底部排氣裝置快速降壓過程中燃燒流動特性數(shù)值分析

馬龍澤， 余永剛

(南京理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094)

0 引言

底部排氣(簡稱底排)彈通過底排裝置對彈底添能加質(zhì)以減小壓阻來達到增程目的。底排彈發(fā)射時，火炮膛內(nèi)高溫高壓燃氣同時點燃底排藥柱和點火具，彈丸出炮口時，底排裝置內(nèi)壓力急劇下降至大氣壓。這種強瞬態(tài)擾動會造成底排藥柱燃燒失穩(wěn)甚至火焰熄滅[1-2]，但點火具仍然工作，以噴焰形式繼續(xù)對底排藥柱進行點火，稱為底排藥柱的二次點火或復(fù)燃。然而，二次點火不一致是造成底排彈散布和射程變化的重要因素，二次點火不一致和底排藥柱的燃燒規(guī)律均與點火具的瞬態(tài)燃燒特性密切相關(guān)[3]。

鎂/聚四氟乙烯(MT)基煙火藥因含能高、點火效率高、制作安全等優(yōu)越性能多用作固體火箭發(fā)動機和底排彈的點火藥劑[4-5]，常以氟橡膠作為黏結(jié)劑來提高均勻性，所以也稱為MTV煙火劑。幾十年來，對底排點火具點火性能的研究一直是底排增程技術(shù)的研究重點。張峰[6]試驗分析了不同類型點火具和不同質(zhì)量點火劑對底排藥劑燃燒規(guī)律的影響。吳學(xué)易[7]通過設(shè)計點火具靜止測時試驗裝置，研究了點火具燃燒時間的控制以及噴氣孔徑和裝藥量對底排彈彈道性能的影響。崔慶忠等[8]通過2種點火藥劑和3種不同結(jié)構(gòu)點火具的輸出性能對比試驗，分析了不同點火藥劑和裝藥結(jié)構(gòu)對點火具輸出性能的影響，得出鋁管殼體加MT基煙火型點火藥結(jié)構(gòu)的點火具用于底排彈的良好前景。陸春義等[9]采用半密閉爆發(fā)器模擬炮口壓力突降過程，研究了3種藥劑底排點火具在高降壓速率下的瞬態(tài)燃燒特性及工作性能，發(fā)現(xiàn)MT基煙火型點火具燃燒火焰最穩(wěn)定且持續(xù)時間最長。張領(lǐng)科等[10]研究了點火具射流蝕剝作用對底排藥柱燃燒性能的影響。Pa?agi[11]針對不同配方的底排點火藥，比較分析了氣相產(chǎn)物組分對線性燃速、壓力、潛熱和點火溫度等特性參數(shù)的影響。郭錫福等[12]論證了點火具對點火性能起主要作用以及點火一致性對增程減小散布的重要性，并提出了利用底排阻力曲線確定點火時間的科學(xué)方法。張炎青等[13]研究了底排藥劑點火過程對縱向密集度影響的簡易計算方法，并用于處理試驗數(shù)據(jù)，從而改善點火條件。丁則勝等[14]試驗分析了點火具噴氣孔徑、裝藥量和點火具位置等參數(shù)對二次點火一致性的影響。潘功配等[15]、王健等[16]通過點火瞬時性模擬試驗，研究了多種點火具對底排藥柱點火延遲時間、點火燒蝕性和燃燒速度的影響差異性，更深入地了解了藥柱的點火和二次點火過程。張領(lǐng)科等[17-18]通過建立底排裝置內(nèi)彈道和外彈道計算模型，基于獨立隨機假設(shè)理論，數(shù)值分析了由于點火延遲時間、底排裝置工作時間造成的不一致性對射程散布的影響，并研究了點火具射流特性對藥柱點火延遲的影響。Ma等[19]、馬龍澤等[20]根據(jù)動力學(xué)敏感特性分析將Deyong等[21-22]詳細的反應(yīng)動力學(xué)機理簡化成3步反應(yīng)機理，并研究了大氣環(huán)境中點火具燃燒火焰擴展特性以及MT煙火劑組分對點火具燃燒射流的影響。

