井世博，鄭 健，李嘉旻

(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094)

0 引言

炮射導(dǎo)彈是近年來發(fā)展比較迅速的一種新型制導(dǎo)武器,將火炮與導(dǎo)彈發(fā)射相結(jié)合,使得火炮既可以發(fā)射常規(guī)炮彈,又可以發(fā)射導(dǎo)彈。由于炮射炮彈的火箭發(fā)動(dòng)機(jī)起始工作時(shí)刻是在飛行彈道段,推進(jìn)劑裝藥的點(diǎn)火必須采用延時(shí)傳遞點(diǎn)火方式,因此對(duì)延期點(diǎn)火具的點(diǎn)火性能具有較高的要求。

點(diǎn)火瞬態(tài)過程研究一直是固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中的基礎(chǔ)課題和難點(diǎn)問題,點(diǎn)火過程的穩(wěn)定直接影響到整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作性能、可靠性和安全性。研究人員對(duì)點(diǎn)火過程進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究和理論探索。屠小昌等[1]介紹了大長(zhǎng)徑比、長(zhǎng)尾噴管小型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)后點(diǎn)火的設(shè)計(jì)思路和試驗(yàn)情況。李海濤等[2]編制了一套可以精確計(jì)算并分析發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火內(nèi)彈道影響因素對(duì)性能影響的軟件。孟亮飛等[3]計(jì)算得到了兩節(jié)階梯裝藥在火箭彈中前后燃燒室的不同部位壓力分布及變化情況和點(diǎn)火器噴孔附近的激波傳遞情況。宋大明等[4]考慮壓力和流速對(duì)侵蝕效應(yīng)的影響,對(duì)內(nèi)孔燃燒固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的瞬態(tài)內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了研究。劉贅等[5]研究了點(diǎn)火藥量對(duì)于小型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)彈道的影響。張明等[6]得到了簍式點(diǎn)火器結(jié)構(gòu)的點(diǎn)火藥量計(jì)算改進(jìn)公式。張俊等[7]研究了某型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工作末期復(fù)合過載條件下的三維兩相內(nèi)流場(chǎng)特性,重點(diǎn)分析了發(fā)動(dòng)機(jī)不同部位的顆粒沉積濃度變化。周柏航等[8]研究了點(diǎn)火藥盒開孔大小對(duì)點(diǎn)火燃?xì)鈨?nèi)流場(chǎng)的特性影響,保證了火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程的安全性和穩(wěn)定性。鄭凌軒等[9]模擬了不同環(huán)境溫度下的固體火箭點(diǎn)火瞬態(tài)過程,研究了點(diǎn)火初期的內(nèi)彈道性能變化。夏定國(guó)等[10]研究了點(diǎn)火裝置工作持續(xù)時(shí)間和點(diǎn)火燃?xì)饬髁繉?duì)于點(diǎn)火延遲的影響。

文中針對(duì)采用簡(jiǎn)易延期體結(jié)構(gòu)的某型號(hào)炮射導(dǎo)彈固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī),研究其噴管喉部間隙大小對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)瞬態(tài)點(diǎn)火過程的影響。基于FLUENT軟件以及UDF編程對(duì)點(diǎn)火器邊界、推進(jìn)劑點(diǎn)火燃燒加質(zhì)過程進(jìn)行二次開發(fā),建立推進(jìn)劑點(diǎn)火燃燒加質(zhì)模型,以期探討這種結(jié)構(gòu)具有不同尺寸的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在點(diǎn)火過程中的特性和影響因素。

1 模型建立

1.1 物理模型

為滿足延期點(diǎn)火需求,該發(fā)動(dòng)機(jī)采用了一個(gè)簡(jiǎn)易的延期體結(jié)構(gòu)。通過螺釘固定在噴管尾部端面,將“堵蓋”打開壓強(qiáng)提高到10 MPa左右,進(jìn)而達(dá)到延期點(diǎn)火的目的。針對(duì)所研究的發(fā)動(dòng)機(jī)裝藥結(jié)構(gòu),建立二維軸對(duì)稱非定常模型,對(duì)物理模型進(jìn)行了簡(jiǎn)化假設(shè),其模型示意圖見圖1。具體步驟為:

