固体火箭发动机Ⅱ脉冲点火过程流固耦合分析

宋君才,许进升,杜红英,李宏文

(1.海军装备部驻上海地区第七军事代表室,上海 200433;2.南京理工大学 机械工程学院,江苏 南京 210094;3.晋西工业集团有限责任公司,山西 太原 030027)

常规固体火箭发动机推力调控性能差,能量不易管理,受到设计方案的影响限制。当前火箭武器正朝远程化、高机动、强突防的方向发展,要求其动力装置具有优异的工作效能和调节能力。常规固体火箭发动机已暴露出能力不足的问题,难以满足现代战争对高机动性的需求。双脉冲固体火箭发动机采用隔离装置将燃烧室分成两段,且均能独立工作。当Ⅰ脉冲工作时,Ⅱ脉冲装药可保持完整,在收到点火指令后再次点火工作,因此双脉冲发动机可多次产生推力。导弹总体按弹道实时需求顺次下达点火指令,依靠多级推力提升火箭武器的射程和末速,从而提高火箭武器的机动性和突防能力[1-2]。

双脉冲发动机可分为隔舱式和隔层式2种。隔舱式主要分为喷离隔塞式、易碎隔板式和金属膜片式等,隔层式隔离装置主要分为轴向隔离、径向隔离和轴径混合隔离等[3-4]。KIM等[5]研制了一种混合型隔层式双脉冲固体火箭发动机,并通过热试车验证了设计方案的可行性,CHO等[6]针对该方案研究了隔层孔径与喷管喉径比值对发动机内弹道性能的影响规律。

双脉冲固体火箭发动机Ⅱ脉冲点火过程机理复杂,涉及到流动、燃烧以及受力形变等基础问题,是一个复杂的流固耦合过程。受试验手段的限制,数值模拟是当前研究固体火箭发动机点火过程的主要手段[7-8]。MONTESANO等[9]采用流动、结构和燃烧耦合求解器分析了发动机的内流场特性。FAVINI等[10]利用准一维SPIT求解器研究了某火箭发动机点火冲击振荡特性,并提出采用氦气缓解震荡效应的方法。于胜春等[11]建立了一套流固耦合求解器,分析了快速升压对流场压力、流动速度和药柱力学性能的影响特性。黄波等[12]基于Fluent软件的自定义函数(user defined function,UDF)功能,编程分析了双脉冲发动机隔层打开对内流场的影响特性。本文以混合隔层式双脉冲发动机为研究对象,采用动网格和UDF技术,分析了发动机Ⅱ脉冲点火过程中的燃气流动特性,以及隔层和药柱的力学响应特性,为双脉冲固体火箭发动机的设计与研制提供参考。

1 计算模型

1.1 物理模型

本文研究对象的Ⅱ脉冲发动机装药结构如图1所示,主要包括药柱、隔层加固段、软隔层、点火具等。计算模型流体域包括点火具入口边界、燃烧室壁面边界、装药加质边界、隔层壁面边界以及形成的封闭流场域,固体域包括装药结构和隔层装置。发动机装药为单孔管状药,端面和内孔面为燃面,轴向长度为458 mm,外径为220 mm,内径为88 mm;隔离装置固化段长300 mm,装药前端距燃烧室壁面5.5 mm,装药后端距隔离装置2.5 mm;点火入口边界为环状,内径为124 mm,外径为136 mm。

图1 Ⅱ脉冲发动机结构示意图

1.2 数学模型

本文采用非定常可压缩NS方程,具体形式如下:

(1)

式中:∂Ω为某一固定区域Ω的边界,n为外法线向量,S为源项,U为守恒变量,Fc为对流通量,Fv为黏性通量,气体状态方程为理想气体状态方程。湍流模型采用双方程标准k-ε模型。

瞬态动力学运动方程[13]为

Mu″+Cu′+Ku=F(t)

(2)

式中:M为质量矩阵,C为阻尼矩阵,K为刚度矩阵,u″为节点加速度向量,u′为节点速度向量,u为节点位移向量,t为时间。

推进剂装药质量源项、动量源项、能量源项通过UDF功能分别定义为

(3)

(4)

(5)

1.3 边界条件

流体域入口设为质量流量入口,质量流量变化如图2所示,其他边界为无滑移壁面边界;药柱前端靠近燃烧室内壁以及药柱外侧为固定约束,其余边界不作约束,隔层两端设为固定约束。

图2 质量流量特性曲线

加质层在点燃前为流体域,通过UDF程序判断点燃后为加质域,点火判断条件为温度达到750 ℃。

隔层破坏准则采用最大应力准则,当隔层应力达到8 MPa时判定隔层破裂[14]。

1.4 计算网格划分

计算模型中流场域部分采用非结构网格,为了保证燃烧,加质域厚度需恒定,故加质层采用结构网格,装药采用结构网格,隔层采用非结构网格,流体域和固体域交界面处设置流固耦合面,如图3所示。

