宋君才,許進升,杜紅英,李宏文

(1.海軍裝備部駐上海地區(qū)第七軍事代表室,上海 200433;2.南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094;3.晉西工業(yè)集團有限責(zé)任公司,山西 太原 030027)

常規(guī)固體火箭發(fā)動機推力調(diào)控性能差,能量不易管理,受到設(shè)計方案的影響限制。當(dāng)前火箭武器正朝遠(yuǎn)程化、高機動、強突防的方向發(fā)展,要求其動力裝置具有優(yōu)異的工作效能和調(diào)節(jié)能力。常規(guī)固體火箭發(fā)動機已暴露出能力不足的問題,難以滿足現(xiàn)代戰(zhàn)爭對高機動性的需求。雙脈沖固體火箭發(fā)動機采用隔離裝置將燃燒室分成兩段,且均能獨立工作。當(dāng)Ⅰ脈沖工作時,Ⅱ脈沖裝藥可保持完整,在收到點火指令后再次點火工作,因此雙脈沖發(fā)動機可多次產(chǎn)生推力。導(dǎo)彈總體按彈道實時需求順次下達點火指令,依靠多級推力提升火箭武器的射程和末速,從而提高火箭武器的機動性和突防能力[1-2]。

雙脈沖發(fā)動機可分為隔艙式和隔層式2種。隔艙式主要分為噴離隔塞式、易碎隔板式和金屬膜片式等,隔層式隔離裝置主要分為軸向隔離、徑向隔離和軸徑混合隔離等[3-4]。KIM等[5]研制了一種混合型隔層式雙脈沖固體火箭發(fā)動機,并通過熱試車驗證了設(shè)計方案的可行性,CHO等[6]針對該方案研究了隔層孔徑與噴管喉徑比值對發(fā)動機內(nèi)彈道性能的影響規(guī)律。

雙脈沖固體火箭發(fā)動機Ⅱ脈沖點火過程機理復(fù)雜,涉及到流動、燃燒以及受力形變等基礎(chǔ)問題,是一個復(fù)雜的流固耦合過程。受試驗手段的限制,數(shù)值模擬是當(dāng)前研究固體火箭發(fā)動機點火過程的主要手段[7-8]。MONTESANO等[9]采用流動、結(jié)構(gòu)和燃燒耦合求解器分析了發(fā)動機的內(nèi)流場特性。FAVINI等[10]利用準(zhǔn)一維SPIT求解器研究了某火箭發(fā)動機點火沖擊振蕩特性,并提出采用氦氣緩解震蕩效應(yīng)的方法。于勝春等[11]建立了一套流固耦合求解器,分析了快速升壓對流場壓力、流動速度和藥柱力學(xué)性能的影響特性。黃波等[12]基于Fluent軟件的自定義函數(shù)(user defined function,UDF)功能,編程分析了雙脈沖發(fā)動機隔層打開對內(nèi)流場的影響特性。本文以混合隔層式雙脈沖發(fā)動機為研究對象,采用動網(wǎng)格和UDF技術(shù),分析了發(fā)動機Ⅱ脈沖點火過程中的燃?xì)饬鲃犹匦?以及隔層和藥柱的力學(xué)響應(yīng)特性,為雙脈沖固體火箭發(fā)動機的設(shè)計與研制提供參考。

1 計算模型

1.1 物理模型

本文研究對象的Ⅱ脈沖發(fā)動機裝藥結(jié)構(gòu)如圖1所示,主要包括藥柱、隔層加固段、軟隔層、點火具等。計算模型流體域包括點火具入口邊界、燃燒室壁面邊界、裝藥加質(zhì)邊界、隔層壁面邊界以及形成的封閉流場域,固體域包括裝藥結(jié)構(gòu)和隔層裝置。發(fā)動機裝藥為單孔管狀藥,端面和內(nèi)孔面為燃面,軸向長度為458 mm,外徑為220 mm,內(nèi)徑為88 mm;隔離裝置固化段長300 mm,裝藥前端距燃燒室壁面5.5 mm,裝藥后端距隔離裝置2.5 mm;點火入口邊界為環(huán)狀,內(nèi)徑為124 mm,外徑為136 mm。

圖1 Ⅱ脈沖發(fā)動機結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 數(shù)學(xué)模型

本文采用非定常可壓縮NS方程,具體形式如下:

(1)

式中:?Ω為某一固定區(qū)域Ω的邊界,n為外法線向量,S為源項,U為守恒變量,Fc為對流通量,Fv為黏性通量,氣體狀態(tài)方程為理想氣體狀態(tài)方程。湍流模型采用雙方程標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。

