發射過程中導彈噴管降載方法研究

汪太琨，王彥濤

(鄭州機電工程研究所 河南省水下智能裝備重點實驗室，河南 鄭州 450015)

0 引 言

彈射式導彈發射裝置采用具有高內能的氣體作為工質，通過其膨脹做功來增加導彈的動能和勢能，使導彈達到一定的出筒速度，從而完成發射任務。常見的彈射用工質主要包括高壓冷空氣和固體推進劑燃氣。燃氣蒸汽式發射裝置[1–5]則是利用高溫燃氣和冷卻水的摻混物作為工質，通過調節氣/水混合比來實現彈射用工質的能量調節，從而滿足不同的發射速度需求[4–8]。通常情況下工質溫度可以達到 1 500～2 000 K[5,7]。在發射過程中，彈射用工質如果直接作用到導彈尾部，導彈發動機的噴管會承受比較嚴酷的力、力矩和熱載荷，這就對發射裝置設計提出了較高的要求。特別是工質來流側向進入發射筒，導彈發動機的噴管承受載荷更加嚴酷。本文將對發射筒底部的流場和導彈發動機噴管的降載方法進行研究，以改善筒底環境，降低噴管受力。

1 發射筒底部流場數值模擬方法

1）問題簡化處理方法

對于整個發射過程來說，發射系統啟動后彈射工質先在筒底充填建壓，隨后導彈在發射筒內開始運動，因而筒底流場數值模擬屬于典型的非穩態動網格問題。但對于本文的研究來說，試驗數據顯示導彈運動100 ms之后噴管所受載荷已經恢復正常。根據實測的導彈運動速度可以計算出此時導彈位移量約占筒底自由容積高度的4%～5%，因而將問題簡化為固定網格問題在一定程度上是可行的。

盡管燃氣—蒸汽式發射裝置的彈射用工質是燃氣和水的混合物，但從前期大量的研究來看該裝置的冷卻水在高溫燃氣中已經形成了過飽和蒸汽。即絕大部分水主要以氣態形式存在，對于存在的少量液態水（總質量不超過2%）而言可以將其忽略。因而，發射筒底部流場可以當成純氣相來處理。介質的詳細組分則根據發射動力裝置的水/氣摻混計算結果來確定。

2）流場控制方程及數值解法

流場控制方程采用三維雷諾平均N-S方程，該方程可以采用如下式所示的守恒形式[9]：

其中：W為守恒向量，各參數的含義參考相關文獻[9]。

所采用的湍流模型為RNGk-模型，其模型方程[9]為：

式中各參數的具體含義參考相關文獻[9]。

對于該問題，本文求解的物理時間長度為0.4 s，其中導彈開始運動時間約在200 ms。根據網格劃分、流場速度分布及所用的數值求解方法，將非穩態計算的時間步長設為5 μs。在求解過程中，時間方向上采用具有4階精度的R-K方法。由于筒底入口氣流為超聲速，在空間方向上采用具有二階精確度的MUSCL格式進行求解。

根據發射筒底部結構的特點，混合采用了結構化和非結構化網格劃分，流場共劃分為16個區塊，網格總數約290萬（原始構型）和320萬（改進構型）。為了便于進行結果分析，將筒底流場區域分為了4個象限。

3）發射筒入口邊界條件

發射筒底部入口采用了超聲速流量入口條件，給定流量、馬赫數和總溫，其余邊界均為壁面。流量入口參數由燃氣發生器產生的高溫高壓燃氣和噴注器產生的冷卻水共同決定。在發射筒入口截面上有如下方程組：

由于不考慮燃氣組分和冷卻水之間的化學反應，各組分的質量分數則采用簡單的數學運算即可以得到。燃氣組分由燃氣發生器熱力計算[11]獲得。通過求解上述方程組，即可得到發射筒入口截面的氣流狀態參數（溫度、流量、馬赫數、各組分含量）。

需要注意的是，盡管在發射過程中燃氣的各組分的質量分數是保持不變的，但燃氣和冷卻水的流量卻是不斷變化的，這就決定了也是隨時間不斷變化的。因而，在設定邊界條件時入口處各組分的含量也應當是時變參數。

2 數值計算方法校驗

為驗證所采取的假設處理方法、數值計算模型和計算網格的可信度，利用全尺寸裝置的發射試驗數據進行校驗。圖2給出了燃氣和冷卻水流量的試驗數據，利用其對發射筒入口參數進行計算，然后再對發射筒底部流場進行數值模擬。圖3給出發射筒內特征位置處的壓強數據對比。可以看出，CFD計算結果與試驗數據的吻合程度較好。這表明可以利用所建立的數值模擬方法開展研究工作。

3 筒底流場分析及改進措施

3.1 筒底流場結構分析

利用所選的數值模擬方法對該發射裝置的筒底流場進行非穩態計算分析。由100 ms和300 ms時刻流線可以看出，流線從入口進入筒底，撞擊底部壁面后反射、再進一步撞擊側壁面并改變流向，近乎很集中的作用到發動機噴管上。從圖4所示的噴管外表面壓強分布云圖可以看出，不同位置的壓強高低，從而導致噴管受到了很大的Z力矩，其最大值達到了1.15（無量綱處理后）。此外，工質氣體對噴管的集中作用也必然會導致噴管局部的熱載荷較嚴重，這與試驗中所觀測的結果一致。

3.2 改進措施及效果分析

根據上述分析，設計如圖5所示的導流裝置，將其安裝在發射筒入口通道截面上。兩側的導流孔可以對氣流進行分流，以避免氣流集中作用到發動機噴管上，從而達到降低噴管所受載荷的目的。

對所設計的改進方案進行數值模擬。圖6給出100 ms時噴管外壁面的壓強分布，可以看出噴管壓強差已經明顯縮小，且壓強有顯著差異的區域面積也在減小。這就意味著噴管所受的X力矩將得到顯著改善。

圖7給出了經過無量綱處理的力矩對比。由圖7（a）可以看出，最為關注的噴管Z力矩下降效果非常明顯。在t=0.365 s時刻的降幅最大，達到47%。全程的最大Z力矩降幅為24%（由1.15降為0.87）。由于噴管實際所受的力矩是由X，Y，Z三個矢量所合成，因此研究噴管所受的總力矩更有實際意義。從圖7（d）所示的總力矩數據可以看出，個別時刻的最大總力矩下降了53%（t=0.365 s），從整個時間歷程來看，最大總力矩的降幅則為26%（由1.23降為0.91）。另外，從計算結果來看X力矩的下降效果并不明顯。

利用該計算結果進行試驗，噴管伺服機構所測得的數據均工作正常，從而證明所提出的改進措施很好降低了無尾罩發射時噴管載荷。

4 結 語

1）試驗數據驗證結果表明所建立的三維數值模擬方法適用于燃氣—蒸汽式發射裝置筒底的非穩態流場研究。

2）對所研究的發射裝置筒底流場進行了計算分析，發現工質氣體近乎集中的作用在噴管特定區域是導致導彈尾噴管載荷超限的根本原因，在此基礎上提出了合適的改進措施。

3）數值模擬和試驗結果均表明所設計的導流降載裝置能夠很好降低噴管所受力矩。數值模擬表明噴管所受的最大Z力矩降幅為24%，最大總力矩的降幅為26%。