彈上射流閥組件式燃氣射流執行機構

雷文星，田曉麗，陳國光，陳冬梅，仝 哲

（1.中北大學機電工程學院，山西 太原 030051；2.徐工集團，江蘇 徐州 221004）

0 引言

執行機構是制導彈藥產生控制力，用以改變飛行軌跡和姿態的部件，從而實現彈道修正彈的快速修正［1］。根據結構形式的不同，直接力控制式執行機構可分為固體脈沖推力器式執行機構和燃氣射流式執行機構。文獻［2］介紹了當前氣體燃氣控制閥的結構和工作原理，其缺點是結構有些復雜，可控性不強；文獻［3］介紹了當前固體燃氣控制閥的結構和工作原理，提出了一種二級放大燃氣控制閥的機構，它由閥體、噴管、浮動活塞和針閥等組成。該燃氣控制閥屬雙位控制閥，大尺寸的活塞體的運動由小尺寸的針閥控制。當前常用的燃氣射流式執行機構結構較復雜，在此提出了一款簡單的射流閥組件式燃氣射流執行機構。

1 當前燃氣射流執行機構

執行機構是制導彈藥產生控制力，改變飛行軌跡和姿態的部件，它的性能影響整個控制系統的執行效率，由于作用形式的不同，執行機構的種類很多。閥門噴嘴組件式燃氣射流執行機構是當前比較常用的一種。該執行機構由燃氣發生器、燃氣過濾裝置、燃氣分配腔、氣流通道、噴嘴－擋板機構、滑閥［4］、拉瓦爾噴管等結構組成，如圖1所示（單通道）。它的工作原理是：當噴嘴－擋板機構使噴嘴1關閉時，控制氣流通道1氣流為零，節流口1的氣流速度為零，則腔室A與腔室B的壓強相等。同時，節流口2打開，控制氣流通道2的氣流速度最大，又由于節流口2的作用，腔室E的壓強小于腔室D的壓強。主氣流通道直徑較大，氣流速度較低，則腔室C與腔室B和腔室D的壓強近似相等。即在噴嘴1關閉的情況下，腔室A的壓強大于腔室E的壓強，則在壓力差的作用下，滑閥右移，推力氣流通道1截面積增大，拉瓦爾噴管1產生推力。當滑閥移動到右端時，推力氣流通道2關閉，拉瓦爾噴管2推力為零。

圖1 閥門噴嘴組件式燃氣射流執行機構結構組成Fig.1 Structural Schematic diagram of valve nozzle componentcombustion gas jet actuator

2 射流閥組件式燃氣射流執行機構

燃氣射流執行機構主要由燃氣發生器、燃氣過濾裝置、本體、運動部件等結構組成。圖2為對應圖1的結構簡圖。圖2與圖1對比：圖2中內圓筒空間相當于圖1中的燃氣分配腔，圖2中內圓筒上的孔相當于圖1中的兩個噴嘴，圖2中外圓筒上的孔相當于圖1中控制氣流通道的口。

圖2 燃氣射流執行機構結構簡圖Fig.2 Structural Schematic diagram of combustion gas jet actuator

該執行機構的工作原理：燃氣發生器產生高溫氣體通過燃氣過濾裝置進入燃氣分配腔，電機帶動軸轉動，當內筒的孔與外筒的孔在同一軸線上時，氣體就被噴出，這是該執行機構的整個工作過程。它在姿態控制信號作用下通過向外噴射高速燃氣流為彈體提供控制力以達到控制彈體飛行姿態的目的。運動部件與本體間的間隙配合尺寸是該結構的設計的關鍵所在，所以在此只畫出這一部位的簡圖。新型燃氣射流執行機構具有結構簡單、外形尺寸小、質量輕的優點。

該結構設計關鍵在于運動部件與本體間的間隙配合尺寸的選擇，因為該結構運行時燃氣分配腔內的高溫燃氣對運動部件產生熱變形會使運動部件與本體間的間隙配合減小，有可能導致機構不能正常工作。根據經驗法確定幾個方案，例如運動部件的材料，在運動部件上多打些孔（除本身必須的孔）及改變孔的位置和開一些槽等方案。

運動部件與本體間的間隙配合尺寸很小，定為0.1mm，外加密封圈，材料的選擇依據就是熱變形量越小越好，因為陶瓷的熱膨脹系數小，選陶瓷材料，最終的設計方案是圖2。為了更直觀地觀看運動部件，如圖3所示：在離運動部件端面的四分之一處開兩個對稱的孔；在運動部件內部均勻分布15個槽，槽的深和寬都取0.3mm。該運動部件采用陶瓷材料，而圖1中采用的是鋼材，且該執行機構的工作原理也較圖1機構的原理簡單。

