胡曉磊，樂貴高，馬大為，朱忠領(lǐng)

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

0 引言

同心筒熱發(fā)射具有獨(dú)立排導(dǎo)、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、可靠性高、雷達(dá)非同步和全方位發(fā)射等特點(diǎn)，在導(dǎo)彈發(fā)射中引起普遍關(guān)注［1］。由于固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)噴出的燃?xì)馍淞骱赐耆紵臍怏w，主要有H2O、CO2、H2、CO、N2、HCl、O2、Cl2、H、OH 等多種組分，在流場(chǎng)分析時(shí)需要考慮燃?xì)馍淞鹘M分二次燃燒的影響［2］。如果忽略二次燃燒，計(jì)算所得的流場(chǎng)有較大失真。

針對(duì)同心筒熱發(fā)射問題，研究學(xué)者普遍采用計(jì)算液體力學(xué)數(shù)值模擬的方法和實(shí)驗(yàn)方法對(duì)發(fā)射筒內(nèi)燃?xì)馍淞髁鲃?dòng)的規(guī)律進(jìn)行分析。文獻(xiàn)［3］采用多重網(wǎng)格法研究了內(nèi)外筒間隙、導(dǎo)流錐高度對(duì)燃?xì)饬髁鲌?chǎng)的影響。熊永亮等［4］采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)研究了內(nèi)外筒尺寸對(duì)旁泄流的影響。藺翠郎等［5］對(duì)同心筒發(fā)射過程中筒內(nèi)的純氣相流場(chǎng)熱效應(yīng)進(jìn)行了分析。姜毅等［6-8］對(duì)同心筒進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬工作，研究了尾部尺寸、筒口安裝導(dǎo)流裝置對(duì)燃?xì)馀艑?dǎo)的影響，并且提出了一種新型“引射同心筒”的概念。何朝勛等［9］用數(shù)值模擬的方法研究了導(dǎo)流柵結(jié)構(gòu)和型面對(duì)同心筒筒內(nèi)流場(chǎng)的影響。于勇等［10］提出同心筒氣體動(dòng)力學(xué)過程的簡(jiǎn)化模型，給出了估算最小狹縫寬度和平均附加彈射力的方法。以上研究均沒有考慮燃?xì)馍淞鞫稳紵龑?duì)流場(chǎng)的影響。

針對(duì)某同心筒熱發(fā)射裝置，采用域動(dòng)分層網(wǎng)格更新方法數(shù)值研究同心筒熱發(fā)射導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)，建立考慮二次燃燒的11 組分12 步化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型，得到典型時(shí)刻流場(chǎng)溫度的分布。分析了導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)對(duì)導(dǎo)彈出筒過程的影響。研究的數(shù)據(jù)為同心筒熱發(fā)射裝置的熱防護(hù)和結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供理論參考依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 控制方程

針對(duì)同心筒熱發(fā)射過程中二次燃燒特點(diǎn)，采用有限速率化學(xué)反應(yīng)模型建立考慮二次燃燒的二維軸對(duì)稱組分?jǐn)U散控制方程

式中:

(1)式和(2)式中:Ω(t)表示體積可變控制體，Γ(t)表示其外表面，i =1，…，N;N 表示混合氣體的組分總數(shù);ρi為第i 組分的密度;ρ 為混合物的密度;p、T分別為混合物的壓力和溫度;u、v 分別為流體在x、y方向的速度;uw和vw分別為運(yùn)動(dòng)網(wǎng)格在x、y 方向的速度;hi為組分i 單位質(zhì)量的焓值;τ 為粘性應(yīng)力張量;k 為熱擴(kuò)散系數(shù);Di是組分i 的擴(kuò)散系數(shù);ω·i為組分i 的質(zhì)量生成率;E 為混合物單位的總能。

利用有限體積法，采用顯示格式求解控制方程組(1)式，其中對(duì)流項(xiàng)采用對(duì)激波具有較高捕捉精度的3 階MUSCL 格式離散［10］，時(shí)間項(xiàng)采用4 階Runge-kutta 法處理，湍流模型選用重整化群RNG k-ε二方程模型［11］，壁面附近采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

