硬質(zhì)隔板雙脈沖發(fā)動機(jī)內(nèi)流場仿真研究

白濤濤，莫 展，2，張躍峰，房 雷，孫振華，王虎干，2

(1.中國空空導(dǎo)彈研究院，河南洛陽 471009；2.航空制導(dǎo)武器航空科技重點實驗室，河南洛陽 471009）

硬質(zhì)隔板雙脈沖發(fā)動機(jī)內(nèi)流場仿真研究

白濤濤1，莫 展1，2，張躍峰1，房 雷1，孫振華1，王虎干1，2

(1.中國空空導(dǎo)彈研究院，河南洛陽 471009；2.航空制導(dǎo)武器航空科技重點實驗室，河南洛陽 471009）

基于脈沖隔板總開孔面積一定的情況下，研究了不同級間開孔形式對一脈沖殼體絕熱層燒蝕和流動損失的影響，對帶硬質(zhì)隔板的雙脈沖發(fā)動機(jī)進(jìn)行了內(nèi)流場數(shù)值計算。結(jié)果表明：隔板背壁區(qū)渦流會加重絕熱層燒蝕，燃?xì)庠俑街c附近燒蝕情況最嚴(yán)重；改變開孔形狀和布局對隔板流動損失影響不大，但優(yōu)化開孔倒角設(shè)計可改善隔板孔流通能力；減小隔板外緣孔徑并加開隔板中心孔能有效減輕絕熱層燒蝕。

固體火箭發(fā)動機(jī)；雙脈沖；硬質(zhì)隔板；流場；數(shù)值模擬

0 引 言

導(dǎo)彈采用雙脈沖發(fā)動機(jī)具有射程更大、末端速度更高和機(jī)動性更強(qiáng)等優(yōu)勢［1-2］。常見的雙脈沖發(fā)動機(jī)多為隔板式,隔板又分為硬隔板和軟隔板兩種［3］。在研究硬質(zhì)隔板的過程中發(fā)現(xiàn),設(shè)計級間隔板開孔布局、形狀和大小時不但要考慮隔板承壓性能和打開性能,而且要考慮到點火裝置布局、發(fā)動機(jī)熱防護(hù)和流動損失的影響［4-5］,一旦隔板設(shè)計不合理,很容易造成發(fā)動機(jī)殼體的熱防護(hù)失效［6-7］。

本文針對某雙脈沖固體火箭發(fā)動機(jī),在總開孔面積一定時對硬質(zhì)隔板采用不同開孔形狀和布局情況下的內(nèi)流場進(jìn)行了數(shù)值計算,分析了其對發(fā)動機(jī)絕熱層燒蝕和流動損失的影響。

1 物理模型與計算方法

1.1 物理模型

1.1.1 雙脈沖發(fā)動機(jī)物理模型

本文涉及的雙脈沖發(fā)動機(jī)物理模型如圖1所示,具體由以下幾部分組成：一脈沖、第1點火裝置、隔板結(jié)構(gòu)、二脈沖、第2點火裝置和噴管。

圖1 雙脈沖發(fā)動機(jī)模型

1.1.2 隔板結(jié)構(gòu)模型

本文涉及的三種隔板幾何模型如圖2所示。三種隔板結(jié)構(gòu)的總開孔面積相等,開孔形式和布局方式有所不同,其中結(jié)構(gòu)A在隔板上開了8個周向均布的等面積花瓣形孔；結(jié)構(gòu)B在隔板上開了24個周向均布的等面積圓孔；結(jié)構(gòu)C在結(jié)構(gòu)B基礎(chǔ)上將安裝點火器的位置改為中心孔,減小了最外層孔面積,并對所有孔都進(jìn)行倒角設(shè)計。

圖2 多脈沖隔板開孔形式

1.2 計算方法

1.2.1 基本假設(shè)

由于多脈沖發(fā)動機(jī)燃燒室內(nèi)的流動是一個相當(dāng)復(fù)雜的物理和化學(xué)過程,為簡化計算,本文模型基于如下假設(shè)：

(1)在燃燒室內(nèi)流動過程中,均不再發(fā)生化學(xué)反應(yīng),也忽略熱輻射的作用；

(2)不考慮侵蝕燃燒效應(yīng)的影響和內(nèi)壁面燒蝕作用；

(3)假設(shè)顆粒為球形,不考慮顆粒的蒸發(fā)、揮發(fā)、破碎、燃燒和反應(yīng)；

(4)粒子的體積比小于0.1,屬于稀疏懸浮流動。

1.2.2 氣相控制方程

在雙脈沖發(fā)動機(jī)工作過程中,流體介質(zhì)為高溫高壓的可壓縮燃?xì)?其控制方程采用笛卡爾坐標(biāo)系下三維可壓縮N-S方程組,具體如下：