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型Fig.1 Solid rocket engine simulation model

1)對(duì)點(diǎn)火器模型的簡(jiǎn)化。發(fā)動(dòng)機(jī)中采用點(diǎn)火藥包結(jié)構(gòu),貼在如圖1中的位置。在簡(jiǎn)化模型中,將其設(shè)定為一個(gè)質(zhì)量流率入口,建立單向點(diǎn)火器噴流模型。

2)對(duì)固體火箭推進(jìn)劑燃燒加質(zhì)的處理。發(fā)動(dòng)機(jī)采用的是端燃藥柱,推進(jìn)劑的化學(xué)反應(yīng)主要在藥柱燃面的薄層內(nèi)進(jìn)行,據(jù)此在推進(jìn)劑表面建立一氣相薄層作為加質(zhì)層。

3)假定點(diǎn)火藥和推進(jìn)劑的燃燒產(chǎn)物具有相同的物性參數(shù)。其均是呈理想無粘性氣體狀態(tài)的連續(xù)介質(zhì),滿足理想氣體狀態(tài)方程。

4) 采用一種延期體結(jié)構(gòu)同時(shí)作為噴管堵蓋。該結(jié)構(gòu)的尾端左側(cè)表面通過螺紋連接緊貼于噴管尾部,延期體逸出前,整個(gè)表面作為絕熱壁面處理;在達(dá)到堵蓋打開壓強(qiáng)后,通過嵌套網(wǎng)格方法,采用6DOF模型,讓延期體結(jié)構(gòu)在腔體內(nèi)壓力作用下自由逸出。通過采用不同延期體尺寸(分別為4 mm,6 mm,8 mm),得到不同的喉徑間隙(喉徑間隙占比分別為86.7%,70.2%,47.1%),從而分別進(jìn)行仿真分析。

1.2 數(shù)學(xué)模型

點(diǎn)火瞬態(tài)過程燃?xì)饬鲃?dòng)方程采用二維軸對(duì)稱非定常可壓縮Navier-Stokes方程[11]:

(1)

式中:Q為守恒變量;E,F為無粘通量;Ev,Fv為粘性通量;H,Hv為無粘和粘性的軸對(duì)稱源項(xiàng);S為推進(jìn)劑燃燒加質(zhì)源項(xiàng),具體形式及意義參考文獻(xiàn)[11]。

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)中的燃?xì)饬鲃?dòng)具有較強(qiáng)的湍流特性,文中采用Menter提出的k-ωSST剪切應(yīng)力輸運(yùn)(shear-stress-transport)模型,該模型集合了k-ε和k-ω兩種湍流模型的優(yōu)點(diǎn),包含了修正的湍流粘性公式,考慮了湍流剪切應(yīng)力的效應(yīng)。同時(shí)在近壁區(qū),對(duì)于適當(dāng)?shù)哪鎵禾荻攘骺梢院芎玫剡M(jìn)行預(yù)測(cè),在工程上得到廣泛的應(yīng)用,具體方程描述參考文獻(xiàn)[12]。

1.3 點(diǎn)火準(zhǔn)則

點(diǎn)火準(zhǔn)則是點(diǎn)火瞬間火焰?zhèn)鞑パ芯康幕A(chǔ)?；鹧?zhèn)鞑ツＰ椭悬c(diǎn)火延遲的計(jì)算,點(diǎn)火延遲隨各種參數(shù)變化的關(guān)系、理論和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較等,都受到點(diǎn)火準(zhǔn)則的影響。常用的點(diǎn)火準(zhǔn)則有臨界反應(yīng)速率、溫度時(shí)間曲線拐點(diǎn)、表面溫度臨界升高速率等。但到目前為止,還沒有哪一種點(diǎn)火準(zhǔn)則是公認(rèn)和完善的。臨界溫度點(diǎn)火準(zhǔn)則應(yīng)用較為方便,該準(zhǔn)則認(rèn)為當(dāng)推進(jìn)劑表面某點(diǎn)的溫度大于臨界點(diǎn)火溫度時(shí),即認(rèn)為推進(jìn)劑點(diǎn)燃。

