固體火箭發動機Ⅱ脈沖點火過程流固耦合分析

宋君才,許進升,杜紅英,李宏文

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

常規固體火箭發動機推力調控性能差,能量不易管理,受到設計方案的影響限制。當前火箭武器正朝遠程化、高機動、強突防的方向發展,要求其動力裝置具有優異的工作效能和調節能力。常規固體火箭發動機已暴露出能力不足的問題,難以滿足現代戰爭對高機動性的需求。雙脈沖固體火箭發動機采用隔離裝置將燃燒室分成兩段,且均能獨立工作。當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,因此雙脈沖發動機可多次產生推力。導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動機,并通過熱試車驗證了設計方案的可行性,CHO等[6]針對該方案研究了隔層孔徑與噴管喉徑比值對發動機內彈道性能的影響規律。

雙脈沖固體火箭發動機Ⅱ脈沖點火過程機理復雜,涉及到流動、燃燒以及受力形變等基礎問題,是一個復雜的流固耦合過程。受試驗手段的限制,數值模擬是當前研究固體火箭發動機點火過程的主要手段[7-8]。MONTESANO等[9]采用流動、結構和燃燒耦合求解器分析了發動機的內流場特性。FAVINI等[10]利用準一維SPIT求解器研究了某火箭發動機點火沖擊振蕩特性,并提出采用氦氣緩解震蕩效應的方法。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性能的影響特性。黃波等[12]基于Fluent軟件的自定義函數(user defined function,UDF)功能,編程分析了雙脈沖發動機隔層打開對內流場的影響特性。本文以混合隔層式雙脈沖發動機為研究對象,采用動網格和UDF技術,分析了發動機Ⅱ脈沖點火過程中的燃氣流動特性,以及隔層和藥柱的力學響應特性,為雙脈沖固體火箭發動機的設計與研制提供參考。

1 計算模型

1.1 物理模型

本文研究對象的Ⅱ脈沖發動機裝藥結構如圖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,固體域包括裝藥結構和隔層裝置。發動機裝藥為單孔管狀藥,端面和內孔面為燃面,軸向長度為458 mm,外徑為220 mm,內徑為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;點火入口邊界為環狀,內徑為124 mm,外徑為136 mm。

圖1 Ⅱ脈沖發動機結構示意圖

1.2 數學模型

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,氣體狀態方程為理想氣體狀態方程。湍流模型采用雙方程標準k-ε模型。

瞬態動力學運動方程[13]為

Mu″+Cu′+Ku=F(t)

(2)

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

推進劑裝藥質量源項、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

流體域入口設為質量流量入口,質量流量變化如圖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壁以及藥柱外側為固定約束,其余邊界不作約束,隔層兩端設為固定約束。

圖2 質量流量特性曲線

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

隔層破壞準則采用最大應力準則,當隔層應力達到8 MPa時判定隔層破裂[14]。

1.4 計算網格劃分

計算模型中流場域部分采用非結構網格,為了保證燃燒,加質域厚度需恒定,故加質層采用結構網格,裝藥采用結構網格,隔層采用非結構網格,流體域和固體域交界面處設置流固耦合面,如圖3所示。

圖3 模型局部網格劃分情況

2 發動機Ⅱ脈沖流場特性

Ⅱ脈沖發動機點火后,點火藥生成的高溫、高壓燃氣流入發動機,由于環形通道面積突然增大,高溫高壓燃氣在入口處會形成一系列膨脹波,如圖4(a)所示,并對裝藥前端面產生沖擊作用。隨著燃氣質量流量增加,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,點火延遲期結束,如圖4(c)、圖4(d)所示。在點火后的初始階段,高溫點火燃氣對裝藥前端面沖擊作用較小,裝藥和隔層產生的變形很小,基本可忽略結構變形對流場的影響。

圖4 點火延遲期頭部壓強、溫度云圖

發動機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。裝藥內孔、后端表面相繼被點燃,Ⅱ脈沖發動機點火過程進入火焰傳播期,至0.93 ms時裝藥表面被全部點燃,預示火焰傳播期結束。

圖5 火焰傳播期溫度云圖(t=0.93 ms)

火焰傳播期內,在加質燃氣和點火燃氣的共同作用下,Ⅱ脈沖發動機內壓強不斷增大,如圖6所示。在燃氣壓強的作用下,裝藥和隔層均產生一定變形。在Ⅱ脈沖發動機的頭部、尾部,裝藥和隔層變形增大,當壓力峰值點到達裝藥軸向內孔段后,裝藥出現明顯的非均勻變形現象。

圖6 火焰傳播期壓強云圖(t=0.93 ms)

火焰傳播期后,Ⅱ脈沖發動機進入增壓期,裝藥表面被全部點燃,燃氣質量流量達到最大,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,大量燃氣使該處壓強快速升高,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力而破裂,預示Ⅱ脈沖發動機點火過程結束。

圖7 燃燒室增壓期流場特性云圖(t=1.57 ms)

3 Ⅱ脈沖隔層力學響應特性

混合隔層雙脈沖發動機隔離裝置包括加固段和軟隔層段。在Ⅱ脈沖發動機點火過程中,加固段可視為剛體結構,忽略該部分的結構形變特性;隔層段因燃氣壓強的作用而膨脹變形,直至預置缺陷處破裂打開。選取沿隔層剖面內表面的參考路徑進行深入分析,路徑選取如圖8所示,不同時刻隔層內表面參考路徑處的力學響應如圖9所示。

圖8 隔層路徑示意圖

圖9 軟隔層內表面參考路徑處的力學響應

點火延遲期內,流場劇烈擾動主要發生在Ⅱ脈沖發動機頭部位置,點火燃氣快速流入而造成該區域升壓,但點火初始階段生成的燃氣質量流量較小,產生的壓力峰值不高。Ⅱ脈沖發動機軟隔層尾部產生的變形較小,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 點火延遲期隔層內表面路徑變形曲線

火焰傳播期內,裝藥燃面增大使燃氣生成速率加快,隨著點火燃氣質量流量的上升,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,隔層快速向發動機尾部膨脹變形,軟隔層的軸向圓筒段也產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,遠大于隔層靠近加固段處的1.03 mm。

圖11 火焰傳播期隔層內表面路徑變形曲線

在燃燒室增壓期,Ⅱ脈沖發動機內部壓力分布不均勻,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傳播期相似,但在彎曲錐段處變形幅度顯著,如圖13所示。在燃氣壓強的進一步作用下,靠近加固段的隔層出現凹陷變形,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力,隔層破壞從而失去承載能力。

圖12 燃燒室增壓期隔層內表面路徑變形曲線

圖13 燃燒室增壓期隔層特性云圖(t=1.57 ms)

4 結論

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

①獲得了點火過程中Ⅱ脈沖發動機流場域的流動特性:點火燃氣使Ⅱ脈沖發動機內部壓強升高,隔層與藥柱的變形對燃氣流動和壓強分布產生一定影響,燃氣在0.36 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脈沖發動機點火過程中藥柱的形變響應特性:藥柱內孔變形響應先增長后降低,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出無規律特征。

③獲得了Ⅱ脈沖發動機點火過程中軟隔層的形變響應特性:隔層在點火延遲期最大變形為0.8 mm,在火焰傳播期隔層尾端形變增大,在點火后增壓期隔層膨脹變形加劇直至預制缺陷處達到最大應力而破裂。