， 蒸发产物主要是B2O2， 而非B2O3， 建立了新的模型， 即PSU模型。 Ulas等人[23-24]进一步拓展该模型， 使其包含可用于多种氧化剂成分， 如氧气、 水蒸气、 氟、 氟化氢， 该模型与试验数据吻合度高， 得到了广泛应用。
敖文等人[65]认为氧气通过氧化层向硼表面的扩散和硼溶解后聚合物向外扩散都存在， 提出一种双扩散模型， 但缺少试验论证。 Dreizin等人[66-67]提出了另一种模型， 認为氧气溶解到硼颗粒表面， 直到达到临界条件， 开始快速反应放出大量热， 表示进入燃烧过程。 该假设尚未得到直接验证。
国防科技大学的夏智勋团队[68-69]考虑了强迫对流和Stefan流的影响， 建立了强迫对流环境下的硼点火模型。 之后， 文献[70]考虑了点火阶段氧化层表面（BO）n的消耗与内部扩散过程的动态平衡， 引入了表面异相反应与蒸发过程对（BO）n的消耗竞争机制， 建立了更加完善的点火模型。 Kalpakli等人[71]同样考虑了表面（BO）n的动态平衡及反应过程的竞争机制， 建立了相似模型。
1.2.2硼燃烧理论
燃烧过程相对于点火过程要简单许多， 即洁净硼颗粒在氧化性气氛中剧烈氧化的过程， 由于硼的沸点高（约4 139 K）， 故燃烧过程主要为表面氧化反应形式。
早期的硼燃烧模型， 如Macˇek等人[7]的模型， 被认为和液滴燃烧模型相似， 原因在于试验过程发现洁净硼颗粒（主要是大颗粒35 μm及以上）燃烧时间与粒径平方呈正比， 表现为扩散燃烧模式。 Mohan和Williams[16]认为洁净硼颗粒燃烧过程包括表面异相反应和空间反应， 表面发生硼与产物B2O3的反应生成B2O2， B2O2在空间发生氧化反应生成B2O3， 认为表面反应无穷快， 颗粒仍遵从扩散燃烧机制。
King[64]的理论研究显示， 对大颗粒燃烧为扩散控制， 燃烧时间与粒径平方成正比， 对小颗粒燃烧为动力学控制， 燃烧时间与粒径一次方成正比。 Li和Williams[20-21， 72] 在试验观测到相应现象后， 建立了同时考虑扩散过程和动力学过程的燃烧模型。
Yeh和Kuo等人[9， 23]建立了PSU模型， 通过引入Damkohler数的概念， 分析了燃烧控制机制及转化条件。 该准则数为压力和粒径的乘积， 当其远大于1， 燃烧过程受扩散控制； 当其远小于1， 燃烧过程受化学动力学控制； 当其接近1， 燃烧同时受到化学动力学和扩散控制。 对应的高压、 大颗粒为扩散控制燃烧， 低压、 小颗粒属于化学动力学燃烧。 之后Ulas将模型拓展至多氧化剂氛围中， 进一步研究了含氧气、 水蒸气、 氟等多种氧化性气体中硼颗粒的燃烧过程。 考虑到表面同时存在多种氧化性气体参与反应， 引入了表面覆盖因子， 建立了相应模型。
Hussmann和Pfitzner[15， 73]在此基础上， 考虑了强迫对流作用和硼的蒸发过程， 并建立了瞬态模型。 文献[70-71]考虑硼的蒸发与沸腾过程， 并对部分反应速率进行了修正， 所建立模型避免了温度超出沸点的不合理现象， 模型精度显著提高。
普林斯顿大学的学者们建立了基于化学动力学的详细化学模型[56， 74-81]。 历时近十年， 先后开展了气相反应研究、 具有液态氧化层的单颗粒硼的点火模型研究， 以及洁净硼颗粒的燃烧模型研究。 反应包含36种组分、 196种气相基元反应， 点火阶段包含75种表面异相反应， 燃烧阶段包含63种表面异相反应。 然而， 由于动力学数据的缺少， 导致模型精度有限， 且耗时多。 尽管该方法具有广阔的发展前景， 是未来的主要发展方向， 但离实际工程应用尚有较大距离。
1.3硼点火燃烧研究的不足与展望
国内外学者对硼颗粒点火燃烧过程开展了大量试验和模型研究， 受限于篇幅， 不能一一列出。 本节对当前研究现状进行总结， 探索硼颗粒点火燃烧研究的不足、 发展方向和未来研究重点。
首先要指出的是， 大量研究发现硼颗粒氧化层厚度显著影响点火时间， 影响含硼固冲发动机的燃烧效率， 然而关于氧化层厚度测量的试验少见于报道， 目前各模型中的氧化层厚度主要根据估测， 缺乏直接证据， 导致点火模型的合理性遭受质疑， 模型预测精度较低。 迫切需要开展硼颗粒氧化层厚度的试验和理论研究。 梁导伦等人[82]通过对硼颗粒进行微纳尺度切片观测， 获得了硼颗粒氧化层厚度及随温度变化特性， 但方法可靠性尚需要论证。
第二点， 关于硼颗粒点火过程氧化层蒸发产物存在一定争议， Williams及敖文等学者认为蒸发产物为B2O3， 并且在Krier等人[30]的试验中观测到B2O3的光谱信号。 然而Yeh和Kuo等人认为蒸发产物为B2O2， 依据来自于Scheer和Inghram等人[83-86]的研究， 发现对纯B2O3， 蒸发产物主要是气态B2O3， 而对于B-B2O3混合物， 蒸发产物主要是B2O2。 夏智勋等人认为蒸发过程两种产物同时存在， 不应该认为是单一产物而忽略另一种。 但主要蒸发产物是B2O3还是B2O2， 两者比例如何以及比例的变化规律尚不清楚， 有待进一步研究。 目前显示该过程对单颗粒硼点火过程影响较小， 各种模型计算结果接近， 原因在于单颗粒硼周围两种组分浓度低， 蒸发速率接近， 但在补燃室内， 当局部B2O3或者B2O2的浓度较高， 接近饱和蒸气压， 会影响氧化层蒸发速率， 增加点火时间， 进而影响硼点火燃烧过程的模拟结果。
第三点， 关于硼与氧气在氧化层存在下的扩散与反应机理， 目前存在争议。 大部分学者认为是硼融化于氧化层内形成（BO）n聚合物， 然后扩散至氧化层表面消耗掉， 但敖文等人认为同时还存在氧气向氧化层内的扩散， 该观念结合了早期King的理论和当前主流的Kuo等人的理论， 具有一定合理性。 但两种过程的速率如何， 速率随环境因素变化规律如何尚不明确， 是否需要全部考虑尚有疑问。
