Processing math: 100%
  • ISSN 1001-1455  CN 51-1148/O3
  • EI、Scopus、CA、JST收录
  • 力学类中文核心期刊
  • 中国科技核心期刊、CSCD统计源期刊

基于五阶WENO格式的燃气在药床中流动过程二维两相流研究

程申申 王浩 薛绍 陶如意

张延炜, 徐景德, 胡洋, 田思雨, 冯若尘, 秦汉圣. 柔性障碍物对甲烷空气爆炸波激励作用的实验研究[J]. 爆炸与冲击, 2021, 41(5): 055402. doi: 10.11883/bzycj-2020-0144
引用本文: 程申申, 王浩, 薛绍, 陶如意. 基于五阶WENO格式的燃气在药床中流动过程二维两相流研究[J]. 爆炸与冲击, 2021, 41(6): 062902. doi: 10.11883/bzycj-2020-0200
ZHANG Yanwei, XU Jingde, HU Yang, TIAN Siyu, FENG Ruochen, QIN Hansheng. Experimental study on incentive effect of flexible obstacle on methane-air explosion wave[J]. Explosion And Shock Waves, 2021, 41(5): 055402. doi: 10.11883/bzycj-2020-0144
Citation: CHENG Shenshen, WANG Hao, XUE Shao, TAO Ruyi. Two-dimensional numerical simulation on gas-solid two-phase flow induced by combustion gas flow in a chamber based on a fifth-order WENO scheme[J]. Explosion And Shock Waves, 2021, 41(6): 062902. doi: 10.11883/bzycj-2020-0200

基于五阶WENO格式的燃气在药床中流动过程二维两相流研究

doi: 10.11883/bzycj-2020-0200
详细信息
    作者简介:

    程申申(1994- ),男,博士研究生,1447202650@qq.com

    通讯作者:

    陶如意(1978- ),女,博士,副研究员,硕士生导师,tao801801@163.com

  • 中图分类号: O359

Two-dimensional numerical simulation on gas-solid two-phase flow induced by combustion gas flow in a chamber based on a fifth-order WENO scheme

  • 摘要: 为研究内弹道初始阶段中心点火管燃气在膛内药床中的流动特性和传播规律,设计了可视化点传火实验平台,并进行了膛内假药床的点传火实验。基于加权本质无震荡(weighted essentially non-oscillatory, WENO)格式,构造了膛内轴对称二维内弹道两相流模型,对膛内燃气在假药床中的流动过程进行数值模拟。计算结果与可视化实验结果符合较好,全局压力平均误差为5.35%。表明数值计算准确地描述了燃气流动特性,完整地呈现了点火管燃气在假药床中的发展过程。在点火初始阶段,膛内压力径向效应明显,气相沿径向传播较快,药床药粒基本不会发生运动;随着燃气逐渐在膛内传播,膛内压力呈现径向一致、轴向梯度分布的特征,在压力梯度作用下,气相轴向速度开始占据主导,径向速度在膛底和中部区域减小为零,而固相速度随气相速度变化而变化;气相在到达弹底前,由于固相颗粒的壅塞,会提前出现速度反向波动现象。
  • 反应装甲作为对抗聚能射流侵彻的有效装置之一,广泛应用于现代装甲车辆的防护,根据内层材料及其产生的效应不同,可分为爆炸反应装甲(explosive reactive armor, ERA)和被动反应装甲(passive armor)两大类[1-2]。其中爆炸反应装甲(也称平板装药)的典型结构为两层钢板夹层炸药组成的三明治结构,夹层炸药在射流的高速撞击下被引爆,驱动包覆板反向运动切割射流,使其产生断裂、偏折而失去侵彻能力。研究结果[3]显示:射流高速侵彻反应装甲过程中,在撞击点处形成一个高速扩张的孔,由于飞板运动和孔扩张的耦合,背板仅能与穿透反应装甲后射流头部后某处开始作用,未受到飞板干扰作用的射流部分称为逃逸射流。逃逸射流越长,后效穿深越大。因此,如何降低逃逸射流的长度是爆炸反应装甲设计的一个重要方向。研究人员试图采用新的结构设计来减少逃逸射流的长度,赵慧英等[4]通过反应装甲后附加装陶瓷复合装甲结构来提高其对逃逸射流的防护,H.J.Lee等[5]通过在反应装甲后加衬板减小逃逸射流的长度,采用AUTODYN软件模拟了衬板材料对其防护性能的影响,S.Friling等[6]通过在反应装甲后附加被动反应装甲以提高其防护能力,将射流简化为长杆对其作用过程进行了2D模拟,研究结果显示背板具有更高的速度,但是不能反映倾斜条件下与射流的作用过程。

