新型車載同心筒流場機理與熱環(huán)境研究①

楊風波，馬大為，任 杰，樂貴高，聶 赟

(1.南京理工大學 機械工程學院，南京 210094；2.北京機電工程總體設計部，北京 100854)

0 引言

同心筒自力發(fā)射系統(tǒng)具有獨立的燃氣排導系統(tǒng)、良好的兼容性、較小的過載量、簡便的維護等優(yōu)點，符合未來發(fā)射系統(tǒng)快速、全方位無死角打擊的發(fā)展趨勢，在艦載[1]、潛載[2]傳統(tǒng)通用發(fā)射系統(tǒng)中已經得到了應用，但傳統(tǒng)同心筒一般內置于艦艇或潛艇，這限制了其優(yōu)點的充分發(fā)揮。目前，將同心筒應用到路基車載武器中也成為武器系統(tǒng)的發(fā)展方向之一，而車載武器系統(tǒng)起豎后，同心筒直接外置于大氣中，這為其熱結構優(yōu)化設計，導彈和發(fā)射系統(tǒng)熱環(huán)境改善提供了更多可能。

同心筒發(fā)射裝置及導彈會承受高溫高速燃氣射流的強熱沖擊和動力沖擊，這對發(fā)射裝置的工作性能和導彈的熱安全提出了重大挑戰(zhàn)。目前，針對艦載和潛載同心筒自力發(fā)射方案，國內在這方面跟進國外進展，做了很多理論探索與實驗研究，致力于改善同心筒和導彈的熱環(huán)境。苗佩云和袁曾鳳[3-4]研究了開蓋技術，分析了同心筒內外間隙、導彈發(fā)動機距筒底距離等參數(shù)對筒內流場的影響，但其數(shù)值求解多采用靜態(tài)計算，沒有揭示動態(tài)的流場機理；傅德彬等[5]利用動網格技術模擬了同心筒自力發(fā)射過程中燃氣射流流場，沒有分析燃氣排導機理；姜毅等[6-7]進行了數(shù)值模擬工作和實驗研究，提出了“引射同心筒”概念；馬艷麗等[8]對“濕式同心筒”的降溫效果進行了研究，探索了用在筒底加水的方式來降低出口燃氣溫度；于勇等[9]利用拉瓦爾噴管加速的原理，提出了一種外筒“變截面同心筒”；侯金瑛等[10]研究了水下同心筒發(fā)射燃氣流和水混合、汽化的問題。從現(xiàn)有研究進展來看，基于路基車載同心筒自力發(fā)射系統(tǒng)的流場機理及熱環(huán)境特性研究鮮見報道。

本文基于二階AUSM格式、RNGk-ε模型，并結合動態(tài)分層網格，以某基準同心筒為參照，研究高導流錐、筒底折角伸縮段及筒口導流板對同心筒自力發(fā)射裝置排導性能、內外筒流場機理以及導彈和內外筒的熱環(huán)境的影響，給出熱環(huán)境友好的優(yōu)化方案。結合該優(yōu)化方案，提出一種全新的適合車載路基發(fā)射的同心筒概念，為車載路基導彈發(fā)射提供了一種新思路，并分析其流場機理與熱環(huán)境特性。通過求解N-S方程，實現(xiàn)若干方案的動態(tài)數(shù)值模擬來摸索若干結構對流場機理與熱環(huán)境特性的影響。

1 流體模型與數(shù)值計算方法

1.1 流體基本控制方程與湍流模型

本文進行動態(tài)數(shù)值計算，伴隨著控制體的運動、生成與消失，對流體運動描述宜采用任意拉格朗日歐拉方法(ALE)。在忽略化學反應的假設下，考慮燃氣和空氣混合的ALE形式軸對稱Navier-Stokes方程組的守恒形式可表述為

(1)

其中：

E=ρe+ρ(u2+v2)/2

式中t為時間變量；ρi(i=1，2)為組分密度；ρ為混合氣體密度；u、v分別為x、y方向速度分量；p為混合氣體壓強，對于理想氣體滿足狀態(tài)方程p=(γ-1)ρe；Di為組分擴散系數(shù)；uw、vw為控制體表面速度；γ為比熱比；τ為粘性應力張量；e為混合氣體單位質量內能；E為混合氣體單位體積總能量；hi為組分單位體積焓；h為混合氣體單位體積總焓；ω為組分質量生成率。