1.4 推進(jìn)劑燃燒加質(zhì)模型

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果及能量平衡的有關(guān)理論,建立推進(jìn)劑表面溫度Ts與氣相加質(zhì)層溫度Tg隨加熱的時(shí)間t的關(guān)系[13]:

(2)

式中:h為對(duì)流換熱系數(shù);T0為推進(jìn)劑初溫;ρp為推進(jìn)劑密度;Cp為推進(jìn)劑比熱;k為推進(jìn)劑的導(dǎo)熱系數(shù)。

在高溫點(diǎn)火燃?xì)獾淖饔孟?裝藥表面溫度迅速上升,當(dāng)裝藥表面溫度達(dá)到臨界點(diǎn)火溫度(800 K)時(shí),推進(jìn)劑被點(diǎn)燃,隨即產(chǎn)生大量高溫燃?xì)庾⑷肴紵?即在靠近推進(jìn)劑表面的薄層單元內(nèi)開始加質(zhì)。文中采用常見的指數(shù)燃速公式來表征推進(jìn)劑燃速,具體公式為[13]:

(3)

結(jié)合FLUENT求解軟件本身的源項(xiàng)加質(zhì)求解特點(diǎn),采用單位體積單元格的加質(zhì)源項(xiàng)。在UDF中讀取到氣相加質(zhì)層與推進(jìn)劑固相交界面,遍歷面上每個(gè)單元格的溫度之后,通過換算為推進(jìn)劑表面對(duì)應(yīng)單元格位置的溫度,判斷其是否達(dá)到預(yù)定的著火點(diǎn)溫度。在推進(jìn)劑表面溫度未達(dá)到著火點(diǎn)之前,燃?xì)赓|(zhì)量、動(dòng)量和能量加質(zhì)源項(xiàng)均為0;若推進(jìn)劑表面溫度到達(dá)著火點(diǎn),則通過氣相加質(zhì)層相應(yīng)位置處的單位體積單元格垂直于燃面進(jìn)行加質(zhì),具體表達(dá)式為:

(4)

式中:ρp為推進(jìn)劑密度;um和vm分別為推進(jìn)劑加質(zhì)單元速度矢量的兩個(gè)速度分量;Ab為到達(dá)著火點(diǎn)加質(zhì)的單元格燃面面積;Vc為到達(dá)著火點(diǎn)價(jià)值的單元格體積;v為推進(jìn)劑徑向加質(zhì)速度;Cp為燃?xì)舛▔罕葻?T0為燃?xì)饨^熱溫度。

2 模型劃分

根據(jù)前面的簡(jiǎn)化假設(shè),建立了發(fā)動(dòng)機(jī)仿真模型,利用ICEM建立二維軸對(duì)稱模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

在模型中,為研究延期體結(jié)構(gòu)的逸出過程,采用了如圖2所示的嵌套網(wǎng)格結(jié)構(gòu)。令噴管內(nèi)流場(chǎng)同尾部外流場(chǎng)作為背景網(wǎng)格,延期體結(jié)構(gòu)作為前景網(wǎng)格,保持兩套網(wǎng)格尺寸一致。最后,在FLUENT軟件中設(shè)置重疊面,將其結(jié)合在一起。

