貯運(yùn)發(fā)射箱易碎易裂蓋自動(dòng)開蓋研究

邵 慶,張保剛,惠衛(wèi)華,鮑福廷

(1 西北工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院,西安 710072;2 上海機(jī)電工程研究所,上海 201109)

貯運(yùn)發(fā)射箱易碎易裂蓋自動(dòng)開蓋研究

邵 慶1,2,張保剛2,惠衛(wèi)華1,鮑福廷1

(1 西北工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院,西安 710072;2 上海機(jī)電工程研究所,上海 201109)

為研究導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱易碎易裂蓋自動(dòng)開蓋技術(shù),文中建立了導(dǎo)彈和貯運(yùn)發(fā)射箱二維模型,并求解非定常、雷諾平均Navier-Stokes(RANS)方程組和RNGk-ε湍流模型方程。結(jié)果表明:在格柵干擾下,燃?xì)馍淞髟跊_破后蓋過程中產(chǎn)生了更加強(qiáng)烈的擾動(dòng)波;擾動(dòng)波以超音速向前流動(dòng),并在前蓋產(chǎn)生壓力峰;擾動(dòng)波速度和前蓋壓力峰值均與其強(qiáng)度正相關(guān)。仿真結(jié)果和試驗(yàn)相符,表明格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱自動(dòng)開蓋技術(shù)具有工程應(yīng)用價(jià)值。

發(fā)射箱;開蓋技術(shù);易碎易裂蓋;燃?xì)馍淞?數(shù)值仿真;試驗(yàn)

0 引言

現(xiàn)代先進(jìn)戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈普遍采用貯運(yùn)發(fā)射箱(筒)技術(shù),貯運(yùn)發(fā)射箱一般由箱體、前蓋、后蓋和定向器等幾部分構(gòu)成[1-2]。目前,貯運(yùn)發(fā)射箱普遍采用復(fù)合材料實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化,特別是前、后蓋主要采用非金屬易碎(易裂)材料[3]。在導(dǎo)彈發(fā)射過程中,前后蓋的開蓋技術(shù)是導(dǎo)彈發(fā)射技術(shù)中的關(guān)鍵。西方國(guó)家主要采用熱發(fā)射技術(shù),后蓋一般采用燃?xì)獯灯剖?前蓋一般采用彈頭頂破式。前蘇聯(lián)和俄羅斯采用冷發(fā)射技術(shù),后蓋采用固定式,前蓋采用脹破式[4]。

文獻(xiàn)[4-8]研究了導(dǎo)彈(火箭彈、魚雷等)在(貯運(yùn))發(fā)射箱內(nèi)發(fā)射的前后蓋的自動(dòng)開蓋過程。文獻(xiàn)[6]對(duì)某型導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)開蓋技術(shù)進(jìn)行了數(shù)值模擬和試驗(yàn)。結(jié)果表明,后蓋由發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庵苯記_破,并在開蓋過程中形成擾動(dòng)波,該擾動(dòng)波沿著導(dǎo)彈與發(fā)射筒之間的間隙向前流動(dòng),在前蓋形成壓力峰,將前蓋沖破。文獻(xiàn)[7]研究了后蓋開蓋壓力對(duì)前蓋開蓋壓力的影響,前蓋開蓋壓力的設(shè)計(jì)應(yīng)依據(jù)后蓋開蓋壓力進(jìn)行,以保證前蓋的可靠開蓋。實(shí)際工程中,擾動(dòng)波的形成及其強(qiáng)弱受到發(fā)動(dòng)機(jī)射流強(qiáng)度、后蓋開蓋壓力、貯運(yùn)發(fā)射箱內(nèi)臨近后蓋空間及其結(jié)構(gòu)、導(dǎo)彈與發(fā)射箱的間隙等諸多因素影響。

