燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射平臺熱沖擊的數(shù)值模擬

0射流流場計(jì)算結(jié)果在發(fā)射過程中，固體電機(jī)在高壓和高速發(fā)射過程中產(chǎn)生了高溫和高速氣波。當(dāng)傳輸平臺與駕駛員距離較近時(shí)，氣波渠道對傳輸平臺具有強(qiáng)烈的熱影響和動力學(xué)影響。在某些情況下，它威脅到傳輸平臺的安全，并影響到傳輸平臺上的其他設(shè)備的使用。因此,有必要就燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射平臺沖擊效應(yīng)進(jìn)行研究。由于燃?xì)馍淞髟诳諝庵袝a(chǎn)生明顯的復(fù)燃現(xiàn)象,使得近場溫度有較大提高。因此,有必要在射流流場計(jì)算時(shí)考慮復(fù)燃現(xiàn)象的影響。張光喜等使用有限速率化學(xué)反應(yīng)模型,對固體發(fā)動機(jī)燃?xì)庾杂缮淞髁鲌鲞M(jìn)行了計(jì)算,并對燃?xì)馍淞鞯膹?fù)燃現(xiàn)象進(jìn)行了模擬,沒有考慮燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射平臺的沖擊效應(yīng)。何楓等對欠膨脹沖擊射流進(jìn)行了計(jì)算,得到了沖擊平面上的壓強(qiáng)分布。王革等對射流中顆粒相對沖擊面的沖蝕過程進(jìn)行了研究。以上工作均未研究射流的熱沖擊效應(yīng)。文中對發(fā)射平臺距離發(fā)動機(jī)噴口1.7m情況下燃?xì)馍淞鞯臎_擊效應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)測試。使用最小自由能法對推進(jìn)劑進(jìn)行了熱力學(xué)計(jì)算,采用有限速率化學(xué)反應(yīng)模型和H2/CO反應(yīng)體系模擬了燃?xì)馍淞髦械膹?fù)燃現(xiàn)象。計(jì)算中,考慮了9種主要組分(H2O、CO、CO2、H2、N2、O2、OH、H和O),使用Fluent軟件進(jìn)行了計(jì)算,得到了射流流場分布及發(fā)射平臺上的溫度和壓強(qiáng)分布情況。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比,對數(shù)值模擬的可靠性進(jìn)行了驗(yàn)證。文中就不同距離下燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射平臺的沖擊效應(yīng)進(jìn)行了研究。1物理模型和計(jì)算方法1.1反應(yīng)物系中無機(jī)溶劑的分類對有限速率化學(xué)反應(yīng)模型,羽流中的化學(xué)反應(yīng)主要發(fā)生在近場區(qū)域。該區(qū)域基本為超音速流,可忽略湍流脈動對化學(xué)反應(yīng)過程影響,使用Arrhenius定律描述射流化學(xué)反應(yīng)中詳細(xì)的反應(yīng)機(jī)理。對于第r個(gè)反應(yīng),以如下形式寫出其反應(yīng)方程式:∑i=1Nν′iMi?kbkf∑i=1Nν?iMi(1)∑i=1Ννi′Μi?kbkf∑i=1Ννi?Μi(1)式中N為系統(tǒng)中化學(xué)物質(zhì)數(shù)目;ν′i為反應(yīng)物i的化學(xué)計(jì)量系數(shù);ν″i為生成物i的化學(xué)計(jì)量系數(shù);Mi為第i種組分的符號。采用Arrhenius定律表示的正向化學(xué)反應(yīng)速率常數(shù)如式(2)所示:kf=ArTnexp(?Er/RT)(2)kf=ArΤnexp(-Er/RΤ)(2)式中Ar為指前因子;n為溫度指數(shù);Er為活化能;R為通用氣體常量;Ar與kf的量綱相同,為cm3/molecule/s。1.2噴管入口網(wǎng)格劃分及組分組分含量文中使用二維軸對稱計(jì)算區(qū)域,對發(fā)動機(jī)燃?xì)馍淞髁鲌鲞M(jìn)行計(jì)算。圖1為計(jì)算區(qū)域輪廓示意圖。