第四点， 硼颗粒点火燃烧过程中具体的基元反应路径及质能扩散规律的研究相对较少， 相关动力学参数欠缺， 导致对硼颗粒点火燃烧机理的认识不足， 在高温高压等特殊环境下的反应机理不明确。 此外， 一次气相产物B2O2燃烧过程对硼颗粒燃烧过程影响的研究尚未见报道， 需要更深入和广泛的探索。
第五点， 目前硼颗粒点火燃烧试验数据缺乏， 尤其是单颗粒的数据。 之前学者往往仅测量了十几或几十组数据， 数据太少， 缺乏统计学规律。 此外， 试验规范性不强， 例如粒径测量值较粗略， 通常给的是均值， 燃烧条件控制方面有待提高， 测量参数太少， 点火燃烧时间判断较主观。 尤其是国内相关研究更少， 迫切需要开展相关试验研究。
最后， 考虑硼在含硼固冲发动机内的应用需求， 需要对硼颗粒点火燃烧促进方法开展广泛研究， 探索提高硼颗粒点火燃烧性能的方法， 更有效地指导应用， 尽快完成研究向应用的转化。
1.4碳燃烧理论
含硼固冲发动机一次燃气中含有相当分量的碳颗粒， 因此有必要对碳颗粒燃烧理论展开综述。 由于煤炭能源在国内外能源结构中的重要地位， 煤炭燃烧始终饱受关注。 碳的燃烧是煤炭燃烧过程的重要组成部分， 相关研究已被广泛开展， 理论相对成熟[87-94]。 本文结合发动机内情况进行简要综述。
由于沸点高， 碳颗粒燃烧不同于液滴的蒸发-扩散燃烧模式， 而与硼燃烧过程相似， 属于表面燃烧。 燃烧过程即碳颗粒表面碳分子与吸附在颗粒表面的氧化性气体进行反应， 然后解吸放出反应产物。 围绕碳颗粒燃烧过程的研究， 与硼颗粒燃烧过程研究遵循相似的脉路： 确定化学反应动力学参数、 确定一次燃烧产物、 确定燃烧过程控制机制等。
通过大量的试验测定和理论建模， 研究者发现碳颗粒可以与多种氧化性气体发生反应， 主要包括与氧气的反应， 以及与二氧化碳和水蒸气的反应。 然而碳氧反应一次燃烧产物究竟是一氧化碳还是二氧化碳， 早期并无定论， 而一次产物的不同对颗粒温度和总体反应速率具有显著影响。 早期由于缺少化学反应速率参数， 學者们采用简化处理的方法， 根据颗粒表面产物及其继续氧化的不同， 提出了两种典型的燃烧模型： 单膜模型和双膜模型[91， 95-96]。
单膜模型最早是Nusselt提出， 并被Field等人完善[94， 97]。 该模型不严格区分表面反应性质， 只假定燃烧产物（一氧化碳或二氧化碳）在颗粒边界层内不进一步发生反应， 忽略气相反应过程。 目前应用最为普遍， 但由于不考虑气相反应， 误差相对较大。
双膜模型由Burke和Schuman提出， 模型考虑了气相反应， 并假定一氧化碳的气相反应和碳表面反应速率无穷快， 整个燃烧过程可以认为是两个相互分离的过程组成： 碳表面上还原反应和边界层内某处火焰锋面上一氧化碳的氧化反应， 两个过程均受扩散过程控制。 然而通常情况下还原反应速率有限， 该模型并不适用。
随着认识的加深和反应速率的获取[98-99]， Amoudson等人发展出较为完善的连续膜模型。 该模型认为碳颗粒表面氧化反应生成的一氧化碳可以以有限速率在边界层内继续氧化生成二氧化碳。 根据反应速率的快慢， 该模型可与另两种模型相统一。 尽管该模型理想完善， 但求解过程复杂， 并与反应动力学参数密切相关。 之后于娟等人[96， 100-106]在此基础上， 提出了移动火焰锋面模型及其改进型， 该模型认为一氧化碳在边界层内氧化速率无穷大， 火焰锋位置可自由移动， 简化了连续膜模型， 计算求解相对便捷， 同时具有一定的精度。
通过文献综述发现， 目前反应动力学参数已有大量报道， 但这些参数受煤炭种类、 颗粒形貌等因素影响， 具体应用过程需要验证。 颗粒周围环境对碳颗粒燃烧过程有明显影响， 在固冲补燃室中， 一次燃气高度贫氧， 与冲压空气混合后颗粒尚能接触足够氧气进行氧化燃烧， 需要结合实际情况采用合适的模型进行研究。
2两相掺混燃烧过程
补燃室作为含硼固冲发动机燃料燃烧、 能量释放的主要场所， 是含硼固冲发动机的核心部件之一， 历来受到广泛关注。 然而其内部燃烧过程非常复杂， 涉及均相燃烧、 异相燃烧、 多相掺混、 湍流流动等动力学过程， 且相互耦合， 给研究带来较大困难。 围绕补燃室内两相掺混燃烧过程， 目前研究方法主要包括试验研究和数值研究。 目的在于了解发动机工作特性、 参数影响规律， 进而提高、 改善发动机燃烧性能。 这是固冲发动机燃烧组织任务所在。 下面分别进行介绍， 综述技术进展和发展趋势。
2.1两相掺混燃烧试验研究
在发动机研制过程中需要开展大量试验来检验或测试发动机部件或整体的性能参数[107-108]。 根据发动机工程研制过程可分为部件试验、 地面发动机试验、 模拟环境试验（使用性试验）和遥测飞行试验。 本文研究工作主要集中于发动机补燃室燃烧组织技术， 因此主要针对地面发动机试验进行综述。
围绕固冲补燃室掺混燃烧的地面试验研究大致可分为两种： 流动显示试验和发动机试验。 前者主要对发动机内部无反应或反应流场进行观察测试， 获取补燃室内掺混燃烧的流场结构、 火焰形貌及影响规律等， 包括水流显示试验、 气水混合显示试验、 气气混合显示试验和开窗燃烧室试验等， 并应用高速相机、 LDV和PIV等设备进行流场测量； 后者主要通过测量宏观变量如推力、 压强、 温度、 流量等参数， 评估发动机点火燃烧性能， 目前应用较多的是地面直连式试验[109-117]， 采用富燃料推进剂或模拟燃气， 探究发动机结构参数及工作参数对燃烧性能的影响规律。 该方面胡建新、 张炜、 刘道平[10，118-119]已做过相关综述， 本文简要概述发展沿程。
