雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程三維數(shù)值模擬

嚴(yán)登超，陳 雄，李映坤，朱 亮，孫 姍

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094；2.江南機(jī)電設(shè)計(jì)研究所，貴陽 550009)

2016-10-10；

2016-12-20。

國(guó)家自然科學(xué)基金(51606098)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助(30915118805)。

嚴(yán)登超(1989—)，男，碩士，研究領(lǐng)域?yàn)殡p脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)。E-mailydc203@163.com

雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程三維數(shù)值模擬

嚴(yán)登超1,2，陳 雄1，李映坤1，朱 亮1，孫 姍1

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094；2.江南機(jī)電設(shè)計(jì)研究所，貴陽 550009)

以噴射棒式雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室、級(jí)間隔離裝置和噴管一體化為研究對(duì)象，采用數(shù)值仿真技術(shù)對(duì)Ⅱ脈沖點(diǎn)火過程三維流場(chǎng)特性進(jìn)行分析研究。計(jì)算結(jié)果表明，點(diǎn)火初期燃?xì)鈮毫Σǚ宄坝诨鹧娣宓竭_(dá)級(jí)間隔離裝置，并以壓強(qiáng)沖擊波形式傳播，Ⅱ脈沖燃燒室相對(duì)高壓區(qū)位置不斷發(fā)生改變；級(jí)間孔打開過程對(duì)藥柱末端壓強(qiáng)影響較大，但對(duì)Ⅱ脈沖燃燒室壓強(qiáng)整體上升過程影響較小；級(jí)間孔打開后，燃?xì)饨?jīng)級(jí)間孔加速后形成高度欠膨脹射流，并在Ⅰ脈沖燃燒室內(nèi)形成非對(duì)稱帶狀低壓區(qū)；級(jí)間孔分布的非對(duì)稱性，導(dǎo)致壓強(qiáng)及溫度在發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室中呈現(xiàn)顯著的三維分布特性；高溫區(qū)出現(xiàn)在隔板附近，而在裝藥前端、裝藥末端及外圍級(jí)間孔軸線附近出現(xiàn)低溫區(qū)。

雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)；三維流場(chǎng)；數(shù)值模擬；點(diǎn)火過程

0 引言

雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)主要由兩個(gè)燃燒室、兩個(gè)點(diǎn)火具、級(jí)間隔離裝置(以下簡(jiǎn)稱隔板)及噴管組件組成。當(dāng)Ⅰ脈沖工作時(shí)，隔板承受Ⅰ脈沖燃燒室高溫高壓燃?xì)獾淖饔?，保證Ⅱ脈沖燃燒室不受影響。Ⅱ脈沖工作后，隔板可靠打開，Ⅱ脈沖工作產(chǎn)生的燃?xì)獯┻^隔板進(jìn)入Ⅰ脈沖燃燒室，從噴管噴出從而產(chǎn)生推力。實(shí)現(xiàn)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的多次關(guān)機(jī)、啟動(dòng)，滿足現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)對(duì)導(dǎo)彈高機(jī)動(dòng)性、高可控性、大末端速度及遠(yuǎn)射程等指標(biāo)要求[1]。

雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)作為現(xiàn)有飛行系統(tǒng)的一種先進(jìn)動(dòng)力裝置，美國(guó)、日本、加拿大等國(guó)家從20世紀(jì)60年代開始，對(duì)雙脈沖固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)進(jìn)行了全面系統(tǒng)的研究[2]。其中，Naumann[3]、Stadler[4]、Schilling[5]、Harold[6]、Javed[7]等分別針對(duì)雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)、制造、飛行實(shí)驗(yàn)及內(nèi)流場(chǎng)特性進(jìn)行了廣泛的研究。國(guó)內(nèi)針對(duì)雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)的研究雖然起步較晚，但仍取得了較大的進(jìn)展，北京航空航天大學(xué)的王長(zhǎng)輝[8]、西北工業(yè)大學(xué)的王偉、王春光[9-10]、中國(guó)航天科技集團(tuán)第四研究院的劉雨等[11]對(duì)雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)陶瓷隔艙式、金屬膜片式及軟隔層式級(jí)間隔離裝置分別進(jìn)行了有限元結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析、理論和試驗(yàn)驗(yàn)證；上海航天動(dòng)力技術(shù)研究所的孫娜[12]、哈爾濱工程大學(xué)的朱衛(wèi)兵[13]、北京理工大學(xué)的楊春慶[14]、南京理工大學(xué)的李映坤等[15]針對(duì)雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)特征、級(jí)間隔離裝置對(duì)流場(chǎng)參數(shù)影響、Ⅱ脈沖點(diǎn)火延遲影響因素及燃?xì)鈱?duì)絕熱層燒蝕規(guī)律等進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。