圖1中,右端BG線為發(fā)射平臺壁面,點(diǎn)C、D、E和F分別為4個(gè)溫度和壓力測試點(diǎn),距離軸線AB分別為0.2、0.3、0.4、0.5m,噴管出口距發(fā)射平臺距離為AB=1.7m。在噴管軸線附近采用較密的網(wǎng)格,在發(fā)射平臺壁面處進(jìn)行網(wǎng)格加密。圖2為噴管出口處網(wǎng)格劃分情況。使用最小自由能法,對推進(jìn)劑燃燒產(chǎn)物組分進(jìn)行熱力學(xué)計(jì)算,得到了噴管入口處各氣體組分的含量。為簡化起見,只考慮9種主要?dú)怏w組分H2O、CO、CO2、H2、N2、O2、OH、H和O。表1為噴管入口處各組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的分布情況。固體發(fā)動機(jī)燃?xì)馍淞髦械膹?fù)燃現(xiàn)象主要由H2和CO的氧化反應(yīng)組成。文中使用H2/CO氧化反應(yīng)體系模擬復(fù)燃現(xiàn)象,所用反應(yīng)機(jī)理數(shù)據(jù)如表2所示。1.3邊界條件的確定對流場進(jìn)行計(jì)算時(shí),采用有限體積法對流場控制方程進(jìn)行離散,湍流模型選用RNGk-ε模型。由于射流沖擊時(shí)間較短,壁面內(nèi)部的熱量傳遞較少,所以計(jì)算中壁面處采用絕熱邊界。采用耦合求解器進(jìn)行求解。2結(jié)果與討論2.11.測試結(jié)果分析圖3為燃?xì)馍淞髁鲌鏊俣仍茍D和高速攝影測試圖片的對比情況。由圖3(a)可看出,燃?xì)馍淞髟趪姽艹隹诟浇纬闪?個(gè)較為清晰的馬赫波系,在接近發(fā)射平臺壁面處流動受到阻礙,速度減小至0;射流到達(dá)壁面后,沿著壁面以一定速度排開。圖3(b)為高速攝影流場圖片。通過對比可知,流場計(jì)算云圖較好反映了燃?xì)馍淞髁鲌龅牧鲃忧闆r。圖4為流場溫度云圖和紅外試驗(yàn)熱圖的對比情況。由圖4(a)可看出,在射流混合層和馬赫波系結(jié)束后的區(qū)域溫度均較高。這是由于該區(qū)域內(nèi)燃?xì)庵械目扇細(xì)怏w與空氣中的O2混合,并發(fā)生反應(yīng),提高了流場溫度,射流在壁面處溫度亦較高,這是由于流動受到壁面的阻滯作用所致。由圖4(b)可知,從射流的混合層開始,高溫區(qū)域不斷變大,并沿著壁面向外擴(kuò)展。總體來說,計(jì)算得到的流場溫度云圖與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。圖5為試驗(yàn)用溫度傳感器及試驗(yàn)裝置。圖5中,溫度和壓力傳感器均按圖1所示的測試點(diǎn)進(jìn)行安裝。圖6為化學(xué)反應(yīng)射流和凍結(jié)射流中發(fā)射平臺上溫度變化情況與測試點(diǎn)上試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比。其中,虛線為凍結(jié)射流的計(jì)算結(jié)果;實(shí)線為化學(xué)反應(yīng)射流計(jì)算結(jié)果。由圖6可知,在化學(xué)反應(yīng)射流和凍結(jié)射流中,發(fā)射平臺上的溫度自中心點(diǎn)向外開始快速下降,在1m距離處降至500K左右。在4個(gè)測試點(diǎn)上,凍結(jié)射流溫度比試驗(yàn)數(shù)據(jù)低100～300K左右,化學(xué)反應(yīng)射流溫度與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。其中,部分測點(diǎn)處的計(jì)算溫度比試驗(yàn)測量結(jié)果偏低,這可能是由于數(shù)值耗散引起的。結(jié)果表明,燃?xì)馍淞髦写嬖谝欢ǔ潭鹊暮笕棘F(xiàn)象。計(jì)算中,有必要使用化學(xué)反應(yīng)模型對其進(jìn)行模擬,文中所用化學(xué)反應(yīng)模型是合理的。圖7為化學(xué)反應(yīng)射流和凍結(jié)射流中發(fā)射平臺上壓力變化情況與測試點(diǎn)上試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比。其中,虛線為凍結(jié)射流的計(jì)算結(jié)果;實(shí)線為化學(xué)反應(yīng)射流計(jì)算結(jié)果。