2.1.1流动显示试验
早期的流动显示试验研究主要集中于美国及欧洲的一些国家， 多采用透明燃烧室开展易于直接观察的水流试验、 气-水试验研究冲压发动机内流场结构。 Yang， Zetterstrom， Streby等人[120-122]采用透明树脂制成的突扩燃烧室开展水流试验， 观测到补燃室流场存在回流区。 回流区的发现促使冲压发动机数值模拟从二维至三维发展。
Stull等人[123]采用水流试验更细致地观察了双旁侧进气燃烧室内流场结构和掺混流动过程。 发现燃烧室头部存在双稳态回流区， 进气道后部流动方向存在两个反向螺旋涡。
Nosseir等人[124]采用两股水流垂直入射的方式模拟掺混过程， 应用高速摄影仪开展了两股水流撞击形成的涡对补燃室内掺混影响的研究。 Brophy[114， 125]及国内学者王卫东等人同样采用水流试验研究了补燃室头部的旋涡结构。
之后学者开展了掺混过程影响规律的研究， 并逐渐开展气体介质及带颗粒气体在冲压燃烧室内的掺混研究。
Liou等人[126-128]采用激光多普勒测速仪（LDV）对补燃室流动过程进行了研究， 测试了补燃室平均速度、 湍流强度等参数。 试验结果显示， 流场充分发展约在13倍长径比处， 在4倍长径比处可认为近乎充分发展。 Liou等人[127-128]还研究了动量比对湍流燃烧流场的影响， 发现动量比对头部回流区大小、 强度等影响大， 存在一个合适的动量比可以使湍流混合燃烧得到较好的效果。
Chittilapilly等人[129]用加热后的空气模拟富燃燃气和来流空气， 并用油流法显示补燃室表面的流动图谱， 研究了燃气发生器喷管、 进气道进气角度以及来流雷诺数等参数对补燃室内掺混的影响。
Li等人[130]设计了冷燃气流可视化装置及方案， 采用激光器在树脂玻璃制成的发动机一侧打入片光， 并用CCD相机拍摄某截面， 对拍摄图片进行灰度处理， 得到了补燃室内颗粒浓度分布。 部分学者采用PIV技术开展了补燃室内速度场的测量研究。
2.1.2发动机试验
早期的发动机试验采用气体燃料进行研究。 Zetterstrom等人[121]采用丙烷代替富燃燃气以及采用真实燃气发生器等试验， 开展四进气道固冲发动机补燃室研究， 结果显示， 增高补燃室压强、 进气道进气温度以及降低补燃室内气流速度均可以提高补燃室燃烧效率和燃烧稳定性。
Brophy等人[114， 125]采用气体燃料研究了四进气道冲压火箭发动机的内部掺混燃烧过程。 采用加热的空气与甲烷在燃烧室掺混燃烧， 通过拉曼散射技术测量流场甲烷分布。 研究显示高动量比时， 回流区强， 空气进入回流区的量多。 当空燃动量比大范围变化时， 燃气与空气非直接撞击比直接撞击好， 多孔喷嘴有助于拓宽发动机工作范围， 稳定燃烧。
Ristori等人[131]同样开展气体燃料的燃烧试验和冷流掺混试验。 并采用LDV测量了冷流试验与燃烧试验中的发动机内轴向速度、 径向速度、 湍流脉动。
部分学者针对性地开展了含硼颗粒燃气及推进剂的试验， 探索掺混燃烧影响规律和促进方法。 Schadow等人[113， 132-133]通过开窗发动机试验研究了温度对环形进气冲压发动机内硼颗粒点火燃烧性能影响， 分析了压强、 燃气发生器喷嘴构型等参数对发动机燃烧性能影响， 详细研究了椭圆喷嘴对掺混效果的增强效果。
Vigot等人[112]开展了提高X型进气冲压发动机中硼燃烧性能方法试验研究， 研究了喷嘴装置及发动机构型对性能的影响， 所采用的多孔分流式噴嘴装置以及旁侧二次进气方案均有利于提高硼燃烧效率。
Mitsuno等人[134]通过直连式试验开展了推进剂种类及X型进气固冲补燃室长度对发动机燃烧效率的影响研究。 结果显示， 铝镁推进剂比含硼推进剂易燃烧， 且补燃室长度需满足一定值以保证高燃烧效率。 Tsujikado等人[135]开展了相似研究。
Stowe等人[117]开展了固冲发动机补燃室掺混与燃烧研究， 利用数值模拟、 直连试验和水流试验三种方法系统开展了补燃室燃烧影响因素研究。 认为发动机内的头部回流区和主流掺混区对发动机燃烧效率影响大； 存在较强回流区时， 空燃比是补燃室燃烧效率的主要影响因素。 较系统深入地认识燃烧室内流场结构和燃烧规律。
Kuwahara团队[109， 136-139]开展了补燃室掺混燃烧特性研究。 研究结果显示添加镁铝金属可提高燃烧性能， 射流火焰强度对燃烧效率存在影响。
Pein等人[140]的研究对象是中心进气的固体燃料冲压发动机， 开展了旋流对发动机内硼燃烧性能的影响研究， 通过在进气道出口加入旋流器制造两股自旋空气射流， 结果显示旋流可以提高硼燃烧性能。
Shin等人[110]通过试验研究了长喷嘴、 音速喷嘴和收缩喷嘴三种喷嘴形式对燃烧性能的影响， 结果显示长喷嘴会带来压力突变， 不利于燃烧和性能预示。
国内针对固冲补燃室掺混燃烧试验研究工作略晚于国外。 主要集中在国防科技大学、 西北工业大学及相关研究院所， 取得了不俗成果。
上世纪的研究较少， 且主要针对铝镁推进剂。 张炜[118]开展了非壅塞固冲发动机研究， 主要针对铝镁推进剂开展了配方研究和直连试验， 研究发现多喷口燃气发生器有利于提高燃烧效率。