目前，針對(duì)雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)值模擬研究主要集中在Ⅱ脈沖點(diǎn)火延遲和穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)特性的研究。然而，對(duì)于噴射棒式雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)，隔板上開有流道截面積劇烈變化的孔(以下簡(jiǎn)稱級(jí)間孔)，導(dǎo)致在Ⅱ脈沖點(diǎn)火升壓過程中隔板前后燃?xì)饬鲃?dòng)紊亂，并具有顯著的三維流動(dòng)現(xiàn)象，對(duì)此現(xiàn)象仍沒有得到足夠深入研究。

針對(duì)上述問題，本文以噴射棒式雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，采用FLUENT商業(yè)軟件，進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)仿真計(jì)算。分析Ⅱ脈沖點(diǎn)火過程裝藥內(nèi)外表面升壓過程和級(jí)間孔分布對(duì)燃?xì)饬鲃?dòng)的影響。計(jì)算結(jié)果揭示了噴射棒式雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)Ⅱ脈沖點(diǎn)火過程的流場(chǎng)特性，對(duì)后續(xù)雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程的認(rèn)識(shí)及設(shè)計(jì)具有一定的借鑒意義。

1 物理模型及計(jì)算方法

1.1 物理模型

物理模型是典型的噴射棒式雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)[16]，考慮到本文著重討論Ⅰ脈沖工作結(jié)束后，Ⅱ脈沖點(diǎn)火工作過程，在確保計(jì)算精確的條件下，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)做適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化，如圖1所示。

Ⅰ脈沖燃燒室長(zhǎng)度為56 mm，Ⅱ脈沖燃燒室長(zhǎng)度為125 mm，Ⅰ、Ⅱ脈沖燃燒室內(nèi)徑均為85 mm，如圖1(b)所示；隔板上開有9個(gè)級(jí)間孔，級(jí)間孔均為兩臺(tái)階形式，小孔臺(tái)階長(zhǎng)度為2 mm，大孔臺(tái)階長(zhǎng)度為4 mm，如圖1(a)所示。將點(diǎn)火具簡(jiǎn)化為等直徑圓管，長(zhǎng)度L=7 mm，直徑D=40 mm，Ⅱ脈沖燃燒室推進(jìn)劑采用兩端包覆、自由裝填的改性雙基推進(jìn)劑。

1.2 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

針對(duì)雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)及隔板結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，為節(jié)省計(jì)算資源，選取模型的1/4作為計(jì)算域進(jìn)行計(jì)算。采用Gambit專業(yè)網(wǎng)格劃分軟件，對(duì)計(jì)算域不同部分進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖2所示。其中，級(jí)間孔區(qū)域使用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其他區(qū)域使用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，通過Interface面將結(jié)構(gòu)網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行對(duì)接。為了獲得流場(chǎng)精確的計(jì)算結(jié)果，在點(diǎn)火具出口、級(jí)間孔區(qū)域、裝藥加質(zhì)面及噴管喉部等局部區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，網(wǎng)格總數(shù)為679 840。

為了更好地顯示流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，在計(jì)算域中作相關(guān)輔助面，如圖3(a)所示，Ⅱ脈沖燃燒室前封頭位于X軸坐標(biāo)為0，各切面位于X軸坐標(biāo)如表1所示。為得到點(diǎn)火升壓過程燃燒室內(nèi)壓強(qiáng)變化規(guī)律，在裝藥內(nèi)外壁面的前端、中端、末端、Ⅰ脈沖燃燒室及噴管收斂段等位置設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖3(b)所示。各監(jiān)測(cè)點(diǎn)X軸坐標(biāo)如表2所示。

表1 各切面位于X軸坐標(biāo)

表2 P0切面內(nèi)各監(jiān)測(cè)點(diǎn)X坐標(biāo)

根據(jù)雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)工作條件，在物理模型中采取如下假設(shè)：

(1)點(diǎn)火具生成燃?xì)馀c推進(jìn)劑燃燒產(chǎn)物性質(zhì)一致，均為純氣相流且服從理想氣體狀態(tài)方程，推進(jìn)劑及燃?xì)鈪?shù)如表3所示。

表3 推進(jìn)劑及燃?xì)鈪?shù)

