底排點火具在大氣中燃燒火焰擴展特性

馬龍澤, 余永剛

(南京理工大學(xué)能源與動力工程學(xué)院, 江蘇 南京 210094)

1 引 言

底部排氣彈通過底排裝置對彈底添能加質(zhì)以減小壓阻來達到增程目的,而點火散布是引起底排彈散布和射程變化的重要因素,其和推進劑的燃燒規(guī)律均與點火具的點火性能密切相關(guān)[1]。不同的點火藥和點火具結(jié)構(gòu)使得點火具的工作性能具有多樣性。郭錫福[2]論證了點火具對點火性能起主要作用以及點火一致性對增程減小散布的重要性,并提出了利用底排阻力曲線確定點火時間的科學(xué)方法。張峰[3]著重分析了不同類型點火具和不同質(zhì)量點火藥劑在底排彈試驗中所帶來的影響。張炎青[4]研究了底排藥劑點火過程對縱向密集度影響的簡易計算方法,并用于處理試驗數(shù)據(jù),從而改善點火條件。吳學(xué)易[5]和丁則勝等[6]實驗分析了點火具噴氣孔徑、裝藥量和點火具位置等參數(shù)對二次點火一致性的影響。潘功配[7]、王健等[8]通過點火瞬時性模擬實驗,研究了多種點火具對底排藥柱點火延遲時間、點火燒蝕性和燃燒速度的影響差異性,更深入地了解了藥柱的點火和二次點火過程。陸春義[9]采用半密閉爆發(fā)器模擬炮口壓力突降過程,研究了底排點火具在高降壓速率下的瞬態(tài)燃燒特性及工作性能。張領(lǐng)科[10-11]建立了底排裝置內(nèi)彈道和外彈道計算模型,基于獨立隨機假設(shè)理論,數(shù)值分析了由于點火延遲時間、底排裝置工作時間造成的不一致性對射程散布的影響,并研究了點火具射流特性對藥柱點火延遲的影響。Pa?agic[12]針對不同配方的底排點火藥,比較分析了氣相產(chǎn)物組分對線性燃速、壓力、潛熱和點火溫度等參數(shù)的影響。

點火具燃燒性能是底排增程技術(shù)的研究重點。之前的研究多是以點火具和底排推進劑共同作用下,底排裝置的工作性能為重心,未能從點火具自身燃燒特性出發(fā),探討其對底排推進劑點火的影響。為此,本研究借助高速錄像儀和紅外熱像儀,通過不同點火具的燃燒實驗測試,從點火具燃燒射流擴展特性的角度分析了鎂/聚四氟乙烯(MT)、硝酸鋇(Ba(NO3)2)和氫化鋯/氧化鉛(ZrH2/PbO2)三種點火藥劑和噴孔直徑(6.5 mm,8 mm)對點火具燃燒特性的影響,初步討論了其對推進劑的點火作用,并以基于內(nèi)節(jié)點的有限體積法對MT點火具的燃燒場進行了數(shù)值模擬,研究了點火藥質(zhì)量比和點火具孔徑對點火具在大氣中的燃燒特性的影響規(guī)律。

2 實驗

2.1 實驗樣品

實驗測試采用三種點火藥劑,分別以MT、Ba(NO3)2和ZrH2/PbO2為主要成分,其中,MT點火藥劑配制了三種配方,MT質(zhì)量比(鎂: 聚四氟乙烯)分別為45∶55、55∶45、61∶39。ZrH2/PbO2點火藥中兩種組分的質(zhì)量比(ZrH2∶PbO2)為40∶60。將上述各試樣稱量并混合均勻后,分別壓制在內(nèi)徑30 mm、外徑34 mm和高32 mm的點火具內(nèi),圖1為點火具示意圖,其端面周向均布6個噴孔,孔徑d為6.5 mm或者8 mm。據(jù)此設(shè)計的七種模擬點火具的主要性能參數(shù)如表1所示。