以上研究中，眾多學(xué)者對底排裝置快速降壓條件下底排藥柱二次點火的研究多以試驗為主，定性分析了底排點火具在高降壓速率下的瞬態(tài)燃燒特性，少數(shù)對其二次點火過程的數(shù)值研究也是通過彈道模型，計算分析各參量對點火延遲時間的影響。實際上，底排裝置降壓過程中，點火具對底排藥柱的點火過程是發(fā)射藥燃氣流動與點火具燃燒射流的耦合過程。近些年，在工程領(lǐng)域應(yīng)用計算流體動力學(xué)(CFD)方法對流體流動、熱交換和分子輸運等現(xiàn)象的數(shù)值模擬獲得了很大發(fā)展和顯著效果，而有限體積法(FVM)是目前CFD應(yīng)用最廣的一種方法。所以，利用FVM對快速降壓過程中，MT基煙火型點火具在底排裝置內(nèi)的燃燒射流場進行數(shù)值研究，可以直觀地觀察到點火具對底排藥柱的點火過程。

本文以底排彈出炮口時MT基煙火型點火具對底排藥柱的點火過程為工程背景，試驗觀測了底排裝置快速降壓過程中，近噴口噴焰羽流的發(fā)展行為，根據(jù)試驗工況驗證數(shù)值計算，分析了噴焰羽流結(jié)構(gòu)、流動形態(tài)轉(zhuǎn)變過程以及點火具燃氣射流火焰與發(fā)射藥燃氣流動的耦合特性。

1 試驗系統(tǒng)

為模擬底排彈出炮口快速降壓過程中底排點火具的瞬態(tài)點火行為，采用半密閉爆發(fā)器作為點火試驗裝置，如圖1所示。試驗裝置由黃銅剪切膜片、發(fā)射藥燃燒室、壓電傳感器、底排藥燃燒室、藥柱、點火具和底蓋組成。發(fā)射藥燃燒室內(nèi)放置60 g 4/7單基藥和硝化棉藥包。點火具中壓制的點火藥為MT煙火劑，質(zhì)量為41 g，鎂和聚四氟乙烯的質(zhì)量比為6∶4，鎂的顆粒尺寸為22 μm，聚四氟乙烯的顆粒尺寸為450 μm.

圖1 半密閉爆發(fā)器示意圖Fig.1 Schematic diagram of semi-closed bomb

圖2為試驗瞬態(tài)測量系統(tǒng)。試驗開始時，通過脈沖電點火器點燃硝化棉藥包，進而引燃4/7單基藥，產(chǎn)生大量的高溫燃氣，在封閉燃燒室內(nèi)形成與炮膛內(nèi)相似的高溫高壓環(huán)境，同時藥柱和點火具被點燃，當(dāng)燃燒室內(nèi)壓力達到黃銅膜片破膜壓力時， 黃銅膜片被剪切，高溫高壓燃氣從噴口噴出，燃燒室內(nèi)壓力迅速下降到大氣壓，重現(xiàn)了彈丸出炮口時底排裝置內(nèi)急劇降壓這一過程。泄壓過程中噴口處射流火焰結(jié)構(gòu)隨時間的演變由高速錄像系統(tǒng)記錄，燃燒室內(nèi)的壓力在正壓電效應(yīng)下正比例轉(zhuǎn)換成電荷值，然后通過電荷放大器將電壓信號傳遞給瞬態(tài)數(shù)據(jù)采集器。最后，通過計算機處理輸入信號以獲得壓力- 時間曲線。

