導(dǎo)彈熱發(fā)射燃氣射流對發(fā)射筒的影響

鄧春麗，袁 森,2*，張秀華

(1.貴州大學(xué)機械工程學(xué)院,貴陽 550025；2.貴州理工學(xué)院機械工程學(xué)院,貴陽 550003；3.貴州民族大學(xué)機械電子工程學(xué)院，貴陽 550025)

發(fā)射筒具有貯存、運輸和發(fā)射導(dǎo)彈三種功用。目前大多數(shù)導(dǎo)彈都采用筒式發(fā)射，導(dǎo)彈尾噴管出筒前或出筒后的一段時間內(nèi)，高溫、高速、欠膨脹燃氣射流排放在半封閉的發(fā)射筒體內(nèi)部，此時，筒體不僅承受溫度載荷，而且還承受壓力沖擊載荷[1]。溫度載荷會使發(fā)射筒內(nèi)的溫度急劇升高，某些情況下會影響發(fā)射筒的安全性。而壓力沖擊載荷會引起發(fā)射筒筒體蒙皮和導(dǎo)彈尾翼損壞，從而影響導(dǎo)彈的發(fā)射。因此，需要對燃氣射流的流動過程進行研究，從而為發(fā)射筒的結(jié)構(gòu)設(shè)計提供理論指導(dǎo)。藺翠郎等[2]采用動網(wǎng)格技術(shù)和流固耦合術(shù)對導(dǎo)彈發(fā)射過程中發(fā)射筒內(nèi)的流場變化進行了研究，得到了筒壁的溫度場，為發(fā)射筒的熱強度設(shè)計提供參考，但是缺少發(fā)射筒在壓力載荷作用下的研究。劉琦等[3]采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型，對貯運發(fā)射筒內(nèi)燃氣流產(chǎn)生的動力沖擊波進行了研究，得到初始沖擊波在發(fā)射筒內(nèi)的流動過程。靖建全等[4]采用動網(wǎng)格技術(shù)對易碎蓋前后端蓋開啟過程中發(fā)射箱內(nèi)的流場變化情況進行了研究，得到了后蓋開啟后發(fā)射箱內(nèi)不同區(qū)域平均壓強變化情況，但是他們?nèi)鄙侔l(fā)射筒在溫度載荷作用下的研究。

為了研究導(dǎo)彈熱發(fā)射過程中高溫高壓燃氣流對發(fā)射筒的影響，采用動網(wǎng)格技術(shù)，建立發(fā)射筒和導(dǎo)彈的二維軸對稱模型，模擬導(dǎo)彈發(fā)射過程中發(fā)射筒內(nèi)的流場變化，進行筒內(nèi)燃氣流的溫度、壓強、速度分析；通過流場分析得到筒內(nèi)的最大壓力載荷和溫度載荷，以這兩種載荷作為發(fā)射筒瞬態(tài)動力學(xué)和瞬態(tài)熱力學(xué)分析的邊界條件，得出筒體的應(yīng)力和變形，對今后發(fā)射筒的結(jié)構(gòu)設(shè)計和優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 理論基礎(chǔ)

燃氣流場模擬采用三維非定常Navier-Stokes方程組[5],湍流模型采用RNG(renormalization-group)κ-ε模型[6]，因該模型考慮了平均湍動能中的旋轉(zhuǎn)及旋流流動，提高了數(shù)值模擬的精度，故選用此模型

質(zhì)量守恒方程

(1)

動量守恒方程

(2)

能量守恒方程

(3)

對于邊界運動的動網(wǎng)格，任意控制體V上的物理量φ的積分形式守恒方程[7]可寫為

式(4)中:ρ為密度；u為流體速度；ug為運動網(wǎng)格的網(wǎng)格速度；Γ為擴散系數(shù)；Sφ為源項。

2 計算條件

2.1 計算模型

仿真模型模擬發(fā)射筒前后蓋打開到導(dǎo)彈完全出筒的發(fā)射過程，導(dǎo)彈發(fā)動機點火到前后蓋打開這一時間段燃氣流對筒壁的作用時間短，故不考慮這段時間燃氣流對筒壁的作用。首先對計算模型進行了簡化，考慮計算資源和研究的目的，采用了二維軸對稱模型，計算模型主要包括發(fā)射筒、噴管、導(dǎo)彈和外部流場，如圖1所示。x、z、s為筒壁上設(shè)置的監(jiān)測點。