圖2 嵌套網(wǎng)格結(jié)構(gòu)Fig.2 Overset Meshing Structure

3 邊界條件以及初始條件

計(jì)算所用的推進(jìn)劑參數(shù)如表1所示。

表1 推進(jìn)劑物性參數(shù)Table 1 Propellant physical parameters

3.1 點(diǎn)火器邊界

取如圖1中所示位置的一小段作為點(diǎn)火燃?xì)馊肟?并對(duì)其采用質(zhì)量流率邊界,依據(jù)參考文獻(xiàn)[2,14-15]中的點(diǎn)火器流量特性曲線,結(jié)合點(diǎn)火藥量計(jì)算公式以及自由容積法簡(jiǎn)化點(diǎn)火燃?xì)赓|(zhì)量流率隨時(shí)間變化過程,對(duì)模型中點(diǎn)火器質(zhì)量流量進(jìn)行UDF編程,并且作為邊界條件進(jìn)行設(shè)置。

圖3 入口質(zhì)量流率Fig.3 Inlet mass flow rate

3.2 裝藥加質(zhì)源項(xiàng)

模型中采用的是端燃藥柱,推進(jìn)劑的氣相反應(yīng)在其燃面上一薄層進(jìn)行。將該薄層設(shè)為加質(zhì)源項(xiàng)區(qū)燃燒物化反應(yīng)源,如圖2所示,將裝藥加質(zhì)模型通過UDF編譯寫入FLUENT。

壁面包括燃燒室壁面、噴管壁面、延期體壁面,外流場(chǎng)左側(cè)部分均為絕熱無滑移邊界。即

(5)

3.3 出口

外流場(chǎng)上側(cè)以及右側(cè)作為壓力出口邊界,常溫常壓。

3.4 初始條件

參考真實(shí)情況,全場(chǎng)初始條件與外界環(huán)境一致,即

(6)

4 仿真結(jié)果與分析

4.1 4 mm尺寸延期體逸出前內(nèi)流場(chǎng)特性分析

在延期體逸出之前,噴管尾部外流場(chǎng)始終保持在常溫常壓情況下,該過程分為兩個(gè)階段:一是點(diǎn)火燃?xì)鈫为?dú)作用時(shí)期;二是推進(jìn)劑被點(diǎn)燃,加質(zhì)燃?xì)馀c點(diǎn)火燃?xì)饣旌献饔脮r(shí)期。

圖4為燃燒室尾端以及噴管內(nèi)在不同時(shí)刻流場(chǎng)瞬態(tài)特性。

圖4 4 mm尺寸下建壓過程發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)不同時(shí)刻流場(chǎng)瞬態(tài)特性Fig.4 Transient characteristics of the flow field in the engine at different moments in the pressure building process at 4 mm size

推進(jìn)劑表面各時(shí)刻溫度變化如圖5所示。

圖5 推進(jìn)劑表面各時(shí)刻溫度變化Fig.5 Temperature variation of propellant surface at each moment

結(jié)合壓力云圖以及推進(jìn)劑表面溫度變化圖分析可知:在發(fā)動(dòng)機(jī)剛開始點(diǎn)火的一段時(shí)間內(nèi),隨著點(diǎn)火燃?xì)忾_始向外噴流,點(diǎn)火燃?xì)庋杆傧蛩闹軘U(kuò)散并逐漸充滿整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部。3 ms時(shí),點(diǎn)火燃?xì)鈹U(kuò)散到推進(jìn)劑表面,溫度開始緩慢上升;5 ms左右,燃?xì)馀鲎驳饺紵疑蟼?cè)彈回并與新產(chǎn)生的燃?xì)獐B加,在緊挨著燃?xì)馊肟诘纳舷聜?cè)壁面均出現(xiàn)一個(gè)渦結(jié)構(gòu);同時(shí)隨著點(diǎn)火燃?xì)鈬娏飨蚝筮\(yùn)動(dòng),在噴管尾部延期體臺(tái)階處形成數(shù)個(gè)渦結(jié)構(gòu);之后隨著燃?xì)饫^續(xù)從入口流入發(fā)動(dòng)機(jī)腔體,點(diǎn)火燃?xì)鈬娏髋c裝藥端面反射回來的激波疊加形成更復(fù)雜的波系,點(diǎn)火燃?xì)馊肟谏舷聜?cè)形成2個(gè)渦結(jié)構(gòu)逐漸變大;16.7 ms時(shí),隨著推進(jìn)劑被點(diǎn)燃,加質(zhì)過程開始,推進(jìn)劑加質(zhì)燃?xì)馀c點(diǎn)火藥燃?xì)夤餐饔檬沟们惑w內(nèi)壓強(qiáng)迅速升高。在整個(gè)建壓過程中,發(fā)動(dòng)機(jī)腔體內(nèi)壓強(qiáng)整體趨于平穩(wěn),高壓區(qū)從腔體前端逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閲姽芪膊?最終保持壓強(qiáng)平穩(wěn)上升狀態(tài),直至升至10 MPa左右。

