Numerical study of shock wave generated by hydrogen-oxygen detonation in a large shock tube
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摘要: 大型激波管作为爆炸冲击毁伤与防护实验平台时,能规避小尺度缩尺实验中由于尺寸效应造成的实验结果不准确,但由于设备稀缺性目前仍然缺乏利用大型激波管直接模拟炸药爆炸冲击波形的研究。因此,进行大型激波管内氢氧爆轰驱动方式下冲击波生成与传播过程的数值模拟。根据现存大型激波设备结构特点,建立具有驱动管、激波整形段和变截面出口特征的大型激波管二维模型。冲击波的生成与传播过程使用含有七步氢氧反应模型的二维非定常粘性可压缩流体控制方程表达,湍流模型选取RNG k-ε模型,并选用二维瞬态耦合式求解器进行数值模拟计算。根据数值模拟计算结果,研究在大型激波管采用氢氧爆轰驱动方式时,驱动初始物理条件、低反应活性气体掺混、激波管几何构型等因素对于爆轰形成冲击波波形的影响,并总结多种因素下产生冲击波特征参数的变化规律。最后,选取黑火药爆炸冲击波实验数据作为目标,依据冲击波变化规律,模拟了大型激波管中冲击波波形调控过程。结果表明,在多因素耦合作用调控下,能够实现在大型激波管中利用氢氧爆轰驱动方式对特定爆炸冲击波的模拟复现。Abstract: Blast wave damage and protection experiments conducted in large-scale shock tubes can avoid the inaccurate experimental results caused by the size effect in small-scale model experiments. However, due to the scarcity of equipment, there is still a lack of research on directly simulating the shock waveforms of explosive explosions using large-scale shock tubes at present. Therefore, a numerical simulation study of the generation and propagation process of shock wave generated by hydrogen-oxygen detonation in a large shock tube were conducted, and the reproduction of blast wave in a large shock tube was realized based on numerical simulation. Based on the designs of existing large shock tubes, a two-dimensional axisymmetric model of a large shock tube with driving tube, shock shaping section and variable angle outlet was established. The governing equation of a two-dimensional unsteady viscous compressible flow together with the seven-step reaction of the hydrogen-oxygen detonation mechanism was used to simulate the generation and propagation process of the shock wave. The RNG k-ε model was selected as the turbulence model, and the two-dimensional transient coupling solver was used for numerical simulation. Due to the large scale of the model, turbulence has little effect on the far-field shock wave. Therefore, the finite rate component transport model was selected to couple the interaction between turbulence and chemical reaction, and a two-dimensional transient coupled solver was used. Based on the numerical results, the influence of initial physical conditions of the driving gas, inert gas mixing, and the shock