李仁鳳,樂貴高,馬大為(南京理工大學機械工程學院,江蘇南京210094)

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燃燒產(chǎn)物特性對燃氣彈射內(nèi)彈道與載荷的影響研究

李仁鳳,樂貴高,馬大為
(南京理工大學機械工程學院,江蘇南京210094)

摘要:為了研究燃燒產(chǎn)物特性對燃氣彈射初容室二次燃燒流場、內(nèi)彈道和載荷的影響,采用Realizable k-ε湍流模型、域動分層動網(wǎng)格技術和有限速率/渦耗散模型,建立包含動邊界的初容室二次燃燒流動模型。通過與實驗數(shù)據(jù)對比,驗證了燃氣彈射模型的有效性。數(shù)值研究了燃氣發(fā)生器噴管入口燃燒產(chǎn)物壓力和組分濃度比值對燃氣彈射內(nèi)彈道和載荷的影響,計算得到了滿足導彈出筒要求的噴管入口壓力和組分濃度比值的變化范圍。數(shù)值研究表明:隨著燃氣發(fā)生器噴管入口壓力的增大,初容室中O2完全消耗的時間變短,導彈出筒時間縮短,出筒速度增加,加速度峰值增大;隨著噴管入口CO與H2濃度比值的增大,初容室中O2完全消耗的時間變長,導彈出筒時間延長,出筒速度減小,加速度峰值減小。研究結(jié)果為燃氣彈射內(nèi)彈道設計提供了理論基礎。

關鍵詞:兵器科學與技術;燃燒產(chǎn)物特性;二次燃燒;燃氣彈射;動網(wǎng)格技術;內(nèi)彈道

0　引言

燃氣彈射憑借其結(jié)構簡單、出筒速度高以及射程遠等優(yōu)點,成為了導彈類武器系統(tǒng)發(fā)射的一個研究方向,目前,已經(jīng)在許多國家得到了應用。燃氣彈射以低溫固體推進劑在燃氣發(fā)生器燃燒產(chǎn)生的高壓高速燃氣作為推動導彈的動力源,將導彈彈射出發(fā)射筒,適用于地下井發(fā)射、陸地機動發(fā)射車發(fā)射以及潛艇水下發(fā)射等[1]。針對燃氣彈射技術領域,內(nèi)彈道的研究是其重要的研究方向。燃氣彈射內(nèi)彈道學主要研究兩方面問題:一是在已知裝填條件和初容室內(nèi)部結(jié)構諸元的條件下,求燃氣發(fā)生器和初容室內(nèi)壓力變化規(guī)律和導彈運動規(guī)律;二是求裝填條件和彈射裝置內(nèi)部結(jié)構諸元的合理和可能方案,以使規(guī)定質(zhì)量和直徑的導彈在不超過發(fā)射加速度的條件下獲得規(guī)定的離筒速度[2]。

目前,針對燃氣彈射技術的研究普遍采用理論與實驗相結(jié)合的方法。燃氣彈射的概念最早由McKinnis等[3]提出;袁曾鳳[4]曾采用經(jīng)典內(nèi)彈道理論建立了燃氣彈射高、低壓室內(nèi)彈道方程,預測了多根藥柱燃燒后的高壓室和低壓室壓力曲線;芮守禎等[5]分析比較了幾種不同彈射動力系統(tǒng)的特點,并分析了不同彈射動力下內(nèi)彈道曲線之間的差異。以上研究均是基于內(nèi)彈道理論進行的研究,可以快速獲得內(nèi)彈道曲線,但是無法得知彈射過程中的流場分布規(guī)律。在此背景下,譚大成等[6]開展了燃氣彈射內(nèi)彈道數(shù)值模擬的研究,建立了單相燃氣彈射內(nèi)彈道流動模型。然而,燃氣發(fā)生器生成的燃氣組分中含有大量未燃燒完全的氣體,因此,胡曉磊等[7]開展了燃氣彈射發(fā)射筒內(nèi)燃氣空氣二次燃燒現(xiàn)象的數(shù)值研究,對比了有無二次燃燒對內(nèi)彈道特性的影響。