进入21世纪固冲发动机技术获得显著发展。 国防科技大学的夏智勋团队[10， 141-149]在国内较早开展了含硼固冲发动机补燃室掺混燃烧试验研究， 研究了空燃比、 进气角度等因素对发动机性能的影响规律。 该团队[143-144]设计了一套固冲发动机条件下的硼颗粒燃烧试验系统， 研究了硼颗粒在补燃室条件下的燃烧特性。 之后， 通过直连试验， 开展了缩比发动机和全尺寸固冲发动机的试验研究， 对比了喷嘴结构、 燃气驻留时间、 尺寸效应等因素对发动机燃烧性能的影响[146]。
大量学者开展了补燃室的掺混燃烧特性及参数影响规律研究[10， 147， 150-155]， 研究参数包括补燃室长度、 二次进气角度、 头部距离等结构参数， 获得了结构参数对补燃室掺混燃烧性能的影响规律。
部分学者探索了掺混装置[156]、 多喷嘴构型[145， 151]， 以及引入高温燃气射流[157]等方式， 寻求提高补燃室掺混燃烧性能的新方法。
在此基础上， 一些学者[146， 154-155， 158]开展了补燃室结构优化研究， 采用基于响应面优化方法， 对不同结构参数进行计算优化， 获得了参数影响强弱关系及相对较佳补燃室构型。 补燃室掺混燃烧性能获得显著提升， 特征速度效率可达90%[153-154， 159]。
此外， 李江等人[160-161]探索了涡轮增压固冲发动机的性能， 拓宽了固冲发动机工作范围。 吕仲等人[162-163]开展了固体火箭超燃冲压发动机的燃烧特性研究， 将固体火箭式冲压发动机发展向超燃领域， 拓展了应用和发展方向。
2.2两相掺混燃烧数值模拟研究
由于试验研究成本高， 准备周期长， 可获得信息少， 希望通过建模模拟的方法对发动机内部燃烧过程进行仿真， 从而低成本、 高效、 具体地研究发动机补燃室内燃烧流动特性， 为发动机设计提供依据。
早期模拟主要针对无反应的流动过程， Edelman等人[164]采用分区建模的方法将发动机燃烧室分为多个区域， 由于区域间耦合求解困难， 方法没有获得进一步发展。
之后， 学者开始用雷诺时均方法对湍流流场进行统一计算， 通过湍流模型对流动过程进行模拟， 并逐渐发展到燃烧流场。 Vanka等人[165]首先采用SIMPLE方法和k-ε湍流模型求解冲压发动机内三维流场的流动过程， 再现Streby水流试验[122]中观察到的漩涡和回流区。 随后采用简单一步反应模型模拟了补燃室内燃烧过程[166]。
Chen和Tao[167]对二维轴对称固体火箭冲压发动机补燃室内的燃烧过程进行模拟， 由于采用二维模拟， 没有考虑湍流特性及输运等特点， 没有发现旋涡结构。
Liou等人[128]开展了补燃室三维冷流数值模拟， 与试验结果进行对比， 符合较好。 其采用旋涡强度的概念， 对补燃室内的旋涡运动进行了定量的描述。 其他学者[126， 131， 167-173]也通过相似方法开展了发动机内流场燃烧流动过程研究。
此外， 为模拟发动机内硼、 碳颗粒的燃烧， 学者们开展了两相流动燃烧的模拟， 并探索提高发动机燃烧效率的方法途径。
Natan等人[174]通过数值方法开展了旁侧进气对固体燃料冲压发动机内硼燃烧的影响研究， 认为旁侧进气方案可有助于实现固体燃料冲压发动机中硼的高效燃烧。
Wu等人[175-176]针对双下侧冲压发动机， 通过数值模拟， 研究了一种旋流器对发动机掺混燃烧性能的影响， 结果显示该旋流器有助于提高掺混燃烧效果， 且总压损失较小。
Ristori等人[131]采用三种湍流燃烧模型对补燃室内燃烧流动过程进行模拟， 包括有限反应速率模型、 EBU燃烧模型和SHL燃烧模型， 计算结果显示在燃烧效率和总压恢复系数上三个模型差别不大。
Stowe等人[117， 177-178]在发动机内燃烧流场模拟方面开展了大量工作， 对前人工作做了汇总分析， 并考虑了流场中的两相湍流燃烧过程。 其采用RNG湍流模型、 PDF湍流燃烧模型、 双流体模型模拟碳颗粒， Fluent自带的碳燃烧模型模拟发动机燃烧室内流场， 模拟温升效率误差小于16%。
夏智勋等人[115]开展了含硼颗粒的发动机燃烧流场研究， 采用King模型计算硼点火燃烧过程， 湍流模型采用k-ε模型， 湍流燃烧模型采用EBU模型， 并与发动机试验结果进行对比， 验证了方法的可行性。
Thangadurai和Ko等人 [170-173]针对双下/旁侧冲压发动机， 通过数值模拟或者直连式试验开展了进气角度、 空燃比、 进气道头部距离等参数对发动机掺混燃烧特性的影响研究。
Hewitt[179]同样开展了含碳颗粒的发动机燃烧过程模拟工作， 采用k-ε湍流模型， 其余模型与Stowe等相似， 获得了发动机流场燃烧特性。
Kim等人[180]采用与Stowe相同的方法研究进气道结构和空燃比对发动机燃烧室燃烧性能的影响， 对碳颗粒燃烧速率进行了调整， 预测精度有所提高。
近年来大涡模拟技术迅速发展， 并逐渐应用于燃气轮机等工程领域[181-184]， 冲压发动机领域也逐渐出现应用[185-186]。 但雷诺时均求解N-S方程仍是当前主要方式。
随着固冲发动机的研制， 国内对相应的掺混燃烧流场也开展了数值模拟研究。
文献[10]中， 王卫东采用SIMPLE方法求解了二维冷流流场参数分布。 董岩等采用SIMPLE算法、 k-ε模型和简单一步快速反应模型， 求解了二维湍流反应流场； 马智博等人采用k-ε湍流模型和k-ε-g湍流燃烧模型， 对三维固冲发动机补燃室反应流场进行了数值模拟， 所采用的块隐式耦合算法计算速度相比于SIMPLE算法显著提高。 张炜等人[169]也对轴对称固冲发动机开展了数值研究， 研究冷流下结构参数的影响。
