耦合尾噴管堵蓋運(yùn)動(dòng)的發(fā)射箱內(nèi)流場(chǎng)研究

于邵禎,姜毅,周笑飛,牛鈺森,孫璐璐

(1.北京理工大學(xué)宇航學(xué)院,北京 100081;2.海軍航空工程學(xué)院青島校區(qū),山東青島 266041)

耦合尾噴管堵蓋運(yùn)動(dòng)的發(fā)射箱內(nèi)流場(chǎng)研究

于邵禎1,姜毅1,周笑飛1,牛鈺森1,孫璐璐2

(1.北京理工大學(xué)宇航學(xué)院,北京 100081;2.海軍航空工程學(xué)院青島校區(qū),山東青島 266041)

利用初始沖擊波超壓完成前后蓋開(kāi)啟過(guò)程的貯運(yùn)發(fā)射箱已得到廣泛應(yīng)用。為研究含尾噴管堵蓋的沖擊波超壓形成過(guò)程及對(duì)后易碎蓋的作用效果,應(yīng)用有限元方法并結(jié)合動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)建立了導(dǎo)彈點(diǎn)火后堵蓋的運(yùn)動(dòng)模型,并通過(guò)實(shí)驗(yàn)方法對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)合計(jì)算結(jié)果可清晰地看到尾焰流場(chǎng)的形成過(guò)程,并得到了沖擊波超壓在后易碎蓋表面的隨時(shí)間變化曲線。研究表明:受堵蓋的影響,沖擊波超壓首先形成并沖擊后易碎蓋,燃?xì)庥啥律w的邊緣向中心匯聚形成主流,在對(duì)后易碎蓋的沖擊時(shí)間和作用位置上與沖擊波作用有明顯的不同;后易碎蓋主要受到?jīng)_擊波超壓作用實(shí)現(xiàn)碎裂變形,在堵蓋運(yùn)動(dòng)的投影區(qū)域首先達(dá)到最大受力,瞬時(shí)峰值達(dá)5×105Pa.

兵器科學(xué)與技術(shù);尾噴管堵蓋;沖擊波;易碎蓋;數(shù)值仿真

0 引言

沖擊波開(kāi)蓋技術(shù)在目前應(yīng)用廣泛并日臻成熟。發(fā)射箱內(nèi)沖擊波的形成是導(dǎo)彈在箱內(nèi)點(diǎn)火后,高壓燃?xì)饬鲝膰姽車(chē)姵雠c周?chē)諝庑纬勺畛醯膲毫缑?并以同射流邊界大致近似的形狀隨著燃?xì)饬飨蛲獍l(fā)展而向前推進(jìn),同時(shí)伴隨能量不斷增強(qiáng)[1]。沖擊波開(kāi)蓋技術(shù)是利用沖擊波能量實(shí)現(xiàn)對(duì)設(shè)計(jì)有一定承壓標(biāo)準(zhǔn)的易碎蓋的開(kāi)啟[2]。利用沖擊波開(kāi)蓋技術(shù)的貯運(yùn)發(fā)射箱結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,質(zhì)量輕,操作維護(hù)方便,經(jīng)濟(jì)成本較低,因此有廣闊的應(yīng)用前景。

箱體前后易碎蓋的壓力匹配問(wèn)題是采用易碎蓋技術(shù)亟待解決的問(wèn)題之一,前后易碎蓋的強(qiáng)度設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)與沖擊波的強(qiáng)度密切相關(guān)。沖擊波在形成過(guò)程中受到箱內(nèi)配件如導(dǎo)軌、擾流器、堵蓋等影響。在諸多影響因素中,尾噴管堵蓋對(duì)箱內(nèi)射流形狀和沖擊波的形成及強(qiáng)度影響較大,而對(duì)于某些型號(hào)的導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)來(lái)說(shuō),尾噴管堵蓋安放有點(diǎn)火器并起到射前增壓的作用[3],為導(dǎo)彈必不可少配件,因此有必要考慮有堵蓋影響的發(fā)射箱內(nèi)沖擊波的形成過(guò)程。

