郭佳肄，胡曉磊，孫船斌，張學(xué)鋒，馬大為

(1.安徽工業(yè)大學(xué) a.工程實(shí)踐與創(chuàng)新教育中心； b.機(jī)械工程學(xué)院; c.計(jì)算機(jī)學(xué)院， 安徽 馬鞍山 243002；2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094)

【裝備理論與裝備技術(shù)】

開口向上的環(huán)形腔寬度對(duì)彈射載荷的影響

郭佳肄1a，胡曉磊1b，孫船斌1b，張學(xué)鋒1c，馬大為2

(1.安徽工業(yè)大學(xué) a.工程實(shí)踐與創(chuàng)新教育中心； b.機(jī)械工程學(xué)院; c.計(jì)算機(jī)學(xué)院， 安徽 馬鞍山 243002；2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094)

為了研究開口向上的環(huán)形腔寬度對(duì)低溫燃?xì)鈴椛涑跞菔覂?nèi)載荷的影響，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法，結(jié)合SST湍流模型、有限速率/渦耗散燃燒模型和域動(dòng)分層動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)，建立密閉空間導(dǎo)彈彈射過(guò)程二次燃燒模型。在與實(shí)驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，結(jié)合數(shù)值模擬研究了開口向上的環(huán)形腔寬度對(duì)低溫燃?xì)鈴椛漭d荷的影響。結(jié)果表明：環(huán)形腔寬度為110 mm時(shí)，彈射載荷變化最平穩(wěn)，且無(wú)明顯雙峰現(xiàn)象。研究結(jié)果為導(dǎo)彈燃?xì)鈴椛涞某跞菔医Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)；低溫燃?xì)鈴椛?；二次燃燒；載荷

低溫燃?xì)鈴椛渚哂胁僮骱?jiǎn)單和無(wú)需熱防護(hù)等優(yōu)勢(shì)，在國(guó)內(nèi)外導(dǎo)彈發(fā)射中廣泛應(yīng)用[1]。由于低溫推進(jìn)劑燃燒后產(chǎn)生大量未完全燃燒的氣體組分，在空氣中產(chǎn)生二次燃燒現(xiàn)象，造成初容室內(nèi)載荷突然增加，影響導(dǎo)彈出筒參數(shù)。針對(duì)二次燃燒問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外主要采用有限速率/渦耗散模型進(jìn)行研究。Luan[2]采用該方法結(jié)合氣固兩相流理論研究了煤的燃燒過(guò)程。Dharavath[3]采用有限速率/渦耗散模型建立了氫燃料超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)三維流動(dòng)模型，獲得的燃燒波速度在近尾跡區(qū)域與實(shí)驗(yàn)吻合較好。遲宏偉[4]采用熱解氣體有限速率/渦耗散模型研究了沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室中PMMA自點(diǎn)火性能。李仁鳳[5]運(yùn)用該方法結(jié)合動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)研究了低溫推進(jìn)劑燃燒產(chǎn)物對(duì)低溫彈射內(nèi)彈道與載荷的影響。胡曉磊、 樂(lè)貴高和馬大為[6]研究了環(huán)形腔的開口方向?qū)椛漭d荷和內(nèi)彈道的影響，結(jié)果表明環(huán)形腔開口向上時(shí)，燃?xì)鈴椛漭d荷低于無(wú)環(huán)形腔和開口向下的環(huán)形腔結(jié)構(gòu)。本文在文獻(xiàn)[6]的基礎(chǔ)上，研究環(huán)形腔的寬度對(duì)低溫彈射載荷的影響。

1 物理模型和計(jì)算方法

1.1 彈射裝置結(jié)構(gòu)

低溫燃?xì)鈴椛涑跞菔医Y(jié)構(gòu)如圖1所示。從燃?xì)獍l(fā)生器噴出的低溫燃?xì)庠诔跞菔覂?nèi)二次燃燒，推動(dòng)尾罩向上運(yùn)動(dòng)。

圖1 低溫燃?xì)鈴椛涑跞菔医Y(jié)構(gòu)示意圖

1.2 控制方程

由于低溫燃?xì)鈴椛涑跞菔揖哂休S對(duì)稱結(jié)構(gòu)特性，采用二維軸對(duì)稱多組分N-S方程

(1)

式中符號(hào)意義參見文獻(xiàn)[6]。

湍流模型采用RNGk-ε湍流模型[7]，二次燃燒采用有限速率/渦耗散模型[8]，采用域動(dòng)分層動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)[9]模擬導(dǎo)彈尾罩的運(yùn)動(dòng)過(guò)程。

