進氣道堵蓋打開過程數值模擬*

張曉旻，楊石林，李 璞

(中國航天科技集團公司四院四十一所，西安 710025)

進氣道堵蓋打開過程數值模擬*

張曉旻，楊石林，李 璞

(中國航天科技集團公司四院四十一所，西安 710025)

為獲得整體式固沖發動機轉級過程中進氣道堵蓋(包括入口堵蓋與出口堵蓋)打開過程的流動形態，建立了進氣道二維模型，利用Fluent動網格技術和UDF方法，開展了進氣道堵蓋打開過程非穩態流場研究。結果表明，在入口堵蓋打開前，進氣道前端形成強烈的弓形激波；在入口打開、出口未開的過程中，沿進氣道軸向各監測點壓強呈現周期性變化，振蕩頻率為100 Hz左右，出口堵蓋位置壓強振蕩幅值為0.53 MPa；在出口打開后，補燃室殘余熱量形成的壓強峰導致進氣道在短時間內無法起動，隨著背壓降低至小于進氣道再起動反壓，進氣道完全起動。

進氣道；堵蓋打開過程；轉級過程；數值模擬

0 引言

整體式固體火箭沖壓發動機轉級過程通過進氣道入口[1]、出口堵蓋[2]來銜接助推段和續航段。在工作過程中，進氣道入口堵蓋、出口堵蓋需按時序依次打開，使進氣道能夠捕獲來流，堵蓋打開后，隨著來流空氣與補燃室中助推裝藥殘余物(包括襯層、殘藥、絕熱層等)的混合燃燒，會在補燃室中產生一個瞬時壓強峰，該壓強峰會對轉級過程造成災難性破壞、導致飛行失利[3]。國內外學者針對轉級過程進氣道流動形態開展了相關研究， Hagelunaler M和Tam C J針對Dulm提出的機體一側轉動擋板開啟過程進行了穩態數值模擬研究[4-5]；在X-43A的設計過程中，其研究人員也對開啟時間等因素對進氣道的影響進行了研究[6]；王翼通過試驗開展了超高速進氣道入口開啟機構對進氣道的啟動性能影響研究[7]；白曉征、孫振華等對無入口堵蓋的進氣道在助推階段進氣道的自激振蕩現象進行了研究[8-9]。楊石林等對固沖發動機轉級過程中進氣道動態特性開展了研究分析[10]；何勇攀等研究了整體式固體火箭沖壓發動機轉級過程中的變化情況,分析了堵蓋打開前進氣道內的壓力振蕩過程、無噴管助推器排氣過程、堵蓋打開后的反壓等因素對轉級過程的影響[11]。國內外學者的研究主要集中在堵蓋打開前后的穩態過程，對進氣道入口、出口堵蓋聯合打開過程的非穩態過程研究較少。

本文針對進氣道入口堵蓋打開過程、出口堵蓋打開后補燃室壓強峰對進氣道的非穩態過程開展研究，利用FLUENT軟件的動網格技術、UDF技術進行堵蓋打開過程的數值模擬，對其動態特性進行數值分析，深入地研究整體式固沖發動機轉級過程中進氣道流動形態。

1 物理模型

1.1 工作過程描述

進氣道堵蓋包括入口堵蓋和出口堵蓋。本文入口堵蓋采用連桿機構方案，利用進氣道部分壓縮面作為入口堵蓋；出口堵蓋采用火工品破碎式堵蓋方案，利用高強陶瓷材料作為堵蓋材料，圖1為機構工作原理和模型。

轉級前，入口堵蓋通過連桿機構固定在進氣道入口前緣，出口堵蓋火工品不工作，實現進氣道堵蓋封堵，見圖1(a)。

轉級時，入口堵蓋在機構作用下，繞轉軸做旋轉，并運動到位，形成完整的進氣道壓縮面，實現入口堵蓋打開；在入口堵蓋打開一定時間后，出口堵蓋火工品工作，實現堵蓋破碎。

轉級后，進氣道堵蓋完全打開，來流空氣進入補燃室，見圖1(b)，轉級過程完成。

1.2 轉級時序

轉級過程時序見圖2，入口、出口堵蓋按時序依次打開、間隔時間為30 ms。其中，入口打開時間為10 ms，出口打開時間假設為0 s，轉級時間共計100 ms。

1.3 出口堵蓋打開后壓強曲線

為方便分析，用出口堵蓋位置處壓強表征補燃室壓強，出口堵蓋打開后，由于補燃室殘余物不斷釋放熱量，補燃室壓強逐漸增高，直到壓強峰值達到0.35 MPa、隨著釋放的熱量逐漸排除，補燃室壓強逐漸降低直到0.17 MPa，整個過程持續約25 ms，壓強曲線見圖3。