4.2 4 mm尺寸延期體逸出過程內(nèi)流場(chǎng)特性分析

圖6為延期體逸出過程中不同時(shí)刻內(nèi)流場(chǎng)瞬態(tài)特性,發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)各時(shí)刻馬赫數(shù)變化如圖7所示。

圖6 4 mm尺寸下逸出過程中不同時(shí)刻內(nèi)流場(chǎng)瞬態(tài)特性Fig.6 Transient characteristics of the internal flow field at different moments in the escape process at 4 mm size

圖7 4 mm尺寸下逸出過程中不同時(shí)刻內(nèi)流場(chǎng)馬赫數(shù)分布Fig.7 Mach number distribution of the internal flow field at different moments in the escape process at 4 mm size

20.8 ms時(shí),發(fā)動(dòng)機(jī)尾部壓強(qiáng)達(dá)到堵蓋打開壓強(qiáng)10 MPa,從壓力云圖中可以發(fā)現(xiàn),在發(fā)動(dòng)機(jī)堵蓋打開的瞬間,噴管尾部壓強(qiáng)并沒有立即下降,而是又上升了一小段時(shí)間,然后在21.1 ms時(shí)才開始出現(xiàn)下降趨勢(shì)。這是由于當(dāng)延期體逸出的瞬間,噴管內(nèi)高壓燃?xì)鉀]有得到完全膨脹,大部分氣體由于延期體存在而被“反彈”回噴管之中。21.5 ms時(shí),噴管擴(kuò)張段尾部由于加質(zhì)燃?xì)馀c碰到延期體臺(tái)階反彈回的燃?xì)猱a(chǎn)生的渦結(jié)構(gòu)隨著延期體繼續(xù)運(yùn)動(dòng)消失,此時(shí)延期體左側(cè)頭端正好處于噴管收斂段末尾,并在此處出現(xiàn)較為強(qiáng)烈的壓力振蕩現(xiàn)象。21.8 ms時(shí),此現(xiàn)象消失的同時(shí),燃?xì)獬掷m(xù)沖擊延期體臺(tái)階處,在噴管擴(kuò)張段出現(xiàn)兩道激波。22 ms時(shí),一道激波消失。22.5 ms時(shí),第二道激波隨著延期體向后運(yùn)動(dòng)消失。23 ms時(shí),延期體結(jié)構(gòu)完全逸出噴管,噴管內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)入自由發(fā)展?fàn)顟B(tài)。在整個(gè)逸出過程中,延期體頭部一直呈現(xiàn)出局部高壓區(qū)的狀況。

4.3 6 mm尺寸延期體逸出前內(nèi)流場(chǎng)特性分析

圖8為燃燒室尾端以及噴管內(nèi)在不同時(shí)刻流場(chǎng)瞬態(tài)特性。

圖8 6 mm尺寸下建壓過程發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)不同時(shí)刻流場(chǎng)瞬態(tài)特性Fig.8 Transient characteristics of the flow field in the engine at different moments in the pressure building process at 6 mm size