計算中采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型計算湍流影響,近壁采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理,粘性系數(shù)由Sutherland公式確定,熱力參數(shù)根據(jù)發(fā)動機(jī)工況由熱力計算獲得。

1.2.3 離散相控制方程顆粒相連續(xù)方程：

式中：υpn為顆粒流速垂直于流道的分量。

顆粒相動量方程：

式中：FD(u-up)為單位粒子質(zhì)量的拖曳力；up為粒子相速度；Re為粒子相雷諾數(shù)；CD為拖曳力系數(shù)。

顆粒相能量方程：

式中：T∞為當(dāng)?shù)貧庀鄿囟龋籬為對流換熱系數(shù)；εp為發(fā)射率；σ為波爾茲曼常數(shù)；θR為輻射溫度。

1.2.4 邊界條件

(1)氣相邊界

在計算過程中涉及四種氣相邊界條件：壓力入口邊界、無滑移絕熱固壁、對稱面邊界及壓力出口邊界,具體參數(shù)如表1所示。

表1 邊界條件

(2)顆粒相邊界

計算過程中,顆粒相入口速度為0,在固體壁面上應(yīng)用粒子反彈模型,粒子取統(tǒng)一直徑50μm,粒子溫度3 000 K。

2 計算結(jié)果與分析

2.1 壁面湍動能分布

圖3為一脈沖殼體靠近隔板附近的湍動能分布圖。由圖可見,由結(jié)構(gòu)A到結(jié)構(gòu)C,一脈沖殼體上的湍動能最大值逐漸減小(由165降到120,再降低到90),并且其分布也逐漸趨于平均,消除了殼體周向出現(xiàn)的局部高湍動能區(qū)域；隨著隔板結(jié)構(gòu)的變化,隔板后的氣流紊亂程度(湍流效應(yīng))逐漸減弱,使得一脈沖殼體絕熱層局部對流換熱效應(yīng)逐漸減弱,最終達(dá)到減輕該區(qū)域絕熱層燒蝕情況的目的。

圖3 一脈沖殼體湍動能分布

2.2 通過開孔截面的速度矢量及流線

圖4為開孔截面上一脈沖和二脈沖燃燒室內(nèi)的速度矢量和流線分布圖。圖中,從結(jié)構(gòu)A到結(jié)構(gòu)C燃?xì)庠俑街c位置逐漸向一脈沖殼體后端移動,并且隔板后出現(xiàn)了兩個臺階渦(隔板外緣臺階渦和隔板中心臺階渦)。結(jié)構(gòu)A由于外緣渦尺度太小中心渦尺度很大,隔板孔射流在中心渦壓迫下直接射向一脈沖殼體內(nèi)壁；結(jié)構(gòu)B受外緣渦尺度逐漸變大和中心渦尺度逐漸減小的聯(lián)合影響,使隔板孔射流先在外緣渦的壓迫下向發(fā)動機(jī)軸線方向偏移,隨著外緣渦影響的減弱,射流又以一定角度射向一脈沖殼體內(nèi)壁；結(jié)構(gòu)C增加了隔板中心孔之后,有效減弱了中心渦的尺度,極大減弱了中心渦對隔板射流向殼體方向的壓迫,使隔板射流在離隔板較遠(yuǎn)的位置才再次接觸一脈沖殼體內(nèi)壁。

圖4 隔板開孔截面上的速度矢量和流線圖

2.3 Al2O3粒子軌跡分布圖

圖5為雙脈沖發(fā)動機(jī)內(nèi)的Al2O3粒子軌跡分布圖。由圖可見,粒子從二脈沖流經(jīng)隔板孔之后撞擊一脈沖殼體的位置與燃?xì)饬鹘?jīng)隔板孔之后的再附著點位置相符合,從結(jié)構(gòu)A到結(jié)構(gòu)C粒子直接撞擊壁面的位置距離隔板越來越遠(yuǎn),這是由燃?xì)饬鞣蛛x再附著位置的變化引起的。

表2為粒子撞擊一脈沖殼體的速度和角度數(shù)據(jù)。隨著雙脈沖發(fā)動機(jī)隔板結(jié)構(gòu)的改變,粒子撞擊一脈沖殼體的速度和角度都急速減小。由于粒子撞擊壁面的速度和角度對絕熱層的沖刷和燒蝕起主要作用,所以隨著隔板結(jié)構(gòu)的改變,粒子對一脈沖殼體的沖刷和燒蝕也會迅速減弱。