圖1 底排點火具示意圖

Fig.1 Schematic diagram of base-bleed igniter

表1 七種點火具的設(shè)計參數(shù)

Table 1 Design parameters of 7 igniters

igniterorificediameter/mmcomponentmassratioignitionagentmass/g1#8MT45∶55202#8MT55∶45203#8MT61∶39204#6．5MT55∶45205#6．5MT61∶39206#8Ba(NO3)2-207#6．5ZrH2/PbO240∶6080

2.2 實驗裝置

點火具通過螺紋固定在鐵質(zhì)底盤上,實驗時,在點火具端面上放置少量的硝化棉引火藥,然后通過丁烷噴槍點火器(2000 K)點燃。圖2為實驗觀測系統(tǒng)示意圖,采用高速攝像系統(tǒng)(HSC)記錄點火具噴射燃燒隨時間的演變過程,同時借助紅外熱像儀(ITI,SC7000,Flir Systems)監(jiān)測燃燒時的火焰溫度并獲得火焰溫度的空間分布。

圖2 實驗系統(tǒng)示意圖

Fig.2 Schematic diagram of experimental system

2.3 實驗結(jié)果與討論

2.3.1 點火具燃燒射流在大氣中擴展演變特性

觀察1#～7#點火具在大氣中的點火和燃燒過程,根據(jù)火焰特性,將點火具燃燒分為兩大類型。1#～6#點火具的燃燒射流主體為高溫氣體,包含少量的凝聚相粒子,并伴有強烈的白熾亮光,具有明顯的火焰區(qū),稱為Ⅰ類型點火具。由于各點火具的燃燒擴展過程類似,這里僅以5#點火具為例,取點火具初次出現(xiàn)火焰的前一幀為零時刻,即點火具開始著火的時刻,其在大氣中燃燒的演變過程如圖3a所示。由圖3a可見,0.672 s時,點火射流呈現(xiàn)明顯的多股射流摻混現(xiàn)象,隨著時間推移,多股燃燒射流匯聚完成,整體上表現(xiàn)出單股自由射流特征。這種點火具主要以熱對流和熱輻射的方式對底排推進劑進行熱點火,少量的凝聚相粒子使得侵蝕燃燒較微弱,不會破壞推進劑的“平行層”燃燒規(guī)律,有利于增加底排彈射程,改善縱向密集度。圖3b為7#點火具在大氣中燃燒的演變過程,該點火具燃燒產(chǎn)物大部分為稠密凝聚相粒子,無明顯火焰區(qū),稱為Ⅱ類型點火具。該點火具燃燒產(chǎn)物的主要成分是高密度的ZrO2和PbO粒子,且空間分布遠(yuǎn)大于Ⅰ類型點火具,主要通過稠密熱粒子粘附于推進劑表面,以熱傳導(dǎo)實現(xiàn)點火。底排裝置工作時,在離心作用力下,較高的動能使得它們必然會對推進劑造成嚴(yán)重的蝕坑,破壞推進劑的燃燒規(guī)律,降低底排彈射程,減小密集度。潘功配[7]對底排藥柱點火進行的中止燃燒實驗,發(fā)現(xiàn)采用ZrH2/PbO2點火具點火的藥柱燃面不單有坑,而且中間形成了幾乎使藥柱斷開的較大溝槽。本研究所得結(jié)論與該實驗相吻合。

點火一致性是影響底排彈射程散布的主要因素之一,而點火具的點燃時間對底排藥劑點火延遲時間有重要影響。點火具的點燃時間定義為:點火具從著火開始, 到火焰高度和射流擴展角基本不變,點火具燃燒達到穩(wěn)定狀態(tài)的時間。實驗對1#～6#點火具燃燒過程高速錄像照片進行測量,可得出火焰高度和燃燒射流擴張角隨時間的變化曲線,如圖4所示。

a. combustion evolution of the first type of igniter (5#)

b. combustion evolution of the second type of igniter(7#)