2 數值方法

本文計算主要關注進氣道流動形態。因此，將計算域取為進氣道流道，補燃室中的容積效應等動力學環節簡化為出口堵蓋壓強的變化。

2.1 入口堵蓋運動模擬

入口堵蓋運動的過程涉及到計算邊界的移動，求解區域的網格必須隨時間不斷更新。入口堵蓋的運動利用UDF程序DEFINE_CG_MOTION函數[12]模擬入口堵蓋隨時間變化的剛體運動規律，網格更新采用基于ALE方法的非結構動網格適應調整技術，將網格變形和局部網格重構方法相結合，在每一時間步內，對網格進行更新，來適應流場計算域與對應網格的相應調整[13]。

2.2 出口堵蓋壓強載荷模擬

根據時序，入口堵蓋打開后，出口堵蓋處于封堵狀態，將出口堵蓋處設置為固壁；30 ms后，出口堵蓋打開后，出口堵蓋通過UDF程序DEFINE_PROFILE函數[14]加載隨時間變化的壓強載荷。

2.3 網格及邊界條件

計算域的網格如圖4所示，采用ICEM進行網格生成，為提高計算精度及效率，計算域分兩部分，以轉軸為中心的壓縮面運動區域采用非結構網格填充，其余區域采用結構化網格進行填充，網格總數約6.39萬左右，結構網格與非結構網格區域通過interface交界面來傳遞流場數據。

計算中，用到了壓力遠場邊界(H=10 km、Ma=2.5、α=0°、β=0°)、interface交界面、壓力出口邊界以及無滑移絕熱固壁邊界。

為考察進氣道的流動形態，定義A為進氣道的前緣，BD為入口堵蓋，B為入口堵蓋的前端轉軸點，D為入口堵蓋末端運動點，C為壓縮面上固定的點、入口打開后該點與D點重合，P1測點為一級楔面起點，P2測點為進氣道喉部，P3測點為進氣道出口堵蓋3個測壓點。

3 結果分析與討論

使用上述參數，進行了進氣道打開過程二維非穩態流場數值模擬研究，圖5給出了轉級過程中P1～P3監測點的壓力隨時間的變化歷程。下面結合各時間段進氣道流動形態進行分析。

3.1 入口堵蓋封堵

首先，計算進氣道入口封堵時的定常流場，馬赫數等值線如圖6所示。由于進氣道入口封堵，在進氣道前方形成脫體激波EFG，在壁面誘導了邊界層分離，分離點H位于B點之前，分離的邊界層相當于抬高了壁面，使得激波EH變彎曲。

3.2 入口堵蓋打開過程(0～10 ms)

(1)2.5 ms前，各監測點壓強變化較小，結合圖7(a)分析認為，入口堵蓋打開幅度較小，進入的空氣流量較小，還不足以對進氣道流動產生影響。

(2)2.5 ms后，各監測點壓強開始變化，P1點壓強驟降至0.04 MPa，并持續5 ms左右；P2、P3點壓強開始升高，在7 ms左右達到極值，P2點為0.29 MPa左右，P3點為0.43 MPa左右、接近來流總壓；結合圖7(a)～(d)分析認為，隨著入口堵蓋的逐漸打開，氣流不斷進入內流道，前方的脫體激波迅速后移，且強度逐漸減弱，第一、二道外壓斜激波逐步形成(見圖7(b)、(c))；同時，空氣進入進氣道后滯止、減速，壓力迅速上升，加之當地馬赫數較低，壓力分布較均勻。隨著空氣的持續涌入，進氣道內流量累積，壓力進一步升高，高反壓的影響沿亞聲速流場上溯至進氣道入口，使得當地氣流速度逐漸降低。7.5 ms時，進氣道內氣流已經完全處于倒流狀態(見圖7(d))。

(3)7.5 ms后，P1點壓強開始增加，在9.5 ms左右升至0.23 MPa，P2、P3點壓強開始下降。12 ms時，P2、P3點壓強達到最低值，P2點為0.16 MPa左右，P3點為0.1 MPa左右。