對(duì)于易碎蓋技術(shù)的研究,國(guó)外起步較早,并且已經(jīng)有成熟的應(yīng)用,如美國(guó)的“陸麻雀”、“愛(ài)國(guó)者”“戰(zhàn)斧”,意大利的“阿斯派德”、“信天翁”等,同時(shí)對(duì)于超音速流產(chǎn)生的沖擊波在能量、成因以及數(shù)值模擬方法和實(shí)驗(yàn)的研究上取得了很大的進(jìn)展[4-6]。國(guó)內(nèi)對(duì)于箱內(nèi)沖擊波的研究主要集中在沖擊波形成后在箱內(nèi)的傳播過(guò)程,分析過(guò)程以實(shí)驗(yàn)并輔助工程經(jīng)驗(yàn)為主[7-11],也取得了一定的研究成果,對(duì)于沖擊波在發(fā)射箱內(nèi)部的作用效果也有了一定的認(rèn)識(shí),但是目前對(duì)于利用沖擊波能量完成開(kāi)蓋動(dòng)作的發(fā)射箱設(shè)計(jì)主要以工程經(jīng)驗(yàn)為主,對(duì)于沖擊波的強(qiáng)度分析只能預(yù)估在一定的范圍內(nèi),不能進(jìn)行定量分析,嚴(yán)重影響了易碎蓋的設(shè)計(jì)精度和使用的可靠性。

本文通過(guò)數(shù)值仿真計(jì)算模擬了尾噴管堵蓋在箱體內(nèi)受到燃?xì)饬髯饔玫倪\(yùn)動(dòng)過(guò)程,并通過(guò)監(jiān)測(cè)發(fā)射箱后易碎蓋的平均靜壓研究沖擊波作用力的變化過(guò)程,同時(shí)根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)沖擊波作用效果進(jìn)行驗(yàn)證,為貯運(yùn)發(fā)射箱易碎蓋設(shè)計(jì)提供參考。

1 基本控制方程

燃?xì)馍淞鞯目刂品匠探M采用三維非定常方程組[12]。湍流方程采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型方程(具體方程見(jiàn)文獻(xiàn)[12])。

湍動(dòng)能k的輸運(yùn)方程為

式中:μt為湍流粘性系數(shù);Gk為由層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能;Gb為由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能;C1ε、C2ε、C3ε、σk、σε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù);Cμ為湍流常數(shù)。

在動(dòng)網(wǎng)格計(jì)算區(qū)域內(nèi),在任意控制體V中任意標(biāo)量的積分形式的控制方程可以表示為

式中:ρ表示流體密度;φ為通量變量;u表示流體速度矢量;ug表示動(dòng)網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)速度;Γ表示耗散系數(shù); Sφ表示源項(xiàng)。

2 計(jì)算實(shí)例

2.1 計(jì)算模型

仿真模型模擬發(fā)射箱內(nèi)導(dǎo)彈點(diǎn)火時(shí)刻尾噴管堵蓋從初始位置運(yùn)動(dòng)到后易碎蓋端面過(guò)程。計(jì)算模型包括發(fā)射箱箱體、前后導(dǎo)軌、導(dǎo)彈彈體、發(fā)動(dòng)機(jī)噴管、堵蓋在內(nèi)的三維模型。模型中根據(jù)堵蓋的設(shè)計(jì)外形將堵蓋簡(jiǎn)化處理為圓形薄片,并將原堵蓋質(zhì)量均勻加載。計(jì)算區(qū)域如圖2所示。由于堵蓋運(yùn)動(dòng)行程短,速度大,同時(shí)導(dǎo)彈的發(fā)射姿態(tài)以傾斜和垂直發(fā)射為主,因此將堵蓋的運(yùn)動(dòng)軌跡按照直線形式處理。模型中取堵蓋面向發(fā)射箱前易碎蓋端面為前端面,反向?yàn)楹蠖嗣妗Ｓ?jì)算模型根據(jù)對(duì)稱性采用1/2模型計(jì)算。

模型網(wǎng)格劃分如圖2所示,采用6面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,對(duì)于噴管區(qū)域采用加密處理,同時(shí)設(shè)置堵蓋運(yùn)動(dòng)區(qū)域的邊界面為Interface邊界,在Interface邊界的兩側(cè)采用等比例網(wǎng)格尺寸劃分,其網(wǎng)格高度為0.5 mm,比例系數(shù)為1.2,如圖2所示。網(wǎng)格總數(shù)為40萬(wàn)。