tube configurations on the formation of shock wave waveforms by detonation was studied. The variation laws of shock wave characteristic parameters under various factors were summarized. Finally, using the experimental data of black powder explosion shock waves as the target, the process of shock wave waveform regulation in the large shock tube was simulated according to the shock wave variation laws. The results show that under the combined effect of multiple factors, it is possible to simulate and reproduce the specific explosion shock wave using the hydrogen-oxygen detonation driving method in the large shock tube.
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炸药爆炸伴随化学反应产生大量高温高压气体,这些高温高压气体会以极高的速度向外扩散,并强烈压缩四周空气介质,形成使介质压力、温度等物理参数突增的冲击波。炸药爆炸形成冲击波传播速度范围在1~9 km/s,能量释放可根据炸药种类和装药量达到数十万甚至数百万焦耳。而在爆炸波形成的同时,在分界面处产生与冲击波反向的稀疏波使得冲击波后的爆炸产物压力迅速下降,当冲击波后压力下降至介质初始压力时,由于爆炸产物运动的惯性作用,波后区域压力会继续下降,产生低于环境压力的负压区域[1]。理想状态下,爆炸波在空气中传播的压力波形变化曲线如图1所示。图1中p0为环境压力,t1为观测点处压力突增的时刻,Δp为压力突增的峰值,t2为压力衰减至环境压力的时刻。一般选用冲击波峰值超压(Δp)、正压作用时间(t+)和正压区冲量(I)3个参数表征冲击波特征[1-3]。20世纪50年代以来,众多学者对空气中爆炸产生冲击波的传播方式及冲击波特征进行了研究。首先,研究集中于爆炸冲击波波形特征参数经验公式的总结。Sadovskii[4]最早在1952年给出了爆炸波峰值超压拟合公式。Brode[5-6]则基于高能炸药爆炸提出了冲击波峰值超压拟合公式。Henrych[7]基于大量实验研究提出了空气中爆炸波正压作用时间经验公式。Mills[8]则提出了另一种爆炸冲击波峰值超压表达式。除此之外,国内学者也针对炸药爆炸产生冲击波特征参数的表征展开诸多研究[9-11]。随着实验与检测手段的进步与更新,外场实验成为炸药冲击波研究的主要手段。Wu等[12]研究了炸药置于地面的起爆现象。仲倩[13]进行了TNT空中爆炸冲击波特征参数实验研究,并依据结果提出优化计算公式。张军等[14]研究了炸药驱动式爆炸管的载荷计算方法。
激波管是研究高温高压工况下物理问题的常用实验设备,诸多学者已经开展了激波管内冲击波波形的相关研究,但尺度多限于小型激波管[15-17]。然而,针对武器装备、防护结构等大型标的的抗爆性能实验,由于尺寸效应的存在,只能建立大尺度的爆炸冲击模拟装置才能得到可重复性强、可靠性高的实验数据。大型激波管设备的建立[18]为研究大尺度的冲击波力学效应提供低成本、高效率的实验平台。此类设备结构简单、运行稳定可靠、参数变化灵活、重复性好,能满足多种冲击加载实验需要。大型激波管进行冲击加载实验时,产生冲击波的常见驱动方式有3种:高压气体驱动、氢氧爆轰驱动和炸药驱动。谷笳华等[19]针对激波管不同驱动方式进行了对比,发现:高压气体驱动方式不能达到较高峰值超压的实验需求,且实验所需时间成本较长,而炸药驱动方式能够达到较高的峰值超压需求,但实验重复性较低,驱动产生冲击波波形品质较差;相比之下,氢氧爆轰驱动因其满足提供高品质冲击波加载的同时,又具有较高的可重复性和较低的实验成本,成为模拟爆炸冲击波加载的理想驱动方式。俞鸿儒等[20-22]于20世纪80年代开始进行爆炸波模拟研究,提出了利用氢氧爆轰进行爆炸波模拟的关键思路,并基于大型激波风洞开展了大量实验研究,论证了利用大型激波管氢氧爆轰驱动复现爆炸波的可行性。但目前仍然缺乏利用大型激波管直接模拟炸药爆炸冲击波形的研究。
基于上述研究背景,本文中开展数值模拟,研究大型激波管氢氧爆轰驱动方式下多种因素对于形成冲击波特征参数的影响。基于计算流体力学ANSYS Fluent软件,采用有限体积法求解二维非定常黏性可压缩流体控制方程,并以已有实验数据验证数值方法的精度和可靠性。分析氢氧爆轰驱动方式下驱动气体初始条件、激波管几何构型等因素对于形成冲击波特征参数的影响以及定性和定量的冲击波特征参数的变化。根据多因素的影响规律,模拟利用大型激波管复现炸药爆炸产生的冲击波波形特征,以期得到拟合度较高的复现结果。
1. 数值模拟