結合圖7(e)～(g)分析認為，隨著進氣道內空氣的流出，弓形波前移，進氣道內的壓力不斷下降，P1點先暴露，壓強開始上升，P2、P3點壓強逐漸降低；隨著流出進氣道的氣流進一步膨脹加速，弓形波移到進氣道前緣，進氣道壓縮面形成的斜激波完全消失(見圖7 (e)、( f))。

(4)入口打開過程中，進氣道完成了一次充填和釋放，壓強變化周期為10 ms左右。

3.3 入口打開、出口封堵(10～30 ms)

(1)從圖8可知，10 ms后，P2、P3點壓強隨時間基本呈2個周期的正弦規律變化，且P3點壓強振蕩曲線較平滑，P2、P3振蕩相位差較小，各監控點振蕩接近于整體振蕩模式[9]，振蕩周期為10 ms左右，振蕩頻率約為100 Hz。

結合圖8，分析如下：隨著進氣道內的壓力不斷下降，弓形激波又逐漸后移(見圖8(a ))，15 ms時，壓縮面上的斜激波基本形成，進氣道捕獲的流量不斷增加；17 ms時，累積的流量導致反壓升高，最終導致激波推出；到19.8 ms時，推出的激波逐漸前移到進氣道前緣之前；到22 ms時，弓形激波又開始后移，且位置與12 ms時基本相同，流動完成了一個周期；之后，將重復上述過程，進氣道不斷增壓、減壓，外流場的激波位置也會隨之反復變化，振蕩循環2個周期，直到進氣道出口堵蓋打開[8]。

(2)從圖8可知，P1點整體變化規律與P2、P3點一致，但振幅較小、波谷較平，且與P2、P3存在相位差。分析認為，是由于進氣道氣流振蕩導致的氣流累積和推出現象，在進氣道壓縮面前部，由于氣流流動，使部分氣流脈動得以損耗，因此其振幅較P2、P3點附近小；由于波系的形成是動態過程，P1～P3由于軸向位置不同，形成振蕩的時間有先后，因此存在相位差；同時，在波系形成過程中，第一道斜激波形成后，P1點壓強與來流靜壓一致，因此形成較平的波谷(見圖8(b))。

(3)從圖8可知，P3點壓強幅值為0.53 MPa，超過了10 km、Ma=2.5的來流總壓(0.45 MPa)。分析認為，對于進氣道通道形成的振蕩系統是無阻尼的，來流的能量補償了振蕩系統自身的損耗，當能量補償超過系統損耗時，監控點壓強峰值會出現超過來流總壓的情況，在進氣道結構設計和出口堵蓋承外壓能力設計時，需要關注。

3.4 出口堵蓋打開后(30～100 ms)

出口堵蓋打開后，在補燃室壓強與來流作用下，進氣道流動形態發生了劇烈的變化。

(1)在30～40 ms內，由于補燃室背壓殘余熱效應的影響，P3點壓強由在30～40 ms內的0.15 MPa上升至0.35 MPa、P1點壓強驟降至0.04 MPa，并持續10 ms左右，P2點壓強形成2個周期的振蕩變化，振蕩周期為4.5 ms左右，振蕩頻率約為220 Hz，幅值為0.35 MPa左右，這與補燃室背壓值的最大值接近。

結合圖9，分析如下：出口堵蓋打開后，由于背壓變為0.15 MPa，來流的能量高于出口堵蓋初始壓強傳來的能量，弓形激波迅速后移(圖9(a))，第一、二道外壓斜激波形成(圖9(b))，P1點壓強驟降至0.04 MPa；隨著背壓的升高，35 ms后，來流逐漸累積的能量開始釋放、空氣開始回流，斜激波逐漸被推出(圖9(c))，隨著來流的能量補充和背壓聯合作用，使氣流在進氣道喉部反復累積和推出，在P2位置形成局部振蕩。由于P2位置總能量低于P1位置總能量，P2的振蕩無法影響P1位置的斜激波。因此，P1點壓強位置維持了10 ms。

(2)在40～55 ms內，由于補燃室殘余熱效應的減弱，P3點壓強由0.35 MPa逐漸降至0.17 MPa左右，P1點壓強由0.04 MPa突升至0.2 MPa左右，隨時間逐漸呈下降趨勢，P2點壓強隨時間在0.18 MPa左右小幅振蕩。