圖1 仿真計算物理模型

模型網(wǎng)格劃分如圖2所示，在ICEM軟件對模型進行區(qū)域分塊，每一塊區(qū)域均采用四邊形網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸設(shè)置10 mm,網(wǎng)格總數(shù)為2.5×104。由于流場邊界運動時，網(wǎng)格會發(fā)生變形，劃分動區(qū)域時，應(yīng)使網(wǎng)格的方向和流體流動的方向一致，避免出現(xiàn)負體積。

圖2 計算網(wǎng)格模型

2.2 條件設(shè)定

將燃氣按理想氣體來處理，不考慮流體介質(zhì)與固壁材料及環(huán)境的傳熱效應(yīng)，不考慮燃氣射流中的化學(xué)反應(yīng)的影響及燃氣中固體顆粒的影響[8]。燃氣參數(shù)如表1所示。

表1 燃氣參數(shù)

計算邊界條件設(shè)置壓力進口、壓力出口、壁面邊界、軸對稱[9]。壓力進口的初始條件設(shè)置為壓力隨時間變化的，如圖3所示。靜壓為0.23 MPa,燃燒室總溫為3 000 K。壓力出口邊界條件壓強為0.101 MPa,溫度為300 K。發(fā)射筒的壁面、導(dǎo)彈彈壁、噴管外壁是絕熱無滑移壁面邊界。

圖3 總壓變化曲線

計算中采用域動分層法進行網(wǎng)格更新。將計算區(qū)域分為內(nèi)流場和外流場，內(nèi)流場區(qū)域為運動區(qū)域，外流場區(qū)域為靜止區(qū)域[10]。導(dǎo)彈發(fā)射時，將導(dǎo)彈運動速度賦給運動區(qū)域，運動區(qū)域前后邊界靜止，導(dǎo)彈附近的網(wǎng)格只運動不更新，運動區(qū)域的前后邊界發(fā)生網(wǎng)格更新。如圖4所示為導(dǎo)彈發(fā)射過程中計算域的網(wǎng)格變化圖。

圖4 發(fā)射過程中的網(wǎng)格變化示意圖

2.3 計算方法

流場計算時，采用有限體積法對流場控制方程進行離散，使用壓強隱式算子分裂(PISO)算法進行計算[11]。

根據(jù)筒內(nèi)的流場變化，仿真中選取導(dǎo)彈發(fā)射初始、發(fā)射中段、發(fā)射末段三個時間段分析筒內(nèi)的流場變化。

3 計算結(jié)果分析

3.1 仿真結(jié)果云圖分析

圖5為導(dǎo)彈發(fā)射初始時發(fā)射筒內(nèi)燃氣流仿真云圖。由圖5(a)、圖5(b)可知，在發(fā)射初始時刻，噴管入口溫度大約為2 980 K，因燃氣流在拉瓦爾噴管出口處膨脹增速，使得筒內(nèi)溫度降低，大約為1 770 K。由圖5(c)、圖5(d)可知，導(dǎo)彈向上運動，燃氣流從噴管出口向筒外擴散，由于發(fā)射筒前后蓋都已打開，燃氣流在筒內(nèi)沒有出現(xiàn)反射回流現(xiàn)象，且筒內(nèi)的壓強比噴管處的小很多。