1.3 網(wǎng)格模型和邊界條件

本文建立了三種網(wǎng)格密度流動(dòng)模型，分別為10.2萬(wàn)網(wǎng)格、6.7萬(wàn)網(wǎng)格和2.2萬(wàn)網(wǎng)格。提取P點(diǎn)壓力和溫度載荷作為比較對(duì)象。通過(guò)分析圖2壓力曲線和圖3溫度曲線可見，2.2萬(wàn)網(wǎng)格的P點(diǎn)溫度與6.7萬(wàn)和10.2萬(wàn)網(wǎng)格相差較大。綜合數(shù)值計(jì)算經(jīng)濟(jì)性，采用6.7萬(wàn)初始計(jì)算網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。圖4為包含開口向上的環(huán)形腔結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型。燃?xì)馐覊毫﹄S時(shí)間變化曲線如圖5所示。燃?xì)獍l(fā)生器噴噴管入口燃燒產(chǎn)物的組分由CEA軟件計(jì)算，噴管入口和初容室內(nèi)初始?xì)怏w質(zhì)量分?jǐn)?shù)如圖6所示。

圖2 不同網(wǎng)格下觀測(cè)點(diǎn)壓力曲線

圖3 不同網(wǎng)格下觀測(cè)點(diǎn)溫度曲線

圖4 網(wǎng)格模型

圖5 入口壓力曲線

圖6 噴管入口氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)

采用有限體積法對(duì)控制方程進(jìn)行離散，壓力梯度、動(dòng)量方程和湍流方程采用二階迎風(fēng)格式。

1.4 數(shù)值方法驗(yàn)證.

為了驗(yàn)證數(shù)值方法的有效性，對(duì)比了無(wú)環(huán)形腔下觀測(cè)點(diǎn)P的壓力數(shù)值計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，如圖7所示。初容室內(nèi)最大壓力直接影響導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)的對(duì)地載荷，其精度直接影響數(shù)值仿真的參考價(jià)值。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果均顯示了第一個(gè)壓力峰值最大壓力所在位置，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果誤差為6.02%。表明本文的數(shù)值計(jì)算方法對(duì)燃?xì)鈴椛涞墓こ淘O(shè)計(jì)具有指導(dǎo)價(jià)值。

圖7 觀測(cè)點(diǎn)壓力數(shù)值計(jì)算曲線與實(shí)驗(yàn)曲線

2 結(jié)果與分析

圖8和圖9分別為5種工況的發(fā)射筒內(nèi)觀測(cè)點(diǎn)壓力和溫度隨曲線，表1為五種環(huán)形腔寬度工況的觀測(cè)點(diǎn)壓力數(shù)據(jù)。

從圖8和表1可見，環(huán)形腔寬度為60 mm時(shí)，在0.261 2t0時(shí)刻，存在第一個(gè)壓力峰值，為0.739 5p0。隨著環(huán)形腔寬度的增加，第一個(gè)壓力峰值依次減小。環(huán)形腔寬度為130 mm時(shí)，觀測(cè)點(diǎn)壓力曲線僅存在一個(gè)壓力峰值，發(fā)生在0.726 4t0時(shí)刻，壓力為0.712 5P0。環(huán)形腔寬度在60～110 mm之間時(shí)，隨著環(huán)形腔寬度的減小，第二個(gè)壓力峰值依次減小。其中，當(dāng)環(huán)形腔寬度為110 mm時(shí)，觀測(cè)點(diǎn)第二個(gè)壓力峰值最小，為0.680 8t0?？梢姯h(huán)形腔寬度達(dá)到130 mm時(shí)，抑制了二次反應(yīng)過(guò)程，造成筒內(nèi)壓力出現(xiàn)“單峰”現(xiàn)象。從表1還可以看出，環(huán)形腔寬度為110 mm時(shí)，筒內(nèi)第一個(gè)壓力峰值最小，為0.704 1P0。由此可見，環(huán)形腔寬度為110 mm時(shí)，發(fā)射筒內(nèi)觀測(cè)點(diǎn)壓力變化最平穩(wěn)。同時(shí)，初容室內(nèi)的最大壓力峰值直接影響導(dǎo)彈的對(duì)地載荷，因此開口向上的環(huán)形腔寬度為110 mm時(shí)對(duì)發(fā)射地面的損傷小于其他四種工況，在一定程度上提高了發(fā)射安全性。從圖9可見，五種環(huán)形腔寬度下的觀測(cè)點(diǎn)溫度變化趨勢(shì)相同，都是先升高，后降低。觀測(cè)點(diǎn)溫度在0.87T0左右。這說(shuō)明環(huán)形腔的寬度對(duì)初容室內(nèi)溫度影響較小。

綜合5種算例壓力云圖、溫度云圖以及觀測(cè)點(diǎn)載荷變化規(guī)律可以看出，環(huán)形腔寬度為110 mm時(shí)，發(fā)射筒內(nèi)壓力載荷變化最平穩(wěn)。

