水下垂直發(fā)射燃?xì)夂笮ν采w系統(tǒng)的影響研究

祁曉斌， 王瑞， 袁緒龍， 曹中臣， 劉傳龍

(1.西北機(jī)電工程研究所， 陜西 咸陽 712099； 2.西北工業(yè)大學(xué) 航海學(xué)院， 陜西 西安 710072；3.中國艦船研究設(shè)計(jì)中心， 湖北 武漢 430064)

水下垂直發(fā)射燃?xì)夂笮ν采w系統(tǒng)的影響研究

祁曉斌1， 王瑞1， 袁緒龍2， 曹中臣1， 劉傳龍3

(1.西北機(jī)電工程研究所， 陜西 咸陽 712099； 2.西北工業(yè)大學(xué) 航海學(xué)院， 陜西 西安 710072；3.中國艦船研究設(shè)計(jì)中心， 湖北 武漢 430064)

在蒸汽- 燃?xì)鈴椛涫剿麓怪卑l(fā)射過程中，當(dāng)彈尾離開發(fā)射筒時(shí)，燃?xì)庠谕矁?nèi)余壓作用下瞬間溢出，與海水摻混，形成的筒口燃?xì)馀?。燃?xì)馀葜芷谛缘呐蛎? 收縮引起筒蓋的運(yùn)動，會給筒蓋系統(tǒng)的安全性帶來隱患。基于計(jì)算流體動力學(xué)CFD軟件中的Fluent軟件包，采用動網(wǎng)格技術(shù)和Mixture模型對導(dǎo)彈離筒過程燃?xì)夂笮Ъ捌鋵哂腥嵝灾瓮采w系統(tǒng)的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬。研究了筒口氣泡膨脹- 收縮的周期性過程，獲得了出筒過程中，筒蓋的運(yùn)動規(guī)律和受載特性。仿真結(jié)果表明，筒蓋特征測點(diǎn)壓力值與試驗(yàn)測量結(jié)果吻合度較高，驗(yàn)證了該研究方法的有效性，為筒蓋系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和安全性評估提供了研究方法。

兵器科學(xué)與技術(shù)； 水下垂直發(fā)射； 燃?xì)夂笮В?柔性支撐； 動網(wǎng)格技術(shù)

0 引言

燃?xì)夂笮钱?dāng)導(dǎo)彈尾部離開發(fā)射筒時(shí)，發(fā)射筒內(nèi)的高溫高壓燃?xì)庖绯鐾餐?，在筒口形成了大量氣泡，與周圍水環(huán)境相互作用形成了具有較大破壞作用的壓力場[1]。由于氣泡彈性[2]的存在，筒口氣泡周期性的膨脹與收縮，引起筒口壓力場的脈動，筒蓋系統(tǒng)處在其影響區(qū)域，從而對筒蓋系統(tǒng)產(chǎn)生強(qiáng)烈的沖擊，引發(fā)嚴(yán)重的受損事故，因而有必要對筒蓋受到燃?xì)夂笮в绊憰r(shí)的流場規(guī)律和受載特性進(jìn)行研究。

隨著流場數(shù)值模擬準(zhǔn)確性的不斷提高，在導(dǎo)彈水下發(fā)射研究領(lǐng)域，計(jì)算流體動力學(xué)(CFD)作為一種經(jīng)濟(jì)、高效的研究工具被廣泛使用。李杰等[3]通過對導(dǎo)彈離筒后燃?xì)夂笮У难芯?，以?dǎo)彈尾部壓力隨時(shí)間的變化驗(yàn)證了筒口燃?xì)馀菰谒轮芷谛悦}動特性，闡述了其對導(dǎo)彈受力影響。劉傳龍等[4]建立了考慮適配器彈性約束和彈體三自由度的耦合求解流場和彈體運(yùn)動的非定常數(shù)值模型，闡述了筒口氣泡彈性對彈體載荷的影響，同時(shí)獲得了出筒過程中的彈體運(yùn)動、受載及適配器變形情況。王漢平等[5]基于VOF模型對潛射模擬彈筒口壓力場及其對筒蓋系統(tǒng)的影響進(jìn)行了建模仿真，研究了筒蓋的受載特性。

本文利用商業(yè)軟件CFD中的Fluent軟件包，建立基于柔性支撐下的筒蓋系統(tǒng)水下垂直發(fā)射模型，采用Mixture多相流模型，結(jié)合求解三維Navier-Stokes方程的數(shù)值方法與動網(wǎng)格技術(shù)，計(jì)算了彈尾離筒后筒口燃?xì)饬鲌?，提取了筒蓋特征點(diǎn)壓力值，并將仿真結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比，結(jié)果吻合度較高，獲得了筒蓋的運(yùn)動規(guī)律和受載特性，本文所建立的仿真方法對筒口燃?xì)饬鲌龊腿嵝灾蜗到y(tǒng)中筒蓋受載研究有一定的應(yīng)用價(jià)值。