1.1 数值方法与模型构建
基于ANSYS Fluent软件,将大型激波管简化为二维轴对称模型。采用有限体积法,时间、空间离散精度均为二阶,对驱动管内氢氧爆轰冲击波的形成和传播利用含有化学反应的二维非定常黏性可压缩流体控制方程进行描述。选取RNG k-ε湍流模型,其化学反应动力学模型采用七步氢氧化学反应简化机理模型。由于本研究中主要关注远场冲击波的作用效果,且模型尺度较大,湍流对于远场冲击波作用的影响较小,因此选取有限速率组分输运模型耦合湍流与化学反应的相互作用,对不同初始条件下氢氧爆轰驱动产生的冲击波以及其传播过程中激波管内流场进行数值模拟。
构建的大型激波管模型如图2(a)所示,由驱动管、激波整形段和变截面出口(变截面出口开口角度为θ)构成,其中驱动管结构受启发于文献[23]。为了降低模型的复杂度和减少计算量,本文中只对单管驱动产生的冲击波进行数值模拟。激波管驱动管长9~30 m,管径为1.0 m,驱动管通过喷管与激波整形段相连接。激波整形段长60 m,直径为6 m,变截面出口长10 m,出口设置50 m×50 m的空气域,将激波管壁面设置为绝热刚性壁面,空气域四周设置压力出口以模拟开阔空间。根据气相爆轰直接起爆理论[24],以高能量源作为起爆能量源时,爆轰瞬间形成且没有经历火焰加速的预爆轰阶段。因此,在驱动管前段设置强点火区模拟点火器装置,点火区为半径0.1 m的圆形区域,点火温度设置为
3000 K,压力设置为10 MPa。驱动管与激波整形段由拉瓦尔喷管进行连接,爆轰产生冲击波由拉瓦尔喷管加速后在整形段自整形为平面波,再经过变截面出口进行波形调节,最终作用于目标位置。在距变截面出口8 m处设置观测点,并提取冲击波加载压力数据。对模型进行二维非结构化网格划分,由于化学反应集中发生在驱动管内,因此采用驱动部分局部加密计算网格,驱动部分网格平均尺寸为0.01 m×0.01 m,其余部分网格尺寸为0.05 m×0.05 m,划分网格边界层,初始层高为0.1倍网格尺寸,增长率为1.1,网格总量约110万,网格划分具体如图2(b)所示。高压气体产物从驱动管喷出后压缩介质气体形成稳定冲击波,这一过程称为激波整形,发生在大型激波管激波整形段,如图3所示。根据图3中的计算结果,激波在55 m后整形为平面波,因此设置激波整形段长60 m。稳定激波可在激波管内部对待测目标进行冲击加载,也可经变截面出口对处于开阔空间的目标进行冲击加载。
1.2 模拟工况
在驱动管中填充特定组分、压力、温度的驱动气体,并在喷管喉管处设置膜片,膜片右侧激波整形段和外场开阔空间均为空气域,初始压力为一个大气压,初始温度为300 K,由体积分数为21%的氧气O2和体积分数为79%的氮气N2构成。模拟采用控制变量的方法,通过改变驱动气体的初始温度T0、压力p0、组分,并设置不同变截面出口开口角度,探究驱动初始条件以及激波管几何构型对形成的爆轰冲击波特征参数的影响。因此,设置如表1所示的不同工况,表中ϕ为在初始驱动气体中掺入的低反应活性气体的体积分数,L为驱动管长度,φ为氢氧混合当量比。
表 1 不同工况初始条件设置Table 1. Initial settings of different working conditions工况 驱动气体组分 低反应活性气体掺混 ϕ/% T0/K p0/MPa L/m φ tan θ 1 H2/O2 无 0 300 1.0~2.0 30 1 0.3 2 H2/O2 无 0 300~350 2.0 30 1 0.3 3 H2/O2 N2/He/Ar 50 300 1.0 30 1 0.3 4 H2/O2 N2 25~50 300 1.0 30 1 0.3 5 H2/O2 无 0 300 3.0 9~30 1 0.3 6 H2/O2 无 0 300 1.0 30 1 0.1~0.4 7 H2/O2 无 0 300 2.685 30 1 0.3 8 H2/O2 N2 25 300 2.69 30 1 0.3 1.3 化学反应模型
模拟大型激波管驱动管内部氢氧爆轰产生的冲击波压力波形,计算量较大,为了简化计算,采用七步氢氧化学反应简化机理模型[25]描述爆轰反应过程。化学反应速率采用Arrhenius公式描述:
k(T)=ATne−EaRT 式中:T为环境温度,A为指前因子,n为温度系数,Ea为活化能,R为理想气体常数。本文中七步氢氧化学反应简化机理模型参数如表2所示。
表 2 七步氢氧化学反应简化机理模型参数Table 2. Parameters for seven-step hydrogen-oxygen chemical reaction mechanism model反应步 基元反应 A n Ea/(kJ∙mol−1) 1 H2+O2 = OH+OH 1.70×1013 0.00 101.07 2 H+O2 = O+OH 1.20×1017 −0.91 34.77 3 H2+OH = H2O+H 2.20×1013 0.00 10.84 4 H2+O = OH+H 5.06×104 2.67 13.24 5 OH+OH = H2O+O 6.30×1012 0.00 2.30 6 OH+H+M = H2O+M 2.12×1022 −2.00 0.0 7 H+H+M = H2+M 7.30×1017 −1.00 0.0 注:(1)第6步第三体碰撞系数:H2(2.5)、H2O(12)、N2(1.0)、Ar(0.4)、He(0.4)(2)第7步第三体碰撞系数:H2(2.5)、H2O(12)、N2(1.0)、Ar(0.5)、He(0.5) 模拟中各组元均为真实气体,由于驱动管内的氢氧爆轰发生后,驱动管内的压力可达到数十兆帕,因此采用Peng-Robinson真实气体状态方程表征:
