大长径比多喷孔燃气发生器同步破孔过程内弹道特性分析_江坤.pdf

第 卷第 期压 力 容 器 年 月：设 计 计 算大长径比多喷孔燃气发生器同步破孔过程内弹道特性分析江 坤，卢兴淦，黄 勇（南京理工大学 能源与动力工程学院，南京）摘 要：为了实现同时为多目标提供燃气工质的目的，设计了一种大长径比多喷孔燃气发生器。开展了不同主装药量的燃烧试验，得到了沿轴向分布的多组燃气喷孔同步开启的结果，验证了结构设计的合理性和可靠性，并分析了压力沿轴向的分布规律。基于内弹道理论，建立了燃气发生器工作过程的内弹道数理模型，结果表明模拟值与试验值吻合较好，压力误差不超过 ，燃气喷孔响应时间误差不超过 ，计算模型准确有效。在此基础上，研究了装药量和结构尺寸对压力的影响。然后，分析了燃气喷孔同步开启规律。发现燃气喷孔响应时间和打开时间随主装药量增加而减短，关系符合一阶指数衰减函数。拟合建立了燃气喷孔响应时间和打开时间的数学模型，拟合优度大于 。关键词：燃气发生器；结构设计；燃烧试验；内弹道中图分类号：；文献标志码：，（，）：，：；收稿日期：修稿日期：基金项目：江苏省六大人才高峰项目（）.，.，引言燃气发生器是一类特殊的压力容器，以推进剂、火药等含能材料作为独立能量来源，通过燃烧生成一定压力、温度、速度等参数的混合燃气对外做功。其最先应用于航空航天和国防领域，随后迅速向舰船、石油和汽车等领域发展。按 照 工 作 原 理，燃 气 发 生 器 可 分 为 四类。其中，基于烟火技术的燃气发生器以高低压室结构调节火药燃烧和燃气流动过程，通过高压室保证火药在足够压力条件下稳定、快速燃烧，通过低压室分流燃气、降低做功过载，具有结构简单、通用性强、性能稳定等优点，成为国内外广泛关注的热点。然而，面对同时为多目标提供燃气工质的工程需求时，研究表明 传统燃气发生器结构存在沿轴向压力梯度不均匀、喷孔开启不同步的问题，严重影响后续做功性能。对此，设计了一种新型大长径比多喷孔燃气发生器结构，并完成了相关燃烧试验和数值仿真工作。结构及工作原理大长径比多喷孔燃气发生器结构如图 所示，主要包括主装药室、剪切销钉、中心滑动导管、燃爆器和活塞等。其中，中心滑动导管长径比为，前端（靠近主装药室的一端）通过剪切销钉定位。燃爆器长径比为，与中心滑动导管嵌套。燃爆器管壁上沿轴向开有多组周向均匀分布的燃气喷孔，并通过加装在中心滑动导管上、外圆周与燃爆器内壁面紧密贴合的活塞密封闭气。中间活塞侧面开有若干均匀分布的大直径通孔，端面活塞侧面不开通孔。图 燃气发生器结构及压力传感器测点示意 火药装填在主装药室中，出口由金属膜片密封。随着火药被点火药点燃并开始燃烧，主装药室内燃气压力逐渐达到设定值，金属膜片被剪切，火药燃气流入中心滑动导管和燃爆器。当端面活塞表面受力大于剪切销钉的剪切压力时，销钉被剪切，中心滑动导管和活塞沿轴向运动。随后，燃爆器管壁上被活塞密闭的多组燃气喷孔同步开启，火药燃气流出，同时为多目标提供工质做功。试验研究为了研究结构设计的合理性和可靠性，建立了由大长径比多喷孔燃气发生器和多通道测试系统组成的试验平台。其中，燃气发生器实物图如图 所示。燃爆器管壁上沿轴向开有 组燃气喷孔，每组燃气喷孔分为 个，按周向均匀分布。多通道测试系统包括同步触发器、高速图像采集系统和瞬态压力记录仪，分别负责提供同步触发信号、捕捉物理现象和记录压力数据。试验现场布置如图 所示。图 燃气发生器实物图 试验采用 小粒黑作为点火药，樟作为主装药，对 种不同的工况（主装药量 ，）进行研究。主装药和试验装置的基本参数见表。考虑到活塞厚度大于燃气喷孔直径，从点火零时刻（即同步零时刻）开始，至燃气喷孔开启瞬间，再到燃气喷孔完全打开是一个持续性的过程。定义 为燃气喷孔响应时间，表示从零时刻开始到燃气喷孔完全打开所用的时间。定江 坤，等：大长径比多喷孔燃气发生器同步破孔过程内弹道特性分析义 为燃气喷孔打开时间，表示燃气喷孔从开启瞬间至完全打开所用的时间。