圖3 5#和7#點火具在大氣中燃燒的演變過程

Fig.3 Evolution process of combustion for igniters in the atmosphere

a. flame height

b. expansion angle

圖4 Ⅰ類型點火具燃燒火焰高度和射流擴張角隨時間的變化曲線

Fig.4 Curves of change in combustion flame height and jet expansion angle with time for igniter Ⅰ

由圖4可知,點火具著火開始燃燒之后,火焰脈動較強烈,火焰高度和射流擴張角均有一個先增大再減小的過程,之后略有波動。各點火具的點燃時間、穩(wěn)定燃燒時的火焰高度和射流擴張角如表2所示。由表2可知,對于1#～3#點火具,點火具孔徑不變,為8 mm,點燃時間隨著鎂含量增大而縮減,分別為0.96 s、0.8 s和0.56 s,點火具穩(wěn)定燃燒后,鎂含量越大,燃燒射流擴張角越大,但火焰高度卻會隨之降低,對孔徑為6.5 mm的4#和5#點火具也能得出相同的結(jié)論,相應(yīng)的點燃時間分別為1.36 s和1.28 s。對于2#,4#點火具或3#,5#點火具,點火藥質(zhì)量比一定,點火具孔徑增大,則點燃時間縮短,燃燒射流擴張角增大,火焰高度變短。對于1#～3#、6#點火具,孔徑一定,Ba(NO3)2點火具燃燒火焰比MT點火具更高,但點燃時間更長,而其燃燒射流擴張角介于2#和3#點火具之間。由此可得,對于MT點火具,增大鎂含量或增大孔徑有利于縮短點火具的點燃時間,提高底排彈的點火一致性。但是,相應(yīng)地,燃燒火焰高度和射流擴張角也會改變。若火焰高度達不到推進劑高度,則會導(dǎo)致噴口處推進劑局部溫度偏低; 若射流擴張角過小,則由于點火“死角”的存在,近點火具處推進劑溫度相對偏低,進而引起推進劑內(nèi)表面燃速不一致,破壞其燃燒規(guī)律,不能有效增程。

表2 1#～6#點火具燃燒性能參數(shù)

Table 2 Combustion performance parameters of igniter 1#-6#

No．1#2#3#4#5#6#t/s0．960．800．561．361．281．30H/cm25．85625．05620．09647．20031．61643．136θ/(°)44．657．261．034．449．859．0

為綜合分析火焰高度H和燃燒射流擴張角θ對推進劑點火的影響,提出以點火面積有效因子來表示推進劑點火面積的有效程度,推進劑點火示意圖如圖5所示。圖5中,r為點火具與推進劑燃面間距,h1為點火具高度,d0為底排藥柱內(nèi)徑,H0為底排藥柱高度。點火面積有效因子ξ定義為: 火焰覆蓋推進劑面積S1與推進劑面積S0之比。需注意的是,若火焰比推進劑高,那么H=H0-h1,則點火面積有效因子ξ的關(guān)系式如下所示:

(1)

ξ越接近1,則表明點火有效面積越大,適當(dāng)減小點火具高度和推進劑內(nèi)徑也可使得推進劑更加符合幾何燃燒定律。為分析點火具的點火性能,可用點燃時間與點火面積有效因子之比t/ξ來表示,t/ξ越小,點火具的點火性能越好。針對某火炮底排彈配套用制式藥柱,其內(nèi)徑為d0=41.5 mm,高H0=100 mm,則1#～6#點火具的點火面積有效因子ξ如表3所示。對于MT點火具,3#點火具性能最優(yōu),且點燃時間最短。而以Ba(NO3)2為點火藥的6#點火具雖然點火有效面積較大,但點燃時間也較長,致使其整體點火性能較弱。