圖3 燃氣射流執行機構運動部件結構圖Fig.3 Structural the moving parts of combustion gas jet actuator

3 數值模擬驗證

熱分析是燃氣運動部件設計的一項重要內容，熱膨脹的大小直接關系到燃氣射流執行機構的安全性和可靠性。用Workbench進行了熱固耦合分析驗證。

Workbench是當前通用性比較強大的有限元分析軟件Ansys的各項產品的模塊化整合。相比于經典Ansys，它具有界面操作易上手，網格劃分能力強大穩定，與其他三維軟件銜接緊密，復雜載荷與邊界條件的施加比較方便等優點，而且對傳統的命令流也支持，所以運用Workbench進行有限元分析也越來越普遍。

燃氣發生器的工作過程：推進劑被點燃后在燃燒室中燃燒，推進劑所蘊蓄的部分化學能被釋放出來轉換成為燃燒產物的熱能，燃燒產物從燃燒室流入運動部件，熱量從運動部件的內層向外層傳，一直傳到本體，由于本體較厚，且作用時間短暫，一般為幾毫秒至幾十毫秒之間，所以在這段時間內運動部件可看作是由瞬態逐漸過渡到穩態的傳熱過程，為了便于分析，受熱時間統一取20ms。

熱分析主要從兩方面進行，第一部分在運動部件結構相同下，只分析材料對運動部件的熱變形分布的影響；第二部分在機構材料相同時，分析機構幾何形狀的改變對運動部件的熱變形分布的影響，如在筒壁上打孔、在內壁打槽。

3.1 結構材料對運動部件的影響

在當前燃氣運動部件的材料多采用銅、銅鋁合金，根據材料的熱膨脹系數特性，為滿足燃氣運動部件性能，認為陶瓷材料性能更好，并用 Workbench進行熱分析驗證。

在此主要分析材料對運動部件的影響，將運動部件看作一個圓筒，則該問題屬于軸對稱問題，其幾何模型如圖4所示。

根據燃氣流場的假設，燃氣的熱力性質取決于主要氣體生成物CO、CO2、H2、H2O和N2的熱力性質之和。這5種主要氣體的參數基本屬性基本不受溫度和壓強變化的影響，或者說影響可忽略不計?，F僅需考慮運動部件的材料性能參數，參數如表1所示。

表1 材料性能參數Tab.1 Material parameters

圖5所示為運動部件的有限元計算模型，內徑15mm，外徑20mm，長度100mm。劃分網格后，節點數79 409，單元數 15 330，畸變率 （skewness）0.886 46＜0.95，滿足計算精度要求。

圖4 燃氣射流執行機構結構Fig.4 Structural of com bustion jet actuator

圖5 執行機構有限元模型Fig.5 Finite element model gas of actuator

熱應力問題實際上是熱和應力兩個物理場之間的相互作用，屬于耦合場分析問題，應用 Workbench提供的熱固耦合分析模塊，先對模型進行熱分析，邊界條件的施加為：內壁溫度1 000℃，外壁為20℃，作用時間20ms。再將瞬態熱分析的結果作為初始變量導入結構分析模塊中進行結構受力分析，求解完成后查看模型在不同材料下的徑向熱形變（因為變形量關心的是機構沿徑向的變化），數值計算結果如圖6—圖8所示。

圖7 銅鋁合金材料熱變形分布Fig.7 Thermal deformation distribution of copper aluminum alloy material

圖8 陶瓷熱變形分布Fig.8 Thermal deformation distribution of ceramics

從圖中可得到3種材料變形量，鋼的變形量為0.077 103mm，銅鋁合金的變形量為0.217 22mm，陶瓷的變形量為0.038 806mm：其中陶瓷的變形量最小，應力相比于其余二者變化也不是很大。數值模擬的結果與經驗法想出的方案結果相符合。這種燃氣執行機構用于火箭彈，由于火箭彈的過載較小，對沖擊性能要求不高，陶瓷可滿足抗沖擊性。