圖2 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental system

2 數(shù)值模擬

2.1 物理模型

以破膜時刻為0時刻，發(fā)射藥燃氣開始高速膨脹，假設(shè)此時發(fā)射藥燃燒完全或者殘余發(fā)射藥立即隨發(fā)射藥燃氣從噴口處噴出，即膜片剪切后燃燒室內(nèi)不存在發(fā)射藥燃燒，只有發(fā)射藥高溫高壓燃氣?？焖俳祲哼^程中，底排藥柱在極短時間內(nèi)熄火，故忽略底排藥柱燃燒。針對發(fā)射藥燃氣膨脹過程和MT基煙火型點火具在底排裝置泄壓過程中的燃燒射流特性，作如下假設(shè)：

1)膜片剪切前一瞬間燃燒室內(nèi)高溫高壓燃氣速度為0；

2)發(fā)射藥燃氣膨脹過程和點火具燃燒射流均視為二維軸對稱流動；

3)MT煙火劑固相蒸發(fā)、分解僅產(chǎn)生Mg蒸氣和C2F4氣體，作為氣相初始反應(yīng)物；

4)發(fā)射藥燃氣和MT煙火劑燃氣均為有黏理想可壓氣體；

5)只考慮煙火劑混合燃氣內(nèi)部組分反應(yīng)，化學(xué)反應(yīng)速率遵循Arrhenius定律。

2.2 數(shù)學(xué)模型

2.2.1 控制方程

根據(jù)上述物理模型，建立圓柱坐標(biāo)系下二維軸對稱可壓縮非定常Navior-Stokes矢量方程組

(1)

(2)

(3)

Fv、Gv為黏性擴散矢通量，

(4)

(5)

2.2.2 湍流模型

渦黏兩方程模型Realizablek-ε[23]由于在旋轉(zhuǎn)均勻剪切流動、包含有射流和混合流的自由流動、管道內(nèi)流動、邊界層流動以及分離流中的優(yōu)越性能，特別是能夠準(zhǔn)確地模擬圓形射流和軸對稱射流，從而得以廣泛應(yīng)用。二維軸對稱形式的Realizablek-ε方程如下：

湍流動能k方程

(6)

式中：Gk為由于平均速度梯度引起的湍動能k產(chǎn)生項；YM代表可壓縮湍流中脈動擴張的貢獻；σk為與湍動能k對應(yīng)的Prandtl數(shù)，σk=1.0；μl為層流黏性系數(shù)；μt為湍流黏性系數(shù)，

(7)

(8)

2.2.3 化學(xué)動力學(xué)模型

底排裝置降壓過程中，燃燒發(fā)生在點火具出口，燃燒區(qū)由化學(xué)反應(yīng)主導(dǎo)。采用如表1所示的化學(xué)動力學(xué)機理[19]，忽略湍流脈動的影響，采用有限速率動力學(xué)模型計算化學(xué)組分源項ωi，第m步基元反應(yīng)的正反應(yīng)速率常數(shù)Arrhenius表達式為

km=AmTβme-Em/RT,

(9)

式中：Am為指前因子；βm為溫度指數(shù)；Em為化學(xué)反應(yīng)活化能。

表1 MT煙火劑反應(yīng)動力學(xué)機理[19]

2.2.4 插值格式

離散控制方程的非黏性項和黏性項都由單元界面上的值構(gòu)成，單元面上的物理量必須通過插值方式由節(jié)點的物理量來表示。黏性項的單元界面值總是用中心差分格式進行插值，具有2階精度。對于超音速可壓縮流動，采用AUSM+格式[24]對非黏性項進行插值，兼有高間斷分辨率以及高計算效率的雙重優(yōu)勢。

2.3 計算模型

圖3 計算域和邊界條件Fig.3 Computational domain and boundary conditions

表2 特征參數(shù)

