导流格栅对发射箱内冲击波强度影响仿真

2023-09-09 02:05徐大军朱云松汤永康宫晓睿

海军航空大学学报 2023年4期

徐大军，朱云松，汤永康，宫晓睿

（北京航空航天大学，北京 102206）

关键字：导流格栅；冲击波；导弹发射箱；动网格

0 引言

在冲击波开盖过程中，发动机破膜瞬间，燃烧室内高压燃气与周围空气形成初始压力界面。随后，高压界面在燃气射流的作用下向外推进，高压界面压缩并加厚周围空气层，形成初始冲击波，同时伴随能量的不断增强[1]。冲击波作用于后盖上，在后盖的反射作用下沿着弹体与发射箱之间的间隙向前盖传播，最终完成导弹发射箱前盖的开盖过程[2-3]。相对于燃气式开盖与顶破式开盖，冲击波开盖方式能够有效避免在导弹发射过程中存在的发射箱内压力过大、温度过高的问题，且能够避免因前盖碎片与导弹相撞影响导弹飞行轨迹的问题[4]。在冲击波开盖方式中，后盖开盖压力的选择至关重要。后盖开盖过早，发射箱内无法积蓄足够强度的冲击波，发射箱开盖时间过晚，形成的冲击波强度过大，可能会损伤弹体。在发射箱开盖过程中，冲击波首先作用在后盖中心位置，可能使得后盖无法正常碎裂[5]，针对这一问题，潘登提出在喷管与后盖之间的区域放置导流格栅，可有效改善后盖压强不均匀的状况[6]，但是导流格栅对发射箱内冲击波强度的影响尚缺乏有效的仿真计算分析。

本文对带有导流格栅的计算模型进行了数值仿真计算研究。结果表明，在相同后盖开盖压力下，导流格栅能够增强发射箱内的冲击波强度。

1 仿真模型

1.1 计算模型

以某型导弹及发射箱为仿真计算对象，导弹在发射过程中采取倾斜发射方式，计算模型主要包括箱体、弹体、发动机喷管、前后盖、外流场等。考虑到计算资源的有效性以及研究的主次关系，对计算模型进行了以下简化：

1）假定箱内气体为理想气体，且忽略燃气射流中的化学反应影响；

2）假定发射箱箱体与弹体都是刚体，不考虑塑性变形对流场的影响；

3）忽略弹翼及箱内导轨部件的影响。

同时在发射箱内设置监测点1、2和3用于监测发射箱内压强变化情况。计算模型如图1所示。

图1 计算模型示意图Fig.1 Schematic diagram of calculation model

首先，对计算模型进行网格划分[7]。箱体内部采用结构化网格，外流场区域采用非结构化网格，网格总数约为50.2万。

1.2 控制方程

燃气流场采用求解非定常雷诺平均的N-S方程进行数值模拟[8-9]，其控制方程[10]如下。

质量守恒方程：

式（1）～（3）中：Sm为用户定义的源项；t为时间；ρ为静压；gi是重力在i方向上的投影；Fi为外部力在i方向上的投影，Fi代表了相关源项；τij为应力张量；T为温度；k为流体的传热系数；ST为黏性耗散项；cp为比热容。

湍流模型采用标准k-ε模型[11]，它要求了解湍动能以及耗散率方程。通过精确的方程推导能够得到湍动能输运方程，耗散率方程是通过数学上模拟相似原形方程以及物理推理得到的。该模型假设流动为完全湍流，忽略分子间黏性的影响。因此，标准k-ε模型只适合完全湍流的流动过程模拟。

标准的k-ε模型的湍动能k和耗散率ε方程如下：

1.3 边界条件设置

仿真计算过程采用瞬态求解，对流场计算边界条件做如下设定。

1）压力入口。将发动机喷管入口作为压力入口，利用UDF函数定义压力时间历程曲线，并将其加载到瞬态计算过程中。图2给出了发动机的压力时间变化曲线。

图2 发动机压力时间变化曲线Fig.2 Pressure change curves of the engine

2）压力出口边界。将外流场计算区域边界指定为压力出口，压力出口边界压力值取大气压强P=101 325 Pa，温度取300 K。

3）壁面边界条件。弹体表面、发射箱壁面及发动机外表面采用壁面边界条件；物面边界采用无滑移壁面和绝热壁面边界条件；近壁面计算采用标准壁面函数法处理。

4）后盖开盖方式。当前关于燃气射流问题的研究主要通过数值仿真以及实验2 种方法进行[12-14]。其中，后盖开盖方式的选择对数值仿真结果存在很大影响。研究表明，相比于传统的燃气射流流场与后盖裂片未耦合的仿真方式，采用基于光顺和重构方法的动网格技术[15-16]，将燃气射流流场与后盖裂片运动相互耦合得到的仿真结果更加接近实验数据[17]。