圖8 觀測(cè)點(diǎn)壓力曲線

圖9 觀測(cè)點(diǎn)溫度曲線

表1 觀測(cè)點(diǎn)壓力數(shù)據(jù)

3 結(jié)論

建立了5種寬度的環(huán)形腔結(jié)構(gòu)模型，通過(guò)與實(shí)驗(yàn)對(duì)比，驗(yàn)證了模型的有效性。研究了五種不同寬度的開口向上的環(huán)形腔結(jié)構(gòu)，數(shù)值仿真結(jié)果表明，當(dāng)環(huán)形腔寬度為110 mm 時(shí)，導(dǎo)彈出筒過(guò)程中，初容室內(nèi)壓力無(wú)明顯“雙峰”現(xiàn)象，且壓力峰值最小，對(duì)地載荷也最小。說(shuō)明對(duì)初容室環(huán)形腔寬度進(jìn)行合理改進(jìn)后，可以提高發(fā)射安全性。

[1] 李廣裕.戰(zhàn)略導(dǎo)彈彈射技術(shù)的發(fā)展[J].國(guó)外導(dǎo)彈與航天運(yùn)載器,1990(7):38-49.

[2] LUAN YAN TSAN,CHYOU YAU-PIN,WANG TING.Numerical analysis of gasification perform via finite-rate model in a cross-type two-stage gasifier[J].International Journal of Heat and Transfer,2013,57:558-566.

[3] DHARAVATH M,MANNA P.CHAKRABORTY D.Thermo chemical exploration of hydrogen combustion in generic scramjet combustion[J].Aerospace Science and Technology,2013,24(1):264-274.

[4] 遲宏偉,魏志軍,王利和,等.固體燃料超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室中PMMA自點(diǎn)火性能數(shù)值研究[J].推進(jìn)技術(shù),2014,35(6):799-808.

[5] 李仁鳳,樂(lè)貴高,馬大為.燃燒產(chǎn)物特性對(duì)燃?xì)鈴椛鋬?nèi)彈道與載荷的影響研究[J].兵工學(xué)報(bào),2016,37(2):245-252.

[6] 胡曉磊,樂(lè)貴高,馬大為,等.環(huán)形腔對(duì)燃?xì)鈴椛浒l(fā)射筒二次反應(yīng)影響數(shù)值研究[J].兵工學(xué)報(bào),2015,36(6):1024-1032.

[7] SHI T H.A newk-εEddy-viscosity model for high Reynolds number turbulent flows-model development and validation[J].Computers & Fluids，1995，24(3)：227-238.

[8] GUESSAB A,ARIS A,BOUNIF A.Simulation of turbulent piloted methane non-premixed flame based on combination of finite-rate/eddy-dissipation model[J].Mechanika,2013,19(6):657-664.

[9] 姜毅，郝繼光，傅德彬.導(dǎo)彈發(fā)射過(guò)程三維非定常數(shù)值模擬[J].兵工學(xué)報(bào)，2008，29(8)：911-915.

[10]胡曉磊，樂(lè)貴高，馬大為.燃?xì)鈴椛浒l(fā)射筒內(nèi)燃?xì)?空氣二次燃燒現(xiàn)象研究[J].彈道學(xué)報(bào)，2014,26(4)：76-81.

(責(zé)任編輯周江川)

Chamber Width Influence on Gas-Ejection Load

GUO Jia-yi1a, HU Xiao-lei1b, SUN Chuan-bin1b, ZHANG Xue-feng1c, MA Da-wei2

(1.a.Center of Engineering Practice and Innovation; b.School of Mechanical Engineering;c.School of Computer Science and Technology, Anhui University of Technology, Ma’anshan 243002, China;2.School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China)

To study the upward annular chamber width influence on lower-temperature gas-ejection load, the computational fluid dynamics methods, SST turbulent model, Finite-rate/Dissipation model and dynamic mesh method were adopted to establish the ejection secondary-combustion model compared with experimental results and the obstacle width influence on ejection load. Results show that while the annular chamber width is 110 mm, the load change most gently and without double peak value. Results can provide reference for designing initial chamber structure.

computational fluid dynamics; lower-temperature ejection; secondary combustion; load

2016-09-10；

郭佳肄(1986—)，女，碩士，主要從事計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)研究。

10.11809/scbgxb2016.12.010

郭佳肄，胡曉磊，孫船斌，等.開口向上的環(huán)形腔寬度對(duì)彈射載荷的影響[J].兵器裝備工程學(xué)報(bào)，2016(12):42-44.

format:GUO Jia-yi, HU Xiao-lei, SUN Chuan-bin,et al.Chamber Width Influence on Gas-Ejection Load[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2016(12):42-44.

TJ768

A

2096-2304(2016)12-0042-04

修回日期：2016-09-30