1.2 數(shù)值方法

選擇Arrhenius 定律描述同心筒內(nèi)二次燃燒的詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理，忽略湍流脈動(dòng)對(duì)化學(xué)反應(yīng)過程的影響。

考慮以如下形式的第r 個(gè)反應(yīng):

式中:N 為系統(tǒng)中化學(xué)物質(zhì)數(shù)目;v'i，r為反應(yīng)r 中反應(yīng)物i 的化學(xué)計(jì)量系統(tǒng);v″i，r為反應(yīng)r 中生成物i 化學(xué)計(jì)量系統(tǒng);Mi為第i 物質(zhì)的符號(hào);kf，r為反應(yīng)r 的正向速率常數(shù);kb，r為反應(yīng)r 逆向速率常數(shù)。

反應(yīng)r 中物質(zhì)i 產(chǎn)生/分解摩爾速度以以下公式給出:

式中:Nr為反應(yīng)r 化學(xué)物質(zhì)數(shù)目;Cj，r為反應(yīng)r 每種反應(yīng)物或生成物j 摩爾濃度;η'j.r為反應(yīng)r 每種反應(yīng)物或生成物j 正向速度指數(shù);η″j.r為反應(yīng)r 每種反應(yīng)物或生成物j 的逆向速度指數(shù);忽略第三體的影響。

反應(yīng)r 正向速率常數(shù)kf，r通過Arrhenius 公式計(jì)算

式中:Ar為指前因子(恒定單位);βr為溫度指數(shù)(無量綱);Er為反應(yīng)活化能(J/kmol);R 為氣體常數(shù)(J/(kmol·K))。

采用11 組分12 步化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型［13］，化學(xué)式及相關(guān)參數(shù)見表1. 其中M 為第三體(不參與化學(xué)反應(yīng))，本例中近似認(rèn)為是HCl.

表1 化學(xué)反應(yīng)模型Tab.1 Chemical reaction model

1.3 域動(dòng)分層網(wǎng)格更新方法

根據(jù)導(dǎo)彈在同心筒內(nèi)運(yùn)動(dòng)過程，計(jì)算模型采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)流場(chǎng)區(qū)域進(jìn)行空間離散，計(jì)算域的變化采用彈簧近似法和動(dòng)態(tài)分層法相結(jié)合的域動(dòng)分層網(wǎng)格更新技術(shù)進(jìn)行處理，具體細(xì)節(jié)可參考文獻(xiàn)［6］.

2 計(jì)算模型和邊界條件

2.1 計(jì)算區(qū)域

同心筒熱發(fā)射裝置由外筒、內(nèi)筒、后蓋構(gòu)成，其中后蓋采用錐形導(dǎo)流型面。圖1(a)為某同心筒熱發(fā)射裝置示意圖，圖1(b)為含有導(dǎo)流板的同心筒發(fā)射裝置示意圖，其中L 為導(dǎo)流板的長(zhǎng)度。

針對(duì)同心筒發(fā)射裝置的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，考慮到計(jì)算條件的限制，在不影響真實(shí)流場(chǎng)的前提下，采用軸對(duì)稱計(jì)算模型進(jìn)行流場(chǎng)分析。圖2為噴管附近的網(wǎng)格劃分情況。為了保證數(shù)值研究的精度，分析時(shí)流場(chǎng)全部采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。

圖1 同心筒熱發(fā)射裝置示意圖Fig.1 Sketch of concentric canister launcher

圖2 噴管附近網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid around the nozzle exit

2.2 邊界條件

噴管入口采用壓力入口邊界條件，總壓為9.119 ×106Pa，總溫為3 387 K. 燃?xì)馊肟谥饕M分和質(zhì)量分?jǐn)?shù)見表2. 同心筒熱發(fā)射周圍流場(chǎng)為靜止大氣條件;靜壓為1.013 ×105Pa，靜溫為300 K，大氣中N2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.77，O2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.23.