文中以某型導(dǎo)彈貯運(yùn)發(fā)射箱為背景,研究了格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱前后易碎易裂蓋開蓋過程和箱內(nèi)壓力變化情況。采用非定長(zhǎng)CFD方法對(duì)貯運(yùn)發(fā)射箱進(jìn)行了導(dǎo)彈點(diǎn)火后發(fā)射初期燃?xì)饬鲌?chǎng)仿真,仿真表明格柵增強(qiáng)了擾動(dòng)波的強(qiáng)度,并且擾動(dòng)波以超音速向前流動(dòng),并在前蓋處產(chǎn)生足以打開前蓋的開蓋壓力峰。針對(duì)格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱易碎易裂蓋開蓋過程開展了試驗(yàn)研究,試驗(yàn)中測(cè)量了擾動(dòng)波壓力和傳播時(shí)間,前蓋的開蓋時(shí)間。試驗(yàn)結(jié)果表明后蓋在發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馍淞髯饔孟轮苯記_破,前蓋在擾動(dòng)波作用下正常開蓋;擾動(dòng)波傳播時(shí)間與仿真相符,擾動(dòng)波強(qiáng)度大于仿真。

1 仿真模型

1.1 控制方程

通過求解非定常、雷諾平均的Navier-Stokes方程的方法對(duì)燃?xì)饬鲌?chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬,其控制方程具體如下[9]:

質(zhì)量守恒方程:

(1)

動(dòng)量守恒方程:

(2)

能量守恒方程:

(3)

湍流模型采用RNGk-ε雙方程湍流模型方程,其控制方程如下[10]:

采購(gòu)流程制度中應(yīng)明確規(guī)定各項(xiàng)物資采購(gòu)的具體流程，加強(qiáng)采購(gòu)工作的計(jì)劃性和實(shí)施調(diào)整的及時(shí)性。比如每月初制定采購(gòu)計(jì)劃、月中更新、月末總結(jié)調(diào)整。同時(shí)在采購(gòu)工作中應(yīng)建立定期物資庫(kù)存盤點(diǎn)措施，及時(shí)把握物資的進(jìn)貨和庫(kù)存數(shù)量，保證生產(chǎn)需要，同時(shí)有利于采購(gòu)計(jì)劃制定的準(zhǔn)確性，這樣可以減少不必要的庫(kù)存，促進(jìn)適時(shí)適量采購(gòu)所需物資。

湍流動(dòng)能方程:

(4)

湍流動(dòng)能的耗散率方程:

(5)

其中:

(6)

式中：ρ為密度(kg/m3);u為x坐標(biāo)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,T為溫度,λ為熱傳導(dǎo)系數(shù);k為湍流動(dòng)能(J);ε為湍流動(dòng)能的耗散率;Γ為輸運(yùn)特性的湍流耗散系數(shù),Γk=μt/σk+μ,Γε=μt/σε+μ,σk、σε為k和ε的湍流普朗特/斯密特?cái)?shù),分別取σk=1.0,σε=1.30,μ為動(dòng)力粘性系數(shù);μt為湍流粘性系數(shù),用式μt=Cμρk2/ε來計(jì)算,其中Cμ為模型常數(shù),取Cμ=0.084 5(m2/s);δij為克羅內(nèi)克算子;i、j為坐標(biāo)方向;Cε1、Cε2為模型常數(shù),分別取Cε1=1.42,Cε2=1.68。

1.2 計(jì)算模型

為了減少計(jì)算量,文中采用了二維軸對(duì)稱模型。計(jì)算模型主要包括:貯運(yùn)發(fā)射箱箱體、彈體、發(fā)動(dòng)機(jī)噴管、前蓋、后蓋、格柵、箱體后蓋外的計(jì)算區(qū)域等,如圖1。格柵位于后蓋前。模型采用了完全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,網(wǎng)格總數(shù)約為5萬。為了更準(zhǔn)確的觀測(cè)流場(chǎng)變化情況,在發(fā)射箱的前蓋和后蓋之間建立了5個(gè)特征面,如圖2所示,5個(gè)特征面分別為f-1、f-2、f-3、f-4、f-5,它們的相對(duì)位置如表1所示。特征面上的壓力值為壓力在特征面上的平均值。表1中,l為特征面距發(fā)射箱前蓋的距離。