(1)

(2)

(3)

其中

(3)考慮到噴射棒噴射時(shí)間極短，假設(shè)噴射棒瞬間從級(jí)間孔噴出，忽略噴射棒在Ⅰ脈沖燃燒室中運(yùn)動(dòng)對(duì)內(nèi)流場(chǎng)的影響。

1.3 控制方程

本文數(shù)值模型計(jì)算的流動(dòng)控制方程為三維非定?？蓧嚎sN-S方程[17]

(4)

式中φ為某一變量；Γφ為擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為源項(xiàng)。

源項(xiàng)如下：

連續(xù)方程：

(5)

動(dòng)量方程：

(6)

能量方程：

(7)

式中ρ、ui、p、E和H分別為密度、速度分量、壓強(qiáng)、總能和總焓；Sm為推進(jìn)劑燃燒生成氣體的質(zhì)量加質(zhì)源項(xiàng)；Sfi為推進(jìn)劑燃燒生成氣體沿i方向的動(dòng)量加質(zhì)源項(xiàng)；Sh為推進(jìn)劑燃燒生成氣體的能量加質(zhì)源項(xiàng)；其他相關(guān)參數(shù)及物理意義見參考文獻(xiàn)[18]。

考慮點(diǎn)火過程發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)呈現(xiàn)湍流特性，數(shù)值計(jì)算中湍流模型選擇RNGk-ε兩方程模型。

1.4 邊界條件及初始條件

邊界條件如下：

(1)采用模擬自由容積法得到點(diǎn)火具出口質(zhì)量流率隨時(shí)間的變化關(guān)系[19](如圖4所示)，質(zhì)量流率隨時(shí)間的變化關(guān)系轉(zhuǎn)換成質(zhì)量通量的形式，通過用戶自定義函數(shù)寫入FLUENT中，作為求解器的質(zhì)量通量邊界條件。

(2)計(jì)算域各壁面均為無滑移絕熱壁面，參數(shù)法向梯度均為零，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理；級(jí)間孔入口達(dá)到打開壓強(qiáng)前，滿足壁面條件，達(dá)到打開壓強(qiáng)后，壁面設(shè)置為內(nèi)部流場(chǎng)區(qū)域。

(3)推進(jìn)劑裝藥加質(zhì)面邊界條件為當(dāng)加質(zhì)網(wǎng)格單元未達(dá)到點(diǎn)火溫度時(shí)，裝藥燃面作為絕熱固壁面邊界處理；當(dāng)加質(zhì)網(wǎng)格單元溫度達(dá)到點(diǎn)火溫度時(shí)，加質(zhì)層網(wǎng)格轉(zhuǎn)變?yōu)榧淤|(zhì)源項(xiàng)，向流場(chǎng)中加入動(dòng)量、質(zhì)量及能量。

初始條件：初始流場(chǎng)壓強(qiáng)、溫度、密度及推進(jìn)劑表面溫度與環(huán)境空氣相同，燃?xì)獬跏剂魉贋榱?，即u=v=w=0，T0=300 K，p0=101 325 Pa。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 級(jí)間孔打開前Ⅱ脈沖內(nèi)流場(chǎng)分析