從燃氣彈射載荷生成機理的研究可知,燃燒產(chǎn)物性質(zhì)包括其壓力以及組分濃度比對導彈彈射內(nèi)彈道和載荷均有直接影響。目前,關于燃燒產(chǎn)物性質(zhì)對燃氣彈射內(nèi)彈道與載荷影響研究的文獻相對較少。因此,本文以燃氣彈射裝置為物理模型,采用Realizable k-ε湍流模型和有限速率/渦耗散模型建立了包含導彈尾罩運動的初容室二次燃燒流動模型,分別對不同燃燒產(chǎn)物壓力與組分濃度比值下的導彈內(nèi)彈道和載荷規(guī)律進行了研究,得到了滿足給定導彈出筒要求的燃燒產(chǎn)物壓力與組分濃度變化范圍,為導彈內(nèi)彈道設計提供了理論基礎。

1　物理模型和計算方法

1.1物理模型

如圖1所示,燃氣彈射系統(tǒng)主要由燃氣發(fā)生器、導流錐、發(fā)射筒、底座和尾罩等組成。其中,取監(jiān)測點P為實驗和數(shù)值研究的觀測點。燃氣彈射系統(tǒng)的工作原理是低溫推進劑在燃氣發(fā)生器中燃燒,產(chǎn)生的高壓高速燃氣經(jīng)由拉瓦爾噴管進入初容室,與初容室中的空氣混合燃燒,推動尾罩和尾罩上方的導彈向上運動。

圖1　燃氣彈射裝置結(jié)構示意圖Fig.1 Schematic diagram of gas-ejection launcher

1.2數(shù)值計算方法

1.2.1控制方程

針對燃氣彈射裝置軸對稱的結(jié)構特點,采用二維軸對稱多組分Navier-Stokes控制方程作為模型的流動、物質(zhì)與能量交換以及燃燒的控制方程,方程形式為

式中:U為守恒變量向量;F、G為對流項向量;Fυ、Gυ為黏性項向量;J為源項向量。U=為密度,u、υ分別為χ、y方向的速度分量,e為比動能,Yi表示組分的質(zhì)量分數(shù),下標i代表第i組分;F=,τχχ為正應力,τχy為切應力,Di為組分的耗散項系數(shù),qχ表示由熱傳導與組分擴散引起的χ方向能量通量;Gυ=;qχ、qy具體表達式見(2)式。

式中:λ為熱傳導系數(shù);T為溫度;ns為組分總數(shù);hi表示組分焓值。

1.2.2湍流模型

當燃氣發(fā)生器噴管噴出的燃氣進入發(fā)射筒后,會與初容室中的空氣發(fā)生二次燃燒現(xiàn)象。因此,采用能很好地模擬剪切流、分離流以及射流等的Realizable k-ε湍流模型[8]進行分析研究。

湍流動能方程(k方程)為

式中:k和ε分別為湍動能和耗散率;μ為混合物黏性;μt為湍動黏度;Gk為由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項;常數(shù)系數(shù)σk=1.0;χ、u的下標I、J為自由坐標,取值為1、2,1為χ方向,2為y方向。

湍流能量耗散率方程(ε方程)為

式中:S為平均特征應變率;常數(shù)系數(shù)σε= 1.2; C1=1.44;C2=1.9.

1.2.3化學反應模型

采用有限速率/渦耗散模型,忽略湍流脈動對二次燃燒過程的影響,反應速率根據(jù)Arrhenius公式確定。在化學反應過程中,各組元的濃度由化學反應式控制。對于其中任一化學反應,描述反應物與生成物關系的化學反應通用形式為

式中:N為系統(tǒng)中化學反應物質(zhì)數(shù)目;υ＇i,r為反應r反應物中i物質(zhì)的化學計量系統(tǒng);υ″i,r為反應r生成物中i物質(zhì)的化學計量系統(tǒng);Mi為第i物質(zhì)的符號;kf,r為反應r的正向速率常數(shù);kb,r為反應r逆向速率常數(shù)。

渦耗散模型稱之為湍流-化學反應相互作用模型,反應速率由湍流混合時間尺度k/ε控制。

式中:R(i,Rr)和R(i,Pr)分別為反應物和燃燒產(chǎn)物反應速率;Mw,j為j組分的分子量;YR代表反應物質(zhì)量分數(shù);YP代表燃燒產(chǎn)物質(zhì)量分數(shù);A為常數(shù),其值為4.0;B為常數(shù),其值為0.5.