胡建新和夏智勋等人[146-149， 187]在前人基础上， 加入EBU湍流燃烧模型和硼颗粒的King点火燃烧模型， 对补燃室燃烧过程进行模拟， 结合试验研究了空燃比、 燃气喷嘴数量和头部距离等对发动机燃烧性能的影响。 此外， 开展了补燃室内碳颗粒的燃烧研究， 发现碳颗粒大部分在进气道出口附近燃烧[141-142]。 其他学者采用相似的数值模拟方法， 并结合试验验证， 大量开展了固冲补燃室掺混燃烧研究， 包括空燃比、 发动机长度、 进气方式、 进气角度等， 并探索了特型喷口等掺混装置对燃烧性能的影响研究[150，152，154-155，158，188-191]。 基于工程應用需求， 国内大量开展了基于试验设计的数值模拟研究， 探索不同因素对发动机性能的影响， 对发动机参数进行优化。
2.3两相掺混燃烧研究的不足与展望
文献综述显示， 国内外学者对补燃室内两相掺混燃烧过程开展了大量试验和模型研究， 研究各有侧重， 取得了丰富的成果。 但研究存在不足之处， 本节对当前研究现状进行总结， 归纳补燃室内两相掺混燃烧研究的发展方向和未来研究重点。
首先， 针对两相掺混燃烧试验研究， 需要发展更精细先进的流场测量技术。 综述发现固冲发动机试验技术成熟度较高， 应用范围广， 但是尚缺乏针对固冲补燃室内部详细燃烧过程的研究， 发动机内部速度场、 温度场、 组分浓度场缺乏精准的测量， 尤其是发动机内涉及多相流和燃烧过程， 给测量带来较大困难。 冷流流场与燃烧流场存在较大差异， 不能简单采用冷流流场测量结果。 此外， 目前的测量技术主要是单点测量， 包括温度、 压强、 速度等， 压强推力参数相对准确， 温度测量由于高温测量准度欠缺。 近年来非接触测量技术得到迅猛发展， PIV技术可实现截面速度参数的测量， 但对于燃烧流场的速度测量技术尚不成熟。 因此， 针对发动机内部燃烧过程的详细研究仍有大量工作需要开展。
第二点， 在数值模拟方面， 需要开发更加高效准确的数值模拟方法。 综述发现国内外研究趋势相似， 均是从无反应流场到反应流场， 从二维到三维， 从单相流动到多相燃烧流动， 逐渐发展出一套数值模拟方法。 目前主要还是采用雷诺时均方法求解N-S方程， 结合合适的湍流模型、 湍流燃烧模型、 颗粒运动及燃烧模型等， 实现发动机掺混燃烧流场的模拟。 尽管近年来数值模拟技术快速发展， 大涡模拟、 直接模拟具有更高计算精度， 可以有效提高湍流模拟准确性， 但受限于计算时间和成本， 暂时未能普遍应用于发动机工程研制中。 此外， 为提高计算速度， 湍流燃烧模型由EBU燃烧模型逐渐向PDF燃烧模型过渡， 后者简化了化学反应动力学求解过程， 将求解过程转移到PDF表格计算中， 大大缩减了燃烧流场的计算时间， 近年来获得显著发展， 但结合多相流燃烧的尚少见， 将是近期发展趋势。 由于离散相对燃烧流场的显著影响， 针对离散相的计算求解愈发重要， 包括离散相的运动模拟和点火燃烧过程模拟， 需要发展更加精确的单颗粒模型提升模拟精度。
第三点， 开展数值模拟， 需要准确的边界条件。 一次燃气燃烧产物复杂， 目前测量技术很难将燃气发生器产生的一次燃气组分一一测量出来， 通常采用热力计算结果作为输入边界条件。 然而热力计算结果与实际一次燃气存在差异， 其中组分种类和含量差异大小尚不清楚， 需要开展先进的测试技术进行测量。 此外， 含硼一次燃气中存在大量凝相颗粒， 热力计算显示其中含有大量的BN， 而非完全的硼颗粒和碳颗粒， 实际一次燃气中是否如此并不清楚。 BN颗粒的燃烧特性研究较少， 其对补燃室燃烧特性有何影响也不清楚， 有必要开展研究。 最后， 一次燃气中凝相颗粒尺寸分布缺乏测量结果， 硼氧化层厚度也不清楚， 这些参数将显著影响数值模拟计算结果， 迫切需要准确的测量结果。
最后， 需要发展大量的、 更精细的发动机基础试验， 验证数值模拟方法。 由于推进剂中配方复杂， 往往包含微量催化剂、 添加剂等对燃烧特性具有显著影响的成分， 然而计算过程中较难复现。 因此， 可以分阶段开展基础试验研究， 积累丰富的、 准确的试验数据。 首先是冷流试验， 然后是气体燃料的发动机试验， 之后添加硼颗粒或碳颗粒进行试验。 逐步验证湍流模型、 湍流燃烧模型以及颗粒运动模型、 燃烧模型等。 数值模拟方法未来将向实现虚拟试验技术方面发展， 在此之前尚有大量工作需要开展。
3固冲补燃室燃烧组织技术总结
通常发动机燃烧组织主要任务包括可靠点火、 稳定燃烧、 高效率、 无污染以及热防护等要求。 含硼固冲发动机由于采用固体火箭发动机作为燃气发生器， 提供了稳定的点火源， 形成值班火焰， 通常不存在可靠点火问题； 补燃室头部燃气与冲压空气的对冲可以形成头部低速回流区， 满足火焰传播要求， 实现气相稳定燃烧。 燃烧组织的任务主要集中于一次燃气中高能颗粒相的稳定高效燃烧以及补燃室热防护等方面， 当前核心在于稳定高效燃烧。 针对含硼固冲发动机， 燃烧组织可从两个方面着手： 一方面提高推进剂性能， 改进其点火燃烧特性； 另一方面优化发动机结构（进行补燃室流场控制）组织燃烧。
推进剂方面主要是研究含硼高能推进剂的燃烧特性[192]， 提高推进剂的一次喷射效率、 二次燃烧性能及热值等。 重点在于硼颗粒点火燃烧特性研究， 如何快速、 有效利用硼的高热值。 主要手段包括采用更易燃烧的无定型硼， 包覆破膜， 添加聚四氟乙烯、 CL20以及镁铝助燃金属等[51-52，192]； 研究发现通过对硼颗粒进行包覆的方法， 可以有效提高推进剂的可燃性能， 其中包覆AP更有利于硼的燃烧。 本文在该方面不作深入描述。
本文主要通過补燃室流场控制实现高效燃烧组织。 流场控制可以通过控制燃气入口方式、 空气入口方式、 补燃室结构等实现。 下面对国外研究进展进行简要介绍， 重点是研究和应用较多的德国、 美国、 日本等。