圖1 仿真計(jì)算物理模型Fig.1 The physical model for simulation calculation

圖2 計(jì)算網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model

2.2 計(jì)算條件

如圖3所示,對(duì)實(shí)驗(yàn)所測(cè)得的發(fā)動(dòng)機(jī)壓力變化曲線進(jìn)行數(shù)值離散處理并擬合出發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室內(nèi)壓強(qiáng)變化方程,假設(shè)總溫變化在點(diǎn)火初始狀態(tài)至發(fā)動(dòng)機(jī)工作穩(wěn)定時(shí)刻為線性變化,將總溫與總壓變化曲線編寫(xiě)自定義函數(shù)輸入到仿真計(jì)算中。

計(jì)算使用Fluent軟件,應(yīng)用有限體積法。對(duì)彈體、導(dǎo)軌、噴管及發(fā)射箱等固壁表面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)方程處理。堵蓋的運(yùn)動(dòng)速度為自定義函數(shù):通過(guò)讀取堵蓋兩側(cè)的壓強(qiáng)分布并積分轉(zhuǎn)換成作用力加載在堵蓋表面進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)得的破膜壓力為1.5 MPa,因此仿真計(jì)算中將燃燒室壓力達(dá)到1.5 MPa時(shí)刻設(shè)置為堵蓋運(yùn)動(dòng)初始時(shí)刻。

圖3 壓力入口邊界條件Fig.3 Boundary conditions on the pressure inlet

2.3 數(shù)值計(jì)算驗(yàn)證

模擬實(shí)驗(yàn)可有效檢驗(yàn)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的精度和可靠性,但是在實(shí)驗(yàn)中不能直接對(duì)堵蓋的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)和受到的作用力進(jìn)行測(cè)量。而發(fā)射箱后蓋采用易碎蓋設(shè)計(jì),同樣不能直接獲取后蓋的受力情況。因此只能通過(guò)對(duì)其他相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行測(cè)量對(duì)比進(jìn)行間接驗(yàn)證。發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火后在發(fā)射箱內(nèi)形成的初始沖擊波超壓是與燃?xì)饬魈匦宰钕嚓P(guān)的物理量,利用壓力傳感器可直接對(duì)超壓值進(jìn)行測(cè)量,如圖1所示的發(fā)射箱模型,實(shí)驗(yàn)中在發(fā)射箱壁面上設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)1、2兩個(gè)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)對(duì)發(fā)射箱內(nèi)沖擊波數(shù)據(jù)采集。

圖4所示為發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火后發(fā)射箱內(nèi)沖擊波的傳播過(guò)程。白色區(qū)域?yàn)闆_擊波超壓值影響區(qū)域,從圖4中可以看出發(fā)射箱內(nèi)初始沖擊波超壓值接近170 000 Pa,并且波前和波后超壓值有明顯的階躍,因此在實(shí)驗(yàn)中能夠?qū)_擊波流經(jīng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的作用時(shí)長(zhǎng)和峰值進(jìn)行監(jiān)測(cè)并獲得相關(guān)數(shù)據(jù)。

