燃氣射流對發(fā)射平臺熱沖擊的數值模擬

燃氣射流對發(fā)射平臺熱沖擊的數值模擬

0射流流場計算結果在發(fā)射過程中，固體電機在高壓和高速發(fā)射過程中產生了高溫和高速氣波。當傳輸平臺與駕駛員距離較近時，氣波渠道對傳輸平臺具有強烈的熱影響和動力學影響。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備的使用。因此,有必要就燃氣射流對發(fā)射平臺沖擊效應進行研究。由于燃氣射流在空氣中會產生明顯的復燃現(xiàn)象,使得近場溫度有較大提高。因此,有必要在射流流場計算時考慮復燃現(xiàn)象的影響。張光喜等使用有限速率化學反應模型,對固體發(fā)動機燃氣自由射流流場進行了計算,并對燃氣射流的復燃現(xiàn)象進行了模擬,沒有考慮燃氣射流對發(fā)射平臺的沖擊效應。何楓等對欠膨脹沖擊射流進行了計算,得到了沖擊平面上的壓強分布。王革等對射流中顆粒相對沖擊面的沖蝕過程進行了研究。以上工作均未研究射流的熱沖擊效應。文中對發(fā)射平臺距離發(fā)動機噴口1.7m情況下燃氣射流的沖擊效應進行了數值計算和試驗測試。使用最小自由能法對推進劑進行了熱力學計算,采用有限速率化學反應模型和H2/CO反應體系模擬了燃氣射流中的復燃現(xiàn)象。計算中,考慮了9種主要組分(H2O、CO、CO2、H2、N2、O2、OH、H和O),使用Fluent軟件進行了計算,得到了射流流場分布及發(fā)射平臺上的溫度和壓強分布情況。計算結果與試驗數據進行了對比,對數值模擬的可靠性進行了驗證。文中就不同距離下燃氣射流對發(fā)射平臺的沖擊效應進行了研究。1物理模型和計算方法1.1反應物系中無機溶劑的分類對有限速率化學反應模型,羽流中的化學反應主要發(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反應過程影響,使用Arrhenius定律描述射流化學反應中詳細的反應機理。對于第r個反應,以如下形式寫出其反應方程式:∑i=1Nν′iMi?kbkf∑i=1Nν?iMi(1)∑i=1Ννi′Μi?kbkf∑i=1Ννi?Μi(1)式中N為系統(tǒng)中化學物質數目;ν′i為反應物i的化學計量系數;ν″i為生成物i的化學計量系數;Mi為第i種組分的符號。采用Arrhenius定律表示的正向化學反應速率常數如式(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;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噴管入口網格劃分及組分組分含量文中使用二維軸對稱計算區(qū)域,對發(fā)動機燃氣射流流場進行計算。圖1為計算區(qū)域輪廓示意圖。圖1中,右端BG線為發(fā)射平臺壁面,點C、D、E和F分別為4個溫度和壓力測試點,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格,在發(fā)射平臺壁面處進行網格加密。圖2為噴管出口處網格劃分情況。使用最小自由能法,對推進劑燃燒產物組分進行熱力學計算,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種主要氣體組分H2O、CO、CO2、H2、N2、O2、OH、H和O。表1為噴管入口處各組分質量分數的分布情況。固體發(fā)動機燃氣射流中的復燃現(xiàn)象主要由H2和CO的氧化反應組成。文中使用H2/CO氧化反應體系模擬復燃現(xiàn)象,所用反應機理數據如表2所示。1.3邊界條件的確定對流場進行計算時,采用有限體積法對流場控制方程進行離散,湍流模型選用RNGk-ε模型。由于射流沖擊時間較短,壁面內部的熱量傳遞較少,所以計算中壁面處采用絕熱邊界。采用耦合求解器進行求解。2結果與討論2.11.測試結果分析圖3為燃氣射流流場速度云圖和高速攝影測試圖片的對比情況。由圖3(a)可看出,燃氣射流在噴管出口附近形成了3個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,流場計算云圖較好反映了燃氣射流流場的流動情況。