在过去的几十年， 固冲发动机领域大量燃烧室构型被提出， 包括不同燃气喷射构型、 进气道构型等， 多种燃烧组织形式也被提出， 如二次燃烧、 旋流燃烧等。
近年来， 固冲发动机取得显著进展， 欧洲“流星”导弹[4]已逐步列装， 性能远高于现役导弹。 采用的是双下侧进气固冲发动机作为动力装置， 进气道采用简化二次进气， 燃气喷口采用两喷口侧喷方式， 具有高燃烧效率（大于92%）。
美国的“山狗”靶弹[3， 179]也经过了飞行试验验证， 采用的是低特征信号的碳氢燃料， 添加少量硼增加推进剂比冲， 该靶弹采用四管X型进气、 多孔燃气喷嘴， 可以在较短的燃烧室内获得高燃烧效率。
日本的Nakayama等人[111]介绍了全尺寸固冲靶弹飞行试验， 发动机采用双下侧进气， 同样采用多孔喷嘴， 试验验证了发动机自点火、 稳定燃烧、 流量调节等能力。
固冲发动机正向小型化发展， 实现燃料的快速高效燃烧， 缩减发动机长度， 是目前重要的发展方向。 然而目前含硼推进剂的高热值仍不易获得。 国内发动机比冲在8 000～9 000 N·s/kg[2]， 而理论上比冲可超过10 000 N·s/kg， 可进一步提高。
对当前研究结果进行总结， 发现针对含硼固冲发动机燃烧组织， 可初步获得以下结论：
（1） 发动机补燃室需具有一定长度， 满足一次燃气燃烧完全所需的时间空间条件， 同时不宜过长， 而增加发动机尺寸和重量； 该长度与补燃室内径具有一定关系， 需要大于一定比例， 保证掺混均匀； 目前发动机补燃室长度可缩减至1 m以下， 但具体设计标准尚欠缺[134， 145， 150， 193]。
（2） 采用亚音速喷嘴替代音速喷嘴或超音速喷嘴， 可降低燃气射流速度， 增加燃气驻留时间， 有利于提高燃烧效率[110]。
（3） 多孔淋噴式喷嘴有助于燃料分散， 促进与冲压空气的掺混， 提高燃烧效率； 但孔数并非越多越好， 一般2～5个[3-4， 111-112， 145， 159， 179]。
（4） 旁侧二次进气可将冲压空气分为两股进入补燃室， 保证含硼一次燃气高温点火和富氧燃烧的特性需求， 有助于提高燃烧效率， 但由于带来了结构上的复杂性， 目前通过在进气道出口安装隔板等方式进行简化， 可实现类似功能[3， 112， 153， 174， 179]。
（5） 发动机头部距离（D）存在一个合适值， 满足头部空气量需求和高温点火区的建立， 过大或过小均不利于发动机点火， 一般设计值在0.75～1.0 D附近[146， 153， 158]。
（6） 进气道入射角度一般在45°左右， 较大的入射角可加强头部回流， 有助于高温回流区的建立， 利于点火燃烧， 但带来总压损失[152， 170， 172]； 入射角过小， 回流强度低， 掺混效果差， 不利于燃烧组织。
（7） 进气道出口马赫数目前一般为0.4～0.5， 较小的马赫数需要较长的扩张段， 造成抬举高度增加和长度加长， 增加发动机重量， 较高的马赫数会由于突扩造成总压损失， 掺混燃烧难度增加[194]； 随着燃烧技术发展， 进气道出口马赫数可以进一步提高， 直至发展为超声速气流， 实现固冲发动机向固体火箭超燃冲压发动机转化。
（8） 进气结构不同， 对发动机燃烧性能影响不同[180， 195]。 双下侧构型由于可形成较大头部回流区， 燃烧性能较好， 环形进气不利于点火， 燃烧性能相对较差； 空气对冲式掺混效果较好， 单进气道需要合理组织掺混保证快速燃烧。
（9） 旋流的引入可以促进补燃室内掺混燃烧， 对提高发动机燃烧效率有较显著影响[140， 175-176， 196-198]。
（10） 当量比的选择， 根据比冲特性宜选取较小当量比， 然而降低当量比一方面增大进气阻力， 另一方面导致补燃室温度降低， 不利于燃烧组织， 目前设计当量比约0.3～0.5[147， 153， 171， 180， 199-200]。
（11） 此外， 进气温度、 燃烧室压强等工作参数对补燃室燃烧性能有显著影响， 燃料特性不同， 燃烧规律有显著区别。
（12） 在燃烧效率以外， 需要关注推进剂的热能释放对发动机比冲性能的影响， 燃烧效率高并不意味比冲性能高。 研究发现硼燃烧产物凝结热占硼燃烧放热的近1/3， 需要充分利用。
上述规律是当前条件所获得， 然而实际设计过程中需根据不同推进剂特性、 不同发动机形式， 具体问题具体分析。 这些规律的机理来自于燃料的点火燃烧特性， 有必要详细探索燃料点火燃烧特性， 深入开展含硼一次燃气在补燃室内能量释放过程研究， 探索提高发动机性能的方法； 有针对性地设计燃烧组织方式， 提高燃烧性能。
4结束语
本文综述了含硼固冲补燃室燃烧组织技术进展， 包括单颗粒硼/碳点火燃烧过程， 两相掺混燃烧过程以及燃烧室燃烧组织技术总结三个方面。 综述发现， 针对含硼固冲补燃室燃烧组织研究，已逐渐建立起发动机燃烧组织的研究体系， 并获得了结构参数的基本影响规律， 能够设计出具有较高燃烧效率的含硼固冲发动机。
然而， 目前的研究仍存在问题和不足， 未来有必要在以下方面深入开展研究。 首先， 硼颗粒点火燃烧理论需要进一步发展， 获得更高的模型预测精度， 并将模型应用于补燃室掺混燃烧数值模拟方法中， 提高数值模拟精度， 从而更有效地帮助发动机设计优化。 此外， 精细的燃烧诊断测试技术将为增强认识和模型验证提供保障。 同时， 需要充分掌握含硼推进剂能量释放特性， 充分释放硼的高能量， 转化为发动机推力。 相关研究的深入发展将有益于超声速导弹乃至航天推进技术的发展。
参考文献：