本文采用文獻[9]中的湍流模型。

1.2 計算方法與邊界條件

本文對于控制方程組的求解，方程的對流項采用二階AUSM格式，而粘性項采用中心差分格式，為匹配高階格式，時間項則取二階R-K格式。入流條件由流動條件給出；外部邊界條件分2種情況處理，若流動為超音速時按一階外推，若流動為亞音速時，按壓力條件；在壁面上按固壁邊界條件給出；流場初值賦大氣條件。

2 模型描述

典型同心筒結構主要由內筒、外筒、筒底半圓形端蓋和內外筒輔助支撐組成。本文以經典同心筒結構為參照，分別增加了高導流錐、內筒折角收縮段、筒口導流板，分析各結構提高排導性能、改善導彈熱環(huán)境的效果。針對路基車載發(fā)射環(huán)境，提出一種新型同心筒自力發(fā)射系統(tǒng)。各方案如表1所示。

表1 同心筒自力發(fā)射熱結構方案

圖1、圖2分別給出了傳統(tǒng)同心筒優(yōu)化結構和路基車載同心筒自力發(fā)射結構方案。路基車載方案中，內筒和外筒上部結構做成一體，中部有導流板結構，如圖2所示，該方案具有完全軸對稱性質。因此，取二維軸對稱流場為研究對象。

圖1 傳統(tǒng)優(yōu)化同心筒示意圖

圖2 新型同心筒結構方案

3 數(shù)值實驗對比分析

3.1 數(shù)值方法驗證

為驗證本文采用的數(shù)值方法的可靠性，采用本文的二階AUSM數(shù)值格式，對文獻[12]中超聲速伴隨射流進行了相同計算條件下的對比研究。

圖3給出了超聲速伴隨射流計算密度和壓力等值線。從圖3可看出，超聲速來流強烈壓縮噴口射流，出現(xiàn)兩道斜激波、射流激波。從密度等值線可看出，斜激波和入射激波中間存在兩道間斷，而壓力等值線中無間斷產生，故該間斷為接觸間斷。第一道斜激波后伴隨有膨脹扇產生，第二道斜激波下方的射流激波受壓縮遇到中心軸線發(fā)生反射，反射激波和接觸間斷相交，馬赫盤結構消失。

通過對比分析可看出，數(shù)值模擬的波系結構、流場特征和試驗紋影圖吻合良好，說明本文采用的數(shù)值格式在比常規(guī)射流復雜的超聲速伴隨射流中也是可靠的，適用于本文帶燃氣的同心筒流場分析。

(a)密度等直線

(b)壓力等直線

(c)實驗紋影圖[12]

3.2 同心筒流場機理對比分析

同心筒由于發(fā)射系統(tǒng)結構特殊，其流場機理較復雜。圖4中列出了方案5、4和方案2中彈底觀測面的溫度變化規(guī)律，所有方案中，導彈底部觀測面均呈現(xiàn)出溫度先上升，后下降，然后再上升的燃氣燒蝕過程。結合圖5給出的方案4、3(各方案規(guī)律類似)一些時刻的速度矢量圖，可從以下方面來解釋：在發(fā)射初期，發(fā)動機點火，大量高溫高速燃氣在筒底無法迅速排完，出現(xiàn)激波、反射激波等復雜波系結構，內筒的壓力均高于外界壓力，所有方案中均出現(xiàn)內筒向外排氣的“引射效應”(內筒燃氣速度向上)，如圖5(a)、(b)所示，而筒底的反濺流加劇了內筒的“引射”效應，導彈底部被燃氣包圍，熱環(huán)境趨于惡劣；隨著導彈的運動，筒底波系結構趨于穩(wěn)定，并伴隨著大量燃氣排到導彈上方，彈底部的氣流速度和彈頂相反，但由于彈底氣流速度遠大于彈頂對應的氣流速度，所以彈頂、彈底出現(xiàn)了壓力差，且彈頂壓力更大，出現(xiàn)了氣流流向內筒底部的“倒吸”現(xiàn)象，如圖5(c)～(e)所示，內筒有部分冷氣體，所以倒吸初期，彈底被迅速降溫(見圖4)，也說明初始內筒高溫燃氣沒有被引射到內筒口。到后期，由于熱結構的不同，筒口熱環(huán)境有異，回流氣體溫度有差別，導彈所處熱環(huán)境就不一樣，但溫度都出現(xiàn)了不同程度的反彈(見圖4)。