图 现场布置示意 表 主装药与燃气发生器基本参数 参数数值主装药火药力 （）密度 （）余容 （）比热比 弧厚 燃气发生器主装药室容积 中心滑动导管初始容积 中心滑动导管小孔截面积 燃爆器初始容积 燃气喷孔截面积 试验中，高速摄像机拍摄帧率为 帧，即每张照片时间精度为 。图 为 时燃气喷孔开启瞬间和完全打开瞬间的局部放大照片。时，轴向 组燃气喷孔均初步开启，伴有黯淡火光，证明本文结构设计合理可靠，实现了轴向多组燃气喷孔同步开启的功能。后，即 时，燃气喷孔完全打开，火光明显，且呈现出距点火端越远，火光强度、亮度越高的特征。图 燃气喷孔开启过程（）（）对 种工况进行分析，时，燃气喷孔响应时间 分别为 ，打开时间 分别为，均随主装药量增加而减短。压力测试采用瞬态压力记录仪和 型压力传感器。个压力传感器测点分布如图 所示，分别位于燃爆器管壁、组燃气喷孔同侧等距的位置。图 为 时 个测点的压力 时间曲线。条曲线在压力上升阶段一致性良好，但在燃气喷孔开启过程对应的时间段（前后），由于轴向运动和末端堆积现象，离末端越近的测点压力越大。其中，测点 和测点 的压力最高点相差最大，为 。结合图 燃气喷孔开启过程的照片，图 中的压力分布规律与此过程中火焰呈现出的强度、亮度特征较为符合。当轴向运动停止后，压力沿轴向的分布也逐渐均匀。如图 所示，条曲线在下降阶段差异降低，表现出良好的一致性。图 不同测点 曲线（）（）内弹道模型 基本假设通过试验分析可知，测点，对应的压力曲线上升段、下降度吻合良好，且最大压力与平均最大压力相比误差也很小，以 工况为例，仅为 ，。因此，可采用集总参数法建立内弹道模型，对本文设计的大长径比多喷孔燃气发生器进行数值仿真研究。结合燃气发生器结构设计与试验结果分析，.，.，作出如下简化和假设：（）主装药室内所有火药同时着火，并在平均压力下燃烧；（）火药燃烧服从几何燃烧定律，火药燃气服从诺贝尔 阿贝尔方程；（）当主装药室内部压力达到破膜压力时，金属膜片瞬间剪切，火药燃气及未燃完的火药颗粒瞬间充满并均匀分布于主装药室和中心滑动导管；（）端面活塞承受压力达到剪切压力时，剪切销钉被瞬间剪切，中心滑动导管和活塞开始运动；（）考虑到中间活塞上开设的通孔直径较大，认为燃爆器内部燃气流动不受活塞结构影响；（）热散失等形式消耗的能量通过次要功计算系数进行修正。数学模型考虑到大长径比多喷孔燃气发生器结构的复杂性，将其工作过程划分为 个阶段，并建立主装药室（，）中心滑动导管（，）燃爆器（，）空气环境（）四级高低压室的内弹道方程组。不同时期火药燃烧和燃气流动路线如图 所示。图 火药燃气流动路线 个阶段中，火药形状函数、燃速方程和流量方程参考经典内弹道公式，此处不再详述。气体状态方程、能量守恒方程和运动方程则因为不同阶段中燃烧室容积的变化和功、能的转化有所不同，基于内弹道理论，推导后的公式如下。（）第 阶段：主装药室内主装药被点火药点燃并开始燃烧，至出口处金属膜片破膜瞬间。气体状态方程：（）（）式中，为主装药室容积，；为火药密度，；为火药余容，；为点火药压力，。（）第 阶段：从金属膜片破膜开始，火药燃气携带未燃完的火药颗粒流入中心滑动导管和燃爆器，至剪切销钉被剪切、轴向运动开始瞬间。能量守恒方程。主装药室和中心滑动导管内：（）（）燃爆器内：（）（）式中，分别为主装药室、中心滑动导管和燃爆器内火药燃气温度与火药爆温的比值；为火药燃气比热比，。气体状态方程。主装药室和中心滑动导管内：（）（）（）（）燃爆器内：（）式中，分别为中心滑动导管和燃爆器的初始容积，。（）第 阶段：剪切销钉被剪切，中心滑动导管和活塞在燃气推力和壁面间摩擦阻力的共同作用下开始做轴向运动。其受力如图 所示。此时，由于活塞厚度大于燃气喷孔直径，燃气喷孔并未瞬间开启，只是中心滑动导管和燃爆器的容积逐渐变大，火药燃烧的部分能量转化为中心滑动导管和活塞运动的动能。能量守恒方程。主装药室和中心滑动导管内：（）（）江 坤，等：大长径比多喷孔燃气发生器同步破孔过程内弹道特性分析式中，为次要功计算系数；为中心滑动导管和活塞的总质量，；为中心滑动导管和活塞的运动速度，；为动摩擦系数；为接触面正压力，；为中心滑动导管和活塞的位移，。