采用分塊結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分計算域，并選取3套網(wǎng)格驗證網(wǎng)格獨立性，節(jié)點數(shù)分別為22.3萬，35.6萬和63.0萬，使用這3套網(wǎng)格計算獲得流場參數(shù)并進行對比。圖4為監(jiān)測點C處馬赫數(shù)Ma隨時間t變化曲線，可見網(wǎng)格節(jié)點數(shù)對C點速度影響很小。圖5為5.5 ms時中心軸向溫度分布曲線，網(wǎng)格節(jié)點數(shù)對軸向流場參數(shù)分布影響較大，但節(jié)點數(shù)大于35.6萬后，網(wǎng)格已經(jīng)足夠細，對流場基本沒有影響。所以，本文采用節(jié)點數(shù)為35.6萬的網(wǎng)格進行數(shù)值計算。

圖4 監(jiān)測點C處馬赫數(shù)Fig.4 Mach number at monitoring point C

圖5 5.5 ms時中線軸向絕對溫度分布Fig.5 Centerline absolute temperature distribution at 5.5 ms

3 結(jié)果與討論

3.1 試驗結(jié)果與數(shù)值驗證

試驗測得底排裝置燃燒室內(nèi)最大壓力，即破膜壓力為56.3 MPa. 監(jiān)測點A對應(yīng)于試驗中壓電傳感器的位置，故以A點的壓力值進行對比，圖6為試驗和計算得到的降壓過程中相對靜壓- 時間曲線和降壓速率- 時間曲線?？傮w來說，模擬結(jié)果和試驗結(jié)果吻合較好。誤差最大的時間段為0.5 ms內(nèi)，這是由于泄壓開始到0.5 ms內(nèi)發(fā)射藥未燃盡，殘余發(fā)射藥繼續(xù)燃燒，產(chǎn)生高溫燃氣，使得燃燒室內(nèi)壓力高于計算的壓力值，壓力下降速率劇烈波動且低于模擬計算的降壓速率；0.5 ms后，殘余發(fā)射藥燃盡或者噴出底排裝置外，試驗所得降壓速率與計算的降壓速率之間誤差非常小。

圖6 計算和試驗數(shù)據(jù)對比Fig.6 Comparison of computational and experimental data

圖7為試驗和模擬的泄壓過程中近噴口火焰形態(tài)演變序列圖，顯然，泄壓過程中燃氣噴射羽流先為欠膨脹超音速流動，之后轉(zhuǎn)變?yōu)閬喴羲倭鲃印ＤM所得羽流結(jié)構(gòu)與試驗記錄的噴焰形態(tài)匹配較好，證實了數(shù)值方法的可靠性。根據(jù)觀察到的噴焰形態(tài)，將高溫高壓燃氣噴射過程分為3個階段：初始階段、中期階段和臨終階段。0.5 ms時屬于初始階段 ，如圖7(a)所示，高溫高壓燃氣火焰噴射進壓力較低的大氣環(huán)境，在噴口處快速膨脹，形成“蘑菇形”火焰。4.5～6.1 ms時屬于中期階段，如圖7(b)～圖7(e)所示，羽流火焰呈現(xiàn)明暗相間的菱形火焰串形態(tài)。燃氣從排氣孔噴出后，在噴口形成普朗特- 邁耶膨脹波扇，經(jīng)過膨脹波的燃氣溫度降低，使得火焰熄滅，隨著膨脹波扇在羽流邊界上反射形成壓縮波扇并疊加成入射激波，燃氣向中心軸線方向流動，軸對稱入射激波在中心軸線上相遇并反射，形成反射傾斜激波，燃氣經(jīng)過反射激波后，溫度升高，達到著火點，繼而產(chǎn)生火焰，而反射激波又會在羽流邊界上反射形成膨脹波，燃氣重復(fù)經(jīng)歷膨脹壓縮這一系列過程，所以火焰位于激波單元的反射激波后和相鄰下游激波單元的膨脹波前，故而能看到周期間隔菱形火焰的產(chǎn)生。隨著泄壓過程中羽流的發(fā)展，最多形成了5個菱形火焰，此時燃氣羽流下游壓力趨近于大氣壓，不會繼續(xù)膨脹和壓縮。8 ms時屬于臨終階段，如圖7(f)所示，燃氣羽流呈現(xiàn)連續(xù)火焰形態(tài)。此時，燃氣作亞音速流動，射流主要成分為點火具燃氣，底排裝置已完成泄壓，燃燒室內(nèi)壓力為大氣壓。