    被动反应装甲典型结构为两层钢板夹层惰性材料,由于具有射流防护效能好、附带损伤效应较小等优点而受到研究人员重视,目前已经有大量针对其防护性能及机理的研究[7-9]。本文中,通过将平板装药与橡胶复合板集成设计,采用实验和数值模拟方法研究其作为面板或背板时对射流的防护性能和机理,并与钢面板的反应装甲进行对比,以期为新型反应装甲的结构设计提供参考。

    为研究橡胶复合板位置对爆炸反应装甲防护性能的影响,设计了以橡胶复合板及钢面板作为面板或背板的3种反应装甲结构,如图 1所示。其中橡胶复合板由两层Q235钢板(厚度为1.2 mm)和硫化橡胶夹层(密度为1.01 g/cm3,厚度为1.5 mm)组成,其长度为150 mm,宽度为50 mm。将钢板表面清洗干净并进行喷砂处理,用调配好的环氧树脂溶液将钢板和橡胶粘结,室温下固化。橡胶复合板的等效钢厚为(0.12×2×7.85+1.5×1.01)/7.85 = 2.55 mm;而爆炸反应装甲包覆板材为Q235钢,厚度为2.5 mm,由此可知,3种结构爆炸反应装甲面密度基本相同。夹层炸药采用厚度为3 mm、装药密度为1.71 g/cm3的B炸药。此外,图 1中结构记号意义如下:“St”表示钢板,“Rubber”表示硫化橡胶层,“E”表示夹层炸药。

    图  1  3种反应装甲结构
    Figure  1.  Three ERA structures

    采用装药口径36 mm聚四氟乙烯塑料壳体的聚能装药对反应装甲作引爆实验,其中铜药型罩壁厚为1 mm,锥角为60°,装药为JH-2。该聚能装药射流头部速度约为6.2 km/s,直径为1.5 mm,炸高为85 mm时对均质装甲钢的平均穿深为150 mm。

    图 2为聚能装药对反应装甲作用的实验布置示意图。实验时聚能装药呈水平放置,口部距测试装甲表面、后效靶板分别为85、210 mm。反应装甲倾角30°,后效靶材为603均质装甲钢,厚度为50 mm,实验后通过测量残余穿深(depth of penetration, DOP)来比较3种装甲结构的防护性能,采用Scandish Flash-XT450脉冲X射线摄影系统对3种结构反应装甲与射流作用情况进行了观测。聚能装药采用电雷管起爆。

    图  2  聚能装药对反应装甲作用的实验布置示意图
    Figure  2.  Experimental scheme of shaped charge and ERA

    图 3为脉冲X射线拍摄的射流与结构(b)和结构(c)作用时的典型时刻的X射线照片,图 4为逃逸射流对靶板表面的损伤情况。表 1为逃逸射流对靶板表面的损伤测量结果。从图 3可以看出,射流发生了偏转,由于稀疏波的影响,飞板边缘速度略低于其它部分;结构(b)的飞板速度约为860~880 m/s,背板与射流作用部位凸起现象不明显,而结构(c)背板与射流作用后呈花瓣形破裂,总体厚度明显大于钢飞板。在结构(c)背板前出现了逃逸射流颗粒,其长度约为6 mm,速度约为3 km/s。

    图  3  典型时刻的X射线实验照片
    Figure  3.  X-ray photographs at t = 46 μs
    图  4  后效靶穿深实验结果照片
    Figure  4.  Experimenal pictures of DOP results
    表  1  实验结果
    Table  1.  Experimental results of penetration
    装甲结构 开坑尺寸/(mm×mm) 开坑深度/mm
    结构(a) 7×11 9
    结构(b) 6×11 11
    结构(c) 6×7 6
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    图 4可以看出,射流与爆炸反应装甲作用后,在后效靶表面的损伤形成了多个开坑,由射流碎片高速撞击而成,大致可分为两个区域,一个是逃逸射流作用区(如图 4中箭头所示),另外一个区域是背板飞离射流轴线后,射流后部碎片侵彻后效靶形成。橡胶复合板无论作为面板和背板,都可以减小逃逸射流的穿深,作为背板时效果更优,与钢反应装甲相比,穿深降低了46%。

    从实验结果可以看出,橡胶复合板作为爆炸反应装甲面、背板时其防护性能优于钢反应装甲,特别是作为背板时后效穿深相比于钢反应装甲减小了5 mm。

    利用非线性动态有限元ANSYS/LS-DYNA软件ALE算法对聚能装药与反应装甲的作用过程进行了数值模拟,其中空气和聚能装药采用欧拉算法,反应装甲采用拉格朗日算法。根据结构的对称性,建立了1/2计算模型,建模过程中施加对称约束和无反射边界条件。