圖5 推進劑點火示意圖

Fig.5 Schematic diagram of ignition to propellant

表3 1#～6#點火具點火性能評估

Table 3 Ignition performance evaluation of igniter 1#-6#

No．1#2#3#4#5#6#ξ0．5880．6110．6160．5590．5990．614t/ξ1．631．310．912．432．142．12

2.3.2 溫度分布特性

圖6為1#～6#點火具在大氣中燃燒的火焰紅外熱像圖。由于紅外熱像儀測溫方式為非接觸式,燃燒流場外圍的低溫區(qū)未能捕捉,所以取高于500 ℃的溫度區(qū)域。實驗表明,點火具燃燒流場的最高溫度區(qū)都位于近噴孔區(qū)域,鎂含量越大,火焰溫度越低,點火具噴孔直徑并不會影響火焰溫度大小,但會影響火焰高度。6#點火具的火焰溫度最高,火焰高度最大。1#～6#點火具燃燒基本穩(wěn)定時的火焰溫度如表4所示。

表4 1#～6#點火具燃燒火焰溫度

Table 4 Combustion flame temperature of igniter 1#-6#

No．1#2#3#4#5#6#T/℃2132．61956．41812．81956．41812．83243．3

圖6 1#～6#點火具火焰紅外熱像圖

Fig.6 Flame infrared thermal images of igniter 1#-6#

3 數(shù)值模擬

3.1 數(shù)理模型

以MT點火具為例,數(shù)值分析質(zhì)量比和孔徑對其穩(wěn)定燃燒擴展性能的影響。針對MT點火具在大氣中的燃燒射流特性,對其噴射燃燒過程作如下假設(shè): 不考慮凝聚相粒子影響,固相蒸發(fā)、分解僅產(chǎn)生Mg蒸氣和C2F4,作為氣相初始反應(yīng)物; 多股燃?xì)馍淞鳛椴豢蓧豪硐霘怏w射流,作定常流動; 只考慮射流混合氣內(nèi)部組分反應(yīng),忽略與大氣反應(yīng); 多組分氣體化學(xué)反應(yīng)速率遵循Arrhenius定律[13]。

根據(jù)上述物理模型,建立如下三維定常流動燃燒基本控制方程:

(1)連續(xù)性方程

(2)

式中,V是速度矢量,m·s-1;ρ是混合氣體密度,kg·m-3。

(3)

式中,p是壓力,Pa;R是通用氣體常數(shù),8.314 J·mol-1·K-1;T是溫度,K;Yi為組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù);Mi是組分i的摩爾質(zhì)量。

(2)動量方程

(4)

式中,下標(biāo)j和k取值范圍是(1,2,3);μ是分子動力粘度,N·s·m-2;μt是湍動粘度,N·s·m-2。

(3)能量方程

(4)

式中,λ是氣相傳熱系數(shù),W·m-1·K-1;cp是氣相混合物比熱容,J·kg-1·K-1;σT為湍流Prandtl數(shù);ST為能量源項,W·m-3。

(6)

(4)組分輸運方程

(7)

式中,由于∑iYi=1,所以只需求解n-1種成分; Ri為系統(tǒng)內(nèi)部單位時間內(nèi)單位體積通過化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生的該組分的質(zhì)量,即凈產(chǎn)生速率,kg·m-3·s-1; Ji為組分i的擴散通量,mol·m-2·s-1,由濃度梯度產(chǎn)生。

(8)

式中,Di,m是組分i的質(zhì)量擴散系數(shù),m2·s-1; Sct是湍流施密特數(shù)。

以雷諾平均兩方程Realizablek-ε模型來模擬流場中的湍流效應(yīng)[14],方程如下:

湍流動能方程

(9)

湍流耗散率方程

(10)

(8)式～(9)式中,σk=1.0,σε=1.2,C2=1.9

式中,Gk是由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項; σk和σε分別是與湍動能k和耗散率ε對應(yīng)的Prandtl數(shù)。