[1] Fry R S. A Century of Ramjet Propulsion Technology Evolution[J]. Journal of Propulsion and Power， 2004， 20（1）： 27-58.
[2] 霍东兴， 闫大庆， 高波. 可变流量固体冲压发动机技术研究进展与展望[J]. 固体火箭技术， 2017， 40（1）： 7-15， 23.
Huo Dongxin， Yan Daqing， Gao Bo. Research Progresses and Prospect of Variable Flow Ducted Rocket Technologies[J]. Journal of Solid Rocket Technology， 2017， 40（1）： 7-15， 23. （in Chinese）
[3] Hewitt P W. Status of Ramjet Programs in the United States[C]∥44th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit， Hartford， CT， 2008.
[4] Besser HL. History of Ducted Rocket Development at BayernChemie[C]∥44th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit， Harford， CT， 2008.
[5] Macˇek A， Semple J M. Combustion of Boron Particles at Atmospheric Pressure[C]∥5th Propulsion Joint Specialist， Colorado Springs， CO， 1969.
[6] Macˇek A， Semple J M. Combustion of Boron Particles at Elevated Pressures[J]. Symposium （International） on Combustion， 1971， 13（1）： 859-868.
[7] Macˇek A. Combustion of Boron Particles： Experiment and Theory[J]. Symposium （International） on Combustion， 1973， 14（1）： 1401-1411.
[8] Glassman I， Willams F A， Antaki P. A Physical and Chemical Interpretation of Boron Particle Combustion 1[J]. Symposium （International） on Combustion， 1985， 20（1）： 2057-2064.
[9] Yeh C L， Kuo K K. Ignition and Combustion of Boron Particles[J]. Progress in Energy and Combustion Science， 1996， 22（6）： 511-541.
[10] 胡建新. 含硼推進剂固体火箭冲压发动机补燃室工作过程研究[D]. 长沙： 国防科学技术大学， 2006.
Hu Jianxin. Research on the Secondary Combustion Chamber Operation Process of BoronBased Propellant Ducted Rockets[D]. Changsha： National University of Defense Technology， 2006.（in Chinese）
[11] 于丹， 卓建坤， 姚强. 硼颗粒点火与燃烧性能的研究进展[J]. 燃烧科学与技术， 2014， 20（1）： 44-50.
Yu Dan， Zhuo Jiankun， Yao Qiang. Review on Ignition and Combustion Characteristics of Boron Particles [J]. Journal of Combustion Science and Technology， 2014， 20（1）： 44-50.（in Chinese）
[12] 刘建忠， 梁导伦， 周禹男， 等. 硼颗粒点火燃烧特性研究进展[J]. 固体火箭技术， 2017， 40（5）： 573-582.
Liu Jianzhong， Liang Daolun， Zhou Yunan， et al. Review on Ignition and Combustion Characteristics of Boron Particles [J]. Journal of Solid Rocket Technology， 2017， 40（5）： 573-582. （in Chinese）
[13] 敖文. 硼颗粒点火燃烧机理研究[D]. 杭州： 浙江大学， 2014.
Ao Wen. Study on Ignition and Combustion Mechanism of Boron Particles[D]. Hangzhou： Zhejiang University， 2014.（in Chinese）
[14] 方传波. 固体火箭冲压发动机内硼颗粒着火燃烧过程研究[D]. 长沙： 国防科学技术大学， 2014.