分析認為，雖然P3壓強在逐漸降低，但由于來流的持續補充，出口堵蓋流通能力不足，導致進氣道產生較大溢流，破壞了壓縮面形成穩定斜激波，弓形激波在43 ms時，達到極限(圖9(d))，并穩定到51 ms時(圖9(e))，P1點壓強升高至0.2 MPa，隨著溢流氣流的擴散，P1點壓強逐漸降低，P2點由于進氣道空氣流量的溢流與補燃室背壓產生的能量補充溢流和來流的能量補充維持了約8 ms的平衡，從而形成了0.18 MPa左右的小幅振蕩。

(3)55 ms后，P3壓強保持在0.17 MPa左右，P1

壓強逐漸降低，在62 ms降至0.04 MPa；P2壓強50 ms后開始小幅振蕩，在60～70 ms內形成5個周期的正弦振蕩，2個周期的變化振蕩周期2 ms、頻率約為500 Hz、幅值0.23 MPa左右；在68 ms后，P2、P3點壓強分別突降至0.128、0.036 MPa。

結合圖9，分析如下：由于P3降至0.17 MPa左右、進氣道背壓遠小于再啟動反壓，在來流與背壓、溢流的抗衡中，來流能量的持續補充逐漸成為主導，進氣道開始起動，弓形波開始后移，第一道斜激波形成時，P1壓強驟降至0.04 MPa，并持續至轉級結束(圖9(f))；由于進氣道結尾正激波的穩定過程，導致氣流的小幅振蕩，P2壓強形成了振蕩；隨著來流能量的持續補充，進氣道完全起動(圖9( h))，結尾正激波穩定在擴張段，進氣道再起動時間為13 ms左右。

4 結論

(1)進氣道入口堵蓋打開過程中，進氣道完成了一次氣流充填和釋放，P3點幅值為0.43 MPa，接近來流總壓；

(2)入口打開后、出口未打開時，進氣道各監測點壓強呈現周期性變化，形成2個周期的正弦振蕩，振蕩頻率為100 Hz，不同位置處振蕩幅度不同，越接近出口堵蓋處，壓強振蕩幅度越大，幅值為0.53 MPa，超過來流總壓，且振蕩衰減較慢；在工程應用中，應充分考慮其對進氣道結構、出口堵蓋承外壓能力的影響；在工程應用中，必須合理設置進氣道入口、出口打開間隔時間，避免由于激波振蕩導致的結構性破壞；

(3)出口堵蓋打開后，補燃室殘余物形成的壓強峰導致進氣道在短時間內無法起動，且在壓強峰值附近形成8 ms左右穩定的弓形激波，這對飛行器將形成災難性的結果，必須采取措施，避免補燃室形成的壓強峰；隨著補燃室壓強的逐漸降低，當背壓遠小于進氣道再起動反壓，進氣道開始起動，起動過程中，進氣道喉部P2形成了5個周期的正弦振蕩，周期為2 ms、幅值為0.23 MPa左右；之后，進氣道完全起動，起動時間為13 ms左右。

(4)研究結果對以整體式固沖發動機為動力的飛行器時序設計、氣動設計以及進氣道的結構設計具有較好的指導意義。

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(編輯：崔賢彬)

Numerical simulations of the inlet cover opening process

ZHANG Xiao-min,YANG Shi-lin,LI Pu

(The 41st Institute of the Fourth Academy of CASC,Xi'an 710025,China)

In order to obtain the flow pattern in the process of the intake port opening(including entrance cover and exit cover)during transition process for the integral solid propellant ducked rocket (ISPDR).A two dimensional model of intake port is established.Dynamic mesh technology and UDF method for Fluent software is used.Unsteady numerical simulation of the intake port opening process was performed.Simulation results showed that an intense bow shock was formed in front end of the inlet before the entrance cover opening.The pressure of each monitoring point along the axis direction of inlet had presented the periodic variations during the inlet entrance clover opening while the exit cover shutting,its oscillation frequency was about 100 Hz，the oscillation amplitude of the pressure at the position of exit cover was 0.53 MPa.After the exit cover opening,the inlet can't be started in a short time owing to the pressure peak formed by the residues at afterburning chamber.When the back pressure of chamber dropped to a point that was less than the restarting counter pressure of inlet,the inlet would be completely started.

inlet；the inlet cover opening process；transition process；numerical simulations

2016-04-05；

2016-07-25。

張曉旻(1975—)，男，高級工程師，研究領域為火箭總體設計技術。E-mail:xm_bj@sina.com

V435

A

1006-2793(2017)03-0307-06

10.7673/j.issn.1006-2793.2017.03.007