1 水下垂直發(fā)射模型建立

1.1 筒蓋建模

建模時(shí)，僅保留筒蓋結(jié)構(gòu)，并將筒蓋視為剛體，忽略筒蓋和發(fā)射筒之間連接的鉸支結(jié)構(gòu)等細(xì)節(jié)，將具有柔性支撐的筒蓋系統(tǒng)等效為一個(gè)受外力激勵(lì)作用的扭簧振子，筒蓋的運(yùn)動是繞軸承基座鉸鏈軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動。

建立如圖1所示含筒蓋的發(fā)射系統(tǒng)，筒蓋參數(shù)見表1，定義X坐標(biāo)軸、Y坐標(biāo)軸是Fluent軟件包提供的全局坐標(biāo)系，為了簡便起見，輸出筒蓋受載時(shí)先輸出X坐標(biāo)軸、Y坐標(biāo)軸下的分別在X方向和Y方向上的受力，然后再轉(zhuǎn)化到圖1中所示的FX方向和FY方向進(jìn)行分析。測點(diǎn)P位置在筒蓋坐標(biāo)系中坐標(biāo)為(95 mm,1 201 mm,0 mm)。

筒蓋的轉(zhuǎn)動通過動網(wǎng)格技術(shù)中的局部重構(gòu)和彈性光順滑來實(shí)現(xiàn)，需要設(shè)置相關(guān)參數(shù)來保證計(jì)算的收斂，同時(shí)讓每個(gè)時(shí)間步輸出筒蓋系統(tǒng)的運(yùn)動參數(shù)(筒蓋轉(zhuǎn)動角度α、轉(zhuǎn)動角速度ω)以及筒蓋所受載荷(X方向受力FX、Y方向受力FY、鉸支力矩MZ)，考慮到筒蓋系統(tǒng)依靠彈性緩沖支撐，建立的運(yùn)動控制方程為

(1)

式中：I為筒蓋繞轉(zhuǎn)軸的轉(zhuǎn)動慣量；Mf為流場作用于筒蓋的轉(zhuǎn)矩；k為筒蓋系統(tǒng)的支撐剛度；α=αs-αo，αo為筒蓋的開蓋角度，αs為筒蓋的擺動角度。

筒蓋運(yùn)動區(qū)域網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，要保證靠近筒蓋面網(wǎng)格細(xì)密，可適應(yīng)并行化計(jì)算網(wǎng)格量在如圖2為筒蓋附近的網(wǎng)格劃分細(xì)節(jié)，圖2(a)為筒蓋與對稱面相交處的對稱面網(wǎng)格，圖2(b)為筒蓋表面的網(wǎng)格劃分。

圖2 筒蓋部分的網(wǎng)格劃分Fig.2 Grid divison of launch tube cover

1.2 彈體運(yùn)動建模

本文研究中，不考慮艇體表面外形和導(dǎo)彈頭部外形，建模時(shí)只保留發(fā)射筒裝置的主體外形和彈尾結(jié)構(gòu)對筒口燃?xì)馀莅l(fā)展的影響；考慮到計(jì)算模型和流場的對稱性，計(jì)算區(qū)域選半模計(jì)算，剖面處取Symmetry邊界條件；發(fā)射筒壁面、彈體以及潛艇壁面邊界均指定為Wall；頂部指定為壓力出口；整個(gè)流場處于垂直方向，故側(cè)邊壓力出口全部按照重力梯度來給出。外場區(qū)域尺寸20 m×16 m×8 m，計(jì)算域如圖3所示。

圖3 計(jì)算域Fig.3 Computational domain

對于本文研究中使用的典型計(jì)算網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量在143萬，六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格占優(yōu)，可適應(yīng)并行化計(jì)算。

將導(dǎo)彈的運(yùn)動類型簡化為一維運(yùn)動，即導(dǎo)彈在出筒過程，沿直線運(yùn)動，彈體受到的力主要有：發(fā)射筒高壓燃?xì)鈴椛淞，自身重力G，彈體軸向阻力f(主要由水的壓差阻力和黏性阻力構(gòu)成)。彈體的運(yùn)動方程為

(2)

式中：m為導(dǎo)彈質(zhì)量；v為導(dǎo)彈運(yùn)動速度。

利用歐拉積分計(jì)算每一時(shí)間步的彈體速度v和位移s，更新網(wǎng)格信息，進(jìn)行下一時(shí)間步計(jì)算。通過不斷迭代計(jì)算，來獲得導(dǎo)彈的運(yùn)動參數(shù)。