p=RTV−b−aV(V+b)+b(V−b) 式中:
V 为摩尔体积,a 为偏分子体积,b 为偏摩尔体积。该状态方程适用于描述高压气体物理过程,其比热容和气体常数为温度的函数。1.4 模型可靠性验证与收敛性分析
为验证本文中所建数值模型的可靠性,利用该模型对Yamanaka等[26]利用长度为4.5 m、直径为50 mm的爆轰驱动管开展的氢氧爆轰驱动实验进行数值模拟。数值模拟得到的爆轰压力时程曲线与实验结果[26]的比较如图4所示,两者吻合较好,因此本文中所建的数值模型合理可靠。
由于模型对于网格精度的敏感性均较强,因此选取表1中的工况1初始压力最大与最小2个算例,建立尺寸为5 mm × 5 mm ~ 60 mm × 60 mm的网格进行模型收敛性分析,计算结果如图5所示。从图5可以看出,随着网格尺寸的细化,计算结果均收敛于5 mm × 5 mm,且与尺寸网格为10 mm × 10 mm的计算结果基本一致。因此,出于简化计算考虑,选用尺寸为10 mm × 10 mm的网格进行计算。
2. 模拟结果及分析
2.1 驱动气体初始条件
2.1.1 驱动气体初始压力的影响
采用大型激波管氢氧爆轰驱动方式,氢氧混合驱动气体初始压力通常在0.5~2.5 MPa,更改氢氧混合气体初始压力是对爆轰冲击波简单易行的操作之一。因此,选取表1工况1,对不同初始压力(1.0~2.0 MPa)的驱动气体进行模拟,模拟结果如图6所示。
随着氢氧混合气体初始压力的升高,驱动管内氢氧混合气体密度升高。因此,爆轰产生的冲击波峰值压力随初始压力的提高而上升。提取压力数据进行线性拟合,如图7所示。
从图7可知,冲击波峰值压力与驱动气体的初始压力呈非线性关系。随着驱动气体初始压力的升高,驱动管内气体的密度升高,氢氧爆轰反应提供的能量更多,导致爆轰形成的冲击波峰值压力升高,波速加快。定义初始压力不同峰值压力的变化幅度,即初始压力每升高0.1 MPa峰值压力的变化率。而当初始压力为1.0~1.5 MPa时,峰值压力的平均变化幅度仅为1.62%,而当初始压力为>1.5~2.0 MPa时,峰值压力的平均变化幅度为4.81%。由此可知,初始压力较高时,冲击波峰值压力对于初始压力的变化更敏感。
2.1.2 驱动气体初始温度的影响
根据气体状态方程,在初始压力和体积一定的情况下提高反应物的初始温度,反应物物质的量会相应减少。选取表2中的工况2,模拟不同驱动气体在初始温度为300~350 K的条件下爆轰产生的冲击波,结果如图8所示。
分析上述结果,由于初始温度的上升,氢氧反应终态产物趋于解离态,化学平衡逆向移动,因此反应释放能量降低。另外,根据气体状态方程,驱动气体初始温度升高使单位体积驱动气体浓度降低,导致氢氧爆轰反应产生的总能量降低,从而使激波整形段内形成的冲击波强度下降,峰值压力和传播速度降低。
提取压力数据与初始温度进行线性拟合,如图9所示。计算初始温度影响下峰值压力的变化幅度,即随初始温度的升高峰值压力的变化率。初始温度为300~350 K时,峰值压力变化的平均幅度为0.49%/K,这表明初始温度对于爆轰产生的冲击波峰值压力的调控作用较显著。
2.1.3 不同低反应活性气体掺混的影响
低反应活性气体可以用作稀释剂掺混至驱动气体中,达到对冲击波加载的调控作用。为探究不同低反应活性气体掺混对于爆轰产生冲击波特征的影响,选取表1中的工况3,分别掺混体积分数为50%的氦气、氮气和氩气,模拟爆轰产生冲击波的变化,结果如图10所示。
由图10可知,掺混氦气可以提高爆轰产生冲击波的峰值压力与波速,而掺混氮气和氩气时冲击波峰值压力均降低,冲击波传播速度下降。这是由于不同摩尔质量低反应活性气体稀释剂的掺混对于爆轰产生冲击波特征参数的影响不同。氢氧爆轰的主要产物为水蒸气,相比与水蒸气,氦气作为摩尔质量较轻气体,包含氦气的产物气体可以将爆轰产生的能量更好地转化为动能,因此对冲击波特征参数有较大促进作用。而氮气和氩气由于摩尔质量大于水蒸气,被驱动时消耗更多能量,使得峰值压力、冲击波波速等参数下降。
然而,摩尔质量并非不同低反应活性气体稀释剂掺混影响的决定性因素。图10中虽然氮气摩尔质量低于氩气,氮气掺混导致爆轰产生冲击波的峰值压力和波速均低于掺混氩气。由于在300~2000 K的温度范围内,氮气的比热容均高于氩气的,吸收爆轰反应的放热较多,因此爆轰产生的冲击波峰值超压和波速降低更显著。
2.1.4 低反应活性气体掺混量的影响
不同低反应活性气体的掺混可以对爆轰产生冲击波进行有效调控,而掺混量的改变同样对冲击波参数产生影响。选取表1中的工况4,模拟不同氮气掺混量(体积分数为0%、25%、50%、70%)对爆轰产生冲击波的影响,模拟结果如图11所示。
模拟结果显示,随着氮气掺混量的不断增加,爆轰产生冲击波特征参数也随之规律性变化。氮气掺混量的增加使冲击波峰值压力减小。同时,随掺混量的增加冲击波传播速度减慢。另外,氮气掺混体积的增加也使得冲击波正压作用时间得到延长。因此调整驱动气体氮气掺混量是有效调控爆轰冲击波峰值压力、冲击波波速、正压作用时间等参数的有效手段。