同4 mm尺寸工況對(duì)比,在相同時(shí)刻,6 mm尺寸工況下發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)變化更為劇烈,渦的數(shù)量以及大小都有顯著變化。它的渦結(jié)構(gòu)較小,但是數(shù)量卻增多。從建壓過程時(shí)間歷程來看,6 mm尺寸延期體腔體內(nèi)壓強(qiáng)達(dá)到10 MPa的時(shí)間比4 mm延期體要長(zhǎng)0.1 ms。推測(cè)是由于喉部截面積變小,氣體在進(jìn)入噴管尾端時(shí)與遇到延期體后段彈回的燃?xì)忾g碰撞導(dǎo)致的噴喉部位壅塞現(xiàn)象加劇,從而使得建壓時(shí)間變慢。

4.4 6 mm尺寸延期體逸出過程內(nèi)流場(chǎng)特性分析

圖9為延期體逸出過程中不同時(shí)刻內(nèi)流場(chǎng)瞬態(tài)特性以及馬赫數(shù)分布情況。

圖9 6 mm尺寸下逸出過程中不同時(shí)刻內(nèi)流場(chǎng)瞬態(tài)特性以及馬赫數(shù)分布Fig.9 Transient characteristics and Mach number distribution of the internal flow field at different moments in the escape process at 6 mm size

在發(fā)動(dòng)機(jī)延期體逸出的瞬間,噴管尾部壓強(qiáng)變化狀態(tài)以及渦出現(xiàn)的整體趨勢(shì)同于4 mm工況。當(dāng)延期體左側(cè)頭端正好處于噴管喉部時(shí),在此處會(huì)出現(xiàn)較為強(qiáng)烈的壓力振蕩現(xiàn)象,與4 mm工況相比,振蕩持續(xù)時(shí)間增加至0.4 ms;23 ms時(shí),延期體完全逸出噴管,噴管內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)入自由發(fā)展?fàn)顟B(tài)。

4.5 8 mm尺寸延期體逸出前內(nèi)流場(chǎng)特性分析

圖10為燃燒室尾端以及噴管內(nèi)在不同時(shí)刻流場(chǎng)瞬態(tài)特性。

圖10 8 mm尺寸下發(fā)動(dòng)機(jī)腔體內(nèi)不同時(shí)刻流場(chǎng)瞬態(tài)特性Fig.10 Transient characteristics of the flow field in the engine at different moments in the pressure building process at 8 mm size

同4 mm、6 mm兩種工況對(duì)比,可以發(fā)現(xiàn):在相同時(shí)刻下,8 mm尺寸延期體的發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)變化最為劇烈,渦的數(shù)量、大小及產(chǎn)生位置均有顯著變化,主要分布在噴管擴(kuò)張段。從建壓時(shí)間歷程來看,8 mm尺寸延期體腔體內(nèi)達(dá)到10 MPa的時(shí)間比4 mm延期體同樣要小0.1 ms,分析原因同于6 mm工況。

4.6 8 mm尺寸延期體逸出過程內(nèi)流場(chǎng)特性分析

圖11為延期體逸出過程中不同時(shí)刻內(nèi)流場(chǎng)瞬態(tài)流線以及馬赫數(shù)分布情況。

圖11 8 mm尺寸下逸出過程中不同時(shí)刻內(nèi)流場(chǎng)瞬態(tài)特性以及馬赫數(shù)分布Fig.11 Transient characteristics of and Mach number distribution the internal flow field at different moments in the escape process at 8 mm size

在發(fā)動(dòng)機(jī)延期體逸出的瞬間,噴管尾部壓強(qiáng)變化狀態(tài)同于前兩種工況。21.8 ms時(shí),延期體左側(cè)頭端處于噴管擴(kuò)張段初始處時(shí),在喉部出現(xiàn)較為強(qiáng)烈的壓力振蕩現(xiàn)象。相對(duì)4 mm工況而言振蕩持續(xù)時(shí)間增加至0.5 ms。22.2 ms時(shí),噴管擴(kuò)張段呈現(xiàn)出四道激波成對(duì)疊加的狀態(tài);隨著延期體后移, 23.2 ms時(shí),延期體完全逸出噴管,內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)入自由發(fā)展?fàn)顟B(tài)。