表2 燃?xì)馊肟诮M分和質(zhì)量分?jǐn)?shù)Tab.2 Species and mass fraction of inlet

3 計(jì)算結(jié)果及討論

3.1 計(jì)算方法的驗(yàn)證

為了檢驗(yàn)所建數(shù)值方法的正確性，采用11 組分12 步化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型對(duì)文獻(xiàn)［2］中的固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)尾焰流場(chǎng)進(jìn)行研究。計(jì)算結(jié)果如圖3所示。

圖3為數(shù)值計(jì)算得到的溫度場(chǎng)云圖，從圖中可見，在噴管出口處溫度較高。并且數(shù)值計(jì)算得到的溫度場(chǎng)分布與圖4中尾焰實(shí)驗(yàn)熱像圖［2］分布趨勢(shì)基本一致。表3是軸線上各觀測(cè)點(diǎn)溫度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比。通過計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值［2］的對(duì)比發(fā)現(xiàn)最大溫度誤差為5.31%. 表明所建立的數(shù)值方法是可行的，能夠運(yùn)用到燃?xì)馍淞鞫稳紵鲌?chǎng)分析中。

圖3 數(shù)值計(jì)算溫度場(chǎng)云圖Fig.3 Temperature contour of numerical simulation

圖4 尾焰熱像圖［2］Fig.4 Thermal image of exhaust plume

表3 軸線上觀測(cè)點(diǎn)溫度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Tab.3 Comparison of calculated and experimental results of temperature along axis

3.2 網(wǎng)格無關(guān)性檢測(cè)

由于導(dǎo)彈在筒內(nèi)運(yùn)動(dòng)時(shí)間短暫，燃?xì)饬鞫稳紵鲌?chǎng)的計(jì)算精度對(duì)網(wǎng)格密度有較強(qiáng)的依賴性。因此，網(wǎng)格無關(guān)性的檢驗(yàn)至關(guān)重要。為了選取合適的計(jì)算網(wǎng)格，對(duì)3 種網(wǎng)格數(shù)對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性測(cè)試，開始分別取98 380(網(wǎng)格A)，142 270(網(wǎng)格B)，205 690(網(wǎng)格C)網(wǎng)格個(gè)數(shù)，其中燃?xì)鉁囟葹? 190 K，對(duì)5 ms 時(shí)刻后蓋的溫度峰值及其所在的位置進(jìn)行對(duì)比。計(jì)算模型網(wǎng)格無關(guān)性測(cè)試如表4所示。

從表4可以發(fā)現(xiàn)，網(wǎng)格B 與網(wǎng)格C 在5 ms 時(shí)刻峰值溫度差異為3.33%，Y 坐標(biāo)值相差2.67%，雖然更高分辨率的網(wǎng)格能夠更好地捕捉流動(dòng)細(xì)節(jié)，但考慮計(jì)算條件的限制，網(wǎng)格B 已滿足的研究，故采用網(wǎng)格B 分析同心筒燃?xì)饬鞫稳紵鲌?chǎng)。

表4 5 ms 時(shí)3 種網(wǎng)格溫度峰值對(duì)比Tab.4 Comparison of maximum temperatures with 3 different meshes at 5 ms

3.3 同心筒化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)流場(chǎng)分析

圖5 不同時(shí)刻流場(chǎng)的速度云圖Fig.5 Velocity contours at different time

圖5(a)～圖5(d)為0.10 s、0.20 s、0.32 s 和0.35 s 時(shí)刻流場(chǎng)的速度云圖。從整個(gè)導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)過程來看，在導(dǎo)彈出筒之前，從筒內(nèi)噴出的燃?xì)馍淞餮刂鴮?dǎo)彈兩側(cè)壁面向前流動(dòng)，并吞噬初始流場(chǎng)、追趕包圍導(dǎo)彈;在導(dǎo)彈側(cè)面和頭部，形成一個(gè)向前突出的氣團(tuán)。導(dǎo)彈出筒之后，燃?xì)馍淞鏖_始離開發(fā)射筒，外界空氣與燃?xì)馍淞鏖_始發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，由于受到筒內(nèi)排除的燃?xì)饬鳌?dǎo)彈尾部的燃?xì)馍淞骱蛷椀捉Y(jié)構(gòu)的影響，高度欠膨脹射流向筒口兩邊排去，形成反濺激波。隨著導(dǎo)彈尾部離發(fā)射筒口越來越遠(yuǎn)，彈底部空間逐漸增大，反濺激波逐漸減弱。

