弹载气流压电发电机环隙变截面进气孔

吕 娜，蔡建余，2，陈荷娟

（1.南京理工大学智能弹药技术国防重点学科实验室，江苏 南京 210094；2.南京化工职业技术学院，江苏 南京 210048）

0 引言

当前，对引信弹载物理电源要求越来越高，特别是小口径弹药引信弹载物理电源的小体积高能量矛盾越来越突出［1］。美国早在20世纪70年代就已开展了这方面的研究［2］，参考文献［3］根据美科学家公布的弹载气流磁电发电机发电原理，提出改变换能方式的小型弹载气流压电发电机方案，这种弹载气流压电发电机利用载体运动中相对气流进入小孔和空室后的旋涡脱落产生声波激发腔体结构振动，由压电装置完成振电换能。因此，合理的进气孔结构，对于小型发电机高性能驱动至关重要。由于文献［3］中的环隙直进气结构难以在满足气流产生漩涡脱落条件的同时满足小尺寸要求，本文在其基础上提出了应用于弹载气流压电发电机的环隙变截面进气孔结构。

1 环隙等截面直孔几何模型

小型气流发电机进气孔孔径较小，不适宜采用风动涡轮驱动，利用流体致振、声学共振驱动原理，设计一种非旋转式直孔结构，具有结构简单、噪声小、可靠性好、易于小型化等优点。非旋转式直孔内流态、速度分布直接决定能否激发压电换器和影响发电机出力。参考文献［3］提出的环隙阻塞型等截面结构如图1所示，称该进气孔为环隙等截面直孔。

图1 环隙等截面直孔Fig.1 Annular identical cross-section straight pipe

假设，不考虑管壁的受力与形变，简化图1进气孔为环隙加直孔段L2（即流场计算域）。为便于观察流态发展并趋均匀，仿真几何模型适当加长了直孔段尺寸（注：仿真结果仅显示实际物理模型区域）。

图2（a）所示是图1直孔内流场计算域几何模型，进口面为环隙口，气流从末端的出口面流出。图2（b）是其内流场计算域物理模型透视图。创建的进气孔零件几何模型要求满足以下条件［4］：1）进气孔内，尤其是出流截面流场要尽可能均匀；2）进气孔内压力损失尽可能小，以降低整个进气装置的压损；3）进气孔在满足进气条件下尽可能小，以节省装配空间和提高比功率。

图2 环隙等截面直孔几何模型和透视图Fig.2 Geometric model of annular identicalcross-section straight pipe

2 环隙变截面直孔几何模型

流体致振理论指出，当雷诺数为临界雷诺数时湍流状态出现，此时漩涡会以某个固定的频率脱离。若要使图1结构阻塞出流形成漩涡脱落并激发振动，则环形间隙段内必须完成气流转捩，即将外部层流气流转变为湍流状态。但是，入流经过环形间隙段后其流速降低了，且雷诺数也不稳定，这种情况难以形成漩涡脱落并激发振动。因此，必须提高孔内雷诺数和加速出口气流流速。

为此提出了图3所示改进结构，即环隙变截面收缩孔，它由转捩段 （L1）、发展段（L2）、加速段（L3）三部分组成。f1为进气口面，f2为发展段与加速段交界面，f3为出气口面，D和d分别为环形气隙的外径和内径。转捩段仍为等截面环隙柱形结构（图中未画出加强筋）。为了加速近壁面附面层的转捩，发展段也仍为等截面直孔，加速段用变截面喇叭形收缩孔。为了满足孔出流截面流场和装配空间要求，在其他结构不变的条件下，分别改变参数L1、L2、D的值观察孔内流场。

图3 环隙变截面收缩孔Fig.3 Annular variable cross-section shrink pipe

将图4的几何模型导入网格划分软件ICEM CFD，采用六面体网格划分法自定义网格尺寸使得近壁面网格较密，以便于对附面层观察和分析，见图5。

图4 环隙变截面收缩孔几何模型和透视图Fig.4 Geo metric model and perspective of annular variable cross-section shrink pipe

图5 进气孔内流整体和表面网格Fig.5 Mesh of airflow in the inlet pipe

3 进气孔流场数值模拟及结果分析

3.1 内湍流场数值计算方法

应用雷诺平均N-S方程，湍流模型采用标准k-ε两方程模型，离散格式采用有限体积法一阶迎风离散格式。

标准k-ε模型在一方程的基础上，引入湍动耗散率ε，其定义为［5］：

湍动粘度μt可表示成k和ε的函数：

分别对应于k和ε的输运方程为：

3.2 内流场数值模拟及气流速度分布

假设进气口面f1的速度分布均匀，v＝50 m／s，则得到环隙型变截面进气孔孔内流线如图6（a）所示。由于直孔发展段前端的截面突然变化，在其尾部出现分离、产生低压区，回流导致漩涡。图6（b）为区域A中漩涡放大矢量图。

而环隙型等截面进气孔在环隙尾部区域B中也产生了漩涡现象，见图7。图8（a）、（b）分别为环隙型等截面直孔与环隙型变截面收缩孔在出口面f3上速度分布。对比两种结构的内湍流度场分布，变截面收缩孔不仅速度分布均匀快，而且速度峰值大于环隙型等截面直孔，达140 m／s。

图6 变截面收缩孔流线和速度矢量图Fig.6 Streamlines and vectors in the variable cross-section intake pipe