圖4 方案2、4、5觀測壁3溫度時程曲線

本文的分析與文獻[7]提出的觀點“由于筒口排出的燃氣對導彈與內筒之間的燃氣有強引射效應，筒口壓力降低，將筒底燃氣吸向筒口，外筒與內筒兩路反射高溫燃氣包裹導彈，使得導彈被高溫燃氣包圍”相反，本文發(fā)射前期內筒氣流沒有被“引射”到筒口，后期筒口的氣流被“倒吸”至內筒。

3.3 同心筒熱環(huán)境特性對比分析

發(fā)射裝置的流場機理直接影響其熱環(huán)境特性，3.2節(jié)的分析顯示，各方案流場規(guī)律基本一致，但不同結構對應的流場變化強弱不一樣。圖6給出了方案1、2中，0.25 s時刻內、外流場的溫度分布情況，高溫燃氣流在彈頭部相交，彈頭幾乎被高溫燃氣束包裹。從圖6中可看出，0.25 s時刻，方案2內筒和導彈的熱環(huán)境整體優(yōu)于方案1，方案2外筒溫度明顯低于方案1對應的溫度，兩方案內筒和導彈下半段溫度基本一致，但是方案1彈頂溫度明顯低于方案2對應溫度，結合3.2節(jié)的分析，可從以下方面解釋：結合圖4可看出，在0.25 s時刻，兩方案均處于筒口氣流被“倒吸”到內筒底部的階段；方案2中高導流錐加速了燃氣流的排導，相同時間內經過外筒排導到筒口的燃氣量更多，且具有更高速度；這樣使得方案2中筒口具有更多高溫燃氣，同時其筒口與筒底壓強差更大，最終通過“倒吸”效應進入到方案2內筒的燃氣量更大，使得方案2內筒熱環(huán)境稍惡劣于方案1。可看出，方案2具有更好的排導性能，但無法抑制反濺流與高溫氣流的“倒吸”效應。

(a)方案4筒口0.024 s時刻

(b)方案4筒底0.024 s時刻

(c)方案4筒口0.09 s時刻

(d)方案4筒底0.09 s時刻

(e)方案3筒底0.25 s時刻

(a)方案1 (b)方案2

為更好分析各方案的熱環(huán)境，圖7給出了方案組合的溫度分布圖。圖8～圖10給出了不同方案組合在不同觀測壁的溫度時程曲線。

方案4為傳統(tǒng)結構的優(yōu)化方案，增加了帶折角的筒底伸縮段和筒口導流板， 2種結構對流場特性與熱環(huán)境的綜合影響如圖7(a)所示。結合3.2節(jié)的分析可知，0.5 s時刻，“倒吸效應”明顯，筒口導流板將燃氣流有效的排到同心筒周圍，倒吸進入內筒的氣流溫度低很多。圖8顯示，導彈周圍氣流降到800 K左右，導彈的熱安全性得到有力提高；同時，外筒的熱環(huán)境也得到進一步改善。如圖10所示，外筒觀測面溫度降到2 300 K左右。

從圖7(d)可看出，在同心筒底部，方案5的排導更為順暢；對于方案4，導彈底部溫度明顯低于導彈中上部溫度，這說明導流器設計、伸縮段結構以及導彈距筒底的距離的優(yōu)化組合是合理的，也說明方案4中的筒口高溫燃氣流“倒吸”效應仍沒有得到很好抑制。從圖7(b)可看出，在導彈運動0.5 s后，本文針對路基車載發(fā)射環(huán)境提出的方案5中，發(fā)射筒底部，導彈底部，彈頭部位熱環(huán)境均優(yōu)良。圖9(b)顯示，導彈底部觀測面溫度幾乎接近300 K，發(fā)射筒口高溫氣流的“倒吸”效應也得到了很好的抑制。圖7(c)方案4中，由于筒口燃氣流沒有被很好排導，高溫燃氣流被倒吸入內筒。圖8和圖9(b)顯示，彈頂和彈底熱環(huán)境較差，溫度接近800 K。說明本文針對路基車載特定的發(fā)射環(huán)境提出的方案5熱結構設計是合理的，內、外筒及導彈的熱環(huán)境優(yōu)良，優(yōu)于傳統(tǒng)同心筒優(yōu)化方案。