同測(cè)壓位置3種工況對(duì)比如圖12所示。

圖12 同測(cè)壓位置3種工況對(duì)比Fig.12 Comparison of three working conditions at the same pressure measurement position

對(duì)比分析可以發(fā)現(xiàn):在整個(gè)點(diǎn)火過程中,3種工況下的噴管內(nèi)流場(chǎng)變化狀態(tài)整體趨勢(shì)相同。發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火初期,發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)升壓速率經(jīng)歷了“快—慢—快”3個(gè)階段,但內(nèi)流場(chǎng)中的壓強(qiáng)分布卻很平穩(wěn);隨著延期體結(jié)構(gòu)從噴管開始逸出,該過程中會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的壓力振蕩現(xiàn)象。隨著喉徑間隙變小,出現(xiàn)壓強(qiáng)振蕩的位置逐漸向后移動(dòng),但是仍處于發(fā)動(dòng)機(jī)的喉部附近;除此之外,當(dāng)間隙減小時(shí),壓強(qiáng)振蕩的持續(xù)時(shí)間變得更長(zhǎng),振蕩的程度也隨之增大,這是由于隨著喉部間隙的進(jìn)一步減小,燃?xì)鈱?duì)延期體頭端結(jié)構(gòu)的沖擊更加激烈,在此處形成的局部高壓區(qū)也不盡相同,導(dǎo)致延期體結(jié)構(gòu)在運(yùn)動(dòng)到噴喉附近時(shí),間隙處呈現(xiàn)出的激波疊加狀態(tài)從簡(jiǎn)單到復(fù)雜,產(chǎn)生的壅塞現(xiàn)象也變得更加明顯。在延期體逸出過程中,發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)整體壓強(qiáng)水平也隨著間隙變小而升高,延長(zhǎng)了發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)入穩(wěn)定工作狀態(tài)的時(shí)間。

5 結(jié)論

通過分析帶有特殊延期體結(jié)構(gòu)的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程內(nèi)流場(chǎng)分布情況,其在點(diǎn)火過程中壓力分布以及逸出過程中的內(nèi)流場(chǎng)壓力變化有明顯的特點(diǎn),根據(jù)數(shù)值模擬仿真分析結(jié)果,將整個(gè)過程分為建壓逸出兩個(gè)階段,得出如下結(jié)論:

1)建壓過程中,在發(fā)動(dòng)機(jī)噴管擴(kuò)張段流場(chǎng)變化最為劇烈,其程度與延期體尺寸成正比,即隨著噴管喉徑間隙變小,燃?xì)庠谶M(jìn)入噴管尾端時(shí)與碰撞噴管尾部彈回的燃?xì)忾g產(chǎn)生碰撞導(dǎo)致噴喉部位的壅塞現(xiàn)象加劇。

2)在3種工況中,推進(jìn)劑被點(diǎn)燃時(shí)間相同;盡管增壓速率在變化,整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壓力分布卻一直較為均勻。

3)當(dāng)延期體開始逸出時(shí),大部分氣體由于延期體存在而被“反彈”回噴管內(nèi)流場(chǎng)之中,從而導(dǎo)致噴管內(nèi)高壓燃?xì)鉀]有得到完全膨脹,產(chǎn)生噴管尾部壓強(qiáng)先升高再降低的現(xiàn)象。同時(shí),該現(xiàn)象中壓強(qiáng)的上升幅度隨著延期體尺寸增大而增大。

4)延期體結(jié)構(gòu)逸出過程中,在其頭部移至喉部附近時(shí)會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的壓力振蕩現(xiàn)象。隨著尺寸增加,產(chǎn)生振蕩的位置會(huì)相對(duì)延后,振蕩持續(xù)時(shí)間增長(zhǎng),振蕩程度也會(huì)越劇烈。