開口向上的環形腔寬度對彈射載荷的影響

郭佳肄，胡曉磊，孫船斌，張學鋒，馬大為

(1.安徽工業大學 a.工程實踐與創新教育中心； b.機械工程學院; c.計算機學院， 安徽 馬鞍山 243002；2.南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094)

【裝備理論與裝備技術】

開口向上的環形腔寬度對彈射載荷的影響

郭佳肄1a，胡曉磊1b，孫船斌1b，張學鋒1c，馬大為2

(1.安徽工業大學 a.工程實踐與創新教育中心； b.機械工程學院; c.計算機學院， 安徽 馬鞍山 243002；2.南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094)

為了研究開口向上的環形腔寬度對低溫燃氣彈射初容室內載荷的影響，采用計算流體動力學方法，結合SST湍流模型、有限速率/渦耗散燃燒模型和域動分層動網格技術，建立密閉空間導彈彈射過程二次燃燒模型。在與實驗對比驗證的基礎上，結合數值模擬研究了開口向上的環形腔寬度對低溫燃氣彈射載荷的影響。結果表明：環形腔寬度為110 mm時，彈射載荷變化最平穩，且無明顯雙峰現象。研究結果為導彈燃氣彈射的初容室結構設計提供參考。

計算流體動力學；低溫燃氣彈射；二次燃燒；載荷

低溫燃氣彈射具有操作簡單和無需熱防護等優勢，在國內外導彈發射中廣泛應用[1]。由于低溫推進劑燃燒后產生大量未完全燃燒的氣體組分，在空氣中產生二次燃燒現象，造成初容室內載荷突然增加，影響導彈出筒參數。針對二次燃燒問題，國內外主要采用有限速率/渦耗散模型進行研究。Luan[2]采用該方法結合氣固兩相流理論研究了煤的燃燒過程。Dharavath[3]采用有限速率/渦耗散模型建立了氫燃料超燃沖壓發動機三維流動模型，獲得的燃燒波速度在近尾跡區域與實驗吻合較好。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動機燃燒室中PMMA自點火性能。李仁鳳[5]運用該方法結合動網格技術研究了低溫推進劑燃燒產物對低溫彈射內彈道與載荷的影響。胡曉磊、 樂貴高和馬大為[6]研究了環形腔的開口方向對彈射載荷和內彈道的影響，結果表明環形腔開口向上時，燃氣彈射載荷低于無環形腔和開口向下的環形腔結構。本文在文獻[6]的基礎上，研究環形腔的寬度對低溫彈射載荷的影響。

1 物理模型和計算方法

1.1 彈射裝置結構

低溫燃氣彈射初容室結構如圖1所示。從燃氣發生器噴出的低溫燃氣在初容室內二次燃燒，推動尾罩向上運動。

圖1 低溫燃氣彈射初容室結構示意圖

1.2 控制方程

由于低溫燃氣彈射初容室具有軸對稱結構特性，采用二維軸對稱多組分N-S方程

(1)

式中符號意義參見文獻[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]，采用域動分層動網格技術[9]模擬導彈尾罩的運動過程。

1.3 網格模型和邊界條件

本文建立了三種網格密度流動模型，分別為10.2萬網格、6.7萬網格和2.2萬網格。提取P點壓力和溫度載荷作為比較對象。通過分析圖2壓力曲線和圖3溫度曲線可見，2.2萬網格的P點溫度與6.7萬和10.2萬網格相差較大。綜合數值計算經濟性，采用6.7萬初始計算網格進行數值計算。圖4為包含開口向上的環形腔結構網格模型。燃氣室壓力隨時間變化曲線如圖5所示。燃氣發生器噴噴管入口燃燒產物的組分由CEA軟件計算，噴管入口和初容室內初始氣體質量分數如圖6所示。

圖2 不同網格下觀測點壓力曲線

圖3 不同網格下觀測點溫度曲線

圖4 網格模型

圖5 入口壓力曲線

圖6 噴管入口氣體質量分數

采用有限體積法對控制方程進行離散，壓力梯度、動量方程和湍流方程采用二階迎風格式。

1.4 數值方法驗證.