(a)方案4、2在0.5 s

(b)方案5在0.5 s

(c)方案4在0.5 s

(d)方案5、4在0.25 s

(e)方案5、4在0.5 s

圖8 方案3、4、5彈頂觀測面4溫度時程曲線

戰(zhàn)斗部是導彈毀傷目標的最終毀傷單元，確保其熱安全是發(fā)射裝置熱結構設計的重要內容。圖8給出了方案3～5彈頂觀測面的溫度時程曲線。方案3中，彈一直被高溫燃氣束包束，彈頂處于高溫狀態(tài)；方案4為傳統(tǒng)同心筒模型的優(yōu)化方案，彈頂熱環(huán)境較優(yōu)良，在800 K左右震蕩；提出的方案5彈頂溫度上升最慢，且隨后逐步下降到最低。

圖9為方案4、5在觀測壁1、2的溫度對比時程曲線。方案5對應溫度最高值最小，溫度最低值最小，且離彈底距離越遠，其熱環(huán)境越優(yōu)；在排導初期，2個方案在2個觀測面的溫度均能較快降下來，其中方案5先降下來，說明導流錐與伸縮段折角設計合理，能實現(xiàn)燃氣流快速順暢排導；在導彈發(fā)射后期，2種方案均有不同程度的倒吸效應，導彈底部溫度有局部回升，方案4倒吸氣流溫度更高，呈現(xiàn)震蕩上升趨勢，方案5的熱環(huán)境更優(yōu)，雖然在小時間范圍導彈下端的溫度略高于方案4的對應溫度，但隨著導彈的運動，彈底部的溫度已明顯更低。另外，在2個觀測面上，方案5中溫度對時間的積分值都更小，燃氣流對導彈的燒蝕效應最小，且隨著導彈的運動，從圖7(e)對比的流場發(fā)展規(guī)律來看，這種效果會越來越明顯。

圖10為方案4、5中外筒觀測面的溫度曲線。排導趨于穩(wěn)定后，方案5該觀測面基本能保持在2 250 K左右。與文獻[7]對比發(fā)現(xiàn)，本文提出的方案5和“引射同心筒”內筒熱環(huán)境基本相當(300 K左右)，但方案5外筒熱環(huán)境比文獻[7]中引射同心筒熱環(huán)境(2 700 K)更好，這可能是由于“引射效應”擾動了外筒排氣流場環(huán)境。

(a)方案4、5在觀測壁1

(b)方案4、5在觀測壁2

圖10 方案4、5外筒觀測面溫度時程曲線

4 結論

(1)為了對傳統(tǒng)同心筒進行熱結構設計，研究了多種結構對流場機理和熱環(huán)境特性的影響，對比分析的結果表明，高導流錐能實現(xiàn)燃氣流的順暢排導，筒底折角伸縮段能有效遮擋反濺流，筒口導流板能較好改善筒口熱環(huán)境，改善高溫氣流的“倒吸效應”，文中動態(tài)流場未出現(xiàn)文獻[7]提出的“內、外筒高溫引射氣流共同包裹導彈”的共性問題。

(2)針對路基車載發(fā)射方式，結合傳統(tǒng)同心筒優(yōu)化設計，提出了新型同心筒概念，解決了路基車載導彈發(fā)射過程中，高溫燃氣流“倒吸效應”導致的導彈及發(fā)射裝置熱環(huán)境惡劣的工程難題。

(3)新型路基車載同心筒中，倒吸進入內筒的為低溫氣體，對導彈起到了很好的氣冷保護作用，導彈中下部熱環(huán)境友好，導彈頂部后期也基本維持400 K的低溫(在800 K以下的安全范圍)，內筒溫度幾乎能維持在300 K，倒吸冷氣流改善了外筒熱環(huán)境，外筒溫度基本維持在2 250 K左右(低于2 700 K)。表明本文針對路基車載發(fā)射模式提出的方案5是合理的，熱結構設計是成功的。

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