圖4 初始沖擊波傳播過(guò)程Fig.4 The propagation of initial shock wave

圖5為沖擊波流經(jīng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的超壓變化曲線,需要說(shuō)明的是實(shí)驗(yàn)過(guò)程中前易碎蓋的開(kāi)啟是利用多組沖擊波的積聚達(dá)到一定強(qiáng)度后實(shí)現(xiàn)。因此對(duì)于初始沖擊波在監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的傳播歷程由于反射作用會(huì)出現(xiàn)多次峰值,實(shí)驗(yàn)曲線如圖5(a)所示。在監(jiān)測(cè)點(diǎn)1、2中,監(jiān)測(cè)點(diǎn)1的初始峰值出現(xiàn)時(shí)間要早于監(jiān)測(cè)點(diǎn)2,而第2個(gè)峰值出現(xiàn)時(shí)間在監(jiān)測(cè)點(diǎn)2第2個(gè)峰值之后,有力的證明了沖擊波的反射結(jié)論。而仿真計(jì)算只記錄了發(fā)射箱首次傳播過(guò)程,因此在進(jìn)行數(shù)據(jù)對(duì)比中只對(duì)沖擊波第1個(gè)峰值大小和時(shí)程進(jìn)行對(duì)比。另外由于時(shí)間基準(zhǔn)在實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算中很難統(tǒng)一,在圖5(b)和圖5(c)的壓強(qiáng)變化曲線中選取峰值點(diǎn)時(shí)刻作為基準(zhǔn)進(jìn)行對(duì)比分析。由監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓強(qiáng)變化曲線可知實(shí)測(cè)值與計(jì)算值壓強(qiáng)變化在時(shí)間跨度和峰值上都比較接近。從表1中數(shù)據(jù)對(duì)比可知,監(jiān)測(cè)點(diǎn)理論計(jì)算強(qiáng)度和實(shí)測(cè)值誤差最大為4.51%.在時(shí)間歷程上二者誤差最大為33.30%.而堵蓋與燃?xì)饬黢詈献饔弥饕軓?qiáng)度因素的影響,因此數(shù)值計(jì)算滿足精度要求。

表1 監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.1 Comparison of pressure data

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 仿真云圖分析

圖6所示為堵蓋運(yùn)動(dòng)0.5 ms時(shí)刻燃?xì)饬鲝亩律w與噴管間隙流出的仿真云圖。圖6(a)所示為對(duì)稱面燃?xì)饬黛o壓云圖,可以清晰地看到堵蓋周?chē)娜細(xì)鈮簭?qiáng)緊貼壁面處發(fā)生變化,燃?xì)饬鲝膰姽芘c堵蓋間隙流出后由邊界向堵蓋中心擴(kuò)散。圖6(b)所示為噴管內(nèi)溫度云圖,燃?xì)饬鏖_(kāi)始沿管壁向外擴(kuò)散,在此狀態(tài)下,燃?xì)饬鳒囟确植寂c壓強(qiáng)分布一致。發(fā)射箱易碎蓋上暫未受到燃?xì)饬鲾_動(dòng)的影響。

圖5 監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)變化曲線Fig.5 Curves of pressures at monitoring points

圖7所示為堵蓋運(yùn)動(dòng)1.5 ms后發(fā)射箱內(nèi)仿真結(jié)果。圖7(a)所示為箱內(nèi)對(duì)稱面上靜壓云圖,在堵蓋前端面受燃?xì)饬鞯淖饔么嬖谝粋€(gè)高壓強(qiáng)集中區(qū),出現(xiàn)原因在于燃?xì)饬鲗?duì)堵蓋的沖擊作用使堵蓋端面上存在速度滯止區(qū),在相應(yīng)區(qū)域壓強(qiáng)值較高。同時(shí)在發(fā)射箱后易碎蓋端面的中心區(qū)域也存在高壓區(qū)域。圖7(b)所示為燃?xì)饬鳒囟仍茍D,燃?xì)饬餮刂鴩姽鼙谙蛲饬鲃?dòng),主流并未作用到易碎蓋端面中心上。圖7(c)所示為后易碎蓋端面壓強(qiáng)分布,后易碎蓋端面的壓強(qiáng)主要集中在堵蓋的投影區(qū)域范圍內(nèi),達(dá)到2.7×105Pa,易碎蓋上整體平均壓強(qiáng)略有升高,最低值達(dá)到1.42×105Pa.圖7(d)為易碎蓋端面上溫度分布云圖,溫度分布由中心向外逐漸減弱,但總體溫升較低,證明燃?xì)饬髦髁鲿何唇佑|易碎蓋,同時(shí)在易碎蓋上出現(xiàn)一個(gè)高溫的環(huán)形區(qū)域,溫度達(dá)到400 K.