3.2 反應(yīng)動力學(xué)機理

Deyong[15]提出的反應(yīng)動力學(xué)機理共有18步反應(yīng),如果以這種復(fù)雜的反應(yīng)機理耦合湍流模型來數(shù)值模擬,計算的代價比較大,所以有必要對其進行簡化。根據(jù)Christo[13]對MT氣相混合組分反應(yīng)動力學(xué)敏感性分析可知: 鎂Mg主要通過與CF2反應(yīng)生成MgF2而消耗,F對Mg的氧化微乎其微,可以忽略; 同時,火焰溫度不僅與四氟乙烯C2F4的分解有很大關(guān)系,碳的結(jié)合反應(yīng)2C=C2對其也有很大影響,其余高碳反應(yīng)影響甚微,可不作考慮,故MT氣相組分燃燒模型可簡化成表5所示的三步主要反應(yīng)。

表5MT組分反應(yīng)動力學(xué)機理

Table 5 The kinetic mechanism of reactions for MT composition

stepK=ATbexp-E/RT()reactionsA/mol·cm·s·KbE/J·mol-11C2F4+M=2CF2+M7．82×10150．52．33×1052Mg+CF2=MgF2+C4．00×10140．58．37×10432C=C21．80×1021-1．60．0

為驗證三步簡化機理的合理性,分別以Deyong[15]提出的機理和三步簡化機理計算了3#點火具0.1 MPa下零維完全攪拌反應(yīng)器(PSR)內(nèi)主要組分的濃度變化,如圖7所示。由圖7可知,以三步簡化機理預(yù)測主要成分的摩爾分?jǐn)?shù)是可信的,雖然簡化機理的反應(yīng)時間延遲了7 μs,但湍流特征時間尺度約為10-3s,對于流動與化學(xué)反應(yīng)耦合,Da數(shù)約為103,所以相對于湍流，化學(xué)反應(yīng)足夠快,故反應(yīng)延遲時間影響可忽略。這里采用渦耗散概念(EDC)模型[16],在湍流流動中耦合反應(yīng)動力學(xué)機理。

圖7 Deyong機理與三步機理主要組分摩爾分?jǐn)?shù)比較

Fig.7 Comparison of mole fraction for major species between Deyong and 3-step mechanisms

3.3 計算域和邊界條件

假定燃燒流場為三維對稱結(jié)構(gòu),為減小計算負(fù)擔(dān),參照實驗尺寸,取六分之一流場為數(shù)值模擬的計算域,如圖8所示,徑向250 mm,軸向1000 mm。點火具噴孔為速度入口邊界,其他三類邊界分別是燃?xì)獾某隹趬毫吔?、無滑移絕熱壁面邊界以及對稱邊界。開始時計算域內(nèi)燃燒射流未噴出,因此初始化為大氣環(huán)境參數(shù):T=T0=300 K,p=p0=101325 Pa。入口邊界速度值由實驗確定,即V=V0=10 m·s-1,燃?xì)馊肟跍囟葹榇髿鈮合翸g的沸點[17],T=T1=1366 K。采用分塊結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對計算域進行離散,點火具上方計算區(qū)域作加密處理,并通過了網(wǎng)格無關(guān)性驗證,網(wǎng)格數(shù)為41萬。

圖8 計算域和邊界條件

Fig.8 Computational domain and boundary conditions

3.4 模擬結(jié)果與分析

以孔徑為6.5 mm的MT點火具4#和5#為模擬對象,分析點火具的燃燒射流場結(jié)構(gòu),以及點火劑質(zhì)量比對燃燒場特性參數(shù)分布的影響。以5#點火具為例,圖9為x-z和y-z截面上的溫度分布云圖,d為點火具噴孔直徑?；鹧孀罡邷囟葏^(qū)均位于噴孔近場,等溫線分布表現(xiàn)出多股射流會聚和聯(lián)合的結(jié)構(gòu)特征。隨著往下游發(fā)展,溫度邊界向兩側(cè)擴展,火焰溫度逐漸降低。對計算域進行復(fù)制旋轉(zhuǎn)等后處理可得點火具燃燒全場參數(shù)分布,燃燒流場中,火焰溫度為1000 K和2200 K時的三維溫度等值面圖,如圖10所示。由圖10可知,溫度等值面呈圓錐形態(tài),最高溫度區(qū)分布在每個噴孔的勢流核上方。六股燃燒射流匯聚,最后聯(lián)合成一股,從而表現(xiàn)出單股自由射流特征。

