導流格柵對發射箱內沖擊波強度影響仿真

2023-09-09 02:05:20徐大軍朱云松湯永康宮曉睿

海軍航空大學學報 2023年4期

關鍵詞：模型

徐大軍，朱云松，湯永康，宮曉睿

（北京航空航天大學，北京 102206）

關鍵字：導流格柵；沖擊波；導彈發射箱；動網格

0 引言

在沖擊波開蓋過程中，發動機破膜瞬間，燃燒室內高壓燃氣與周圍空氣形成初始壓力界面。隨后，高壓界面在燃氣射流的作用下向外推進，高壓界面壓縮并加厚周圍空氣層，形成初始沖擊波，同時伴隨能量的不斷增強[1]。沖擊波作用于后蓋上，在后蓋的反射作用下沿著彈體與發射箱之間的間隙向前蓋傳播，最終完成導彈發射箱前蓋的開蓋過程[2-3]。相對于燃氣式開蓋與頂破式開蓋，沖擊波開蓋方式能夠有效避免在導彈發射過程中存在的發射箱內壓力過大、溫度過高的問題，且能夠避免因前蓋碎片與導彈相撞影響導彈飛行軌跡的問題[4]。在沖擊波開蓋方式中，后蓋開蓋壓力的選擇至關重要。后蓋開蓋過早，發射箱內無法積蓄足夠強度的沖擊波，發射箱開蓋時間過晚，形成的沖擊波強度過大，可能會損傷彈體。在發射箱開蓋過程中，沖擊波首先作用在后蓋中心位置，可能使得后蓋無法正常碎裂[5]，針對這一問題，潘登提出在噴管與后蓋之間的區域放置導流格柵，可有效改善后蓋壓強不均勻的狀況[6]，但是導流格柵對發射箱內沖擊波強度的影響尚缺乏有效的仿真計算分析。

本文對帶有導流格柵的計算模型進行了數值仿真計算研究。結果表明，在相同后蓋開蓋壓力下，導流格柵能夠增強發射箱內的沖擊波強度。

1 仿真模型

1.1 計算模型

以某型導彈及發射箱為仿真計算對象，導彈在發射過程中采取傾斜發射方式，計算模型主要包括箱體、彈體、發動機噴管、前后蓋、外流場等。考慮到計算資源的有效性以及研究的主次關系，對計算模型進行了以下簡化：

1）假定箱內氣體為理想氣體，且忽略燃氣射流中的化學反應影響；

2）假定發射箱箱體與彈體都是剛體，不考慮塑性變形對流場的影響；

3）忽略彈翼及箱內導軌部件的影響。

同時在發射箱內設置監測點1、2和3用于監測發射箱內壓強變化情況。計算模型如圖1所示。

圖1 計算模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of calculation model

首先，對計算模型進行網格劃分[7]。箱體內部采用結構化網格，外流場區域采用非結構化網格，網格總數約為50.2萬。

1.2 控制方程

燃氣流場采用求解非定常雷諾平均的N-S方程進行數值模擬[8-9]，其控制方程[10]如下。

質量守恒方程：

式（1）～（3）中：Sm為用戶定義的源項；t為時間；ρ為靜壓；gi是重力在i方向上的投影；Fi為外部力在i方向上的投影，Fi代表了相關源項；τij為應力張量；T為溫度；k為流體的傳熱系數；ST為黏性耗散項；cp為比熱容。

湍流模型采用標準k-ε模型[11]，它要求了解湍動能以及耗散率方程。通過精確的方程推導能夠得到湍動能輸運方程，耗散率方程是通過數學上模擬相似原形方程以及物理推理得到的。該模型假設流動為完全湍流，忽略分子間黏性的影響。因此，標準k-ε模型只適合完全湍流的流動過程模擬。

標準的k-ε模型的湍動能k和耗散率ε方程如下：

1.3 邊界條件設置

仿真計算過程采用瞬態求解，對流場計算邊界條件做如下設定。

1）壓力入口。將發動機噴管入口作為壓力入口，利用UDF函數定義壓力時間歷程曲線，并將其加載到瞬態計算過程中。圖2給出了發動機的壓力時間變化曲線。

圖2 發動機壓力時間變化曲線Fig.2 Pressure change curves of the engine

2）壓力出口邊界。將外流場計算區域邊界指定為壓力出口，壓力出口邊界壓力值取大氣壓強P=101 325 Pa，溫度取300 K。

3）壁面邊界條件。彈體表面、發射箱壁面及發動機外表面采用壁面邊界條件；物面邊界采用無滑移壁面和絕熱壁面邊界條件；近壁面計算采用標準壁面函數法處理。

4）后蓋開蓋方式。當前關于燃氣射流問題的研究主要通過數值仿真以及實驗2 種方法進行[12-14]。其中，后蓋開蓋方式的選擇對數值仿真結果存在很大影響。研究表明，相比于傳統的燃氣射流流場與后蓋裂片未耦合的仿真方式，采用基于光順和重構方法的動網格技術[15-16]，將燃氣射流流場與后蓋裂片運動相互耦合得到的仿真結果更加接近實驗數據[17]。