2.1.1 Ⅱ脈沖燃燒室燃?xì)馓畛溥^程

圖5給出了不同時(shí)刻燃?xì)庠冖蛎}沖燃燒室p0截面中填充過程壓力和溫度云圖分布情況。

點(diǎn)火具工作后，從點(diǎn)火具噴出的高溫燃?xì)庠谙掠涡纬筛叨惹放蛎浬淞?，填充Ⅱ脈沖燃燒室自由容積，如圖5(a)所示。對(duì)比圖5(b)中的壓力、溫度云圖可知，燃?xì)鈮毫Σǚ迕黠@超前于火焰峰，在火焰峰前面，燃燒室空氣受壓力波峰擾動(dòng)而壓強(qiáng)升高，溫度卻未升高，此時(shí)點(diǎn)火具出口燃?xì)鈮毫εc溫度相對(duì)于流場(chǎng)其它區(qū)域最高。在0.15 ms時(shí)，裝藥內(nèi)孔燃面前端首次被引燃，引燃區(qū)開始向流場(chǎng)加質(zhì)，此時(shí)流場(chǎng)高壓區(qū)位于裝藥前端，而高溫區(qū)仍位于點(diǎn)火具出口與裝藥前端之間，如圖5(c)所示；隨著燃面加質(zhì)的進(jìn)行，壓力沖擊波沿內(nèi)外通道向下游傳播速度加快，燃?xì)庠诟舭迩凹?，使得隔板前區(qū)域壓力快速升高，此時(shí)流場(chǎng)中高壓區(qū)位于級(jí)間隔板處，而高溫區(qū)由之前的點(diǎn)火具出口區(qū)域轉(zhuǎn)移到裝藥加質(zhì)填充區(qū)域，如圖5(d)所示；隨著時(shí)間的推移，壓力沖擊波在隔板處產(chǎn)生反射波，并沿裝藥外通道繼續(xù)傳播，外通道空氣受前后來流壓縮，壓力快速上升，隨之Ⅱ脈沖燃燒室高壓區(qū)位于裝藥外通道的中間段，而其它區(qū)域壓強(qiáng)分布趨向平穩(wěn)。而高溫區(qū)同時(shí)出現(xiàn)于裝藥燃?xì)饧淤|(zhì)的填充區(qū)，即內(nèi)外通道，且溫度沿軸向逐漸降低，如圖5(e)所示。

圖6給出了不同時(shí)刻切面P0上內(nèi)壁面監(jiān)測(cè)線(P1與P3相連線段)和外壁面(P4與P6相連線段)上的溫度分布情況。計(jì)算結(jié)果顯示，在點(diǎn)火初期，隨著點(diǎn)火具燃?xì)獾奶畛洌b藥表面沿軸向溫度依次上升。0.1 ms時(shí)，裝藥內(nèi)壁面溫度開始上升；0.5 ms后，裝藥內(nèi)壁面完全點(diǎn)燃；0.3 ms時(shí)，裝藥外壁面溫度開始上升；0.6 ms后，裝藥外壁面也相繼完全點(diǎn)燃。

2.1.2 點(diǎn)火初期Ⅱ脈沖燃燒室升壓過程

圖7給出了裝藥內(nèi)外壁面監(jiān)測(cè)點(diǎn)(P1～P6)壓強(qiáng)時(shí)間曲線。從圖7可知，燃?xì)膺M(jìn)入燃燒室后沿內(nèi)外通道依次傳播，且外通道壓力沖擊波傳播速度明顯滯后于內(nèi)通道。

從圖7(a)可知，0.58 ms前，內(nèi)壁面各監(jiān)測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)首次壓強(qiáng)驟升過程，升壓速率沿軸向依次增加，壓強(qiáng)沿軸向分布依次遞減；0.58～0.82 ms之間，裝藥內(nèi)壁面壓強(qiáng)沿軸向分布為依次遞增，這主要是燃?xì)庠诟舭迩暗募圩饔?，?dǎo)致裝藥末端壓力上升速率大于前端；0.82 ms到級(jí)間孔打開，隨著裝藥燃燒加質(zhì)產(chǎn)生的燃?xì)獯罅刻畛?，?nèi)通道壓力快速上升，內(nèi)壁面壓強(qiáng)沿軸向呈遞減分布，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)差減小，且增壓速率保持一致。相比于內(nèi)壁面， 0.6 ms前，外壁面監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)沿軸向呈遞減分布；0.6 ms到級(jí)間孔打開，外壁面壓強(qiáng)沿軸向分布先增加、后減小，但前后壓強(qiáng)差逐步減小，且增壓速率保持一致，這與圖5的分析結(jié)果一致，如圖7(b)所示。

圖8給出了各級(jí)間孔達(dá)到打開壓強(qiáng)前的壓強(qiáng)時(shí)間曲線。由于各級(jí)間孔分布不同，致使各級(jí)間孔入口壓強(qiáng)出現(xiàn)一定的時(shí)間延遲，且壓強(qiáng)沿中心級(jí)間孔向外依次遞減。在0.53 ms前后，各孔出現(xiàn)不同程度的衰減，隨后穩(wěn)定上升。這主要是由于隔板對(duì)壓力沖擊波的反射作用所引起的，孔1受影響最大，孔4受影響最小，由于孔2與孔3分布的對(duì)稱性，孔2與孔3的壓力時(shí)間曲線重合度較好，與預(yù)期一致。