2.2 大型激波管几何构型
大型激波管为实现多样化冲击波加载可以采用多驱动管组成的驱动段实现,可以通过改变驱动管数量、驱动管长度等实现灵活加载。而不同几何构型对于冲击波特征参数的影响也各不相同,本研究通过改变驱动管管长以及变截面出口开口角度,研究其对爆轰冲击波特征参数产生的影响。
2.2.1 驱动管管长的影响
由于驱动管初始压力、温度不变,驱动管的长度决定氢氧混合气体量。选取表1中的工况5,分别设置长9~30 m的驱动管进行模拟。提取观测点处的压力-时间曲线,结果如图12所示。
模拟结果显示,驱动管长对于爆轰冲击波特征参数的影响较复杂。冲击波峰值压力与驱动管长度线性相关,如图13所示。
计算监测点处峰值压力随驱动管长增大的变化幅度。在驱动管长9~30 m的变化范围内,峰值压力变化的平均幅度为2.42%/m,相比驱动初始压力和初始温度的影响,驱动管长对于峰值压力的调控作用最显著,可用于大范围峰值压力变动。另外,改变驱动管长对冲击波波速的调控是非线性的,当驱动管长大于等于24 m时,爆轰产生冲击波到达观测点的时间几乎一致,而当管长小于20 m时,冲击波到达观测点的时间随管长的减小而延后。不同驱动管长条件下,管内驱动气体总量不同,管长增大,氢氧爆轰反应产生的总能量增大,使得冲击强度增高。
2.2.2 变截面出口开口角度的影响
在激波整形段后设变截面出口,通过更改出口开口角度,观察对冲击波特征产生的影响。选取表1中的工况6,设置4种变截面出口开口角度θ (tan θ = 0.0, 0.1, 0.3, 0.4),模拟结果如图14所示。
由图14可知,随着变截面出口开口角度的增大,冲击波的传播速度一致,峰值压力有所衰减,正压作用时间增长。选取3个开口角度条件下的模拟结果绘制压力云图如图15所示,可知冲击波在激波整形段的波面为平面,驱动面积较小,而进入变截面出口后管壁附近激波速度有所衰减,冲击波界面转变为曲面,进入开阔空间后以球面逐渐扩散,驱动面积逐渐增大。因此,在相同驱动能力下,变截面出口开口角度越大,冲击波因驱动面积不断增大所受阻力越大,峰值压力相应降低。
3. 基于氢氧爆轰的爆炸冲击波复现
以上模拟结果分析可知,氢氧爆轰驱动下产生的冲击波受到诸多因素的影响,且部分因素对于冲击波波形的调控是规律性的。因此,将基于已有的爆炸冲击波实验数据,分析产生同样冲击加载的氢氧爆轰驱动初始条件,并以此条件进行数值模拟,将模拟结果与实验结果进行对比。参考黑火药在空气中爆炸的冲击波压力波形实验数据[27],其中,冲击波峰值压力为1.19 MPa。将峰值压力数据代入图7所示的拟合公式,计算得到如表1中工况7所示的模拟条件。计算并提取观测点处模拟冲击波压力数据,并与实验数据[27]进行对比,如图16所示。
从图16可以看出,模拟冲击波峰值压力与实验数据[27]吻合较好,但冲击波正压作用时间与实验数据吻合度不高。由2.1.4节可知,少量掺混N2稀释剂可以增长冲击波正压作用时间,但会相对降低冲击波峰值压力。因此,掺混体积分数为25%的氮气后得到表1中工况8的模拟条件,计算并提取观测点处的压力波形数据,并与实验数据进行对比,如图17所示。
模拟结果表明,黑火药爆炸冲击波可由本研究提出的大型激波管以氢氧爆轰驱动方式产生的冲击波加以复现,且在峰值压力、正压作用时间等参数上实现了较好的复现效果。综上所述,利用氢氧爆轰进行爆炸冲击波场景复现实验切实可行。
5. 结 论
开展了大型激波管内氢氧爆轰驱动方式下冲击波形成的二维数值模拟,探究了不同因素对形成冲击波特征参量的影响,得到的结论如下。
(1)在大型激波管氢氧爆轰驱动方式下,爆轰冲击波的特征参数受到诸多因素的影响。驱动气体初始压力的提高会提高激波整形段内冲击波的驱动强度,使冲击波峰值压力和波速上升,峰值压力对初压在不同范围内变化的敏感性不同。驱动管内,初始温度的上升使得氢氧反应终态产物趋于解离态,化学平衡逆向移动,因此反应释放能量降低。另外,由于模拟驱动管内气体组分为真实气体,根据气体状态方程,在压力一定的条件下驱动气体温度的升高会导致驱动管内气体总量降低,因此爆轰产生总能量降低,进一步影响激波整形段内形成冲击波的强度下降,导致监测点处冲击波的峰值压力和波速降低。
(2)氢氧爆轰驱动方式下,在氢氧混合气体内掺混低反应活性气体也是调控爆轰冲击波特征参数的手段之一。模拟结果显示,由于氦气由于其较低的摩尔质量,包含氦气的产物气体可以将氢氧混合爆轰产生的能量更好地转化为动能,因此对冲击波特征参数有较大促进作用。但低反应活性气体摩尔质量并非决定性因素,例如氮气摩尔质量低于氩气,但由于其较高的比定压热容,在爆轰发生后可以吸收更多的反应释放能量,降低了化学能转化为动能的效率,因此氮气掺混对于冲击波驱动能力的减弱反而强于同体积的氩气掺混。
(3)激波管的几何结构同样是影响冲击波参数的重要因素。驱动管长度的变化导致驱动气体总量发生变化,驱动管内氢氧爆轰反应产生的总能量相应改变,进一步影响激波整形段中冲击波的强度,使得监测点处冲击波的峰值压力和波速发生变化。而变截面出口开口角度则改变了冲击波与被驱动空气的接触面积,使得驱动阻力发生变化,从而对冲击波的特征参数产生影响。