1.3 數(shù)值模型設(shè)置

模型設(shè)置需要注意以下5點(diǎn)：

1)采有RNGk-ε湍流模型，并結(jié)合Mixture多相流模型，考慮燃?xì)庀嗟膲嚎s性，不考慮相之間的滑移；

2)導(dǎo)彈水下垂直發(fā)射出筒速度較低，水汽相變效應(yīng)不明顯，不考慮水汽相變效應(yīng)以及空化效應(yīng)；

3)壓力速度耦合算法選用PISO算法，壓力項(xiàng)離散方法選用PRESTO方法，副相體積分?jǐn)?shù)離散方法均采用1階迎風(fēng)格式；

4)開啟網(wǎng)格重構(gòu)并設(shè)置合理的參數(shù)對計(jì)算的收斂性有很大幫助，具體參數(shù)設(shè)置見表2；

表2 網(wǎng)格重構(gòu)參數(shù)

5)計(jì)算采用非定常計(jì)算，發(fā)射參數(shù)見表3，選擇合理的步長，保證計(jì)算的收斂性和計(jì)算結(jié)果的合理性。

表3 發(fā)射參數(shù)

2 仿真結(jié)果與分析

2.1 筒口氣泡發(fā)展

圖4 筒口氣泡形態(tài)演變Fig.4 Morphological evolution of bubbles at tube outlet

取導(dǎo)彈彈尾離筒時(shí)刻為零點(diǎn)時(shí)刻，該時(shí)刻發(fā)射筒內(nèi)為混合燃?xì)?，發(fā)射筒外為水，而后燃?xì)怆S著彈尾離筒而溢出到外部水環(huán)境中。圖4為發(fā)射過程中的筒口氣泡形態(tài)壓力云圖，給出了筒口區(qū)域內(nèi)燃?xì)馀莩跎⒀莼?、潰滅的全過程。氣泡的彈性效應(yīng)：在慣性作用下，氣泡在水下形態(tài)發(fā)展呈現(xiàn)彈性效應(yīng)，即周期性地膨脹和收縮，導(dǎo)致泡內(nèi)壓力周期性變化；彈尾離筒時(shí)，筒口附近區(qū)域處于高壓狀態(tài)，由于筒蓋系統(tǒng)的存在，筒口周圍燃?xì)馀莩霈F(xiàn)不對稱效應(yīng)，導(dǎo)致筒蓋內(nèi)側(cè)先開始受到燃?xì)馀莸臄_動；由于筒蓋系統(tǒng)存在阻尼力，隨著受載逐漸增大，當(dāng)受載扭矩超過阻尼力，筒蓋開始向背離彈體的方向運(yùn)動，此時(shí)筒蓋內(nèi)側(cè)受到的壓力降低，圖4中，時(shí)間t=0.14 s；當(dāng)燃?xì)馀菖蛎浀揭欢w積后，甚至將筒蓋覆蓋，導(dǎo)致泡內(nèi)壓力降低，由于受到當(dāng)?shù)仂o水壓的作用開始收縮，筒蓋由于慣性還要繼續(xù)運(yùn)動一定角度后開始減速，筒口附近的燃?xì)馀?，彈體離筒后會一直持續(xù)膨脹- 收縮的過程，筒蓋伴隨出現(xiàn)在開蓋角度位置往復(fù)運(yùn)動。

2.2 筒蓋特征點(diǎn)壓力變化規(guī)律

圖5為筒蓋壁面測點(diǎn)P無量綱壓力p/ps隨時(shí)間變化曲線，p為測點(diǎn)壓力，ps為參考壓力。

圖5 測點(diǎn)P壓力無量綱壓力變化Fig.5 Dimensionless pressures at Point P

從圖5可以看出，特征點(diǎn)壓力數(shù)值仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的變化趨勢和量級基本一致。筒蓋處的測點(diǎn)壓力脈動是由筒口氣泡和水交互耦合所致，間接顯示燃?xì)馀莸拿}動規(guī)律基本按照正弦函數(shù)，同時(shí)在一定程度上反映了筒口流場計(jì)算的準(zhǔn)確度，仿真和試驗(yàn)數(shù)據(jù)的一致性表明了本文的計(jì)算模型和數(shù)值算法有較好可信度。

2.3 筒蓋運(yùn)動特性

圖6中,圖6(a)給出了筒蓋轉(zhuǎn)動角度的時(shí)間變化規(guī)律，圖6(b)給出了筒蓋轉(zhuǎn)動角速度的時(shí)間變化規(guī)律。結(jié)果表明：擺動角度和角速度規(guī)律基本呈正弦函數(shù)，擺動頻率在2～4 Hz之間。燃?xì)馀莸?次膨脹，在t=0.14 s時(shí)刻，筒蓋最大擺動角度為6.19°；在下一次的收縮過程中，在t=0.43 s時(shí)刻，筒蓋最大擺動角度為9°，燃?xì)馀菰陔S后的膨脹與收縮中，筒蓋的擺動角度幅度為±12°左右，是由于在t=0.50 s后，彈尾燃?xì)馀輸嗔训臎_擊和海水壓力的作用對筒蓋的運(yùn)動受到影響。