    JH-2装药采用JWL状态方程和高能材料燃烧模型,夹层炸药Comp.B采用JWL状态方程和Lee-Tarver反应模型[10]描述,其表达式为:

    p=A(1ωR1V)eR1V+B(1ωR2V)eR2V+ωE/V
    (1)
    dλdt=I(1λ)b(ρρ01a)x+G1(1λ)cλdpy+G2(1λ)eλgpz
    (2)

    式中:V = ρ0/ρρ为爆轰产物密度,ρ0为炸药初始装药密度;E = ρ0ee为内能;ABR1R2ω为输入参数;λ为反应速率分数;t为时间,p为压力,IbaxG1cdyG2egz为常数。炸药的主要参数和Lee-Tarver反应模型参数分别如表 2表 3所示。

    表  2  炸药计算参数
    Table  2.  Computational parameters for JH-2 and Comp.B
    炸药 ρ/(g·cm-3) D/(m·s-1) A/GPa B/GPa R1 R2 ω
    JH-2 1.685 8 130 625.3 23.29 5.25 1.6 0.28
    Comp. B 1.715 7 980 524.2 7.77 4.2 1.1 0.50
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    表  3  Lee-Tarver反应模型参数
    Table  3.  Computational parameters for Lee-Tarver model
    I/s-1 b a x G1/GPa c d y G2/GPa e g z
    4.4×1017 0.667 0 20 310 0.667 0.111 1.0 400 0.333 1.0 2.0
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    紫铜药型罩和包覆板材料Q235钢板的力学行为分别采用Johnson-Cook模型和Grüneison状态方程进行描述,材料的本构参数见表 4,其中A1B1C1mn为Johnson-Cook模型参数,c0为体积声速,Γ0为Grüneisen系数,s为常数。橡胶夹层和聚能壳体材料采用Grüneison状态方程和Hydro(Pmin)模型描述[1],材料参数取值见表 5,其中σb为抗拉强度,ε为延伸率。

    表  4  紫铜和Q235钢材料的本构方程计算参数
    Table  4.  Computational parameters for copper and Q235 steel
    材料 ρ/(g·cm-3) A1/GPa B1/GPa n C1 m c0/(km·s-1) s Γ0
    Q235 7.85 0.792 0.51 0.26 0.014 1.03 4.57 1.33 1.67
    Cu 8.96 0.090 0.29 0.31 0.025 1.09 3.94 1.49 1.99
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    表  5  橡胶夹层和聚能壳体材料参数
    Table  5.  Computational parameters for rubber interlayer and polymer shell
    材料 ρ/(g·cm-3) c0/(m·s-1) s Γ0 σb/MPa ε/%
    橡胶 1.01 852 1.865 1.5 20 400
    Teflon 2.15 1 680 1.82 0.59 30 450
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    图 5给出了射流与3种结构的反应装甲作用形态的数值模拟结果,其中t = 46 μs的全对称模型的数值模拟结果与X射线照片结果符合较好,验证了模型和参数的正确性。当t = 25 μs时,射流刚好穿透结构(a)橡胶复合装甲的背板,由于夹层的存在,射流头部在背板处发生了反射,此刻还未能引爆炸药;对于结构(b)和结构(c),射流则已穿透面板,并引爆了夹层装药。钢板在冲击波和爆炸产物驱动作用下反向运动,后续射流在爆轰波的作用下局部产生了向上的弯曲。当t = 37μs时,射流头部穿透了背板,形成了逃逸射流,结构(b)最长,结构(a)次之,结构(c)最短,这是由于射流在侵彻结构(c)的背板时头部在复合层产生了反射,同时由于结构(c)的背板在运动过程中存在间隙,逃逸射流的后部与背板作用后会“挤入”间隙,因而逃逸射流长度最短。逃逸射流后部与结构(a)和结构(b)的背板作用后,会沿飞板孔壁接触面发生“滑移”,仍然可以逃逸。逃逸射流断裂后形成的颗粒在运动过程中长度发生改变、速度降低,最终3种结构的最长逃逸射流颗粒在触靶前运动速度分别为2.65、2.71和3.10 km/s,长度分别为8.5、12.0和6.5 mm。当t = 58 μs时,橡胶复合装甲两板之间的距离更加明显,射流后部经面板干扰后的偏折角无明显差别,当背板进一步飞离射流运动轴线后,就会失去对射流的作用,在后效靶表面的形成另一个损伤区域。