(4)基于模拟结果,选取黑火药爆炸冲击波实验数据作为目标,根据实验数据特征参数,利用数值方法模拟大型激波管氢氧爆轰驱动冲击波调控过程,实现了在大型激波管中利用氢氧爆轰驱动方式对爆炸冲击波的模拟复现。
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表 1 不同工况初始条件设置
Table 1. Initial settings of different working conditions
工况 驱动气体组分 低反应活性气体掺混 ϕ/% T0/K p0/MPa L/m φ tan θ 1 H2/O2 无 0 300 1.0~2.0 30 1 0.3 2 H2/O2 无 0 300~350 2.0 30 1 0.3 3 H2/O2 N2/He/Ar 50 300 1.0 30 1 0.3 4 H2/O2 N2 25~50 300 1.0 30 1 0.3 5 H2/O2 无 0 300 3.0 9~30 1 0.3 6 H2/O2 无 0 300 1.0 30 1 0.1~0.4 7 H2/O2 无 0 300 2.685 30 1 0.3 8 H2/O2 N2 25 300 2.69 30 1 0.3 表 2 七步氢氧化学反应简化机理模型参数
Table 2. Parameters for seven-step hydrogen-oxygen chemical reaction mechanism model
反应步 基元反应 A n Ea/(kJ∙mol−1) 1 H2+O2 = OH+OH 1.70×1013 0.00 101.07 2 H+O2 = O+OH 1.20×1017 −0.91 34.77 3 H2+OH = H2O+H 2.20×1013 0.00 10.84 4 H2+O = OH+H 5.06×104 2.67 13.24 5 OH+OH = H2O+O 6.30×1012 0.00 2.30 6 OH+H+M = H2O+M 2.12×1022 −2.00 0.0 7 H+H+M = H2+M 7.30×1017 −1.00 0.0 注:(1)第6步第三体碰撞系数:H2(2.5)、H2O(12)、N2(1.0)、Ar(0.4)、He(0.4)(2)第7步第三体碰撞系数:H2(2.5)、H2O(12)、N2(1.0)、Ar(0.5)、He(0.5) -
[1] 杨鑫, 石少卿, 程鹏飞, 等. 爆炸冲击波在空气中传播规律的经验公式对比及数值模拟 [J]. 四川建筑, 2007, 27(5): 71–73. DOI: 10.3969/j.issn.1007-8983.2007.05.033. [2] 陈宏, 赵伟, 林建民, 等. 用双爆轰驱动的激波管技术 [C]//第十届全国激波与激波管学术讨论会论文集. 黄山: 中国力学学会直属激波与激波管专业组, 2002. [3] 张玉磊, 王胜强, 袁建飞, 等. 不同量级TNT爆炸冲击波参数相似律实验研究 [J]. 弹箭与制导学报, 2016, 36(6): 53–56. DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2016.06.014.ZHANG Y L, WANG S Q, YUAN J F, et al. Experimental research on similarity law of explosive shock wave parameters with different orders of magnitude TNT [J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2016, 36(6): 53–56. DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2016.06.014. [4] SADOVSKII M A. Mechanical action of air shock waves of explosion, based on experimental data [M]. Moscow: Nauka Press, 1952. [5] BRODE H L. Numerical solutions of spherical blast waves [J]. Journal of Applied Physics, 1955, 26(6): 766–775. DOI: 10.1063/1.1722085. [6] BRODE H L. Blast wave from a spherical charge [J]. The Physics of Fluids, 1959, 2(2): 217–229. DOI: 10.1063/1.1705911. [7] HENRYCH J. The dynamics of explosion and its use [M]. Amsterdam: Elsevier, 1979. [8] TOLBA A F F. Response of FRP-retrofitted reinforced concrete panels to blast loading [D]. Ottawa: Carleton University. 