圖6(a)～圖6(d)為0.10 s、0.20 s、0.32 s 和0.35 s 時(shí)刻溫度場(chǎng)云圖。從圖6中溫度場(chǎng)云圖可見，在導(dǎo)彈發(fā)射過程中，筒內(nèi)一直處于高溫燃?xì)馍淞髯饔弥小３細(xì)馍淞骱诵膮^(qū)域外，筒內(nèi)大部分區(qū)域溫度在3 000 K左右。出筒之前，高溫燃?xì)庀驅(qū)椷\(yùn)動(dòng)方向流動(dòng)，包圍筒外的彈體。由此可見高溫是同心筒發(fā)射的特點(diǎn)。

圖6 不同時(shí)刻溫度場(chǎng)云圖Fig.6 Temperature contours at different time

圖7是不同時(shí)刻彈體表面溫度曲線，其中0.10 s時(shí)刻和0.20 s 時(shí)刻為導(dǎo)彈出筒之前的彈體表面溫度，0.32 s 和0.35 s 為導(dǎo)彈出筒之后溫度。從曲線的變化趨勢(shì)可見，導(dǎo)彈出筒之前，彈體表面溫度明顯高于導(dǎo)彈出筒之后。通過比較0.10 s 和0.20 s 時(shí)刻彈體表面溫度可見，0.20 s 時(shí)刻在0 m ＜x ＜1.65 m區(qū)間內(nèi)彈體的表面溫度高于0.10 s 時(shí)刻。這是由于隨著導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)，燃?xì)庠谕矁?nèi)積聚，造成彈體表面溫度升高。在0.20 s 時(shí)刻1.65 m ＜x ＜1.78 m 區(qū)間內(nèi)，由于導(dǎo)彈頭部開始沖破燃?xì)飧邷貐^(qū)域，使得此區(qū)域的彈體表面溫度低于0.10 s 時(shí)刻。而且隨著導(dǎo)彈離筒內(nèi)聚集的高溫燃?xì)庠絹碓竭h(yuǎn)，彈體表面的溫度逐漸下降。

圖7 不同時(shí)刻彈體表面溫度曲線Fig.7 Missile body temperatures at different time

圖8為0.20 s 時(shí)刻和0.32 s 時(shí)刻同心筒發(fā)射流場(chǎng)密度云圖。從云圖可見，導(dǎo)彈在發(fā)射過程中燃?xì)馍淞髋c外界空氣之間有明顯的密度間斷，這是由于燃?xì)馍淞鲄^(qū)域的氣體受到激波加熱后溫度升高，密度相應(yīng)降低。因此在燃?xì)馍淞魍苿?dòng)空氣向周圍運(yùn)動(dòng)的同時(shí)，二者之間形成一個(gè)形狀不規(guī)則的接觸間斷。

圖8 不同時(shí)刻密度云圖Fig.8 Density contours at different time

圖9(a)和圖9(b)是0.32 s 時(shí)刻O 和CO2的質(zhì)量分布。針對(duì)本文計(jì)算情況，O 是原來沒有的組分，因此可以通過分析O 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布反映氧化反應(yīng)的劇烈程度。從圖9(a)可以看出，在0.32 s 時(shí)刻筒內(nèi)O 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)幾乎為0，說明筒內(nèi)被高溫燃?xì)獬錆M，空氣較少，即缺少發(fā)生氧化反應(yīng)的O2. 導(dǎo)彈出筒之后，筒內(nèi)的燃?xì)馍淞餮杆倥c空氣中的O2發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。在導(dǎo)彈兩側(cè)含有較多的O，質(zhì)量分?jǐn)?shù)達(dá)0.004. 可見在導(dǎo)彈出筒之后，氧化反應(yīng)主要發(fā)生在導(dǎo)彈頭部和兩彈身兩側(cè)壁面附近的混合層。從外邊界層到混合核心區(qū)域質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.000 5 變化到0.005 2. 尤為明顯的是燃?xì)馍淞鞯暮诵膮^(qū)域，O 的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0，即在此區(qū)域可認(rèn)為不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。這與文獻(xiàn)［13］中的結(jié)論一致。

圖9 0.32 s 時(shí)刻反應(yīng)產(chǎn)物質(zhì)量分布Fig.9 Mass fraction contours of reaction products at 0.32 s