瞬態(tài)動力學(xué)運動方程[13]為

Mu″+Cu′+Ku=F(t)

(2)

式中:M為質(zhì)量矩陣,C為阻尼矩陣,K為剛度矩陣,u″為節(jié)點加速度向量,u′為節(jié)點速度向量,u為節(jié)點位移向量,t為時間。

推進劑裝藥質(zhì)量源項、動量源項、能量源項通過UDF功能分別定義為

(3)

(4)

(5)

1.3 邊界條件

流體域入口設(shè)為質(zhì)量流量入口,質(zhì)量流量變化如圖2所示,其他邊界為無滑移壁面邊界;藥柱前端靠近燃燒室內(nèi)壁以及藥柱外側(cè)為固定約束,其余邊界不作約束,隔層兩端設(shè)為固定約束。

圖2 質(zhì)量流量特性曲線

加質(zhì)層在點燃前為流體域,通過UDF程序判斷點燃后為加質(zhì)域,點火判斷條件為溫度達到750 ℃。

隔層破壞準(zhǔn)則采用最大應(yīng)力準(zhǔn)則,當(dāng)隔層應(yīng)力達到8 MPa時判定隔層破裂[14]。

1.4 計算網(wǎng)格劃分

計算模型中流場域部分采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,為了保證燃燒,加質(zhì)域厚度需恒定,故加質(zhì)層采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,裝藥采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,隔層采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,流體域和固體域交界面處設(shè)置流固耦合面,如圖3所示。

圖3 模型局部網(wǎng)格劃分情況

2 發(fā)動機Ⅱ脈沖流場特性

Ⅱ脈沖發(fā)動機點火后,點火藥生成的高溫、高壓燃?xì)饬魅氚l(fā)動機,由于環(huán)形通道面積突然增大,高溫高壓燃?xì)庠谌肟谔帟纬梢幌盗信蛎洸?如圖4(a)所示,并對裝藥前端面產(chǎn)生沖擊作用。隨著燃?xì)赓|(zhì)量流量增加,裝藥前端壓強及溫度均有所提高,Ⅱ脈沖裝藥前端表面在0.36 ms時被局部點燃,點火延遲期結(jié)束,如圖4(c)、圖4(d)所示。在點火后的初始階段,高溫點火燃?xì)鈱ρb藥前端面沖擊作用較小,裝藥和隔層產(chǎn)生的變形很小,基本可忽略結(jié)構(gòu)變形對流場的影響。

圖4 點火延遲期頭部壓強、溫度云圖

發(fā)動機Ⅱ脈沖裝藥前端被局部點燃后,火焰沿裝藥表面逐漸向后端傳播,如圖5所示。裝藥內(nèi)孔、后端表面相繼被點燃,Ⅱ脈沖發(fā)動機點火過程進入火焰?zhèn)鞑テ?至0.93 ms時裝藥表面被全部點燃,預(yù)示火焰?zhèn)鞑テ诮Y(jié)束。

圖5 火焰?zhèn)鞑テ跍囟仍茍D(t=0.93 ms)

火焰?zhèn)鞑テ趦?nèi),在加質(zhì)燃?xì)夂忘c火燃?xì)獾墓餐饔孟?Ⅱ脈沖發(fā)動機內(nèi)壓強不斷增大,如圖6所示。在燃?xì)鈮簭姷淖饔孟?裝藥和隔層均產(chǎn)生一定變形。在Ⅱ脈沖發(fā)動機的頭部、尾部,裝藥和隔層變形增大,當(dāng)壓力峰值點到達裝藥軸向內(nèi)孔段后,裝藥出現(xiàn)明顯的非均勻變形現(xiàn)象。

圖6 火焰?zhèn)鞑テ趬簭娫茍D(t=0.93 ms)

火焰?zhèn)鞑テ诤?Ⅱ脈沖發(fā)動機進入增壓期,裝藥表面被全部點燃,燃?xì)赓|(zhì)量流量達到最大,流體域壓強增幅較大,如圖7所示。裝藥后端距隔層較近,流動空間小,大量燃?xì)馐乖撎帀簭娍焖偕?但隨著隔層向后膨脹變形,該處空間容積增大,壓強增速趨緩。Ⅱ脈沖裝藥和隔層形變幅度隨壓強的上升而增大,在1.57 ms時隔層膨脹變形達到最大破壞應(yīng)力而破裂,預(yù)示Ⅱ脈沖發(fā)動機點火過程結(jié)束。