2002. [9] 周丰峻, 郑磊, 孙云厚, 等. 真实空气中TNT装药爆炸近区冲击波传播特性研究 [J]. 中国工程科学, 2017, 19(6): 18–26. DOI: 10.15302/J-SSCAE-2017.06.004.ZHOU F J, ZHENG L, SUN Y H, et al. Research on propagation characteristic in close-in field of shock wave of TNT charge explosion [J]. Strategic Study of CAE, 2017, 19(6): 18–26. DOI: 10.15302/J-SSCAE-2017.06.004. [10] 刘科种. 爆炸能量输出结构与高威力炸药研究 [D]. 北京: 北京理工大学, 2009.LIU K Z. Study on explosive energy output structure and high explosive charge [D]. Beijing: Beijing Institute of Technology, 2009. [11] 康越, 张仕忠, 张远平, 等. 基于激波管评价的单兵头面部装备冲击波防护性能研究 [J]. 爆炸与冲击, 2021, 41(8): 085901. DOI: 10.11883/bzycj-2020-0395.KANG Y, ZHANG S Z, ZHANG Y P, et al. Research on anti-shockwave performance of the protective equipment for the head of a soldier based on shock tube evaluation [J]. Explosion and Shock Waves, 2021, 41(8): 085901. DOI: 10.11883/bzycj-2020-0395. [12] WU C Q, HAO H. Modeling of simultaneous ground shock and airblast pressure on nearby structures from surface explosions [J]. International Journal of Impact Engineering, 2005, 31(6): 699–717. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2004.03.002. [13] 仲倩, 王伯良, 黄菊, 等. TNT空中爆炸超压的相似律 [J]. 火炸药学报, 2010, 33(4): 32–35. DOI: 10.3969/j.issn.1007-7812.2010.04.008.ZHONG Q, WANG B L, HUANG J, et al. Study on the similarity law of TNT explosion overpressure in air [J]. Chinese Journal of Explosives and Propellants, 2010, 33(4): 32–35. DOI: 10.3969/j.issn.1007-7812.2010.04.008. [14] 张军, 黄含军, 王军评, 等. 炸药驱动式爆炸管的载荷计算 [J]. 装备环境工程, 2021, 18(5): 21–27. DOI: 10.7643/issn.1672-9242.2021.05.004.ZHANG J, HUANG H J, WANG J P, et al. Simulation on the blast load inside the explosively drived shock tube [J]. Equipment Environmental Engineering, 2021, 18(5): 21–27. DOI: 10.7643/issn.1672-9242.2021.05.004. [15] 白旭. 激波管波形控制技术研究 [J]. 仪表技术, 2023(1): 69–74. DOI: 10.19432/j.cnki.issn1006-2394.2023.01.012.BAI X. Research on shock tube waveform control technology [J]. Instrumentation Technology, 2023(1): 69–74. DOI: 10.19432/j.cnki.issn1006-2394.2023.01.012. [16] 杨军, 薛斌. 激波管管长对阶跃压力波形的影响分析 [J]. 振动与冲击, 2019, 38(3): 252–257. DOI: 10.13465/j.cnki.jvs.2019.03.035.YANG J, XUE B. Effects of shock tube length on step pressure waveform [J]. Journal of Vibration and Shock, 2019, 38(3): 252–257. DOI: 10.13465/j.cnki.jvs.2019.03.035. [17] 杨基明, 李祝飞, 朱雨建, 等. 