在非預混火焰反應區(qū)發(fā)生快速燃燒時,只要湍流出現(xiàn),反應即可開始不受限制,反應速度往往較快。有限速率/渦耗散模型的凈反應速率Ri由Arrhenius化學動力學和渦耗散反應速率混合控制。Arrhenius反應速率作為動力學開關,阻止反應在能量較低時發(fā)生,延遲了計算中化學反應的開始,較為符合實際[9-10]。

由于燃氣彈射模型采用的是低溫推進劑,因此氣相組分燃燒模型采用文獻[10]中適合低溫推進劑的CO/ H2簡化燃燒模型:

1.2.4導彈運動規(guī)律

彈射過程中導彈在燃氣推力的作用下沿著發(fā)射筒軸線向上運動。軸線方向上受到燃氣推力、重力和摩擦力3個力的共同作用。合外力F公式為

式中:Fgas為燃氣推力;m為導彈的質(zhì)量;g為重力加速度;Ff為摩擦力。

t時刻的導彈沿軸線方向的速度υt和位移lt分別由下式求得,其中Δt為時間步長。

(8)式和(9)式分別給出導彈在任一時刻的運動速度和位移,采用動態(tài)網(wǎng)格分層技術[11]對每個時刻的網(wǎng)格進行更新。設定尾罩為動邊界,其余邊界為靜止邊界。

1.2.5網(wǎng)格模型和邊界條件

燃氣彈射數(shù)值計算網(wǎng)格模型如圖2所示。燃氣發(fā)生器噴管為壓力入口邊界,燃燒室總壓隨時間變化規(guī)律如圖3所示,其中p0為參考壓力,t0為推進劑燃燒完全的時間。發(fā)射筒以及尾罩壁面采用對流換熱壁面,其余壁面為絕熱壁面,計算在導彈運動出發(fā)射筒結(jié)束。

圖2　網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model

圖3　燃燒室壓力曲線Fig.3 Pressure curve of combustion chamber

運用熱力計算CEA軟件對推進劑燃燒產(chǎn)物進行計算,可得到噴管入口各氣體組分的含量如表1.初容室內(nèi)初始時刻為標準大氣狀態(tài),N2的質(zhì)量分數(shù)為0.77,O2的質(zhì)量分數(shù)為0.23.

采用有限體積法對控制方程進行離散,壓力-速度耦合項采用Couple算法,壓力梯度與動量方程均用2階迎風格式,湍流輸運方程的差分格式采用1階迎風格式。

表1　初容室和噴管入口氣體組分質(zhì)量分數(shù)Tab.1 Species mass fractions of initial chamber and inlet

2　數(shù)值方法的驗證

為了驗證本文數(shù)值方法的可靠性,采用文中所建立的數(shù)值方法對燃氣彈射初容室內(nèi)燃燒流場進行數(shù)值計算,監(jiān)測點P的計算值和實驗值對比如圖4所示。由圖4可見,計算得到的P點壓力曲線與實驗得到的曲線變化基本一致,均是先升高、后降低,然后升高,最后下降,共出現(xiàn)了2個峰值。并且計算得到的第1個峰值為0.85p1,實驗值為0.83p1;計算獲得的第2個峰值為0.8p1,實驗值為0.77p1,此處參考壓力p1區(qū)別于p0.計算值與實驗值在峰值上的最大誤差為3.8%,在允許范圍之內(nèi)。說明本文所建立的數(shù)值模型可以用于分析燃燒產(chǎn)物特性對燃氣彈射內(nèi)彈道與載荷的影響。

圖4　P點計算壓力值與實驗結(jié)果對比Fig.4 Pressure comparison of calculated and experimental results at Point P

3　結(jié)果與分析

3.1燃燒產(chǎn)物壓力特性對燃氣彈射過程影響

根據(jù)傳熱理論可知,當氣相燃燒產(chǎn)物的溫度和組分濃度保持恒定時,增大反應物的壓強,可以減小氣體體積,增加單位體積里反應物與生成物的量,氣體分子之間運動變得更加劇烈,反應速率相應增加。由于燃氣彈射中涉及二次燃燒,因此,有必要研究壓強的變化對燃氣彈射內(nèi)彈道以及載荷產(chǎn)生的影響。為了獲得滿足導彈出筒要求的燃燒產(chǎn)物壓力值變化范圍,同時分析噴管入口燃燒產(chǎn)物壓力變化對燃氣彈射內(nèi)彈道與載荷的影響,選取4種燃燒產(chǎn)物壓力進行數(shù)值研究。如圖5所示,pb為標準狀態(tài)燃燒產(chǎn)物壓力,由數(shù)值驗證可知,該值對應的計算結(jié)果與實驗結(jié)果吻合,可以滿足導彈的出筒要求。分別取0.8pb、0.9pb、1.0pb、1.1pb4種燃燒產(chǎn)物壓力條件對燃氣彈射過程進行數(shù)值計算。其他初始條件和邊界條件與數(shù)值驗證模型一致。