圖6 堵蓋運(yùn)動(dòng)0.5 ms后噴管內(nèi)燃?xì)饬髟茍DFig.6 Contours of jet flow after 0.5 ms

由圖7分析結(jié)果可知:受堵蓋影響,燃?xì)饬髋c初始沖擊波作用位置不同,并且沖擊波形成于燃?xì)饬髑岸?其形狀與燃?xì)饬鬟吔缧螤钜灿兴煌?/p>

圖8所示為堵蓋運(yùn)動(dòng)3 ms飛出噴管后仿真結(jié)果。圖8(a)所示在堵蓋前端面上壓強(qiáng)較低,證明燃?xì)饬髟趪姽軆?nèi)充分膨脹。而在堵蓋后部靜壓值較高,接近3×105Pa.圖8(b)所示燃?xì)饬鳒囟仍茍D,此刻燃?xì)饬饕呀?jīng)沖擊到發(fā)射箱易碎蓋上并反向向前流動(dòng),發(fā)射箱后部空間被燃?xì)饬魉畛?溫度趨于一致接近1 900 K,而在堵蓋前后端面被燃?xì)饬靼鼑陌矊?溫度略高,在2 600 K左右。圖8(c)所示為發(fā)射箱后易碎蓋端面上壓強(qiáng)云圖,如圖8(c)所示,在燃?xì)饬髯飨?在堵蓋投影的中心區(qū)域內(nèi)壓強(qiáng)最大,達(dá)到4.67×105Pa,并向外逐漸減小。圖8(d)所示為發(fā)射箱后端面上溫度云圖,從圖中可以看出易碎蓋上大部分區(qū)域溫度約為2 200 K,局部有小范圍的高溫區(qū)域,接近2 400 K.在易碎蓋下半部分燃?xì)饬鳒囟嚷缘?。造成這種現(xiàn)象的原因在于底部的導(dǎo)軌阻礙燃?xì)饬鞯臄U(kuò)散,在該部位燃?xì)饬鳟a(chǎn)生壅塞現(xiàn)象。

圖7 1.5 ms流場(chǎng)仿真結(jié)果Fig.7 Contours of jet flows at 1.5 ms

3.2 仿真數(shù)據(jù)分析

為具體說(shuō)明燃?xì)饬髟诙律w運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的作用效果,通過(guò)讀取堵蓋的速度值、堵蓋兩側(cè)的壓強(qiáng)值說(shuō)明燃?xì)饬髋c堵蓋的相互作用,同時(shí)讀取易碎蓋端面上壓強(qiáng)和受力,得到相應(yīng)參數(shù)變化曲線,將后易碎蓋按照堵蓋的幾何投影劃分為堵蓋投影區(qū)域和其他區(qū)域兩部分進(jìn)行對(duì)比分析,具體結(jié)果如圖9～圖13所示。

圖9所示為堵蓋速度變化曲線,從圖中可知堵蓋運(yùn)動(dòng)3.6 ms后撞擊后易碎蓋,在前1.5 ms運(yùn)動(dòng)過(guò)程中,燃?xì)饬鲗?duì)堵蓋的作用基本穩(wěn)定,堵蓋作勻加速運(yùn)動(dòng),1.5 ms后堵蓋運(yùn)動(dòng)速度基本趨于平衡。

圖10所示為堵蓋前后端面靜壓變化曲線,從圖中可知堵蓋前端面壓強(qiáng)在堵蓋初始運(yùn)動(dòng)時(shí)經(jīng)過(guò)小范圍的波動(dòng)后逐漸降低并在末尾時(shí)刻降低到1×105Pa,后端面壓強(qiáng)變化平緩,基本在2×105Pa附近波動(dòng),從初始環(huán)境壓強(qiáng)逐漸升高并伴有小幅的波動(dòng)發(fā)生,在堵蓋運(yùn)動(dòng)2.2 ms時(shí)刻,前后端面壓強(qiáng)相等,隨后后端面壓強(qiáng)高于前端面,堵蓋受力反向作減速運(yùn)動(dòng)直至3.5 ms時(shí)刻撞擊至后易碎蓋。