圖7 近噴口火焰形態(tài)的演變Fig.7 Evolution of near-nozzle flame pattern

3.2 噴焰羽流特性

圖8為底排裝置降壓過程中噴壓比pr/pb和降壓速率隨時間的變化曲線，隨著時間推移，以流域 1中總壓的面積加權(quán)平均作為pr. 底排裝置在2 ms內(nèi)急劇降壓，降壓速率先增大再劇烈衰減，0.2 ms時降壓速率達到最大值。2 ms后壓力曲線和降壓速率曲線都趨于平緩，燃燒室壓力在10 ms內(nèi)下降到大氣壓。以監(jiān)測點B的壓力值代表噴口壓力，圖9為噴口處絕對靜壓比pe/pb和馬赫數(shù)隨時間的變化曲線，其中pe為噴口處的絕對靜壓。膜片破裂后，高溫高壓燃氣在排氣孔內(nèi)高速膨脹，壓縮空氣，0.02 ms時中心軸線上各參數(shù)分布如圖10所示。圖10中燃氣膨脹，軸向壓力迅速下降，速度增大，溫度降低，到燃氣和空氣交接層時，速度減小，溫度急劇升高，但壓力不變，直到以空氣為主要成分的壓縮區(qū)后，壓力才迅速衰減。據(jù)此可知，噴口壓力有一個升高過程，而燃氣和空氣混合區(qū)前緣溫度最高，后緣速度最高，所以噴口速度先增大再減小。0.2 ms時，噴口壓力達到最大，如圖9所示，同時，速度幾乎不隨時間變化，衰減非常緩慢，直到噴口壓力降至大氣壓后，驅(qū)使燃氣流動轉(zhuǎn)變?yōu)閬喴羲倭鲃?，速度才快速降低，但流動狀態(tài)轉(zhuǎn)變存在延遲。結(jié)合圖8和圖9，根據(jù)Donaldson等[26]的研究可得，燃氣從排氣孔噴出后，噴焰羽流開始為高度欠膨脹射流，然后在5.9 ms時變?yōu)橹械惹放蛎浬淞?，最后?.2 ms時轉(zhuǎn)變?yōu)閬喴羲倭鲃印?/p>

圖8 噴壓比和降壓速率曲線圖Fig.8 Curves of nozzle pressure ratio and depressurization rate

為了更深入理解降壓過程中噴焰羽流隨時間的發(fā)展過程并確定3種火焰形態(tài)所在的精確時段，詳細的時間序列馬赫數(shù)和溫度云圖見圖11. 由圖11可知：1.4 ms之前為初始階段，燃氣射流噴出，快速膨脹，燃氣向外側(cè)流動，在噴口附近出現(xiàn)一個高速渦環(huán)，燃氣射流正前方形成一個球形激波，隨著燃氣繼續(xù)膨脹，高速渦環(huán)變成高速球形蓋，當(dāng)燃氣射流向外膨脹過度，壓力低于大氣壓時，燃氣流動轉(zhuǎn)向內(nèi)側(cè)，膨脹波在射流邊界反射變成壓縮波并疊加成入射傾斜激波。1.4～7.2 ms為中期階段，高噴壓比導(dǎo)致入射激波角足夠大，在1.4 ms時形成馬赫發(fā)射，波系結(jié)構(gòu)如圖12(a)所示，隨著泄壓過程中噴壓比降低，入射激波角減小，馬赫盤變小，到2.3 ms時馬赫反射轉(zhuǎn)變?yōu)橐?guī)則反射，規(guī)則反射波系結(jié)構(gòu)如圖12(b)所示。燃氣經(jīng)過反復(fù)膨脹壓縮，在6.1 ms時形成了5個鉆石型激波單元。7.2 ms后為臨終階段，此時噴口速度已變?yōu)閬喴羲?，但射流中還存在前一時刻遺留的超音速區(qū)域，隨著時間推移，超音速區(qū)消失，射流完全轉(zhuǎn)變?yōu)閬喴羲偕淞鳌?/p>