图3 模型局部网格划分情况

2 发动机Ⅱ脉冲流场特性

Ⅱ脉冲发动机点火后,点火药生成的高温、高压燃气流入发动机,由于环形通道面积突然增大,高温高压燃气在入口处会形成一系列膨胀波,如图4(a)所示,并对装药前端面产生冲击作用。随着燃气质量流量增加,装药前端压强及温度均有所提高,Ⅱ脉冲装药前端表面在0.36 ms时被局部点燃,点火延迟期结束,如图4(c)、图4(d)所示。在点火后的初始阶段,高温点火燃气对装药前端面冲击作用较小,装药和隔层产生的变形很小,基本可忽略结构变形对流场的影响。

图4 点火延迟期头部压强、温度云图

发动机Ⅱ脉冲装药前端被局部点燃后,火焰沿装药表面逐渐向后端传播,如图5所示。装药内孔、后端表面相继被点燃,Ⅱ脉冲发动机点火过程进入火焰传播期,至0.93 ms时装药表面被全部点燃,预示火焰传播期结束。

图5 火焰传播期温度云图(t=0.93 ms)

火焰传播期内,在加质燃气和点火燃气的共同作用下,Ⅱ脉冲发动机内压强不断增大,如图6所示。在燃气压强的作用下,装药和隔层均产生一定变形。在Ⅱ脉冲发动机的头部、尾部,装药和隔层变形增大,当压力峰值点到达装药轴向内孔段后,装药出现明显的非均匀变形现象。

图6 火焰传播期压强云图(t=0.93 ms)

火焰传播期后,Ⅱ脉冲发动机进入增压期,装药表面被全部点燃,燃气质量流量达到最大,流体域压强增幅较大,如图7所示。装药后端距隔层较近,流动空间小,大量燃气使该处压强快速升高,但随着隔层向后膨胀变形,该处空间容积增大,压强增速趋缓。Ⅱ脉冲装药和隔层形变幅度随压强的上升而增大,在1.57 ms时隔层膨胀变形达到最大破坏应力而破裂,预示Ⅱ脉冲发动机点火过程结束。

图7 燃烧室增压期流场特性云图(t=1.57 ms)

3 Ⅱ脉冲隔层力学响应特性

混合隔层双脉冲发动机隔离装置包括加固段和软隔层段。在Ⅱ脉冲发动机点火过程中,加固段可视为刚体结构,忽略该部分的结构形变特性;隔层段因燃气压强的作用而膨胀变形,直至预置缺陷处破裂打开。选取沿隔层剖面内表面的参考路径进行深入分析,路径选取如图8所示,不同时刻隔层内表面参考路径处的力学响应如图9所示。

图8 隔层路径示意图

图9 软隔层内表面参考路径处的力学响应

点火延迟期内,流场剧烈扰动主要发生在Ⅱ脉冲发动机头部位置,点火燃气快速流入而造成该区域升压,但点火初始阶段生成的燃气质量流量较小,产生的压力峰值不高。Ⅱ脉冲发动机软隔层尾部产生的变形较小,轴向圆筒段沿轴线方向膨胀约0.6 mm,弯曲锥段向燃烧室尾部膨胀约0.8 mm,如图10所示。

图10 点火延迟期隔层内表面路径变形曲线

火焰传播期内,装药燃面增大使燃气生成速率加快,随着点火燃气质量流量的上升,流体域压强快速升高,该处隔层变形速率加快,如图11所示。在此过程中,隔层快速向发动机尾部膨胀变形,软隔层的轴向圆筒段也产生了较大的非均匀变形,隔层弯曲锥段处最大变形达到4.07 mm,远大于隔层靠近加固段处的1.03 mm。

图11 火焰传播期隔层内表面路径变形曲线

在燃烧室增压期,Ⅱ脉冲发动机内部压力分布不均匀,但压强增速、增幅较大,软隔层膨胀速率较大,如图12所示。隔层在膨胀过程中基本形状与火焰传播期相似,但在弯曲锥段处变形幅度显著,如图13所示。在燃气压强的进一步作用下,靠近加固段的隔层出现凹陷变形,且随隔层的变形而逐渐加剧,在1.57 ms时达到材料的最大破坏应力,隔层破坏从而失去承载能力。

图12 燃烧室增压期隔层内表面路径变形曲线

图13 燃烧室增压期隔层特性云图(t=1.57 ms)

4 结论

针对混合隔层式双脉冲固体火箭发动机,建立了Ⅱ脉冲发动机点火过程流固耦合计算模型,研究了发动机内部流动与装药、隔层的流固耦合响应,获得结论如下。

①获得了点火过程中Ⅱ脉冲发动机流场域的流动特性:点火燃气使Ⅱ脉冲发动机内部压强升高,隔层与药柱的变形对燃气流动和压强分布产生一定影响,燃气在0.36 ms时刻将药柱端面局部点燃,0.93 ms时刻点燃全部药柱。

②获得了Ⅱ脉冲发动机点火过程中药柱的形变响应特性:药柱内孔变形响应先增长后降低,药柱头部端面最大形变约1.3 mm,尾端面受气流紊乱的影响其形变展现出无规律特征。

③获得了Ⅱ脉冲发动机点火过程中软隔层的形变响应特性:隔层在点火延迟期最大变形为0.8 mm,在火焰传播期隔层尾端形变增大,在点火后增压期隔层膨胀变形加剧直至预制缺陷处达到最大应力而破裂。