圖1 二維軸對(duì)稱模型

圖2 導(dǎo)彈與貯運(yùn)發(fā)射筒二維模型示意圖

特征面1特征面2特征面3特征面4特征面5(f-1)(f-2)(f-3)(f-4)(f-5)l/m3.6133.1762.641.4710.302

邊界條件:噴管入口采用壓力入口邊界條件,箱體、彈體、格柵、發(fā)射箱前蓋、后蓋采用絕熱壁邊界條件,發(fā)射箱后蓋在后蓋開蓋之前為壁面邊界,后蓋在開蓋之后變?yōu)閮?nèi)部計(jì)算區(qū)域,箱體后蓋外的計(jì)算區(qū)域的外邊界采用壓力出口邊界。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 后蓋開蓋壓力

貯運(yùn)發(fā)射箱后蓋采用非金屬易碎(易裂)材料,設(shè)計(jì)有預(yù)應(yīng)力槽,當(dāng)作用在后蓋上的燃?xì)鈮毫Τ^后蓋承載能力時(shí),后蓋沿著應(yīng)力槽裂開成預(yù)定形狀。文獻(xiàn)[7]中研究了平均壓力在0.064 55～0.211 68 MPa(表壓)范圍內(nèi)的后蓋開蓋壓力對(duì)前蓋開蓋的影響?？紤]到過大的后蓋開蓋平均壓力會(huì)形成強(qiáng)烈的擾動(dòng)波,對(duì)彈體產(chǎn)生不良影響;并且,后蓋中央的壓力峰值遠(yuǎn)高于平均壓力,早已超過后蓋的承受能力。結(jié)合工程實(shí)際,選擇了0.1 MPa(表壓)的平均壓力作為仿真時(shí)后蓋的開蓋壓力。

計(jì)算從導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)噴管內(nèi)開始,燃?xì)庥蓢姽車姵?經(jīng)過膨脹壓縮,直接沖擊在后蓋上,在后蓋中央和箱體壁面后端形成高壓區(qū),如圖3所示。圖3給出了有、無格柵兩種情況下后蓋上平均壓力達(dá)到開蓋壓力瞬時(shí)箱體后部的壓力云圖。格柵已經(jīng)對(duì)后蓋上的壓力分布產(chǎn)生了影響,使得后蓋上的壓力分布產(chǎn)生了波動(dòng),并且抬高了峰值。其他區(qū)域壓力分布較為相似。

圖3 后蓋開蓋前瞬間壓力云圖

2.2 擾動(dòng)波的形成

貯運(yùn)發(fā)射箱后蓋開蓋后,格柵對(duì)燃?xì)馍淞鞯母蓴_以及擾動(dòng)波的形成過程如圖4所示。圖4顯示了擾動(dòng)波形成中的5個(gè)時(shí)刻的箱體后部的壓力云圖。1.2 ms時(shí),燃?xì)饬髟诟駯徘胺叫纬蓮?qiáng)烈的脫體激波;1.5 ms時(shí),在圖中圈出位置形成向發(fā)射箱前部流動(dòng)的高壓區(qū);1.8 ms時(shí),在圖中圈出位置形成有效的擾動(dòng)波。

圖4 貯運(yùn)發(fā)射箱擾動(dòng)波的形成

圖5對(duì)比了1.5 ms時(shí)刻格柵對(duì)貯運(yùn)發(fā)射箱后部壓力的影響。格柵打亂了燃?xì)馍淞髡５呐蛎泬嚎s的波系結(jié)構(gòu),并且,在圖中圈出的對(duì)照區(qū)域內(nèi),有格柵的貯運(yùn)發(fā)射箱箱內(nèi)壓力明顯高于無格柵。

圖6是特征面f-1上平均壓力監(jiān)測(cè)曲線。有格柵的貯運(yùn)發(fā)射箱在該特征面上平均壓力表壓值是沒有格柵的2.1倍。因此,格柵具有明顯增強(qiáng)擾動(dòng)波強(qiáng)度的作用。

2.3 擾動(dòng)波的傳播過程

圖7、圖8分別給出了無格柵貯運(yùn)發(fā)射箱和格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱f-1至f-5特征面和前蓋的平均壓力變化曲線。圖7、圖8中各曲線的峰值數(shù)據(jù)及出現(xiàn)時(shí)刻分別對(duì)應(yīng)于表2、表3。