圖5 發(fā)射初始段發(fā)射筒內(nèi)燃氣流云圖

圖6為發(fā)射中段時發(fā)射筒內(nèi)燃氣流仿真云圖。由圖6(a)、圖6(b)可知，導(dǎo)彈發(fā)動機噴管已經(jīng)運動到筒體的中部，筒內(nèi)射流核心區(qū)的速度比筒壁上的大，故筒壁溫度比筒內(nèi)核心區(qū)的高,筒壁溫度最大為2 180 K。由圖6(c)、圖6(d)可知，可以看出燃氣流沿著筒底部的方向擴散，筒內(nèi)燃氣無反射回流現(xiàn)象。筒壁上的壓強為513 191 Pa左右，只有噴管后方筒壁局部壓強為1 101 040 Pa。此時壁面的壓強會向外壓迫筒壁，造成筒體向外變形。

圖6 發(fā)射中段時發(fā)射筒內(nèi)燃氣流云圖

圖7為發(fā)射末端時發(fā)射筒內(nèi)燃氣流仿真云圖。由圖7(a)、圖7(b)可知，此時導(dǎo)彈已經(jīng)完全出筒，筒壁下部和中部燃氣速度比筒頂部的小，故筒壁底部和中部的溫度要比筒壁上部要高，筒壁溫度為2 172 K。由圖7(c)、圖7(d)可知，燃氣流沿著筒底部的方向擴散，筒內(nèi)燃氣無回流現(xiàn)象，整個筒壁上的壓強為1 119 479 Pa左右，此時壁面的壓強向外壓迫筒壁，造成筒體向外變形，由圖8和圖9得知，最大應(yīng)力為83 712 000 Pa，最大變形為0.68 mm，筒體材料是鋁合金，故發(fā)射筒的結(jié)構(gòu)能滿足使用要求。

圖7 發(fā)射末端時發(fā)射筒內(nèi)燃氣流云圖

圖8 發(fā)射筒應(yīng)力云圖

圖9 發(fā)射筒變形云圖

3.2 發(fā)射筒壁面監(jiān)測點壓強和溫度變化分析

燃氣流對筒體的影響以沖擊和燒蝕為主，主要對筒體進行壓強載荷和溫度載荷分析。在發(fā)射筒壁上設(shè)置監(jiān)測點，分析監(jiān)測點的壓強和溫度變化趨勢。圖10為筒壁底部監(jiān)測點x壓強和溫度變化曲線。由圖10(a)可知，在發(fā)動機點火后，監(jiān)測點x的壓強最大為102 700 Pa，隨后又產(chǎn)生一個100 750 Pa的負壓，因為燃氣流在筒內(nèi)高速向后噴射，筒壁外側(cè)向內(nèi)壓迫筒壁，導(dǎo)致筒壁向內(nèi)變形，出現(xiàn)“內(nèi)吸”現(xiàn)象，所以才會產(chǎn)生負壓。隨著導(dǎo)彈向上運動，沖擊到筒底部燃氣速度減少，導(dǎo)致該點的壓強降低，之后又因為燃氣流在筒內(nèi)不斷的增多，導(dǎo)致該點處的壓強上升，最后趨于穩(wěn)定。由圖10(b)可知，發(fā)動機點火初期，筒壁底部監(jiān)測點x的溫度為300 K。0.02 s左右時，出現(xiàn)第一個峰值，溫度從300 K變?yōu)?03 K左右，表明發(fā)動機尾噴管尾部運動到該點，燃氣流作用到該點，使得溫度上升。隨著導(dǎo)彈繼續(xù)向前運動，越來越多的燃氣流經(jīng)此處，導(dǎo)致該點的溫度繼續(xù)增大。該點的溫度雖增加，但是增幅較小，因發(fā)射筒前后端蓋已打開，該點離筒口較近，筒內(nèi)的燃氣排導(dǎo)通暢，故該點的溫度變化不顯著。