Fang Chuanbo. Study of Ignition and Combustion Process of Boron Particles in Ducted Rockets[D]. Changsha： National University of Defense Technology， 2014.（in Chinese）
[15] Hussmann B， Pfitzner M. Extended Combustion Model for Single Boron ParticlesPart II： Validation[J]. Combustion and Flame， 2010， 157（4）： 822-833.
[16] Mohan G， Williams F A. Ignition and Combustion of Boron in O2/Inert Atmospheres[J]. AIAA Journal， 1972， 10（6）： 776-783.
[17] Mohan G， Williams F A. Note on LaserIgnited Boron[C]∥10th Aerospace Sciences Meeting， San Diego， CA， USA， 1972.
[18] Antaki P， Williams F A. Observations on the Combustion of Boron Slurry Droplets in Air[J]. Combustion and Flame， 1987， 67（1）： 1-8.
[19] Takahashi F， Dryer F L， Williams F A. Combustion Behavior of Free Boron Slurry Droplets[J]. Symposium （International） on Combustion， 1988， 21（1）： 1983-1991.
[20] Li S C， Williams F A， Takahashi F. An Investigation of Combustion of Boron Suspensions[J]. Symposium （International） on Combustion， 1989， 22（1）： 1951-1960.
[21] Li S C， Williams F A. Ignition and Combustion of Boron in Wet and Dry Atmospheres[J]. Symposium （International） on Combustion， 1991， 23（1）： 1147-1154.
[22] Young G， Sullivan K， Zachariah M R， et al. Combustion Characteristics of Boron Nanoparticles[J]. Combustion and Flame， 2009， 156（2）： 322-333.
[23] Ulas A， Kuo K K， Gotzmer C. Ignition and Combustion of Boron Particles in FluorineContaining Environments[J].Combustion and Flame， 2001， 127（1-2）： 1935-1957.
[24] Ulas A， Gotzmer C. Effects of FluorineContaining Species on the Ignition and Combustion of Boron Particles： Experiment and Theory[J]. International Journal of Energetic Materials and Chemical Propulsion， 2002， 5（1-6）： 453-463.
[25] Wang S， Schoenitz M， Dreizin E L. Combustion of Boron and BoronContaining Reactive Composites in Laminar and Turbulent Air Flows[J]. Combustion Science and Technology， 2017， 189（4）： 683-697.
[26] Chintersingh KL， Nguyen Q， Schoenitz M， et al. Combustion of Boron Particles in Products of an AirAcetylene Flame[J]. Combustion and Flame， 2016， 172： 194-205.
[27] Uda R T. A ShockTube Study of the Ignition Limit of Boron Particles[D]. Ohio： Air Force Institute of Technology， 1968.
[28] Hrier H， Burton R L， Pirman S R， et al. Shock Initiation of Crystalline Boron in Oxygen and Fluorine Compounds[C]∥30th Thermophysics Conference， San Diego， CA， 1995.
[29] Foelsche R O， Burton R L， Krier H. Ignition and Combustion of Boron Particles in Hydrogen/Oxygen Explosion Products[C]∥35th Aerospace Sciences Meeting and Exhibit， Reno， NV， 1997.
[30] Krier H， Burton R L， Spalding M J， et al. Ignition Dynamics of Boron Particles in a Shock Tube[J]. Journal of Propulsion and Power， 1998， 14（2）： 166-172.
[31] Spalding M J， Krier H， Burton R L. Emission Spectroscopy During Ignition of Boron Particles at High Pressure[C]∥35th Aerospace Sciences Meeting and Exhibit， Reno， NV， 1997.
[32] Rood T， Spalding M， Krier H， et al. Ignition Dynamics of Boron Particles in a Shock Tube[C]∥33rd AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference and Exhibit， Seattle， WA， 1997.
[33] Spalding M J， Krier H， Burton R L. Chemical Kinetics of Boron Combustion in High Pressure Ar/F/O2 Mixtures[C]∥34th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference and Exhibit， Cleveland， OH， 1998.
[34] Foelsche R O， Burton R L， Krier H. Boron Particle Ignition and Combustion at 30150 Atm[J]. Combustion and Flame， 1999， 117（1-2）： 32-58.
[35] Spalding M J， Krier H， Burton R L. Boron Suboxides Measured during Ignition and Combustion of Boron in Shocked Ar/F/O2 and Ar/N2/O2 Mixtures[J]. Combustion and Flame， 2000， 120（1-2）： 200-210.
[36] Yuasa S， Isoda H. Ignition and Combustion of Small Boron Lumps in an Oxygen Stream[J]. Combustion and Flame， 1991， 86（3）： 216-222.
[37] Yuasa S， Yoshida T， Kawashima M， et al. Effects of Pressure and Oxygen Concentration on Ignition and Combustion of Boron in Oxygen/Nitrogen Mixture Streams[J]. Combustion and Flame， 1998， 113（3）： 380-387.
[38] Yoshida T， Yuasa S. Effect of Water Vapor on Ignition and Combustion of Boron Lumps in an Oxygen Stream[J]. Proceedings of the Combustion Institute， 2000， 28（2）： 2735-2741.
[39] Suzuki N， Kuwahara T. Combustion Characteristics of Boron Particles for Ducted RocketsEffects of Pressure[C]∥49th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference， San Jose， CA， 2013.
[40] Kazaoka Y， Takahashi K， Tanabe M， et al. Combustion Characteristics of Boron Particles in the Secondary Combustor of Ducted Rockets[C]∥47th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit， San Diego， California， 2011.
[41] Obuchi K， Tanabe M， Kuwahara T. Ignition Characteristics of Boron Particles in the Secondary Combustor of Ducted Rockets-Effects of Magnalium Particle Addition[C]∥46th AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit， Reno， Nevada， 2008.
[42] Miyayama T ， Oshima H ， Toshiyuki S， et al. Improving Combustion of Boron Particles in Secondary Combustor of Ducted Rockets[C]∥42nd AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference &
