碎裂開蓋魚雷發(fā)射箱內(nèi)流場變化研究

潘　登，趙修平，姜守輝

（海軍航空工程學院a.研究生管理大隊；b.飛行器工程系；c.學員一旅，山東煙臺264001）

碎裂開蓋魚雷發(fā)射箱內(nèi)流場變化研究

潘登a，趙修平b，姜守輝c

（海軍航空工程學院a.研究生管理大隊；b.飛行器工程系；c.學員一旅，山東煙臺264001）

利用計算流體力學的仿真軟件FLUENT對魚雷發(fā)射箱內(nèi)流場變化情況進行仿真計算，通過仿真計算分析發(fā)射箱內(nèi)的壓強分布規(guī)律及其對易碎裂蓋體的影響。仿真結(jié)果表明，后蓋在助推器射流直接沖擊下會受到極不均勻的壓強作用，可能使后蓋中心破裂而不碎；前蓋受后蓋反射的射流影響而開蓋。研究結(jié)果對發(fā)射箱的碎裂開蓋方案設計有一定的指導意義。

碎裂開蓋；發(fā)射箱；仿真計算；射流；壓強分布

碎裂開蓋是指利用魚雷助推器點火后的燃氣形成湍流流場，并通過湍流流場的壓強作用使前后蓋碎裂的開蓋方式［1］。易碎蓋相對于機電式開蓋和液壓式開蓋來說，具有質(zhì)量輕、結(jié)構(gòu)簡單、可靠性高、維護簡便等優(yōu)點［2］。助推器燃氣射流在封閉腔內(nèi)變化迅速，會很快對前后碎裂蓋體產(chǎn)生影響。因此，對助推器點火后極短時間內(nèi)（約10 ms）發(fā)射箱內(nèi)流場變化進行研究，有助于發(fā)現(xiàn)流場變化規(guī)律及壓強分布狀況，對碎裂開蓋方案的設計有著重要意義。

1　仿真模型

本文以魚雷及其發(fā)射箱作為建模依據(jù)，計算模型包括魚雷雷體、噴管擴張段、發(fā)射箱箱體、發(fā)射箱前后蓋體和發(fā)射箱內(nèi)腔流場。

為使建模及計算方便，對模型做如下簡化：①忽略魚雷彈翼等部件的影響，將魚雷簡化為簡單旋轉(zhuǎn)體；②忽略發(fā)射箱內(nèi)電氣機電部件的影響；③假設助推器噴出氣體組分固定，各組分不發(fā)生化學反應，忽略固體顆粒的影響。

為便于分析，在前后蓋中心及靠邊緣處分別設置測點p1～p4，監(jiān)測其壓強變化情況。

圖1　模型及測點布置示意圖Fig.1 Sketch map of the model and measure points decoration

利用ICEM CFD軟件對計算區(qū)域進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格總數(shù)約為6.06萬，全部為四邊形網(wǎng)格。噴管及其附近網(wǎng)格如圖2所示。

圖2　噴管附近網(wǎng)格Fig.2 Gridding around the nozzle

邊界條件：取噴管喉部作為計算區(qū)域入口，設置為壓力入口；魚雷雷體、發(fā)射箱箱體、發(fā)射箱前后蓋均設置為標準壁面［3］。

仿真計算中采用二階迎風格式的耦合隱式求解器，收斂精度取10-3。其他項采取默認設置。

2　控制方程

燃氣流場采用求解非定長雷諾平均的N-S方程的方法進行數(shù)值模擬，其控制方程［4-5］。

質(zhì)量守恒方程為

動量守恒方程為

能量守恒方程為

式（1）～（3）中：ρ為密度/（kg/m3）；t為時間；τij為應力張量，i、j表示維度上的分量；u為x軸方向上的流體速度/（m/s）；p為靜壓/Pa；E為單位質(zhì)量的內(nèi)能/J；q為熱通量，q=-λ（?T/?x），其中，T為溫度，λ為熱傳導系數(shù)。

湍流模型采用Realizablek-ε雙方程湍流模型，它關(guān)于k與ε的輸運方程［6-7］：

式（4）、（5）中：Gk表示由于平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生項；ν表示平均速度；

ε方程中，μt與Cμ的計算方法為：

且有：

3　仿真結(jié)果

以噴管喉部堵片打開為T0時刻開始計算。計算結(jié)果顯示，在T0時刻之后極短的時間（0.35 ms）內(nèi)，射流前沿到達后蓋中心位置，見圖3，使p1測點的壓力在0.05 ms內(nèi)上升至峰值3 MPa；而射流前沿到達后蓋邊緣位置p2測點的時刻為 0.5 ms，此時壓強為0.73 MPa，同時刻p1測點壓強已經(jīng)降低至0.4 MPa；p2測點壓強峰值出現(xiàn)在0.55 ms時，峰值為1.18 MPa，見圖4；2.1 ms時后蓋中心p1測點壓強達到第2個峰值4.42 MPa。若令后蓋不打開，繼續(xù)計算至8.8 ms，得到后蓋上各測點壓強曲線，如圖5所示。