擾動(dòng)波在后蓋開蓋過程中產(chǎn)生,沿著導(dǎo)彈和發(fā)射箱的間隙向前流動(dòng)。各特征面上的平均壓力曲線的峰值依次減小,擾動(dòng)波在向前流動(dòng)過程中存在衰減。

無格柵貯運(yùn)發(fā)射箱前蓋上的平均壓力峰值大于各特征面上的峰值。格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱后蓋開蓋后,燃?xì)馍淞髟诟駯诺淖饔孟庐a(chǎn)生了比無格柵貯運(yùn)發(fā)射箱更強(qiáng)烈的擾動(dòng)波,且前蓋上的平均壓力峰值和特征面f-1上的峰值相當(dāng)。

圖5 格柵對(duì)擾動(dòng)波的影響

圖6 特征面f-1平均壓力曲線

圖7 無格柵貯運(yùn)發(fā)射箱平均壓力曲線

圖8 格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱平均壓力曲線

序號(hào)特征面絕對(duì)壓力/Pa表壓/Pa時(shí)間/ms1f-1126058247332.262f-2124100227753.53f-3125380240554.954f-4122867215428.15f-51172821595711.196前蓋1306102928512.5

表3 格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱各特征面數(shù)據(jù)

從表2、表3中可以得到,擾動(dòng)波在無格柵貯運(yùn)發(fā)射箱內(nèi)的傳播速度為367 m/s,在格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱內(nèi)的傳播速度為387 m/s,擾動(dòng)波在貯運(yùn)發(fā)射箱內(nèi)以超音速向前傳播,傳播速度與強(qiáng)度正相關(guān)。

2.4 前蓋壓力

貯運(yùn)發(fā)射箱前蓋在材料上和后蓋類似,要求在設(shè)計(jì)開蓋壓力下正向沖破,并且具有反向承壓能力。表2中無格柵貯運(yùn)發(fā)射箱前蓋上最大平均壓力表壓為29.3 kPa,表3中格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱前蓋上最大平均壓力表壓為51.8 kPa。格柵使貯運(yùn)發(fā)射箱前蓋平均壓力峰值獲得1.7倍的提高。設(shè)計(jì)前蓋開蓋壓力時(shí),應(yīng)將上述壓力數(shù)值除以安全系數(shù),確保前蓋能夠可靠開蓋。貯運(yùn)發(fā)射箱前蓋采用非金屬材料并要求長(zhǎng)期貯存。因此,材料老化、貯存內(nèi)壓、運(yùn)輸載荷等不利因素要求前蓋具有一定的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。無格柵貯運(yùn)發(fā)射箱前蓋平均壓力峰值低,對(duì)前蓋設(shè)計(jì)提出了苛刻的要求,而格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱前蓋平均壓力峰值高,更加便于前蓋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

3 試驗(yàn)與分析

某型號(hào)采用格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱進(jìn)行自動(dòng)開蓋試驗(yàn)。試驗(yàn)中采用Odyssey數(shù)據(jù)采集器進(jìn)行傳感器數(shù)據(jù)采集,測(cè)試傳感器有斷裂傳感器和壓力傳感器兩種。時(shí)間采樣率為10 kHz,壓力采樣率1.5 kHz。各測(cè)量通道對(duì)應(yīng)傳感器及其位置見表4,具體布置位置如圖9,各通道測(cè)量結(jié)果曲線如圖10,各特征位置數(shù)據(jù)見表5。

表4 測(cè)量通道說明

圖9 傳感器布置圖

圖10 自動(dòng)開蓋過程測(cè)量曲線(表壓)

序號(hào)特征時(shí)刻/ms表壓/kPaCh3Ch41發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火0002Ch4最大壓力3953前蓋頂部傳感器斷裂11.3754前蓋根部傳感器斷裂12.61345Ch3最大壓力13142

試驗(yàn)中的邊界條件與仿真的區(qū)別:1)試驗(yàn)中燃?xì)馍淞魍ㄟ^格柵后打開后蓋進(jìn)入壓力室,然后經(jīng)排煙道排導(dǎo)出去;仿真中燃?xì)馍淞鞔蜷_后蓋后直接排空;2)試驗(yàn)中壓力傳感器布置在箱壁附近,反映該點(diǎn)附近的壓力變化,仿真中的壓力為特征面均值。因此,試驗(yàn)壓力傳感器測(cè)量得到的壓力數(shù)據(jù)大于仿真,其擾動(dòng)波強(qiáng)度大于仿真。