由于CO2只在燃?xì)馍淞髦写嬖?，可用其質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布表示該時(shí)刻燃?xì)馍淞鲊姵龊笏采w的流場(chǎng)區(qū)域，如圖9(b)所示。從圖可以看出燃?xì)馍淞鲝耐矁?nèi)噴出后所覆蓋的流場(chǎng)區(qū)域與圖6(c)流場(chǎng)中的高溫區(qū)域完全重合，且燃?xì)馍淞髋c空氣之間的界面非常清晰，這主要是由于高溫高速的燃?xì)馍淞髟谕苿?dòng)前方空氣的過程中與外界空氣的熱量和質(zhì)量交換速度相對(duì)較慢導(dǎo)致的。

3.4 化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)對(duì)溫度場(chǎng)的影響

圖10(a)給出了多組分凍結(jié)流和多組分反應(yīng)流溫度場(chǎng)對(duì)比。圖10(b)給出了在0.20 s 時(shí)刻單一組分燃?xì)?、多組分凍結(jié)流和多組分反應(yīng)流軸線溫度對(duì)比。從圖10(a)凍結(jié)流和反應(yīng)流的溫度場(chǎng)云圖對(duì)比可見，反應(yīng)流的溫度場(chǎng)波及范圍要大于凍結(jié)流流場(chǎng)。由圖10(b)中可見，在發(fā)射筒內(nèi)考慮/不考慮組分和化學(xué)反應(yīng)對(duì)軸線溫度無明顯影響。這說明在同心筒內(nèi)有限的空間內(nèi)，幾乎不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。而在筒外，單一組分燃?xì)饬?、多組分凍結(jié)流與含有化學(xué)反應(yīng)反應(yīng)流軸線溫度相差比較大。這是由于單一組分燃?xì)饬髦袥]有考慮組分的擴(kuò)散，而多組分凍結(jié)流流沒有考慮從筒內(nèi)排除的燃?xì)饬髋c周圍空氣混合發(fā)生強(qiáng)烈的化學(xué)反應(yīng)。從圖10(b)可見筒外多組分反應(yīng)流流場(chǎng)的溫度比多組分凍結(jié)流流場(chǎng)的溫度高500 K 左右，比單組分燃?xì)饬鲌?chǎng)溫度最高高1 000 K. 這是由于筒外的富燃燃?xì)馀c空氣中的O2在筒口附近混合，混合流場(chǎng)中不僅有膨脹波而且存在壓縮波，壓縮波后燃?xì)鉁囟取簭?qiáng)上升，更易引起化學(xué)反應(yīng)并釋放熱量，導(dǎo)致反應(yīng)區(qū)域的溫度比無反應(yīng)和單組分燃?xì)獾臏囟雀摺＿@與文獻(xiàn)［2］中實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。對(duì)比有無化學(xué)反應(yīng)時(shí)流場(chǎng)溫度表明，同心筒發(fā)射裝置流場(chǎng)考慮二次燃燒是必要的。如果忽略二次燃燒，將導(dǎo)致同心筒溫度場(chǎng)計(jì)算誤差增大。

圖10 0.20 s 時(shí)刻不同工況溫度對(duì)比Fig.10 Comparison of temperatures at 0.20 s

3.5 筒口導(dǎo)流板對(duì)流場(chǎng)的影響

為了研究筒口導(dǎo)流板對(duì)導(dǎo)彈出筒時(shí)彈體表面溫度的影響，選取3 種形式的導(dǎo)流板，如圖1(b)所示，導(dǎo)流板長(zhǎng)度分別是0.5s，1.5s 和3.0s，其中s 為內(nèi)外筒間隙。將這3 種工況分別與無導(dǎo)流板的結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比。

圖11(a)是含有不同長(zhǎng)度的導(dǎo)流板和不含導(dǎo)流板在0.1 s 時(shí)刻彈體表面溫度的對(duì)比。從圖中可見，當(dāng)導(dǎo)彈出筒時(shí)，導(dǎo)流板對(duì)內(nèi)外筒之間的燃?xì)饩哂泻芎玫膶?dǎo)向作用。從溫度曲線上可以看出，加上導(dǎo)流板能夠使彈體表面溫度下降1 000 K 以上。導(dǎo)流板長(zhǎng)度從0.5s 增加到3.0s 時(shí)，彈體表面的溫度先降低后升高，在1.5s 時(shí)，彈體表面的溫度最低。圖11(b)～圖11(e)為不同導(dǎo)流板長(zhǎng)度時(shí)筒口流場(chǎng)的矢量圖。從圖中可看出，無論有無導(dǎo)流板，內(nèi)外筒之間都存在倒吸現(xiàn)象。這是由于導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)過程中，內(nèi)筒與彈壁之間大部分區(qū)域?yàn)樨?fù)壓區(qū)，從內(nèi)外筒之間排出的燃?xì)庠诎l(fā)射筒出口處產(chǎn)生抽吸效應(yīng)進(jìn)入彈筒間隙。