圖8 3 ms流場(chǎng)仿真結(jié)果Fig.8 Contours of jet flows at 3 ms

圖9 堵蓋速度曲線Fig.9 Velocity curve of nozzle closure

圖10 堵蓋前后端面壓強(qiáng)曲線Fig.10 Pressures on the surface of nozzle closure

圖11 后易碎蓋端面平均壓強(qiáng)曲線Fig.11 Average pressures on the surface of back cover

圖12 后易碎蓋端面最大壓強(qiáng)曲線Fig.12 Maximum pressures on the surface of back cover

為說(shuō)明后蓋上壓強(qiáng)分布規(guī)律,圖11和圖12所示壓強(qiáng)曲線中分別給出了后蓋上在堵蓋投影區(qū)域和除投影區(qū)域外的平均靜壓和最大靜壓變化曲線以及整個(gè)后蓋平均壓強(qiáng)曲線,從圖11所示的壓強(qiáng)變化曲線中看出,在堵蓋投影區(qū)域出現(xiàn)峰值的1.5 ms時(shí)刻,后蓋上其他區(qū)域并未有明顯的波動(dòng),而整個(gè)后蓋端面上峰值出現(xiàn)時(shí)刻在2.5 ms,落后于該點(diǎn),由此說(shuō)明在投影區(qū)域所出現(xiàn)的峰值由沖擊波形成,后蓋整體的壓強(qiáng)峰值由燃?xì)饬髟斐?。同時(shí)可以看出在后易碎蓋端面上堵蓋投影區(qū)域壓強(qiáng)較大,首先受到破壞。

從圖12的最大壓強(qiáng)變化曲線上分析,在后蓋端面上除投影區(qū)域外壓強(qiáng)最大值點(diǎn)出現(xiàn)兩次峰值,并且第1次峰值出現(xiàn)時(shí)刻與堵蓋投影區(qū)域峰值出現(xiàn)時(shí)間一致,說(shuō)明兩個(gè)表面峰值點(diǎn)由同一因素作用所致。而第2次峰值點(diǎn)的出現(xiàn)時(shí)刻堵蓋投影區(qū)域并未出現(xiàn)明顯波動(dòng),因此可以斷定為燃?xì)饬髯饔?更有力地證明了沖擊波與燃?xì)饬髯饔玫臅r(shí)間先后性以及作用位置的差別。并且從沖擊波峰值曲線上可以判斷初始沖擊波的作用范圍和強(qiáng)度。

圖13為堵蓋和易碎蓋上的受力曲線,對(duì)比壓強(qiáng)變化曲線可知,二者的受力變化曲線與壓強(qiáng)變化基本一致,從易碎蓋受力曲線上可以判斷在1.5 ms沖擊波達(dá)到峰值時(shí)刻由于其在易碎蓋上作用區(qū)域集中并且相對(duì)面積較小,因此對(duì)于整個(gè)箱蓋的受力影響不明顯。圖中箱蓋受力曲線可以為易碎蓋的設(shè)計(jì)強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)提供參考值。

圖13 堵蓋和易碎蓋上作用力曲線Fig.13 Forces on nozzle closure and back cover

4 綜合實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)針對(duì)某型導(dǎo)彈點(diǎn)火過(guò)程利用高速攝影捕捉到發(fā)射箱后易碎蓋的破碎過(guò)程,由于發(fā)射箱采用易碎蓋設(shè)計(jì),并且在導(dǎo)彈點(diǎn)火后易碎蓋所處環(huán)境惡劣,無(wú)法直接在易碎蓋上布置傳感器,因此將監(jiān)測(cè)點(diǎn)3放置于箱壁內(nèi)壁面距離后易碎蓋端面頂點(diǎn)0.55 m位置,如圖1所示。實(shí)驗(yàn)中后易碎蓋的設(shè)計(jì)開(kāi)蓋壓力為0.06 MPa.由于在仿真過(guò)程中假設(shè)發(fā)射箱易碎蓋達(dá)到開(kāi)啟壓力后仍然封閉,而在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中,后易碎蓋被燃?xì)饬鲹羲?。而在易碎蓋破碎前,燃?xì)饬髁鲃?dòng)已經(jīng)轉(zhuǎn)向,會(huì)在監(jiān)測(cè)點(diǎn)處出現(xiàn)第1個(gè)沖擊波峰值,該峰值大小的仿真與實(shí)驗(yàn)值具有一定的可比性,因此只針對(duì)燃?xì)饬髁鹘?jīng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓力峰值對(duì)比,仿真實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)峰值點(diǎn)絕對(duì)靜壓值為150 471.14 Pa,換算為表壓值為0.049 MPa,實(shí)驗(yàn)過(guò)程中實(shí)測(cè)表壓值0.055 MPa,仿真計(jì)算誤差為3.14%,因此可以判斷仿真結(jié)果存在較高的可信度。仿真數(shù)據(jù)曲線如圖14所示。另外從圖15的高速攝影圖像中可以清晰看到在發(fā)射箱后易碎蓋上首先是在箱蓋中心出現(xiàn)與堵蓋形狀相同的圓形變形區(qū)域并破裂,隨后從箱蓋與箱體的結(jié)合部位有燃?xì)庖绯?因此實(shí)驗(yàn)過(guò)程驗(yàn)證了仿真結(jié)果的正確性。