圖5　4種燃燒產(chǎn)物壓力隨時間變化曲線Fig.5 Pressure curves of four combustion products

圖6為計算得到的不同燃燒產(chǎn)物壓力下初容室內(nèi)O2質(zhì)量分數(shù)YO2隨時間的變化曲線。由該曲線可以看出,隨著燃燒產(chǎn)物壓力的增加,初容室內(nèi)氧氣質(zhì)量分數(shù)下降速率加快,O2完全消耗的時間變短。當入口壓力為0.8pb時,初容室內(nèi)O2完全消耗所用的時間為0.26t0;當入口壓力增加到1.1pb時,O2完全消耗的時間縮短為0.215t0.也就是說,壓力每增加0.1pb,O2消耗完的時間縮短約0.011t0.產(chǎn)生此現(xiàn)象主要是由于當燃燒產(chǎn)物的溫度與濃度保持不變的情況下,隨著入口壓力的增加,CO與H2等可燃性氣體進入初容室中與其中的O2發(fā)生二次燃燒反應的速率加快,O2完全消耗所用的時間相應減小所致。

圖6　不同壓力下初容室內(nèi)O2質(zhì)量分數(shù)隨時間變化曲線Fig.6 Mass fraction curves of O2in initial chamber at different inlet pressures

圖7為4種不同壓力條件下觀測點P的壓力隨時間變化曲線。從圖7可以看出,每條曲線都存在有兩個壓力峰值。隨著噴管入口燃燒產(chǎn)物壓力值的增大,第1個壓力峰值出現(xiàn)的時間提前。當噴管入口壓力取值為0.8pb時,第1個壓力峰值出現(xiàn)的時間為0.2t0,當壓力增大為1.1pb時,第1個壓力峰值出現(xiàn)的時間為0.15t0.這主要是由于在初始的時間內(nèi),由于導彈還未開始運動,空間體積一定,隨著入口壓力的增大,可燃性氣體組分反應速率變快,初容室中的能量增大,監(jiān)測點P壓力隨之增加。隨著初容室中壓力的增大,導彈尾罩受到的推力相應增加,導彈運動時間提前,初容室體積增大較快,所以第1個壓力峰值也會隨著噴管入口壓力的增大提前出現(xiàn)。因此,第1個壓力峰值的提前出現(xiàn)是由于二次燃燒所致。第2個壓力峰值均處于0.7t0附近,與初始噴管入口給定的壓力峰值所處的時間保持一致,說明第2個壓力峰值是由于入口燃燒產(chǎn)物壓力峰值引起的。除此之外,隨著入口壓力的增大,第2個峰值與第1個峰值差值逐漸減小,即導彈會受到兩次較大的沖擊作用,這對導彈的平穩(wěn)發(fā)射是非常不利的,因此,在保證導彈出筒要求的前提下,應選擇P點壓力變化較平穩(wěn)的燃燒產(chǎn)物壓力。

圖7　不同壓力下監(jiān)測點P壓力隨時間變化曲線Fig.7 Pressure curves at Point P at different inlet pressures

圖8(a)～圖8(c)分別給出了4種噴管入口壓力條件下導彈的位移l、加速度a和速度υ隨時間變化曲線圖。從圖8(a)可以看出,隨著燃氣發(fā)生器噴管入口壓力值的增加,導彈出筒時間逐漸縮短。當噴管入口壓力為0.8pb時,導彈出筒時間為0.98t0;壓力增大為1.1pb時,導彈出筒時間為0.90t0;也就是說,入口壓力每增加0.1pb,導彈出筒時間平均縮短約0.02t0.從圖8(b)可以看出,導彈加速度的變化與監(jiān)測點P點壓力變化一致。當噴管入口壓力增大時,化學反應速率加快,釋放的化學能增加,燃氣對導彈尾罩的作用力增大,導彈的加速度增加。隨著燃燒室內(nèi)氧氣的完全燃燒,二次燃燒的作用減弱,導彈的運動規(guī)律受到給定噴管入口燃氣壓力直接影響。從圖8(c)可以看出,隨著噴管入口壓力的增加,導彈出筒速度隨之增加。當壓力為0.8pb時,導彈出筒速度為0.80υ0;壓力增大為1.1pb時,導彈出筒速度增大為0.96υ0.也就是說,入口壓力每增加0.1pb,導彈出筒速度平均增加約0.04υ0.根據(jù)給定燃氣彈射內(nèi)彈道設計要求:導彈出筒速度在0.80υ0～0.96υ0之間,且導彈在發(fā)射筒內(nèi)加速度不大于0.98a0.從圖8中可以看出本文選取的4種壓力值的計算結(jié)果均滿足給定的導彈內(nèi)彈道設計要求。當增大或者減小噴管入口壓力時,根據(jù)得到的運動規(guī)律,均會超出給定的范圍,因此,0.8pb～1.1pb為滿足該導彈內(nèi)彈道要求的燃氣發(fā)生器燃燒產(chǎn)物壓力范圍。