圖4為流場溫度云圖和紅外試驗熱圖的對比情況。由圖4(a)可看出,在射流混合層和馬赫波系結束后的區(qū)域溫度均較高。這是由于該區(qū)域內燃氣中的可燃氣體與空氣中的O2混合,并發(fā)生反應,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,并沿著壁面向外擴展。總體來說,計算得到的流場溫度云圖與試驗結果吻合較好。圖5為試驗用溫度傳感器及試驗裝置。圖5中,溫度和壓力傳感器均按圖1所示的測試點進行安裝。圖6為化學反應射流和凍結射流中發(fā)射平臺上溫度變化情況與測試點上試驗數據的對比。其中,虛線為凍結射流的計算結果;實線為化學反應射流計算結果。由圖6可知,在化學反應射流和凍結射流中,發(fā)射平臺上的溫度自中心點向外開始快速下降,在1m距離處降至500K左右。在4個測試點上,凍結射流溫度比試驗數據低100～300K左右,化學反應射流溫度與試驗數據吻合較好。其中,部分測點處的計算溫度比試驗測量結果偏低,這可能是由于數值耗散引起的。結果表明,燃氣射流中存在一定程度的后燃現(xiàn)象。計算中,有必要使用化學反應模型對其進行模擬,文中所用化學反應模型是合理的。圖7為化學反應射流和凍結射流中發(fā)射平臺上壓力變化情況與測試點上試驗數據的對比。其中,虛線為凍結射流的計算結果;實線為化學反應射流計算結果。由圖7可知,在化學反應射流和凍結射流中,在0.2m范圍內化學反應射流比凍結射流的壓力高0.1atm左右,均快速下降至1atm左右,在4個測試點上,二者計算結果與試驗數據吻合較好。以上分析表明,發(fā)射平臺上壓力經過很短距離便降至環(huán)境壓力,射流中復燃現(xiàn)象對其影響較小。圖8為凍結射流和化學反應射流軸線上的溫度變化對比。由圖8可知,在0.9m之前,化學反應射流與凍結射流軸線上的溫度相差不大,表明在這個范圍內軸線上化學反應程度較小;在0.9m以后,化學反應射流比凍結射流的溫度高300～350K。這是由于射流中的可燃組分和空氣中氧氣發(fā)生化學反應,導致其溫度上升較大。燃氣射流到達發(fā)射平臺時,受到壁面阻滯作用,高溫燃氣在此堆積并進一步反應,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的質量分數在凍結射流和化學反應射流中的對比情況,這幾種氣體均是參與化學反應的主要組分。其中,上半部分為凍結射流的結果,下半部分為化學反應射流的結果。由圖9可知,在射流混合層內,化學反應射流中H2和CO的含量比凍結射流明顯減少,化學反應射流中H2O和CO2的含量比凍結射流明顯增多。以上分析表明,射流中化學反應能導致主要組分含量發(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氣射流對發(fā)射平臺的沖擊效應,選取AB分別為1.4m和2.0m,對化學反應射流的沖擊效應進行計算。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)射平臺壁面中心點溫度分別為2100、1900、1750K,分別以較快速度自中心點向外下降,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)動機噴口越遠,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)射平臺壁面中心點的壓力分別為4.2、2.7、2atm,自中心點向外均迅速下降,在0.1m左右便降至1atm,并基本保持不變。以上結果表明,燃氣射流對發(fā)射平臺的壓力沖擊作用較小;發(fā)射平臺距發(fā)動機噴口的距離對平臺上外圍區(qū)域的壓力影響不大。3平臺的計算模型(1)使用有限速率化學反應模型和H2/CO反應體系模擬了燃氣射流中的復燃現(xiàn)象,得到了射流流場結構及發(fā)射平臺上溫度和壓力分布情況。計算結果與試驗數據吻合較好,表明文中所用計算模型是合理的。(2)在燃氣射流中,化學反應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