圖14 監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力變化曲線Fig.14 Curves of static pressure at the monitoring point

圖15 高速攝影實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.15 High-speed photograph of experiment

5 結(jié)論

本文通過(guò)仿真與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法,分析了在尾噴管堵蓋影響下的發(fā)射箱內(nèi)燃?xì)饬鲌?chǎng)的作用以及初始沖擊波的形成特點(diǎn),獲得了以下具體結(jié)論:

1)在有堵蓋的燃?xì)馍淞髦?燃?xì)饬魍ㄟ^(guò)堵蓋與噴管的縫隙流出并向噴管四周擴(kuò)散,同時(shí)與堵蓋后方滯止空氣接觸并形成初始沖擊波陣面向外傳播。

2)對(duì)于發(fā)射箱蓋的作用沖擊波先于燃?xì)馍淞鞑⑶抑饕性诙律w的投影區(qū)域上,燃?xì)饬鞯臎_擊作用在易碎蓋上首先形成圍繞中心的環(huán)形區(qū)域,隨后向四周擴(kuò)散。

3)發(fā)射箱后蓋同時(shí)受到?jīng)_擊波和燃?xì)馍淞鞯淖饔?沖擊波的強(qiáng)度較大,作用區(qū)域集中,燃?xì)饬鞯臎_擊強(qiáng)度平均值略小,作用在整個(gè)后蓋上,是發(fā)射箱后蓋開(kāi)啟或破碎的主要因素。

4)堵蓋在后蓋的投影區(qū)域?yàn)檎麄€(gè)箱蓋上受力最嚴(yán)重的區(qū)域,首先被破壞,因此對(duì)于設(shè)計(jì)后易碎蓋的破裂強(qiáng)度時(shí)應(yīng)在此位置進(jìn)行加強(qiáng)處理以避免在該區(qū)域首先被破壞的狀態(tài)下達(dá)不到整體開(kāi)蓋壓力。

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Research on Distribution of Flow Field in Launching Canister with the Effect of Nozzle Closure

YU Shao-zhen1,JIANG Yi1,ZHOU Xiao-fei1,NIU Yu-sen1,SUN Lu-lu2
(1.School of Aerospace Engineering,Beijing Institute of Technology,Beijing 100081,China;
2.Naval Aeronautical Engineering Academy Qingdao Branch,Qingdao 266041,Shandong,China)

The overpressure of shock wave is widely used in opening the launching canister.In order to study the formation of shock wave and its effect on the fragile lid with a nozzle closure,a simulation model is established by using a numerical method,in which a dynamic mesh technique is used to update the meshes of flow field.The simulation results are verified with the experimental results.The formation process of jet flow is shown clearly and the changing curves of the overpressure on the back lid with time are obtained from the analysis results.The research results show that the overpressure of shock wave forms on the nozzle closure and then impact the fragile lid.The gas converges from the edge of nozzle closure to the center to form a mainstream.The effects of the mainstream and the shock wave on the back fragile lid are obviously different in impact time and position.The back fragile lid is brittlely deformed under the action of overpressure of shock wave.In the projection area of the nozzle closure,the instantaneous peak first reaches to the maximum value of 5×105Pa.

ordnance science and technology;nozzle closure;shock wave;fragile lid;numerical simulation

TJ760

A

1000-1093(2014)11-1805-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2014.11.011

2013-12-13

于邵禎(1985—),男,博士研究生。E-mail:bitysz@bit.edu.cn;

姜毅(1965—),男,教授,博士生導(dǎo)師。E-mail:jy2818@163.com