圖8　不同入口壓力下導彈彈射內(nèi)彈道曲線Fig.8 Interior ballistic curves of missile ejection at different inlet pressures

3.2燃燒產(chǎn)物組分濃度對燃氣彈射過程影響

為了研究燃燒產(chǎn)物組分濃度對燃氣彈射二次燃燒、內(nèi)彈道和載荷的影響,選取燃氣發(fā)生器噴管入口CO與H2濃度比值分別為10.5∶1.5、11.0∶1.0、11.3∶0.7、11.5∶0.5的初始條件對燃氣彈射過程進行數(shù)值研究,從而得到CO與H2組分濃度比值對二次燃燒、內(nèi)彈道和載荷的影響。圖9為4種不同組分濃度比值對應的初容室中氧氣質(zhì)量分數(shù)隨時間變化曲線圖。從圖9可以看出,隨著CO與H2濃度比值的增大,即CO相對質(zhì)量分數(shù)的增加,O2質(zhì)量分數(shù)下降速率變緩,O2完全消耗所用時間變長。當CO與H2濃度比值為10.5∶1.5時,O2完全消耗所用的時間約為0.23t0;當CO與H2濃度比值增大為11.5∶0.5時,O2完全消耗所用的時間約為0.27t0, O2質(zhì)量分數(shù)下降變緩。

分析結(jié)果表明,不同燃燒產(chǎn)物組分濃度比值對燃氣彈射二次燃燒有一定的影響。對于CO/ H2體系來講,一定含量的混合氣體質(zhì)量分數(shù),不同的組分濃度比會影響二次燃燒反應速率,并且當CO含量相對增大時,初容室中O2消耗完全所用時間變長,進而會對燃氣彈射內(nèi)彈道以及載荷產(chǎn)生影響。

圖9　不同組分濃度下初容室O2質(zhì)量分數(shù)隨時間變化曲線Fig.9 Mass fraction curves of initial chamber at different component concentrations

圖10為4種不同組分濃度比值下觀測點P壓力隨時間變化曲線。從圖10可以看出,P點壓力的變化趨勢相同,均保持有兩個壓力峰值,這與前面不同噴管入口壓力分析結(jié)果一致。另外,隨著CO與H2濃度比值的增大,第一個壓力峰值的時間推遲,這與初容室氧氣質(zhì)量分數(shù)變化是相對應的,主要是由于CO與H2濃度比值較大時,二次燃燒反應速率比較小,產(chǎn)生的能量較少,因此P點達到第一個峰值的時間推遲。在入口壓力與溫度保持一定的條件下,改變組分濃度不僅會影響峰值出現(xiàn)的時間,而且峰值的數(shù)值也有改變。隨著CO與H2濃度比值的增大,由于反應速率的減小,直接導致初容室中監(jiān)測點P的壓力值比其他濃度比值的計算值偏小。

圖10　不同組分濃度下監(jiān)測點P壓力隨時間變化曲線Fig.10 Pressure curves at Point P at different component concentrations

圖11　不同組分濃度比值下導彈彈射內(nèi)彈道曲線Fig.11 Interior ballistic curves of missile ejection at different component concentrations