圖3　后蓋附近壓強分布云圖（0.35 ms）Fig.3 Pressure distribution contours beside the back lid（0.35 ms）

圖4　后蓋附近壓強分布云圖（0.55 ms）Fig.4 Pressure distribution contours beside the back lid（0.55 ms）

圖5　后蓋上各測點壓強變化曲線Fig.5 Pressure change curves of the measure points on the back lid

從云圖和數(shù)據(jù)可以看出，在0.4 ms時刻，后蓋上p1與p2測點的壓強差值為最大，即13.0 MPa；后蓋中心在射流前沿到達的瞬間壓強升高到1.6 MPa，而此時氣流還未到達p2測點，在此壓強作用下，后蓋中心極有可能出現(xiàn)裂縫，而整個后蓋不能完全碎裂。

若令后蓋不打開，則后蓋反射的射流強度足夠且能夠迅速向前蓋方向傳播；若令后蓋在0.55 ms時打開，則向前蓋方向傳播的氣流強度不夠大。如圖6所示，后蓋不打開狀態(tài)下，3 ms時發(fā)射箱中部出現(xiàn)射流壓縮波前沿；后蓋打開的狀態(tài)下，同時刻不能形成壓縮波前沿。

圖6　發(fā)射箱內(nèi)壓強分布云圖（3 ms）Fig.6 Pressure distribution contours inside of the case（3 ms）

后蓋不打開狀態(tài)下，后蓋反射的射流到達前蓋的時間約為8.2 ms，且射流前沿最先到達前蓋的邊緣位置。在燃氣到達前蓋之前p3、p4兩測點的壓強基本保持在0 MPa。8.25 ms時p4測點壓強達到2.09 MPa，此時射流還未到達前蓋中心的p3測點；8.4 ms后射流到達p3測點，并在8.45 ms時達到峰值3.39 MPa。如圖7示。

圖7前蓋上各測點壓強變化曲線Fig.7 Pressure change curves of the measure points on the front lid

圖8、9所示為8.25 ms時刻和8.45 ms時刻前蓋局部壓強云圖。從云圖可以得出，從射流到達前蓋開始到射流到達前蓋中心的短時間內(nèi)，前蓋在較大范圍內(nèi)承受了較大的壓強，其峰值達到3.39 MPa，均值也在1.4 MPa左右，假設易碎前蓋的破碎壓強為0.08 MPa，則前蓋可以保證在射流到達時成功碎裂。

若前蓋破碎壓強值設計得過高，會使魚雷頭帽承受較大壓強而破碎。若前蓋未碎裂，8.8 ms時魚雷頭帽上的壓強為2.71 MPa。如圖10所示。

圖8　前蓋附近壓強分布云圖（8.25 ms）Fig.8 Pressure distribution contours beside the front lid（8.25 ms）

圖9　前蓋附近壓強分布云圖（8.45 ms）Fig.9 Pressure distribution contours beside the front lid（8.45 ms）

圖10　前蓋附近壓強分布云圖（8.8 ms）Fig.10 Pressure distribution contours beside the front lid（8.8 ms）

4　結(jié)論

若無導流隔板等設計，射流直接沖擊后蓋，短時間內(nèi)后蓋上很可能會出現(xiàn)中心點壓強極高、四周壓強較低的壓強場；在此壓強場作用下，后蓋很可能出現(xiàn)中心位置附近裂縫而后蓋不完全碎裂的現(xiàn)象。在設計導流機構(gòu)時必須注意，導流機構(gòu)必須能夠在降低后蓋壓強峰值的同時使后蓋壓強分布更加均勻，使后蓋能夠按照設計目標碎裂。若后蓋按照設計要求打開，則必須使用導流機構(gòu)來將部分燃氣導向前蓋，且這部分燃氣必須能夠產(chǎn)生足夠使前蓋破碎的壓強。前蓋開蓋壓強設計值適宜比魚雷頭帽受壓極限值低一些，這樣不但能將前蓋開蓋時間提前，而且能降低魚雷頭帽被前蓋區(qū)域高壓破壞的危險。

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PAN Denga，ZHAO Xiupingb，JIANG Shouhuic
（Naval Aeronautical and Astronautical University a.Graduate Students’Brigade；b.Department of Airborne Vehicle Engineering；c.Students’Brigade 1，Yantai Shandong 264001，China）

The change of the flow field inside a torpedo launch canster was simulated and calculated by the CFD software FLUENT，and the pressure distribution regular pattern inside the launch canster and its influence over the fragile lids were analyszed through simulation and calculation.The simulation result indicated that the back lid got an extremely inhomoge?neous pressure effect under the direct impact of the jet flow of the roll booster，it’s possible to fracture the back lid at the center but did not fragment it；the front lid opened under the influence of the jet flow which reverberated by the back lid. The result of the study has particular guidance significance over the design of the scheme of fragmenting to open the lids.

fragment to open the lids；launch canister；simulation and calculation；jet flow；pressure distribution

TJ63+5

A

1673-1522（2015）06-0553-04DOI：10.7682/j.issn.1673-1522.2015.06.011

2015-05-08-10；

2015-09-27

潘登（1986-），男，碩士生。