圖11 噴焰羽流馬赫數(shù)和溫度云圖Fig.11 Mach number and temperature contours of exhaust plumes

圖9 噴口壓比和馬赫數(shù)曲線圖Fig.9 Pressure ratio and Mach number at nozzle exit

圖10 0.02 ms時刻中心軸向參數(shù)分布Fig.10 Centerline parameter distribution at 0.02 ms

圖12 欠膨脹流動中馬赫反射和規(guī)則反射波系結(jié)構(gòu)Fig.12 Wave stuctures showing Mach reflection and regular reflection in an underexpanded flow

3.3 點火具燃燒射流特性

圖13 密度和溫度云圖Fig.13 Density and temperature contours

圖13為密度和溫度云圖。在初始階段，即1.4 ms之前，由于燃燒室內(nèi)的高壓，點火具火焰被壓制在點火具端面，此時點火具端面燃氣密度最大，溫度最高。在中期階段，隨著燃燒室內(nèi)壓力持續(xù)降低，點火具燃燒火焰往下游發(fā)展，漸成豎立的“ω”形態(tài)，這是因為降壓過程中，噴孔燃氣沿徑向速度在中心軸線處最低，所以點火具火焰在中心軸線處凹陷，而發(fā)射藥燃氣從燃燒室流經(jīng)噴孔時，截面突然變小，流動往中心軸線方向偏轉(zhuǎn)，同時，發(fā)射藥燃氣和點火具燃氣在流動過程中摻混，迫使點火具燃氣射流邊界逐漸變窄。到3.7 ms時，燃燒室中心燃氣密度最大，燃氣最高溫度區(qū)仍位于點火具端面，但向下游延展。5.5 ms時，點火具和發(fā)射藥混合燃氣形成了鉆石型激波結(jié)構(gòu)，隨著點火具火焰往下游擠進，燃燒室內(nèi)點火具火焰變?yōu)殄F形，最高溫度區(qū)向下游擴展，點火具火焰和噴孔之間燃氣密度最大。在臨終階段，點火具和發(fā)射藥混合燃氣射流逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閬喴羲偕淞?，射流外的空氣密度最大?.5 ms時，燃燒室內(nèi)沒有發(fā)射藥燃氣繼續(xù)噴出，只存在點火具燃氣射流。

