基于計算流體力學(xué)和相關(guān)點火理論,對雙脈沖發(fā)動機第Ⅱ脈沖點火瞬態(tài)過程的流場進行了數(shù)值分析,并進行了發(fā)動機第Ⅱ脈沖點火試車試驗。結(jié)果表明:在隔板打開前,第Ⅱ脈沖燃燒室高壓區(qū)的位置由燃燒室前端向隔板移動,壓強沿燃燒室徑向變化較小,沿軸向變化較大,燃燒室頭部和尾部近壁面區(qū)域一直處于低溫;6 ms時隔板打開,第Ⅱ脈沖燃燒室壓強下降0.5 MPa,藥柱內(nèi)孔前后端壓強差波動劇烈,藥柱內(nèi)孔前端溫度場下降600 K,而其他區(qū)域溫度變化較小。隔板打開后,沿隔板下游第Ⅰ脈沖燃燒室軸線形成帶狀高溫區(qū),第Ⅰ脈沖燃燒室頭部和尾部依次出現(xiàn)壓強峰值,第Ⅰ脈沖燃燒室壓強在18 ms時達到穩(wěn)定,而溫度在25 ms時達到穩(wěn)定。試驗測得的第Ⅰ、Ⅱ脈沖燃燒室壓強-時間曲線和仿真結(jié)果吻合較好,表明該仿真方法具有一定的準(zhǔn)確性。 

【文章來源】：航空動力學(xué)報. 2020,35(07)北大核心EICSCD

【文章頁數(shù)】：8 頁

【部分圖文】：

圖1 雙脈沖發(fā)動機物理模型

隔艙結(jié)構(gòu)

根據(jù)上述對雙脈沖發(fā)動機物理模型的簡化和假設(shè),建立燃燒室及噴管一體化計算模型,由于計算模型的對稱性,取模型的1/8進行計算。利用ICEM軟件對模型進行非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格單元總數(shù)為404 227,計算域網(wǎng)格如圖3所示。為更好的顯示燃燒室內(nèi)部流場的變化情況,作輔助面C0,如圖4(a)所示,在輔助面C0內(nèi)設(shè)置一系列監(jiān)測點(P1～P9)如圖4(b)所示。圖4 輔助面示C0意圖和監(jiān)測點的位置

【參考文獻】：
期刊論文
[1]級間通道構(gòu)型對小型雙脈沖發(fā)動機燃燒室內(nèi)兩相流的影響[J]. 陳子豪,白橋棟,翁春生.  航空兵器. 2016(05)
[2]基于耦合傳熱的雙脈沖發(fā)動機熱防護層受熱分析[J]. 陳雄,李映坤,劉銳,李宏文.  推進技術(shù). 2016(01)
[3]硬質(zhì)隔板雙脈沖發(fā)動機內(nèi)流場仿真研究[J]. 白濤濤,莫展,張躍峰,房雷,孫振華,王虎干.  航空兵器. 2015(03)
[4]級間通道構(gòu)型對雙脈沖發(fā)動機燃燒室局部受熱的影響[J]. 李映坤,韓珺禮,陳雄,劉銳.  推進技術(shù). 2014(11)
[5]微型固體火箭脈沖發(fā)動機兩相流數(shù)值模擬[J]. 張涵,李旭昌,王宏宇.  彈箭與制導(dǎo)學(xué)報. 2014(05)
[6]一種脈沖固體火箭發(fā)動機內(nèi)流場數(shù)值分析[J]. 尹自賓,房雷.  彈箭與制導(dǎo)學(xué)報. 2014(02)
[7]雙脈沖發(fā)動機中金屬膜片式隔艙設(shè)計方法[J]. 劉偉凱,惠博.  固體火箭技術(shù). 2013(04)
[8]隔艙式雙脈沖發(fā)動機金屬膜片設(shè)計與實驗研究[J]. 王偉,李江,王春光,田維平,任全彬.  推進技術(shù). 2013(08)
[9]雙脈沖固體發(fā)動機鋁膜隔板設(shè)計和試驗研究[J]. 石瑞,王長輝,萇艷楠.  固體火箭技術(shù). 2013(02)
[10]脈沖發(fā)動機中金屬膜片式隔艙動態(tài)破壞過程研究[J]. 王春光,任全彬,田維平,劉洪超,楊德敏.  固體火箭技術(shù). 2013(01)



本文編號：3370199