    图  5  射流与3种结构的反应装甲在典型时刻的作用形态
    Figure  5.  Results of interaction between jet and three structures of ERA at different times

    图 6为飞板的运动速度(vp)的计算结果,其中“F”和“B”分别表示面板和背板,“F-B”表示结构面板的背板(此时结构的面板为复合板),前一个字母是相对于结构整体而言,后一个字母则是相对于复合板而言。由图 6可知,结构(b)钢面板和背板速度曲线基本相同,经过约4 μs的加速过程速度趋于平稳,终了速度为900 m/s。结构(a)和结构(c)钢板的加速历程基本相同,只是方向相反,钢飞板的终了速度约为920 m/s,而橡胶复合板的运动加速过程较复杂,与炸药相邻的钢板(内层板)存在着一个剧烈震荡过程,平均速度约为880 m/s;而外层钢板加速过程比较平稳,终了速度为1 050 m/s。橡胶复合板内、外层具有较大的速度差,其原因可能是炸药爆炸后在内层钢板中产生了较强的冲击波向橡胶层以及外层钢板传播,由于橡胶可压缩性较小,可作为良好的传压介质将冲击波传递给外层板,冲击波经外层板表面反射后产生拉伸波,拉伸波到达外层钢板与橡胶界面时由于不能承受拉应力而产生了“层裂”效应,使外层钢板获得了更高的速度,使逃逸射流长度减少,增加了其防护性能。

    图  6  飞板速度计算结果
    Figure  6.  Calculated plate velocities

    (1) 面密度基本相同条件下,复合板作为面板或背板的反应装甲防护性能优于钢反应装甲,其中橡胶复合板作为反应装甲背板时,防护性能最优。

    (2) 爆炸驱动下橡胶复合板的外层钢板具有更高的速度,相比于钢反应装甲飞板提高约16%。

    (3) 橡胶复合板界面效应和橡胶复合飞板的间隙可有效减小逃逸射流的长度。

  • 图  1  装药结构示意图

    Figure  1.  Schematic of the charge structure

    图  2  可视化实验装置

    Figure  2.  Visual experimental system

    图  3  计算压力曲线与实验对比图

    Figure  3.  Comparison of pressure-time curves between numerical simulation and experiment

    图  4  数值模拟压力云图与高速摄影图像的对比

    Figure  4.  Comparison between pressure clouds by numerical simulation and images by high-speed photography

    图  5  r=20 mm处沿轴向方向的压力分布

    Figure  5.  Pressure distributions along the axis at r=20 mm

    图  6  0.5~1.0 ms不同时刻r=20 mm处沿轴向方向的气相速度分布

    Figure  6.  Gas phase velocity distributions along the axis at r=20 mm and different times from 0.5 ms to 1.0 ms

    图  7  1.5~3.2 ms不同时刻r=20 mm处气相速度沿轴向的分布

    Figure  7.  Gas phase velocity distributions along the axis at r=20 mm and different times from 1.5 ms to 3.2 ms

    图  8  0.5~1.2 ms不同时刻r=20 mm处固相速度沿轴向的分布

    Figure  8.  Solid phase velocity distributions along the axis at r=20 mm and different times from 0.5 ms to 1.2 ms

    图  9  2.5~3.2 ms不同时刻r=20 mm处固相速度沿轴向的分布

    Figure  9.  Solid phase velocity distributions along the axis at r=20 mm and different times from 2.5 ms to 3.2 ms

  • [1] 翁春生, 王浩. 计算内弹道学[M]. 北京: 国防工业出版社, 2006: 113−123.
    [2] 袁亚雄, 张小兵. 高温高压多相流体动力学基础[M]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学出版社, 2005: 140−203.
    [3] 王升晨, 周彦煌, 刘千里, 等. 膛内多相燃烧理论及应用[M]. 北京: 兵器工业出版社, 1994: 160−197.
    [4] 王浩, 梁世超, 张莺, 等. 火焰在传火管装药床中的传输特性研究 [J]. 爆炸与冲击, 1999, 19(1): 66–71.

    WANG H, LIANG S C, ZHANG Y, et al. Study of flame propagation characteristics in fire transfering tube [J]. Explosion and Shock Waves, 1999, 19(1): 66–71.
    [5] 王珊珊, 张玉成, 王浩, 等. 大长径比点火管高密实火药床点传火过程两相流的数值模拟 [J]. 爆炸与冲击, 2013, 33(4): 444–448. DOI: 10.11883/1001-1455(2013)04-0444-05.