圖11(a)～圖11(c)為4種不同CO與H2濃度比值條件下導彈的位移l、加速度a以及速度υ隨時間變化曲線。從圖11(a)中可以看出,隨著CO與H2濃度比值的增加,導彈出筒時間延長。當CO與H2濃度比值為10.5∶1.5時,導彈出筒時間為0.90t0;CO與H2濃度比值增大為11.5∶0.5時,導彈出筒時間為0.945t0.從圖11(b)可以看出,導彈加速度的變化與監(jiān)測點P壓力變化一致。當入口CO與H2濃度比值升高時,化學反應速率減小,釋放的化學能減少,導彈的加速度減小。隨著初容室內(nèi)氧氣的完全燃燒,導彈的運動規(guī)律受燃氣壓力直接影響。從圖11(c)可以看出,隨著入口組分濃度比值的增加,導彈出筒速度減小。根據(jù)該型號燃氣彈射內(nèi)彈道設計要求:導彈出筒速度在0.8υ0～0.96υ0之間,導彈在發(fā)射筒內(nèi)加速度不大于0.98a0.從圖11中可以看出,當CO與H2濃度比值為10.5∶1.5時,出筒速度為0.943υ0,最大加速度為0.95a0;當CO 與H2濃度比值為11.5∶0.5時,出筒速度為0.85υ0,最大加速度為0.869a0.本文選取的4種組分濃度比的計算結(jié)果均滿足給定的導彈內(nèi)彈道設計要求。當增大組分濃度比值時,加速度值會超出給定的范圍,當減小濃度比值時,出筒速度減小較多,不利于導彈的發(fā)射。因此,當燃燒組分CO與H2濃度比值在10.5∶1.5～11.3∶0.7范圍時,可以滿足該導彈內(nèi)彈道出筒要求。

4　結(jié)論

1)建立了考慮二次燃燒的燃氣彈射內(nèi)彈道數(shù)值模型,采用Realizable k-ε湍流模型、有限速率/渦耗散模型以及域動分層動網(wǎng)格技術對燃氣彈射初容室內(nèi)二次燃燒過程進行了數(shù)值研究,通過與實驗所得數(shù)據(jù)對比,得到了一致的壓力曲線,驗證了本文采用數(shù)值方法的有效性。

2)分別對4種不同噴管入口壓力條件下的燃氣彈射內(nèi)彈道與載荷規(guī)律進行了研究。研究表明,燃燒產(chǎn)物壓力每增大0.1pb,初容室中氧氣完全消耗的時間縮短約0.011t0,導彈出筒時間縮短約0.02t0,出筒速度增大0.04υ0,加速度峰值增加,得到了滿足導彈出筒要求的入口壓力范圍。

3)分別對4種不同燃燒產(chǎn)物CO與H2組分濃度比值下的燃氣彈射內(nèi)彈道與載荷的變化規(guī)律進行了研究,隨著入口CO與H2濃度比值的增大,初容室中O2完全消耗的時間變長,導彈出筒時間延長,出筒速度減小,加速度峰值減小,計算得到了滿足導彈出筒要求的CO與H2組分濃度比值范圍。

針對燃氣彈射內(nèi)彈道以及載荷的研究,本文主要分析了燃燒產(chǎn)物特性包括壓力以及組分濃度的影響,研究結(jié)果可為燃氣彈射內(nèi)彈道設計提供參考。

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The Influence of Combustion Product Properties on Gas-ejection Interior Ballistic and Load Characteristics

LI Ren-feng, LE Gui-gao, MA Da-wei
(School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China)

Abstract:Realizable k-ε turbulence model, dynamic mesh update method and finite-rate/ dissipation model are used to establish an initial cavity secondary combustion flow model with missile movement for research on the influence of combustion product properties on gas-ejection secondary combustion, interior ballistic and load characteristics.The effectiveness of gas ejection model is proven by comparing the calculated data with the experimental data.The influences of combustion product pressure in gas generator inlet and component concentration on gas-ejection interior ballistic and load characteristics are analyzed.The variation ranges of inlet pressure and concentration ratio are obtained.The numerical results show that, with the increase in inlet pressure,the times of O2exhaustion and the time out of tube decrease, and the velocity out of tube and the acceleration peak value increase.With the increase in the concentration ratio of CO and H2, the time of O2exhaustion increases, the time out of tube is extended, and the velocity out of tube and the acceleration peak value decrease.

Key words:ordnance science and technology; combustion product property; secondary combustion; gasejection; dynamic mesh; interior ballistic

作者簡介:李仁鳳(1989—),女,博士研究生。E-mail: lirenfeng443@163.com;樂貴高(1964—),男,研究員,博士生導師。E-mail: leguigao@ mail.njust.edu.cn

基金項目:武器裝備預先研究項目(403050102)

收稿日期:2015-03-22

DOI:10.3969/ j.issn.1000-1093.2016.02.008

中圖分類號:TJ768

文獻標志碼:A

文章編號:1000-1093(2016)02-0245-08