如圖9所示，結(jié)合圖7可知壓強(qiáng)沖擊波沿內(nèi)壁面?zhèn)鞑ニ俾蚀笥谕獗诿?，?nèi)壁面升壓速率大于外壁面，燃?xì)庥黾?jí)間隔板發(fā)生反射沿內(nèi)外通道向上游傳播。隨著外通道燃?xì)獾奶畛?，裝藥內(nèi)外壁面壓差隨之上升。0.4 ms后，藥柱(P2～P5)、(P3～P6)位置內(nèi)外壓差急劇下降。由于燃?xì)庠诳?附近集聚效應(yīng)大于其他級(jí)間孔，使得在裝藥末端(P3～P6)內(nèi)外壓差經(jīng)短暫降低后快速上升，而裝藥中段(P2～P5)因外通道壓力上升，內(nèi)外壓差持續(xù)下降。0.8 ms后，內(nèi)外通道壓差逐漸趨于穩(wěn)定。此時(shí)，裝藥內(nèi)外壁面平均壓差在0.05 MPa左右。

2.2 級(jí)間孔打開后壓力參數(shù)分析

假設(shè)各級(jí)間孔打開壓強(qiáng)為各孔入口壓強(qiáng)的平均值，設(shè)定該壓強(qiáng)為1.5 MPa。圖10給出了各級(jí)間孔入口打開前后壓強(qiáng)時(shí)間曲線。由圖10可知，在1.06 ms時(shí)，級(jí)間孔打開。由圖10放大圖可知，由于各級(jí)間孔瞬間打開，導(dǎo)致高溫高壓燃?xì)馔蝗会尫?，?jí)間孔入口壓強(qiáng)均發(fā)生不同程度的衰減，孔1～孔4壓強(qiáng)降低幅度分別為26.5%、28.2%、28.1%、25.7%。級(jí)間孔打開后，隨著燃?xì)獠粩嗵畛?，壓?qiáng)出現(xiàn)振蕩上升，在7.16 ms時(shí)，級(jí)間孔入口壓強(qiáng)達(dá)到最大值8.16 MPa，隨后壓強(qiáng)開始緩慢下降。

圖11為級(jí)間孔打開前后Ⅱ脈沖燃燒室監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)時(shí)間曲線。從放大圖可知，級(jí)間孔打開過程對(duì)燃燒室不同位置壓強(qiáng)影響程度不同，對(duì)靠近級(jí)間孔處影響較大，對(duì)內(nèi)通道影響大于外通道，對(duì)裝藥末端影響大于前端。由圖11可知，外通道前部監(jiān)測(cè)點(diǎn)(P4～P5)幾乎不受影響，且級(jí)間孔打開過程對(duì)整個(gè)壓強(qiáng)建立過程的影響有限，壓強(qiáng)經(jīng)短暫振蕩后穩(wěn)定上升，在7 ms時(shí)達(dá)到峰值。

圖12為Ⅰ脈沖燃燒室監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)時(shí)間曲線。從局部放大圖可知，燃?xì)庠诩?jí)間孔釋放初期壓強(qiáng)振蕩劇烈，且中部監(jiān)測(cè)點(diǎn)(P7)比收斂段監(jiān)測(cè)點(diǎn)(P8)壓強(qiáng)振蕩明顯。這是因?yàn)楦邏喝細(xì)鈮嚎sⅠ脈沖低壓氣體形成激波沿軸向朝尾部噴管傳播，激波依次掃過監(jiān)測(cè)點(diǎn)P7、P8，使得各監(jiān)測(cè)點(diǎn)處壓強(qiáng)先后劇增。監(jiān)測(cè)點(diǎn)(P8)受燃?xì)庠谑諗慷蔚募圩饔?，并沒有出現(xiàn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)(P7)的壓力衰減現(xiàn)象，而是持續(xù)上升。Ⅰ脈沖燃燒室壓強(qiáng)在8.3 ms前后達(dá)到最大值6.4 MPa，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)時(shí)間曲線變化趨勢(shì)基本保持一致。

2.3 級(jí)間孔打開后流場(chǎng)特性分析

在發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)中，級(jí)間孔分布的非對(duì)稱性導(dǎo)致Ⅰ脈沖燃燒室流場(chǎng)分布具有明顯的三維特性；同時(shí)，Ⅱ脈沖燃燒室流場(chǎng)也形成非對(duì)稱分布。

圖13為1.2 ms時(shí)輔助面上壓強(qiáng)和溫度分布云圖。從圖13(a)可看出，級(jí)間孔打開后，級(jí)間孔入口壓強(qiáng)為1.5 MPa，遠(yuǎn)大于級(jí)間孔出口大氣壓強(qiáng)，致使燃?xì)饨?jīng)級(jí)間孔形成高度欠膨脹超聲速射流[20]，燃?xì)饨?jīng)級(jí)間孔后持續(xù)膨脹，在各級(jí)間孔軸線下游，壓強(qiáng)急速下降出現(xiàn)帶狀低壓區(qū)。