图7 等截面直孔流线和速度矢量图Fig.7 Streamlines and vectors in the identical cross-section intake pipe

图8 两种进气孔出口面速度分布图Fig.8 Velocity distributions in the outlets of the t wo kinds of intake pipes

3.3 转捩段长度与气流速度分布的关系

在发展段L2和加速段L3不变的条件下，比较不同转捩段长度L1对孔内流速度分布的影响作用。分别取L1＝5、10、15 mm时，求得进气孔在交界面f2上的气流速度分布情况如图9所示。

图9 不同L 1在截面f 2上速度分布图Fig.9 Velocity distributions in f 2 with different L 1

从图9可见转捩段长度L1对孔内流的速度发展影响作用不大，在满足转捩条件下，适当的减小L1的长度，有利于减小装置的轴向尺寸，满足引信电源小型化要求。

3.4 发展段长度与气流速度分布的关系

在转捩段和加速段结构不变条件下，观察改变发展段长度L2对进气孔内气流速度场分布的影响。取L2＝0、10、20、30 mm 4种尺寸，在L3＝10、20、30、40 mm情况下出口面上速度分布如图10—图13所示。

图10 L 3＝10 mm时4种尺寸孔出口面速度分布图Fig.10 Velocity distributions in outlets of the four different sizes pipes when L 3＝10 mm

图11 L 3＝20 mm时4种尺寸孔出口面速度分布图Fig.11 Velocity distributions in outlets of the four different sizes pipes when L 3＝20 mm

图12 L 3＝30 mm时4种尺寸孔出口面速度分布图Fig.12 Velocity distributions in outlets of the four different sizes pipes when L 3＝30 mm

图13 L 3＝40 mm时4种尺寸孔出口面速度分布图Fig.13 Velocity distributions in outlets of the four different sizes pipes when L 3＝40 mm

从图中可以得到以下结论：

1）当L3较小时，L2变化对出口面速度分布影响较大，L2越大出口面速度分布越趋于均匀，如图10中L3＝10 mm情形。

2）当L3增大到一定程度时，L2变化对出口速度分布影响不明显，如图13中L3＝40 mm情形。

3）适中L3值，存在一个临界值L＊2，当发展段L2≥L＊2时，出口面速度分布变化不明显，这时可以忽略L2的影响；当L2＜L＊2时，L2越大孔内气流速度发展越快。

4）L1和L3不变，速度峰值（最大值）对L2的变化不敏感。

3.5 孔径与进气管气流速度分布的关系

在进气孔口壁厚、间隙不变的情况下，设d＝0.4D，取L1＝5 mm，L2＝10 mm，L3＝45 mm，D＝5、10、20 mm。距进口面f1的距离为x，分别计算x＝15、30、45、60 mm截面上的速度分布如图14—图17。为便于比较不同孔径的速度陡峭程度，对数据做了归一化处理，横轴为R／Rmax，纵轴为V／Vmax。

图14 x＝15 mm截面处速度分布Fig.14 Velocity distributions of different dia meter pipe at the cross-section where x＝15 mm

图15 x＝30 mm截面处速度分布Fig.15 Velocity distributions of different dia meter pipe at the cross-section where x＝30 mm

图16 x＝45 mm截面处速度分布Fig.16 Velocity distributions of different dia meter pipe at the cross-section where x＝45 mm

图17 x＝60 mm截面处速度分布Fig.17 Velocity distributions of different dia meter pipe at the cross-section where x＝60 mm

不难看出，外径较小进气孔其气流速度分布发展较快，随着流态的发展其差别越来越小。因此，若进气孔较短，孔内流的速度发展研究需考虑孔径的影响；若进气孔较长，则可以忽略孔径对管内湍流速度分布影响。

4 结论

本文提出的环隙型变截面进气孔结构。该结构将文献［1］的环隙型直进气孔结构改为环隙变截面收缩孔，主要由环隙转捩段、直孔发展段和收缩孔加速段组成。仿真表明：环隙口形成的湍流，其发展对转捩段长度不敏感，在经过直孔和收缩孔的组合结构后，气流速度分布更快达到均匀的同时速度提高更快，速度分布直接受孔长度影响，外径较小进气孔其速度分布发展较快。这对于进一步工程设计和结构小型化有参考价值，有利于进气流调制和提高发电机换能效率，解决了原结构存在的问题。进一步的改进研究有望得到小型化气流速度分布均匀的进气孔结构。

［1］孙加存，陈菏娟.小口径机电引信压电电源研究［J］.探测与控制学报，2005，27（5）：34-36.SUN Jiacun，CHEN Hejuan.The research on piezoeletricitical power-supply applied in small-caliber electro mechanical f uze［J］.Jour nal of Detection ＆ Contr ol，2005，27（5）：34-36.

［2］雷军命.引信气流谐振压电发电机［J］.探测与控制学报，2009，31（1）：23-26.LEI Jun-ming.An air-driven fluidic resonance piezoelectric generator f or f uzes［J］.Journal of Detection ＆ Control，2009，31（1）：23-26.

［3］李映平.引信压电发电机原理及试验研究［D］.南京：南京理工大学，2006.

［4］闫雪山.轴流压气机进气蜗壳流场分析［D］.哈尔滨：哈尔滨工程大学，2008.

［5］王福军.计算流体动力学分析——CFD软件原理与应用［M］.北京：清华大学出版社，2010.