3.2 打孔對運動部件的影響

在運動部件材料相同的條件下，根據經驗法適當增加孔的個數會減小運動部件的熱變形。在此通過數值模擬進行驗證，鑒于篇幅不給出具體仿真圖。

孔數為1、2、3時模型各自變形量如表2所示。

表2 仿真參數Tab.2 Simulation parameters

由表2的數據繪出孔數與變形量的關系曲線如圖9所示。

圖9 孔數與變形量的關系曲線Fig.9 The relationship curve of holes number and deformation

從表2可得到：當圓筒上打孔時能降低最大熱形變，且隨著孔數的增多，機構最大形變逐漸減小?？讛禐?、4個時變形量已趨于平滑，即驗證了運動部件開了兩個孔熱變形量基本達到最小。

在運動部件材料相同的條件下，根據經驗法圓孔位置在端面附近，擠壓小則變形量也會小。在此通過數值模擬進行驗證，孔心到端面的距離分別為40mm、30mm、20mm、10mm時進行分析。因為機構為軸對稱，所以在此只考慮孔在軸向位置的變化，不考慮在周向上的分布變化。鑒于篇幅不給出具體的仿真圖。

孔心到端面的距離分別為40mm、30mm、20 mm、10mm時的最大熱變形，各自變形量如表3所示。由表3的數據繪出孔心到端面距離與變形量的關系曲線圖如圖10所示。從表3可得到：圓孔位置在端面附近和離端面四分之一處的變形量較小。

表3 仿真參數Tab.3 Simulation parameters

圖10 孔心到端面距離與變形量的關系曲線Fig.10 The relationship curve of Hole heart to end＇s distance and deformation

3.3 開槽對運動部件的影響

在運動部件材料相同的條件下，根據經驗法在圓筒上開槽會減小擠壓從而減小變形量。在此通過數值模擬進行驗證，分析內壁開槽的情況，槽的方向為沿軸向，如圖11。因為開槽不能對機構的結構強度造成較大影響，所以槽的深度不能太大，此處槽深和寬都取0.3mm，其數值計算結果如圖12所示。

圖11 運動部件開槽仿真模型Fig.11 Simulation model of slotted moving parts

圖12 運動部件開槽變形分布Fig.12 Deformation distribution of slotted moving parts

槽數按一定的個數進行數值分析，鑒于篇幅不給出具體的仿真圖，各自的最大熱變形量如表4所示。

由表4的數據繪出槽數與變形量的關系曲線圖如圖13所示。

表4 仿真參數Tab.4 Simulation parameters

圖13 槽數與變形量的關系曲線Fig.13 The relationship curve of slot number and deformation

從圖13可以看出當槽數在15左右時機構的熱應力基本上已達到最小，且趨于穩定，所以在此就取槽數為15，熱變形量為0.074 47mm。

3.4 開槽與打孔對運動部件的影響

根據經驗法同時開孔和開槽更能減小熱變形量。在此通過數值仿真驗證一下該想法，開槽與打孔的尺寸與位置與各自單獨存在時一致，其分析結果如圖14所示。

由圖14可知開孔和開槽的運動部件的熱變形量為0.071 26mm。而由表2知有孔無槽的運動部件的熱變形量是0.075 43mm，由表4知無孔有槽的運動部件的熱變形量是0.074 468 7mm，則知同時開槽和打孔時，熱變形量會更小。

圖14 開槽與打孔運動部件變形分布Fig.14 Deformation distribution of grooving and punch moving parts

4 結論

本文提出了一款射流閥組件式燃氣射流執行機構。該機構結構簡單，采用陶瓷材料，并且在機構上進行打孔或開槽，使機構的運動部件熱變形量減小。用Workbench進行的熱固耦合分析表明：機構材料采用膨脹系數較小的特種陶瓷來替代傳統用的銅，其熱變形量更?。煌瑫r打孔和開槽比單獨的打孔或開槽熱變形量更小。結構簡單、效率高的射流閥組件式燃氣射流執行機構是未來發展的趨勢。

［1］王俊全.彈道修正彈舵機的結構設計和控制［D］.南京：南京理工大學，2003.

［2］Benard Nicolas，Moreau Eric.On the vortex dynamic of airflow reattachment forced by a single non－thermal plasma discharge actuator［J］.Flow，Turbulence and Combustion，2011，87（1）：1－31.

［3］葛偉.燃氣射流執行機構動態性能分析［D］.太原：中北大學，2011.

［4］李世鵬，張平.固體燃氣控制閥內流場參數計算［J］.固體火箭技術，2003，26（3）：25－27.LI Shipeng，ZHANG Ping.Analysis on the flow field parameters of a solid propellant hot－gas valve［J］.Journal of Solid Rocket Technology，2003，26（3）：25－27.