图 轴向运动受力分析 燃爆器内：（）（）式（）（）中，为动能分配系数；，为克服摩擦阻力做功分配系数，其存在以下关系：（）（）气体状态方程。主装药室和中心滑动导管内：（）（）（）（）（）式中，为中心滑动导管截面积，；为开始运动后中心滑动导管的总容积，。燃爆器内：（）（）式中，为燃爆器截面积（环状），；为开始运动后燃爆器的总容积，。位移方程。（）速度方程。|（）（）第 阶段：随着活塞运动至一定位置，燃爆器管壁上被密闭的燃气喷孔逐渐开启。此时，由于燃爆器内有火药燃气流出，对应能量守恒方程和气体状态方程发生变化，其他各燃烧室方程和位移、速度方程与第三阶段相同。燃爆器内能量守恒方程。（）（）燃爆器内气体状态方程。（）（）仿真结果与分析将上述式（）（）联立，以时间 为自变量，采用四阶龙格 库塔法编程求解，对大长径比多喷孔燃气发生器内弹道过程进行数值模拟。数值模拟结果验证选取 的试验组中测点 测试得到的燃爆器内火药燃气 曲线，与相同工况下数值模拟得到的 曲线进行对比分析。由于经典内弹道理论采用零维集总参模型，求得的压力 为各级燃烧室内火药燃气的平均压力。因此，基于拉格朗日假设，进一步给出火药燃气压力沿轴向的一维分布规律，如式（）所示。将平均压力 和测点 的轴向坐标 代入式（），得到测点 对应的火药燃气压力的模拟值。曲线的对比如图 所示，可见采用本文建立的内弹道模型所得到的模拟结果与试验结果符合较好，全程最大误差为 。（）（）.，.，式中，为横截面积，；为对应点的轴向坐标，；为轴向总长度，。图 燃爆器内 曲线对比（）（）在，三种主装药量下，燃气喷孔响应时间 的模拟结果与试验结果对比如图 所示。二者基本吻合，时误差最大，为，在许可范围之内。图 燃气喷孔响应时间 对比 通过以上对比，表明所建立的内弹道模型与数值模拟方法准确有效。燃烧室压力变化分析本文设计的大长径比多喷孔燃气发生器具有多级高低压燃烧室，压力变化较传统的燃气发生器更为复杂，因此，有必要针对不同主装药量和不同结构尺寸对其压力随时间变化规律展开分析。图 和图 分别为主装药量，时，中心滑动导管和燃爆器内火药燃气的压力随时间变化曲线。图 不同装药量中心滑动导管内 曲线 图 不同装药量燃爆器内 曲线 可以看出，主装药量越大，各级燃烧室压力上升越快，压力峰值也越高。图 中，不同工况下曲线的峰值对应主装药全部燃完的时间点。此后，中心滑动导管内只存在火药燃气流出，压力迅速降低。根据流量方程，火药燃气相对流出量受喷孔进口压力和背压的共同影响。主装药燃完后，中心滑动导管内燃气压力仍远大于燃爆器内压力，火药燃气通过小孔持续流出，燃爆器内压力表现出继续上升而后才缓慢下降的趋势。图 中，不同工况下曲线峰值对应的时间点为燃气喷孔打开时刻，此后燃爆器内同时存在火药燃气流入和流出，压力缓慢下降。对比图 和图 可以看出，不同主装药量下，燃爆器压力峰值相对中心滑动导管压力峰值的平均滞后时间为 。燃气喷孔打开后，通过三级高低压燃烧室结构的江 坤，等：大长径比多喷孔燃气发生器同步破孔过程内弹道特性分析调节，燃爆器内压力下降幅度较小，压力曲线平稳，意味着火药燃气均匀输出，传火性能得到改善。除主装药量之外，结构尺寸，特别是中心滑动导管管壁上传火孔的孔径，对各级燃烧室内燃气压力的影响也十分明显。试验装置中传火孔的孔径为 。在此基础上，本节对比了孔径，工况时，中心滑动导管和燃爆器内火药燃气压力随时间变化曲线，分别如图、图 所示。图 不同传火孔径中心滑动导管内 曲线 图 不同传火孔径燃爆器内 曲线 可以看出，在主装药完全烧完之前，由于火药燃气生成量远大于通过传火孔流出的燃气量，孔径变化对压力的影响十分微弱。而在主装药完全烧完之后，孔径变化的影响十分显著。孔径越大，燃气流出量越多，导致中心滑动导管内压力迅速降低而燃爆器内压力迅速升高。此外，从图 还可以看出，孔径过大或者过小都不利于燃爆器内圧力