圖10 筒壁底部監(jiān)測點x處燃氣流作用分析

圖11為筒壁中部z壓強和溫度變化曲線。由圖11(a)可知，在發(fā)動機點火初期，該點壓強上升到1 519 875 Pa左右。0.065 s時，發(fā)動機尾噴管尾部運動到該點，高壓燃氣作用于該點，使得該點處的壓強上升。隨著導(dǎo)彈向上運動，沖擊到筒中部的燃氣速度減小，導(dǎo)致該點的壓強減小。由圖11(b)可知，發(fā)動機點火初期，筒壁中部該點的溫度為300 K。0.065 s時，出現(xiàn)第一個較大的峰值，溫度瞬間從300 K變?yōu)? 257 K，發(fā)動機尾噴管尾部運動到該點，高溫燃氣作用于該點，使得該點處的溫度上升。隨著導(dǎo)彈繼續(xù)往上運動，射流沖擊位置逐漸遠離此處，燃氣對該點的影響作用變小，因此該點處的溫度變小。又因為筒內(nèi)一直有燃氣流，故該點處的溫度為2 000～2 250 K。

圖11 筒壁中部z處燃氣流作用分析

圖12為筒壁頂部s壓強和溫度變化曲線。由圖12(a)可知，在發(fā)動機點火初期，該點壓強為101 325 Pa。0.1 s時發(fā)動機尾噴管尾部運動到該點，高壓燃氣作用于該點，使得該點處的壓強上升到370 849.5 Pa。隨著導(dǎo)彈向上運動，沖擊到筒頂部的燃氣速度減小，導(dǎo)致該點的壓強減小。由圖12(b)可知，發(fā)動機點火初期，筒壁頂部該點的溫度為300 K。0.1 s時，發(fā)動機尾噴管尾部運動到該點，高壓燃氣作用于該點，使得該點處的溫度瞬間從300 K變?yōu)? 250 K左右，隨著導(dǎo)彈運動出筒，燃氣流在筒口附近堆積，使得發(fā)射筒內(nèi)的溫度較高。

圖12 筒壁頂部s處燃氣流作用分析

從筒壁三個監(jiān)測點的壓強、溫度變化曲線和筒體熱應(yīng)力和變形云圖(圖13、圖14)可以得出，監(jiān)測點z的最大溫度為2 257 K,筒體在此溫度載荷作用下，產(chǎn)生的最大熱應(yīng)力是1 271 800 Pa，熱變形為0.1 mm，發(fā)射筒的結(jié)構(gòu)滿足使用要求。監(jiān)測點z壓強的峰值比其他兩個監(jiān)測點的大，最大為600 000 Pa。因發(fā)射初始時，燃燒室的推進劑燃燒不穩(wěn)定，導(dǎo)致監(jiān)測點x壓強峰值變化次數(shù)比其他兩個監(jiān)測點頻繁。發(fā)射中段時，因筒內(nèi)空間小，燃氣流排導(dǎo)不通順，故監(jiān)測點z和監(jiān)測點s溫度變化比監(jiān)測點x溫度變化大。

圖13 發(fā)射筒熱應(yīng)力云圖

圖14 發(fā)射筒熱變形云圖

4 結(jié)論

采用了域動分層動網(wǎng)格技術(shù)，模擬了前后端蓋開啟后到導(dǎo)彈發(fā)射出筒這一時間段燃氣流對發(fā)射筒筒體的沖擊效應(yīng)，得出如下結(jié)論。

(1)導(dǎo)彈在發(fā)射初始段、發(fā)射中段、發(fā)射末端，筒內(nèi)的燃氣流都向筒外擴散，筒內(nèi)無反射回流現(xiàn)象。

(2)導(dǎo)彈發(fā)射末段時，筒壁的壓強值為1 119 479 Pa左右，筒體在此壓強作用下，產(chǎn)生最大應(yīng)力為83 712 000 Pa，最大變形為0.68 mm，滿足使用要求。

(3)發(fā)射筒筒壁監(jiān)測點z最大溫度為2 257 K,在此溫度下，筒體產(chǎn)生的最大熱應(yīng)力為1 271 800 Pa，最大熱變形為0.1 mm，滿足使用要求。

(4)發(fā)射筒壁監(jiān)測點z的峰值比監(jiān)測點x、s處大，監(jiān)測點z和監(jiān)測點s溫度變化比監(jiān)測點x溫度變化大。