圖11 不同導(dǎo)流板長(zhǎng)度時(shí)筒口流場(chǎng)矢量圖Fig.11 Velocity vectors for different guider lengths

當(dāng)導(dǎo)流板存在時(shí)，從內(nèi)外筒之間排除的部分燃?xì)庠谕部谂c周圍的空氣以一定比例混合形成漩渦后進(jìn)入導(dǎo)彈與內(nèi)筒之間。導(dǎo)流板長(zhǎng)度為0.5s 和3.0s時(shí)，漩渦在筒口附近形成。當(dāng)導(dǎo)流板長(zhǎng)度為1.5s時(shí)，由于燃?xì)馀艑?dǎo)順暢，漩渦離筒口較遠(yuǎn)，進(jìn)入彈筒間隙的高溫燃?xì)饬髁恳?.5s 和3.0s 時(shí)少，所以導(dǎo)流板長(zhǎng)度為1.5s 時(shí)彈底壁面溫度最低。當(dāng)導(dǎo)流板長(zhǎng)度為3.0s 時(shí)，燃?xì)獬隹诮孛嬖龃?，從?nèi)外筒間隙排出的高溫燃?xì)鈴较蛩俣绕?，沿軸線方向高溫燃?xì)饫@過導(dǎo)流板進(jìn)入彈筒間隙的流量比0.5s 時(shí)要多，所以導(dǎo)流板高度為3.0s 時(shí)的彈體壁面溫度高于0.5s 時(shí)。筒口無導(dǎo)流板時(shí)從內(nèi)外筒間隙排出的高溫燃?xì)庵苯优c空氣混合進(jìn)入彈筒間隙，進(jìn)入筒內(nèi)的高溫燃?xì)饬髁孔疃?，因而溫度最高?/p>

根據(jù)以上分析可知對(duì)于同心筒熱發(fā)射裝置來說，導(dǎo)流板的長(zhǎng)度最優(yōu)值在1.5s 附近。

4 結(jié)論

1)建立了耦合有限速率化學(xué)反應(yīng)和導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)的同心筒熱發(fā)射計(jì)算模型，采用11 組分12 步基元化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型和域動(dòng)分層網(wǎng)格更新方法，實(shí)現(xiàn)了同心筒發(fā)射過程H2/CO 混合燃?xì)舛稳紵鲌?chǎng)的數(shù)值模擬。

2)導(dǎo)彈出筒之后，由于筒內(nèi)燃?xì)饬?、?dǎo)彈尾部燃?xì)馍淞骱蛷椀捉Y(jié)構(gòu)的綜合影響，高度欠膨脹射流在導(dǎo)彈尾部形成反濺激波。隨著導(dǎo)彈尾部離發(fā)射筒口越來越遠(yuǎn)，反濺激波逐漸減弱。在此過程中彈體表面溫度先升高后降低。

3)根據(jù)不同時(shí)刻流場(chǎng)中典型組分的分布，說明在同心筒內(nèi)幾乎不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。二次燃燒主要發(fā)生在筒口燃?xì)馍淞髋c空氣混合區(qū)域。

4)同心筒發(fā)射裝置多組分反應(yīng)流軸線的溫度比凍結(jié)流高500 K 左右，比單一組分燃?xì)饬鞲? 000 K 左右。可見考慮二次燃燒對(duì)同心筒熱發(fā)射流場(chǎng)作用是必要的。

5)同心筒筒口增加導(dǎo)流板能夠降低導(dǎo)彈出筒時(shí)彈體表面的溫度。同心筒導(dǎo)流板長(zhǎng)度的最優(yōu)值在1.5s 附近。

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