圖9 5#點火具燃燒場x-z和y-z截面溫度分布云圖

Fig.9 Temperature distributions inx-zandy-zsections in combustion field for igniter 5#

圖10 5#點火具燃燒場三維溫度等值面

Fig.10 Three-dimensional temperature iso-surfaces in combustion field for igniter 5#

孔徑為6.5 mm,不同質(zhì)量比MT點火具燃燒射流場中,x-z剖面上縱向最高火焰溫度分布曲線,如圖11所示。在z/d=5～7段,火焰溫度最大值急劇升高,并于z/d=7處達到最高值,可見六股射流會聚開始時就發(fā)生化學(xué)反應(yīng),燃燒所產(chǎn)生的熱量通過熱對流向燃燒流場中心軸線方向傳遞,中心軸向火焰溫度迅速升高。隨著向下游發(fā)展,火焰最高溫度先快速降低再緩慢衰減,表明燃燒主要發(fā)生在近噴孔區(qū)域。鎂質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.45～0.61時,鎂含量越小,燃燒流場火焰溫度越高。所得結(jié)論與實驗結(jié)果一致。

圖11 孔徑為6.5 mm的燃燒場x-z截面縱向最高火焰溫度分布

Fig.11 Longitudinal maximum flame temperature distribution inx-zsection in combustion field for orifice diameter as 6.5 mm

點火藥劑質(zhì)量比一定(61∶39),MT點火具不同孔徑時,3#和5#點火具燃燒場中心軸線上火焰溫度分布如圖12所示。由于六股燃燒射流匯聚,兩者燃燒流場中心軸線上溫度均是先升高再衰減,且都是在位移約8 cm處達到峰值。點火具孔徑增大,燃燒流場中心軸線各處溫度升高,溫度梯度也增大,這是因為孔徑越大,每個孔的射流流量就越大,從而加強了摻混匯聚強度,導(dǎo)致熱對流越強烈。

圖12 3#和5#點火具燃燒場中心軸線溫度分布

Fig.12 Distribution of centerline temperature in combustion field for igniter 3#and 5#

4 結(jié) 論

實驗觀測了不同點火藥劑和孔徑的點火具在大氣中的噴射燃燒過程,并對MT點火具的燃燒場進行了數(shù)值模擬,討論了MT質(zhì)量比和點火具孔徑對其燃燒射流擴展特性的影響,計算結(jié)果與實驗規(guī)律一致,可得以下結(jié)論:

(1)ZrH2/PbO2點火具燃燒無明顯火焰區(qū),通過灼熱粒子粘附于推進劑表面,以熱傳導(dǎo)方式實現(xiàn)點火,會嚴(yán)重破壞底排推進劑的“平行層”燃燒規(guī)律,而MT和Ba(NO3)2點火具燃燒有明顯火焰區(qū),以熱對流和熱輻射方式對推進劑點火,底排推進劑燃燒更符合幾何燃燒規(guī)律。

(2)提出以點火有效因子ξ來表示推進劑點火面積的有效程度,ξ越大,則表明點火具對推進劑點火更可靠。結(jié)合點燃時間,綜合評估點火具的點火性能,發(fā)現(xiàn)MT質(zhì)量比為61∶39,孔徑為8 mm的點火具工作性能最優(yōu)。

(3)點火具燃燒場最高溫度區(qū)均位于噴孔近場,且是在每個噴孔的勢流核上方。對于MT點火具,鎂質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.45～0.61時,鎂含量越小,燃燒場火焰溫度越高; 點火具孔徑越大,多股燃燒射流匯聚時,熱對流越強烈,燃燒場中心軸向溫度越高,溫度梯度越大。

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