試驗(yàn)中的Ch4壓力傳感器布置位置和仿真中特征面f-1位置接近。表5中,序號(hào)2和序號(hào)3時(shí)間差為8.3 ms,序號(hào)2和序號(hào)4時(shí)間差為9.6 ms,前蓋開蓋過程用時(shí)1.3 ms。表3中,序號(hào)1和序號(hào)5時(shí)間差為8.58 ms,序號(hào)1和序號(hào)6時(shí)間差為9.6 ms。從擾動(dòng)波的傳播時(shí)間上來說,仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)是一致的。

4 結(jié)論

文中基于某型導(dǎo)彈發(fā)射過程對(duì)貯運(yùn)發(fā)射箱易碎易裂蓋自動(dòng)開蓋過程進(jìn)行了CFD仿真,得到了有、無格柵貯運(yùn)發(fā)射箱導(dǎo)彈發(fā)射初期箱內(nèi)壓力動(dòng)態(tài)變化,進(jìn)行了格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱導(dǎo)彈發(fā)射試驗(yàn)驗(yàn)證,表明文中闡述的格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值,得到以下結(jié)論:

1)對(duì)于前蓋脹破式開蓋,其開蓋壓力來自后蓋開蓋過程中產(chǎn)生的擾動(dòng)波向前流動(dòng)在前蓋處形成的壓力;

2)在貯運(yùn)發(fā)射箱后蓋前增加格柵,改變了擾動(dòng)波的形成機(jī)理,擾動(dòng)波更加強(qiáng)烈,擾動(dòng)波向前流動(dòng)在前蓋處形成更高的壓力峰;

3)擾動(dòng)波以超音速在發(fā)射箱內(nèi)向前流動(dòng),且壓力峰值越高,速度越快;擾動(dòng)波向前流動(dòng)經(jīng)過每個(gè)特征面存在衰減,但在前蓋處形成的壓力峰高于此前的每個(gè)特征面;

4)格柵式貯運(yùn)發(fā)射箱易碎易裂蓋自動(dòng)開蓋試驗(yàn)中,燃?xì)饬鞯臎_擊和擾動(dòng)波向前流動(dòng)在前蓋形成的壓力峰成功完成了后蓋、前蓋的自動(dòng)開蓋;試驗(yàn)中測(cè)量了部分特征點(diǎn)的壓力數(shù)值、時(shí)間數(shù)據(jù)以及前蓋的開蓋時(shí)間,試驗(yàn)中壓力數(shù)值大于仿真,時(shí)間數(shù)據(jù)和仿真吻合,試驗(yàn)在一定程度上驗(yàn)證了仿真結(jié)果。

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Research on Auto-opening Process for the Fragile Cover of Storage and Transportation Launcher

SHAO Qing1,2,ZHANG Baogang2,HUI Weihua1,BAO Futing1

(1 School of Astronautics, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China; 2 Shanghai Electro-mechanical Engineering Institute, Shanghai 201109, China)

In order to study the auto-opening cover technology of the fragile cover of grid type storage and transportation launcher when missile launched, the 2D models of missile and launcher were established, and the unsteady Reynolds averaged Navier-Stokes (RANS) equation set and RNG k-ε turbulence model equation were solved. The simulation results showed that under the interference of the grille, a more intense disturbance wave was generated when the gas jet broken the post-cover. And the disturbance wave flowed forward at supersonic speed, which formed a pressure peak at the front cover. And the disturbance wave velocity and the peak pressure of the front cover were positively correlated with the intensity. The simulation results were in good agreement with the experimental results, which showed that the auto-opening cover technology of fragile cover of grid type storage and transportation launcher had engineering application value.

launcher；opening cover technology；fragile cover；gas jet；numerical simulation；experiment

2016-08-14

上海航天科技創(chuàng)新基金(SAST201406)資助

邵慶(1982-),男,江蘇句容人,工程師,博士研究生,研究方向:導(dǎo)彈結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與發(fā)射流場(chǎng)計(jì)算。

TJ768.2

A