為了驗證數值方法的有效性，對比了無環形腔下觀測點P的壓力數值計算結果和實驗結果，如圖7所示。初容室內最大壓力直接影響導彈發射時的對地載荷，其精度直接影響數值仿真的參考價值。實驗結果與仿真結果均顯示了第一個壓力峰值最大壓力所在位置，實驗結果與數值模擬結果誤差為6.02%。表明本文的數值計算方法對燃氣彈射的工程設計具有指導價值。

圖7 觀測點壓力數值計算曲線與實驗曲線

2 結果與分析

圖8和圖9分別為5種工況的發射筒內觀測點壓力和溫度隨曲線，表1為五種環形腔寬度工況的觀測點壓力數據。

從圖8和表1可見，環形腔寬度為60 mm時，在0.261 2t0時刻，存在第一個壓力峰值，為0.739 5p0。隨著環形腔寬度的增加，第一個壓力峰值依次減小。環形腔寬度為130 mm時，觀測點壓力曲線僅存在一個壓力峰值，發生在0.726 4t0時刻，壓力為0.712 5P0。環形腔寬度在60～110 mm之間時，隨著環形腔寬度的減小，第二個壓力峰值依次減小。其中，當環形腔寬度為110 mm時，觀測點第二個壓力峰值最小，為0.680 8t0。可見環形腔寬度達到130 mm時，抑制了二次反應過程，造成筒內壓力出現“單峰”現象。從表1還可以看出，環形腔寬度為110 mm時，筒內第一個壓力峰值最小，為0.704 1P0。由此可見，環形腔寬度為110 mm時，發射筒內觀測點壓力變化最平穩。同時，初容室內的最大壓力峰值直接影響導彈的對地載荷，因此開口向上的環形腔寬度為110 mm時對發射地面的損傷小于其他四種工況，在一定程度上提高了發射安全性。從圖9可見，五種環形腔寬度下的觀測點溫度變化趨勢相同，都是先升高，后降低。觀測點溫度在0.87T0左右。這說明環形腔的寬度對初容室內溫度影響較小。

綜合5種算例壓力云圖、溫度云圖以及觀測點載荷變化規律可以看出，環形腔寬度為110 mm時，發射筒內壓力載荷變化最平穩。

圖8 觀測點壓力曲線

圖9 觀測點溫度曲線

表1 觀測點壓力數據

3 結論

建立了5種寬度的環形腔結構模型，通過與實驗對比，驗證了模型的有效性。研究了五種不同寬度的開口向上的環形腔結構，數值仿真結果表明，當環形腔寬度為110 mm 時，導彈出筒過程中，初容室內壓力無明顯“雙峰”現象，且壓力峰值最小，對地載荷也最小。說明對初容室環形腔寬度進行合理改進后，可以提高發射安全性。

[1] 李廣裕.戰略導彈彈射技術的發展[J].國外導彈與航天運載器,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動機燃燒室中PMMA自點火性能數值研究[J].推進技術,2014,35(6):799-808.

[5] 李仁鳳,樂貴高,馬大為.燃燒產物特性對燃氣彈射內彈道與載荷的影響研究[J].兵工學報,2016,37(2):245-252.

[6] 胡曉磊,樂貴高,馬大為,等.環形腔對燃氣彈射發射筒二次反應影響數值研究[J].兵工學報,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.導彈發射過程三維非定常數值模擬[J].兵工學報，2008，29(8)：911-915.

[10]胡曉磊，樂貴高，馬大為.燃氣彈射發射筒內燃氣-空氣二次燃燒現象研究[J].彈道學報，2014,26(4)：76-81.

(責任編輯周江川)

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，主要從事計算流體動力學研究。

10.11809/scbgxb2016.12.010

郭佳肄，胡曉磊，孫船斌，等.開口向上的環形腔寬度對彈射載荷的影響[J].兵器裝備工程學報，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