圖3 給出了后蓋簡化模型，后蓋在達到開蓋壓力后逐步打開，在后蓋打開方式上，采用燃氣流與后蓋運動相耦合的開蓋方式，即后蓋達到開蓋壓力時，后蓋裂縫（如圖4所示）先打開，延遲1 ms后，4個后蓋分塊繞著箱體交線旋轉至90°，之后將后蓋邊界條件由“壁面”（wall）變為“內部流場”（interior），同時在箱內設置3個監測點用于監測沖擊波在發射箱內的傳播規律。

圖3 發射箱后蓋簡化模型Fig.3 Simplified model of rear cover of the launch container

圖4 后蓋裂縫Fig.4 Rear cover crack

2 仿真結果及分析

2.1 無導流格柵的計算模型仿真結果

發動機堵蓋對發射箱內沖擊波形成及強度具有很大的影響，堵蓋處通常安放點火器，并對點火后起到增壓的效果[18]。

發動機點火后，堵蓋達到破膜壓強1.5 MPa 時堵蓋破裂。在仿真過程中表示為：堵蓋由原來的“壁面”轉換為“內部流場”，堵蓋破裂后，沖擊波先于燃氣流作用到發射箱后蓋上，后蓋絕對壓強達到2 MPa時，后蓋打開。圖5～7給出不同時刻下的壓強及溫度云圖。

圖5 后蓋達到開蓋壓力時流場仿真結果Fig.5 Results of flowfield simulation when the rear cover reaches the opening pressure

圖5中，發動機點火后堵蓋破裂，沖擊波先于燃氣流作用于后蓋上，使得后蓋壓力上升。在后蓋達到開蓋壓力后，后蓋裂縫破裂，沖擊波一方面通過裂縫向箱外傳播，一方面繼續向前蓋傳播。圖6 給出后蓋打開3 ms后，后蓋在燃氣流與沖擊波作用下圍繞各自與箱體軸線做定軸轉動，在后蓋開蓋過程中，部分沖擊波繼續沿著箱體與彈體之間的間隙向前蓋傳播。圖7給出后蓋打開6 ms后，后蓋在燃氣流作用下圍繞后蓋與箱體軸線逐步打開至90°，此時后蓋對沖擊波與燃氣流不存在反射作用。

圖6 后蓋打開3 ms后流場仿真結果Fig.6 Results of flowfield simulation when the rear cover opens after 3 ms

圖7 后蓋打開6 ms后流場仿真結果Fig.7 Results of flowfield simulation when the rear cover opens after 6 ms

圖8給出了3個監測點壓強時間曲線，可以看出：沖擊波在后蓋反射下向前蓋傳播，在傳播過程中，監測點1、2 和3 相繼達到初次峰值；隨著沖擊波在傳播過程中，由于氣體黏性和發射箱壁面黏性的作用，造成沖擊波能量不斷損耗，監測點1、2 和3 的沖擊波初次峰值依次降低。

圖8 3個監測點壓強時間曲線Fig.8 Pressure-time curve of three monitoring points

從圖9能夠看到，沖擊波作用到前蓋后，在前蓋的阻擋積聚作用下，前蓋壓力不斷上升。本文初定的前蓋開啟壓強為0.17 MPa，對應圖9 的0.016 5 ms 開啟。由于本次仿真過程中，前蓋始終處于未打開狀態，所以在前蓋壓強達到開啟壓力后依舊上升。在前蓋作用下，沖擊波向發射箱后蓋方向發生反射，此次沖擊波傳播路徑與初次傳播路徑相反。從圖8能夠看出，監測點3、2 和1 相繼達到第2 次壓強峰值，且由于沖擊波在傳播過程中的損耗，監測點3、2 和1 的壓強峰值依次降低。

圖9 前蓋壓強時間曲線Fig.9 Pressure-time curve of front cover

2.2 帶有導流格柵（A位置）的發射箱模型仿真結果

在上述發射箱模型下加入導流格柵，新添加的導流格柵采取“壁面”邊界條件，其他簡化條件與上述仿真過程一致。導流格柵為1 個多孔矩形平板，指定平板的厚度為5 mm。導流格柵安裝在發動機噴管與發射箱后蓋之間的區域，導流格柵的形狀以及在發射箱的安裝方式如圖10、11所示。導流格柵分別在A和B位置安裝：A位置距離噴管口較遠，導流格柵前端面距離噴口的軸向距離為150 mm；B 位置距離噴管口較近，導流格柵前端面距離噴口的軸向距離為100 mm。