    WANG S S, ZHANG Y C, WANG H, et al. Two-phase flow in ignition process of consolidated charge bed within a large length-to-diameter ratio igniter tube [J]. Explosion and Shock Waves, 2013, 33(4): 444–448. DOI: 10.11883/1001-1455(2013)04-0444-05.
    [6] 王珊珊, 王浩, 黄明, 等. 药床透气性对大长径比点传火管点传火性能的影响研究 [J]. 弹道学报, 2013, 25(4): 95–99. DOI: 10.3969/j.issn.1004-499X.2013.04.019.

    WANG S S, WANG H, HUANG M, et al. Research on influence of charge permeability on ignition characteristics on large length-diameter ratio igniter tube [J]. Journal of Ballistics, 2013, 25(4): 95–99. DOI: 10.3969/j.issn.1004-499X.2013.04.019.
    [7] 郭梦婷, 陶如意, 李子杰. 大长径比中心炸管式抛撒定容阶段两相流模拟 [J]. 弹道学报, 2017, 29(1): 68–72; 92. DOI: 10.3969/j.issn.1004-499X.2017.01.012.

    GUO M T, TAO R Y, LI Z J. Simulation of two-phase flow in the constant volume of dispersal system using centralizing blast-tube with large length-diameter ratio [J]. Journal of Ballistics, 2017, 29(1): 68–72; 92. DOI: 10.3969/j.issn.1004-499X.2017.01.012.
    [8] MIURA H, MATSUO A, NAKAMURA Y. Three-dimensional simulation of pressure fluctuation in a granular solid propellant chamber within an ignition stage [J]. Propellants, Explosives, Pyrotechnics, 2011, 36(3): 259–267. DOI: 10.1002/prep.201000058.
    [9] JARAMAZ S, MICKOVIĆ D, ELEK P. Two-phase flows in gun barrel: theoretical and experimental studies [J]. International Journal of Multiphase Flow, 2011, 37(5): 475–487. DOI: 10.1016/j.ijmultiphaseflow.2011.01.003.
    [10] 程诚, 张小兵. 某制导炮弹二维两相流内弹道性能分析与数值模拟研究 [J]. 兵工学报, 2015, 36(1): 58–63. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2015.01.009.

    CHENG C, ZHANG X B. Two-dimensional numerical simulation on two-phase flow interior ballistic performance of a guided projectile [J]. Acta Armamentarii, 2015, 36(1): 58–63. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2015.01.009.
    [11] 程诚, 张小兵. 高阶近似黎曼解模型在火炮内弹道两相流中的应用研究 [J]. 兵工学报, 2010, 32(10): 1200–1205.

    CHENG C, ZHANG X B. Research and application of higher-order approximate Riemann solver to two-phase flow in gun [J]. Acta Armamentarii, 2010, 32(10): 1200–1205.
    [12] 张德良. 计算流体力学教程[M]. 北京: 高等教育出版社, 2010: 431 439.
    [13] 李新亮. 高超声速湍流直接数值模拟技术 [J]. 航空学报, 2015, 36(1): 147–158. DOI: 10.7527/S1000-6893.2014.0233.

    LI X L. Direct numerical simulation techniques for hypersonic turbulent flows [J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2015, 36(1): 147–158. DOI: 10.7527/S1000-6893.2014.0233.
    [14] JIANG G S, SHU C W. Efficient implementation of weighted ENO schemes [J]. Journal of Computational Physics, 1996, 126(1): 202–228. DOI: 10.1006/jcph.1996.0130.
  • 期刊类型引用(3)

    1. 王东坡,何思明,李新坡,吴永,孙新坡. 滚石冲击闭孔泡沫铝夹芯板耗能缓冲机理研究. 四川大学学报(工程科学版). 2016(01): 43-49 . 百度学术
    2. 任新见,张庆明,刘瑞朝. 成层式结构泡沫空心球分配层抗爆性能试验研究. 振动与冲击. 2015(21): 100-104 . 百度学术
    3. 田镇华,石少卿,崔廉明,罗伟铭. 钢管在冲击荷载作用下的变形与失效破坏. 后勤工程学院学报. 2014(04): 12-18 . 百度学术

    其他类型引用(5)

  • 加载中
图(9)
计量
  • 文章访问数:  701
  • HTML全文浏览量:  362
  • PDF下载量:  50
  • 被引次数: 8
出版历程
  • 收稿日期:  2020-06-16
  • 修回日期:  2020-10-09
  • 网络出版日期:  2021-05-31
  • 刊出日期:  2021-06-05

目录

/

返回文章
返回