圖14為不同時刻流場中心軸向溫度和組分分布曲線圖。從圖14可知，底排裝置降壓過程中，任意時刻在點火具端面附近，Mg劇烈消耗，而生成物MgF2和C2的質(zhì)量分?jǐn)?shù)都很快達到峰值，且燃氣溫度快速升高到最大值，表明點火具燃氣化學(xué)反應(yīng)發(fā)生在其端面附近，而且隨著時間推移，點火具燃氣最大溫度持續(xù)升高。1.4 ms時，如圖14(a)所示：點火具燃氣軸向擴展位移為0.02 m，表明1.4 ms之前，點火具火焰由于高壓被壓制。1.4～3.7 ms時段內(nèi)，如圖14(a)、圖14(b)所示：隨著底排裝置內(nèi)壓力降低，點火具燃氣射流向下游擠進；3.7 ms之前，點火具燃氣在端面附近燃燒完即與發(fā)射藥燃氣發(fā)生摻混，溫度衰減梯度大；到3.7 ms時，點火具燃氣向下游擴展一段距離后才與發(fā)射藥燃氣摻混，此時點火具燃氣射流在軸向上由點火具燃氣區(qū)和燃氣混合區(qū)構(gòu)成。結(jié)合圖13可知，此時，與發(fā)射藥燃氣摻混的少量點火具燃氣從噴孔噴出，點火具燃氣射流下游形成條狀燃氣帶，噴焰羽流開始轉(zhuǎn)變?yōu)榘l(fā)射藥燃氣和點火具燃氣的混合射流。降壓過程中，底排裝置內(nèi)燃氣膨脹導(dǎo)致混合區(qū)溫度持續(xù)降低，但隨著時間推移，點火具燃氣高溫區(qū)產(chǎn)生，軸向熱對流和熱擴散變強，使得中心軸向溫度衰減梯度減小。5.5～9.5 ms時段內(nèi)，如圖14(c)～圖14(e)所示，點火具燃氣射流的燃氣混合區(qū)位于噴口外，隨著時間推移，底排裝置內(nèi)點火具燃氣射流中心軸向組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)最終保持不變，點火具燃燒放熱累積，底排裝置內(nèi)下游中心軸向溫度升高，溫度梯度減小，到9.5 ms時，底排裝置內(nèi)點火具燃氣射流中心軸向溫度保持不變。

圖14 中心軸向溫度和組分分布Fig.14 Centerline temperature and species distributions

由上述討論可知，9.5 ms時刻，底排裝置內(nèi)點火具燃氣射流部分為其燃氣高溫區(qū)，軸向溫度均衡，都為最高溫度。為分析此時底排裝置內(nèi)點火具燃氣射流的徑向傳熱特性，取軸向位移為0.04 m和0.09 m處的剖面，如圖15所示。點火具燃氣射流下游高溫區(qū)變窄，但徑向溫度梯度變小，溫度沿徑向衰減緩慢，熱對流和熱擴散比上游更強烈。圖16為底排藥柱表面，即r=0.22 m處的溫度分布曲線。從圖16可知，隨著底排裝置中壓力下降，燃氣膨脹，導(dǎo)致熱量損失，藥柱表面溫度降低，但在點火具高溫燃氣射流的對流傳熱作用下，下游處的底排藥柱表面溫度持續(xù)升高到最大值，所以下游處的底排藥柱會首先著火。

圖15 9.5 ms時徑向溫度分布Fig.15 Radial temperature distribution at 9.5 ms

圖16 底排藥柱表面溫度Fig.16 Base bleed propellant surface temperature

4 結(jié)論

本文采用半密閉爆發(fā)器模擬底排裝置出炮口時的快速降壓過程，觀察近噴口噴焰羽流的發(fā)展行為，以此進行數(shù)值計算，獲得了與試驗結(jié)果一致的噴焰羽流結(jié)構(gòu)及其形態(tài)轉(zhuǎn)變過程，并分析了底排裝置內(nèi)點火具射流火焰的擠進特性。得到以下結(jié)論：

1)底排裝置降壓過程中，發(fā)射藥燃氣高速膨脹，出噴口后形成超音速強欠膨脹噴焰羽流，經(jīng)歷馬赫反射到規(guī)則反射的轉(zhuǎn)變，形成周期性鉆石型激波和菱形火焰串。隨后，發(fā)射藥燃氣欠膨脹射流變?yōu)榛旌先細馇放蛎浬淞?，隨著底排裝置內(nèi)壓力持續(xù)下降，混合燃氣欠膨脹射流逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)辄c火具燃氣亞音速流動。

2)在底排裝置降壓初始階段，點火具火焰被壓制在點火具端面，到中期階段時，點火具燃燒火焰漸成豎立的“ω”形態(tài)，隨著降壓進行，點火具火焰轉(zhuǎn)變?yōu)殄F形，燃燒室內(nèi)下游高溫區(qū)變窄，但溫度沿徑向衰減緩慢，熱對流和熱擴散比上游更強烈。底排藥柱近下端表面溫度最高，會首先復(fù)燃。