圖7 燃燒室增壓期流場特性云圖(t=1.57 ms)

3 Ⅱ脈沖隔層力學(xué)響應(yīng)特性

混合隔層雙脈沖發(fā)動機隔離裝置包括加固段和軟隔層段。在Ⅱ脈沖發(fā)動機點火過程中,加固段可視為剛體結(jié)構(gòu),忽略該部分的結(jié)構(gòu)形變特性;隔層段因燃?xì)鈮簭姷淖饔枚蛎涀冃?直至預(yù)置缺陷處破裂打開。選取沿隔層剖面內(nèi)表面的參考路徑進行深入分析,路徑選取如圖8所示,不同時刻隔層內(nèi)表面參考路徑處的力學(xué)響應(yīng)如圖9所示。

圖8 隔層路徑示意圖

圖9 軟隔層內(nèi)表面參考路徑處的力學(xué)響應(yīng)

點火延遲期內(nèi),流場劇烈擾動主要發(fā)生在Ⅱ脈沖發(fā)動機頭部位置,點火燃?xì)饪焖倭魅攵斐稍搮^(qū)域升壓,但點火初始階段生成的燃?xì)赓|(zhì)量流量較小,產(chǎn)生的壓力峰值不高。Ⅱ脈沖發(fā)動機軟隔層尾部產(chǎn)生的變形較小,軸向圓筒段沿軸線方向膨脹約0.6 mm,彎曲錐段向燃燒室尾部膨脹約0.8 mm,如圖10所示。

圖10 點火延遲期隔層內(nèi)表面路徑變形曲線

火焰?zhèn)鞑テ趦?nèi),裝藥燃面增大使燃?xì)馍伤俾始涌?隨著點火燃?xì)赓|(zhì)量流量的上升,流體域壓強快速升高,該處隔層變形速率加快,如圖11所示。在此過程中,隔層快速向發(fā)動機尾部膨脹變形,軟隔層的軸向圓筒段也產(chǎn)生了較大的非均勻變形,隔層彎曲錐段處最大變形達到4.07 mm,遠(yuǎn)大于隔層靠近加固段處的1.03 mm。

圖11 火焰?zhèn)鞑テ诟魧觾?nèi)表面路徑變形曲線

在燃燒室增壓期,Ⅱ脈沖發(fā)動機內(nèi)部壓力分布不均勻,但壓強增速、增幅較大,軟隔層膨脹速率較大,如圖12所示。隔層在膨脹過程中基本形狀與火焰?zhèn)鞑テ谙嗨?但在彎曲錐段處變形幅度顯著,如圖13所示。在燃?xì)鈮簭姷倪M一步作用下,靠近加固段的隔層出現(xiàn)凹陷變形,且隨隔層的變形而逐漸加劇,在1.57 ms時達到材料的最大破壞應(yīng)力,隔層破壞從而失去承載能力。

圖12 燃燒室增壓期隔層內(nèi)表面路徑變形曲線

圖13 燃燒室增壓期隔層特性云圖(t=1.57 ms)

4 結(jié)論

針對混合隔層式雙脈沖固體火箭發(fā)動機,建立了Ⅱ脈沖發(fā)動機點火過程流固耦合計算模型,研究了發(fā)動機內(nèi)部流動與裝藥、隔層的流固耦合響應(yīng),獲得結(jié)論如下。

①獲得了點火過程中Ⅱ脈沖發(fā)動機流場域的流動特性:點火燃?xì)馐耿蛎}沖發(fā)動機內(nèi)部壓強升高,隔層與藥柱的變形對燃?xì)饬鲃雍蛪簭姺植籍a(chǎn)生一定影響,燃?xì)庠?.36 ms時刻將藥柱端面局部點燃,0.93 ms時刻點燃全部藥柱。

②獲得了Ⅱ脈沖發(fā)動機點火過程中藥柱的形變響應(yīng)特性:藥柱內(nèi)孔變形響應(yīng)先增長后降低,藥柱頭部端面最大形變約1.3 mm,尾端面受氣流紊亂的影響其形變展現(xiàn)出無規(guī)律特征。

③獲得了Ⅱ脈沖發(fā)動機點火過程中軟隔層的形變響應(yīng)特性:隔層在點火延遲期最大變形為0.8 mm,在火焰?zhèn)鞑テ诟魧游捕诵巫冊龃?在點火后增壓期隔層膨脹變形加劇直至預(yù)制缺陷處達到最大應(yīng)力而破裂。