圖13(b)給出了輔助面上溫度云圖分布，由于隔板對(duì)燃?xì)獾淖璧K作用，導(dǎo)致在隔板附近出現(xiàn)高溫區(qū)，后封頭及噴管收斂段直接承受高溫氣流沖擊，而在裝藥前端、裝藥末端及外圈級(jí)間孔軸線附近出現(xiàn)低溫區(qū)。在各級(jí)間孔橫截面壓強(qiáng)分布云圖上，前臺(tái)階截面壓強(qiáng)沿徑向向外降低，后臺(tái)階截面壓強(qiáng)分布在軸心附近與壁面之間存在低壓環(huán)，高壓區(qū)均位于各級(jí)間孔軸線處，這與Ⅰ脈沖燃燒室中各級(jí)間孔軸線下游壓強(qiáng)分布形成強(qiáng)烈反差，如圖13(c)所示。

3 結(jié)論

(1)點(diǎn)火初期Ⅱ脈沖燃燒室燃?xì)馓畛溥^程，燃?xì)饣鹧娣迕黠@滯后于壓力波峰。隨著燃燒室壓強(qiáng)不斷上升，Ⅱ脈沖燃燒室相對(duì)高壓區(qū)位置不斷發(fā)生轉(zhuǎn)變。從點(diǎn)火具出口到裝藥內(nèi)壁面前端，再到級(jí)間孔入口位置，高壓區(qū)最后穩(wěn)定在外通道中間位置，而在其他區(qū)域，壓強(qiáng)趨于均勻。

(2)點(diǎn)火升壓過程裝藥內(nèi)外壁面壓強(qiáng)差變化較大，首次升壓過程裝藥內(nèi)外壁面壓差逐漸上升；隨著外通道二次升壓，裝藥內(nèi)外壁面壓差急劇下降；臨近級(jí)間孔打開，裝藥內(nèi)外壁面沿軸向平均壓差趨于穩(wěn)定。

(3)級(jí)間孔打開對(duì)隔板附近區(qū)域壓強(qiáng)影響較大。由于級(jí)間孔流道面積小，對(duì)Ⅱ脈沖燃燒室整體升壓過程影響較小。級(jí)間孔打開初期，在級(jí)間孔下游區(qū)域，形成非對(duì)稱高速膨脹區(qū)。

(4)由于級(jí)間孔分布的非對(duì)稱性，導(dǎo)致壓強(qiáng)及溫度在燃燒室中分布呈現(xiàn)明顯的三維特性；在各級(jí)間孔中心軸線下游，均出現(xiàn)帶狀低壓區(qū)，隔板附近出現(xiàn)高溫區(qū)；而在裝藥前端、裝藥末端及外圈級(jí)間孔軸線附近，出現(xiàn)低溫區(qū)。

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Three-dimensional(3D)numericalsimulationfortheignitionprocessofadual-pulsemotor

YAN Deng-chao1,2, CHEN Xiong1, LI Ying-kun1, ZHU Liang1, SUN Shan1

(1.School of Mechanical Engineering,Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China; 2. Jiangnan Design Institute of Machinery & Electricity，Guiyang 550009, China)

Taking the chamber, pulse separation device (PSD) and the nozzle of dual pulse motor as research objectives, the three dimensional (3D) flow field characteristics of fuel gas were studied and analyzed during the ignition process of the second pulse chamber by means of numerical simulations. The results showed that at the beginning of ignition, the ignition gas pressure wave arrived at the PSD prior to the flame and spread in the form of pressure shock. The position of the high pressure zone was constantly changed with time. The opening of interstage hole had a greater effect on pressure at the end of the propellant, but less effect on the whole process of pressure increasing in the second chamber. A highly under-expanded jet and a non-symmetric band high-speed expansion zone were formed in the first chamber after the gas-flow through the interstage hole. The pressure and temperature contours were found to be significant 3D flow field paramters in the chamber because of the asymmetry distribution of the PSD. The higher temperature zone was located in the front cavity of clapboard, but the lower temperature zone was located in the rear end of the propellant charge, as well as the axial neighborhood region of the interstage hole.

dual pulse motor；3D flow field；numerical simulation；ignition process

V435

A

1006-2793(2017)05-0545-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2017.05.002

(編輯：崔賢彬)