圖6 筒蓋運(yùn)動參數(shù)Fig.6 Motion parameters out of cover

圖7 筒蓋載荷隨時(shí)間的變化曲線Fig.7 Load of cover vs.time

2.4 筒蓋受力特性

由于氣泡附著在筒蓋的內(nèi)外表面，氣泡的壓力變化會影響到筒蓋受力，圖7為筒蓋在X方向和Y方向的受力FX、FY以及鉸支力矩MZ隨時(shí)間的變化曲線。由圖7可獲得以下結(jié)果：

1)發(fā)射過程中筒蓋經(jīng)受了多次正負(fù)受力，受力的主要方向是在垂直于筒蓋的方向，筒蓋受力隨著燃?xì)馀菪螒B(tài)的變化而變化，發(fā)射初期產(chǎn)生了劇烈的正向脈沖；當(dāng)筒蓋開始運(yùn)動后，燃?xì)馀輭毫χ饾u減小，法向載荷FY最大值出現(xiàn)在流場燃?xì)馀莸?次收縮和第2次膨脹階段；

2)筒口壓力場變化來源于筒口燃?xì)馀莺退橘|(zhì)以及筒蓋的耦合交互作用。結(jié)合圖4，燃?xì)馀輭毫ι邥r(shí)造成筒蓋受載出現(xiàn)正峰值，筒口壓力升高；反之，筒蓋受力呈現(xiàn)負(fù)峰值，筒口壓力出現(xiàn)負(fù)壓，引起海水倒灌[6]至發(fā)射筒內(nèi)；

3)筒蓋法向力FY和鉸支力矩MZ變化趨勢基本一致，僅在局部存在差異，說明壓心位置未發(fā)生較大的變化。

3 結(jié)論

本文建立了考慮筒蓋系統(tǒng)柔性支撐的耦合求解流場和彈體運(yùn)動的非定常數(shù)值模型，對導(dǎo)彈離筒過程中的筒口流場和筒蓋載荷特性進(jìn)行了仿真計(jì)算。通過對筒蓋特征點(diǎn)壓力的仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的相似性驗(yàn)證，驗(yàn)證了該模型的合理性并獲得以下結(jié)論：

1)彈體離筒后，筒口氣泡隨著彈體的運(yùn)動，燃?xì)馀輧?nèi)的壓力、溫度發(fā)生變化，導(dǎo)致氣泡發(fā)生周期性的膨脹與收縮，最終引起筒蓋的周期性擺動。

2)獲得筒蓋擺動規(guī)律及載荷特性曲線，得到了發(fā)生最大擺動開蓋角度及載荷力的最大峰值時(shí)間，最大擺動角度發(fā)生在燃?xì)馀莸?次膨脹時(shí)刻，隨后筒內(nèi)外的壓力差逐漸縮小，筒蓋逐步恢復(fù)到開蓋角的位置。

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ResearchontheGasAftereffectandItsInfluenceonLaunchTubeCoverDuringUnderwaterVerticalLaunching

QI Xiao-bin1, WANG Rui1, YUAN Xu-long2, CAO Zhong-chen1, LIU Chuan-long3

(1.Northwest Institute of Mechanical and Electrical Engineering, Xianyang 712099，Shaanxi，China; 2.School of Marine Science and Technology, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, Shaanxi, China; 3.China Ship Development and Design Center, Wuhan 430064, Hubei, China)

When a submarine launched missile is ejected from the launch tube with a gas-steam ejection system, the gas in the launch tube is overflowing under the action of residual pressure in launch tube, and then interacts with seawater to generate the bubbles at the outlet of launch tube. The periodic fluctuation of gas bubble enables the cover to move, which causes the safety issue of the launch tube cover system. Base on CFD software Fluent, dynamic mesh method and Mixture model are used to simulate the evolution process of gas bubble and its effect on the launch tube cover system with flexible-support. The movement law and load characteristics of the launch tube cover are obtained by studying the periodic expansion and contraction process of the bubble at the outlet of launch tube. The simulated result shows that the simulated data agrees with the experimental data, which verifies the validity of the proposed method.

ordnance science and technology; underwater vertical launching; gas aftereffect; flexible-support; dynamic mesh method

TJ762.4+1

A

1000-1093(2017)11-2184-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.11.014

2017-04-07

祁曉斌(1988—)，男，工程師。E-mail：15829531983@163.com