圖5 雙脈沖發(fā)動機(jī)內(nèi)的Al2O3粒子軌跡分布圖

表2 不同隔板粒子撞擊一脈沖殼體參數(shù)

2.4 隔板前后的總壓恢復(fù)系數(shù)

表3為不同隔板開孔布局和形狀情況下隔板前后的總壓恢復(fù)系數(shù)。總體來說三種結(jié)構(gòu)總壓恢復(fù)差別不大,而結(jié)構(gòu)C通過增加開孔倒角之后,總壓恢復(fù)較前兩種結(jié)構(gòu)出現(xiàn)了微小的提高,可見在總開孔面積一定時,改變開孔形狀和布局對隔板流動損失影響不大,但是對隔板孔進(jìn)行倒角設(shè)計可適當(dāng)降低隔板流動損失,改善隔板孔流通性能。

表3 隔板前后總壓恢復(fù)系數(shù)

3 結(jié) 論

本文在脈沖隔板開孔總面積一定的情況下,對采用不同級間開孔形式的多脈沖發(fā)動機(jī)穩(wěn)態(tài)三維內(nèi)流場進(jìn)行仿真計算,并對其結(jié)果進(jìn)行分析,同時將之與試驗結(jié)果和數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析,得出：

(1)隔板背壁區(qū)渦流會加重該區(qū)域的燒蝕情況,氣流再附著點附近的燒蝕情況最嚴(yán)重；

(2)總開孔面積一定時,減小隔板外緣開孔孔徑并加開隔板中心孔能夠有效降低燃?xì)鈱σ幻}沖殼體絕熱層的燒蝕作用；

(3)總開孔面積一定時,改變開孔形狀和布局對隔板流動損失影響不大,但對隔板孔進(jìn)行倒角設(shè)計可適當(dāng)降低隔板流動損失,改善流通性能。

［1］阮崇智.戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈固體火箭發(fā)動機(jī)的關(guān)鍵技術(shù)問題［J］.固體火箭技術(shù),2002,25(2)：8-12.

［2］劉延國,何洪慶.多脈沖能量控制在戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈中的作用［J］.推進(jìn)技術(shù),1998(5)：110-114.

［3］曹熙煒,任軍學(xué),王長輝,等.軟隔板雙脈沖發(fā)動機(jī)二級點火延遲試驗分析［J］.北京航空航天大學(xué)學(xué)報,2012, 38(2)：244-246.

［4］朱衛(wèi)兵,張永飛,陳宏,等.雙脈沖發(fā)動機(jī)內(nèi)流場研究［J］.彈箭與制導(dǎo)學(xué)報,2012,32(1)：114-117.

［5］劉世東,張輝,楊小良.脈沖發(fā)動機(jī)級間隔離技術(shù)研究［J］.航空兵器,2011(4)：55-57.

［6］孫娜,婁永春,孫長宏,等.某雙脈沖發(fā)動機(jī)燃燒室兩相流場數(shù)值分析［J］.固體火箭技術(shù),2012,35(3)：335-338.

［7］劉亞冰,王長輝,劉宇.雙脈沖發(fā)動機(jī)燃燒室局部燒蝕特性分析［J］.固體火箭技術(shù),2011,34(4)：453-456.

The Simulation Study of Inner Flow Field for Dual-Pulse Solid Rocket Motor with Rigrid Clapboard

Bai Taotao1,Mo Zhan1,2,Zhang Yuefeng1,Fang Lei1,Sun Zhenhua1,Wang Hugan1,2
(1.China Airborn Missile Academy,Luoyang 471009,China；2.Aviation Key Laboratory of Science and Technology on Airborne Guided Weapons,Luoyang 471009,China)

Studying on the influence of different interstage ports on the ablation of first-pulse's insulator and flow loss under the same total area of interstage ports,the numerical simulation of inner flow field is applied to dual-pulse solid rocKetmotorwith rigrid clapboard.The results show that the bacKward eddys can enhance the ablation of insulator,and there is theworst ablation at reattachment point.The change of the shape and position of interstage ports have little effect on the flow loss of clapboard,but the optimal design can improve the intaKe capacity of interstage ports.Reducing the diameter of outer ports and increasing central port can weaKen ablation effectively.

solid rocKetmotor；dual-pulse；rigrid clapboard；flow field；numerical simulation

V435

A

1673-5048(2015)03-0051-03

2015-03-20

國家自然科學(xué)基金資助項目（11402283）

白濤濤（1983-），男，河南洛陽人，碩士研究生，研究方向是固體火箭發(fā)動機(jī)仿真。