由圖7可知,在化學(xué)反應(yīng)射流和凍結(jié)射流中,在0.2m范圍內(nèi)化學(xué)反應(yīng)射流比凍結(jié)射流的壓力高0.1atm左右,均快速下降至1atm左右,在4個(gè)測試點(diǎn)上,二者計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。以上分析表明,發(fā)射平臺上壓力經(jīng)過很短距離便降至環(huán)境壓力,射流中復(fù)燃現(xiàn)象對其影響較小。圖8為凍結(jié)射流和化學(xué)反應(yīng)射流軸線上的溫度變化對比。由圖8可知,在0.9m之前,化學(xué)反應(yīng)射流與凍結(jié)射流軸線上的溫度相差不大,表明在這個(gè)范圍內(nèi)軸線上化學(xué)反應(yīng)程度較小;在0.9m以后,化學(xué)反應(yīng)射流比凍結(jié)射流的溫度高300～350K。這是由于射流中的可燃組分和空氣中氧氣發(fā)生化學(xué)反應(yīng),導(dǎo)致其溫度上升較大。燃?xì)馍淞鞯竭_(dá)發(fā)射平臺時(shí),受到壁面阻滯作用,高溫燃?xì)庠诖硕逊e并進(jìn)一步反應(yīng),使得壁面處溫度上升幅度較大。圖9為氣體組分H2O、CO2、H2和CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)在凍結(jié)射流和化學(xué)反應(yīng)射流中的對比情況,這幾種氣體均是參與化學(xué)反應(yīng)的主要組分。其中,上半部分為凍結(jié)射流的結(jié)果,下半部分為化學(xué)反應(yīng)射流的結(jié)果。由圖9可知,在射流混合層內(nèi),化學(xué)反應(yīng)射流中H2和CO的含量比凍結(jié)射流明顯減少,化學(xué)反應(yīng)射流中H2O和CO2的含量比凍結(jié)射流明顯增多。以上分析表明,射流中化學(xué)反應(yīng)能導(dǎo)致主要組分含量發(fā)生明顯變化。2.2發(fā)射平臺的總體安全態(tài)勢為研究不同距離下燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射平臺的沖擊效應(yīng),選取AB分別為1.4m和2.0m,對化學(xué)反應(yīng)射流的沖擊效應(yīng)進(jìn)行計(jì)算。圖10為不同距離下發(fā)射平臺上的溫度變化曲線。由圖10可知,在1.4、1.7、2m距離下,發(fā)射平臺壁面中心點(diǎn)溫度分別為2100、1900、1750K,分別以較快速度自中心點(diǎn)向外下降,在1m處降至較低的水平。1.4m距離下的發(fā)射平臺溫度比1.7m距離下的發(fā)射平臺溫度平均高約100K,1.7m距離下的平臺溫度比2m距離下的溫度提高不太顯著。通過以上分析可知,在發(fā)射平臺中心處應(yīng)采用抗高溫、耐燒蝕的材料,以保證發(fā)射平臺的安全性;發(fā)射平臺離發(fā)動機(jī)噴口越遠(yuǎn),平臺上溫度變化越小。圖11為不同距離下發(fā)射平臺上壓強(qiáng)變化曲線。由圖11可知,在1.4、1.7、2m距離下,發(fā)射平臺壁面中心點(diǎn)的壓力分別為4.2、2.7、2atm,自中心點(diǎn)向外均迅速下降,在0.1m左右便降至1atm,并基本保持不變。以上結(jié)果表明,燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射平臺的壓力沖擊作用較小;發(fā)射平臺距發(fā)動機(jī)噴口的距離對平臺上外圍區(qū)域的壓力影響不大。3平臺的計(jì)算模型(1)使用有限速率化學(xué)反應(yīng)模型和H2/CO反應(yīng)體系模擬了燃?xì)馍淞髦械膹?fù)燃現(xiàn)象,得到了射流流場結(jié)構(gòu)及發(fā)射平臺上溫度和壓力分布情況。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好,表明文中所用計(jì)算模型是合理的。(2)在燃?xì)馍淞髦?化學(xué)反應(yīng)能引起主要組分的含量發(fā)生明顯變化,并使軸線上的溫度提高100～300