图3 给出了后盖简化模型，后盖在达到开盖压力后逐步打开，在后盖打开方式上，采用燃气流与后盖运动相耦合的开盖方式，即后盖达到开盖压力时，后盖裂缝（如图4所示）先打开，延迟1 ms后，4个后盖分块绕着箱体交线旋转至90°，之后将后盖边界条件由“壁面”（wall）变为“内部流场”（interior），同时在箱内设置3个监测点用于监测冲击波在发射箱内的传播规律。

图3 发射箱后盖简化模型Fig.3 Simplified model of rear cover of the launch container

图4 后盖裂缝Fig.4 Rear cover crack

2 仿真结果及分析

2.1 无导流格栅的计算模型仿真结果

发动机堵盖对发射箱内冲击波形成及强度具有很大的影响，堵盖处通常安放点火器，并对点火后起到增压的效果[18]。

发动机点火后，堵盖达到破膜压强1.5 MPa 时堵盖破裂。在仿真过程中表示为：堵盖由原来的“壁面”转换为“内部流场”，堵盖破裂后，冲击波先于燃气流作用到发射箱后盖上，后盖绝对压强达到2 MPa时，后盖打开。图5～7给出不同时刻下的压强及温度云图。

图5 后盖达到开盖压力时流场仿真结果Fig.5 Results of flowfield simulation when the rear cover reaches the opening pressure

图5中，发动机点火后堵盖破裂，冲击波先于燃气流作用于后盖上，使得后盖压力上升。在后盖达到开盖压力后，后盖裂缝破裂，冲击波一方面通过裂缝向箱外传播，一方面继续向前盖传播。图6 给出后盖打开3 ms后，后盖在燃气流与冲击波作用下围绕各自与箱体轴线做定轴转动，在后盖开盖过程中，部分冲击波继续沿着箱体与弹体之间的间隙向前盖传播。图7给出后盖打开6 ms后，后盖在燃气流作用下围绕后盖与箱体轴线逐步打开至90°，此时后盖对冲击波与燃气流不存在反射作用。

图6 后盖打开3 ms后流场仿真结果Fig.6 Results of flowfield simulation when the rear cover opens after 3 ms

图7 后盖打开6 ms后流场仿真结果Fig.7 Results of flowfield simulation when the rear cover opens after 6 ms

图8给出了3个监测点压强时间曲线，可以看出：冲击波在后盖反射下向前盖传播，在传播过程中，监测点1、2 和3 相继达到初次峰值；随着冲击波在传播过程中，由于气体黏性和发射箱壁面黏性的作用，造成冲击波能量不断损耗，监测点1、2 和3 的冲击波初次峰值依次降低。

图8 3个监测点压强时间曲线Fig.8 Pressure-time curve of three monitoring points

从图9能够看到，冲击波作用到前盖后，在前盖的阻挡积聚作用下，前盖压力不断上升。本文初定的前盖开启压强为0.17 MPa，对应图9 的0.016 5 ms 开启。由于本次仿真过程中，前盖始终处于未打开状态，所以在前盖压强达到开启压力后依旧上升。在前盖作用下，冲击波向发射箱后盖方向发生反射，此次冲击波传播路径与初次传播路径相反。从图8能够看出，监测点3、2 和1 相继达到第2 次压强峰值，且由于冲击波在传播过程中的损耗，监测点3、2 和1 的压强峰值依次降低。

图9 前盖压强时间曲线Fig.9 Pressure-time curve of front cover

2.2 带有导流格栅（A位置）的发射箱模型仿真结果

在上述发射箱模型下加入导流格栅，新添加的导流格栅采取“壁面”边界条件，其他简化条件与上述仿真过程一致。导流格栅为1 个多孔矩形平板，指定平板的厚度为5 mm。导流格栅安装在发动机喷管与发射箱后盖之间的区域，导流格栅的形状以及在发射箱的安装方式如图10、11所示。导流格栅分别在A和B位置安装：A位置距离喷管口较远，导流格栅前端面距离喷口的轴向距离为150 mm；B 位置距离喷管口较近，导流格栅前端面距离喷口的轴向距离为100 mm。