激波的传播与干扰 [J]. 力学进展, 2016, 46(1): 201613. DOI: 10.6052/1000-0992-16-009.YANG J M, LI Z F, ZHU Y J, et al. Shock wave propagation and interactions [J]. Advances in Mechanics, 2016, 46(1): 201613. DOI: 10.6052/1000-0992-16-009. [18] 任辉启, 王世合, 周松柏, 等. 大型爆炸波模拟装置研制及其应用 [C]//第十六届全国激波与激波管学术会议论文集. 洛阳: 中国力学学会激波与激波管专业委员会, 2014: 10–22. [19] 谷笳华, 李仲发, 方治家. 用氢氧爆轰驱动气体直接模拟爆炸波 [C]//第十届全国激波与激波管学术讨论会. 黄山: 中国力学学会直属激波与激波管专业组, 2002. [20] 俞鸿儒, 赵伟, 袁生学. 氢氧爆轰驱动激波风洞的性能 [J]. 气动实验与测量控制, 1993, 7(3): 38–42.YU H R, ZHAO W, YUAN S X. Performance of shock tunnel with H2-O2 detonation driver [J]. Amrodynamic Experiment and Measurement & Control, 1993, 7(3): 38–42. [21] 俞鸿儒. 氢氧燃烧及爆轰驱动激波管 [J]. 力学学报, 1999, 31(4): 389–397. DOI: 10.3321/j.issn:0459-1879.1999.04.002.YU H R. Oxy-hydrogen combustion and detonation driven shock tube [J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 1999, 31(4): 389–397. DOI: 10.3321/j.issn:0459-1879.1999.04.002. [22] 俞鸿儒, 李斌, 陈宏. 激波管氢氧爆轰驱动技术的发展进程 [J]. 力学进展, 2005, 35(3): 315–322. DOI: 10.3321/j.issn:1000-0992.2005.03.002.YU H R, LI B, CHEN H. The development of gaseous detonation driving techniques for a shock tube [J]. Advances in Mechanics, 2005, 35(3): 315–322. DOI: 10.3321/j.issn:1000-0992.2005.03.002. [23] 崔云霄, 王万鹏, 王雷元, 等. 压缩气体驱动大型激波管内部流场的数值模拟 [C]//中国计算力学大会2014暨第三届钱令希计算力学奖颁奖大会论文集. 贵阳: 中国力学学会计算力学专业委员会, 2014. [24] 韩文虎, 张博, 王成. 气相爆轰波起爆与传播机理研究进展 [J]. 爆炸与冲击, 2021, 41(12): 121402. DOI: 10.11883/bzycj-2021-0398.HAN W H, ZHANG B, WANG C. Progress in studying mechanisms of initiation and propagation for gaseous detonations [J]. Explosion and Shock Waves, 2021, 41(12): 121402. DOI: 10.11883/bzycj-2021-0398. [25] DAVIDENKO D, GÖKALP I, DUFOUR E, et al. Numerical simulation of hydrogen supersonic combustion and validation of computational approach [C]//12th AIAA International Space Planes and Hypersonic Systems and Technologies. Norfolk: 2013. DOI: 10.2514/6.2003-7033. [26] YAMANAKA A, ARIGA Y, OBBARA T, et al. Study on performance of detonation-driven shock tube [J]. JSME International Journal Series B Fluids and Thermal Engineering, 2002, 45(2): 425–431. DOI: 10.1299/jsmeb.45.425. [27] 佐建君. 典型环境中特定炸药爆炸冲击波超压及安全防护 [D]. 北京: 北京理工大学, 2006. -