楊志宏,劉俊州
(1.海軍裝備部軍械裝備局,北京 100841;2.鄭州機電工程研究所,河南 鄭州 450015)
導彈垂直發射裝置具有通用性好、全方位發射等諸多優點,燃氣排導系統是導彈垂直發射裝置的重要組成部分,其作用是將導彈發射時產生的高溫高速燃氣流安全可靠地排到艦艇以外的大氣中,保證發射裝置和導彈的安全,燃氣排導效率是衡量燃氣排導系統性能的重要指標。
本文采用Fluent軟件從N-S方程出發,對某型發射裝置的燃氣排導結構進行數值模擬,研究了燃氣排導通道在不同收縮段高度H、不同轉彎半徑R、不同排氣直管直徑Φ下的排導效率以及流場參數分布,為排導系統的結構設計提供了理論依據。
本文研究的燃氣排導系統由收縮段、排氣彎管和排氣直管組成,如圖1所示。箱彈坐落在收縮段上部,導彈發射時產生的燃氣經收縮段流入排氣彎管,偏轉180°后向上經排氣直管排入大氣。分別計算H為250 mm,300 mm,R為400 mm,415 mm以及Φ為230 mm,280 mm時的燃氣排導系統的排導效率以及排氣道、發射箱內的流場分布。圖中P1~P4點為溫度壓力監測點。
導彈點火時,從發動機噴出高溫、高速氣固兩相燃氣流。為了簡化計算,不考慮燃氣中固體顆粒的影響。三維Navier-Stokes方程組如下:
質量守恒方程為
動量守恒方程為
能量守恒方程為
式中:分別為燃氣流密度、速度矢量、壓力和總能。
本文選擇在流場計算中廣泛應用的Realizablekε湍流模型進行計算。
入口總溫為氣體的定壓燃燒溫度,總壓為發動機內燃燒室內的壓強。入口邊界設在發動機噴管收縮段。
在流場計算過程中,理論上取無窮遠處大氣環境狀態作為燃氣流出口狀態。在計算中都采用擴展邊界,使計算區域足夠大,從而滿足出口壓強為環境壓強。
所有出口均采用壓力出口邊界條件,即(1個大氣壓)。
除入口、出口邊界條件外,其他所有區域的邊界條件均為壁面邊界條件。流體與固體相互作用的邊界滿足經典邊界層函數。其中,壁面熱邊界條件采用絕熱條件。
計算區域內初始壓強、初始溫度和初始速度為周圍環境條件(1個大氣壓,溫度為300 K,速度為0 m/s)。
本文針對不同收縮段高度H、不同轉彎半徑R、不同排氣直管直徑Φ下的排導效率分別進行計算。
針對不同方案,對流場區域進行網格劃分,在不同區域劃分不同的網格密度,網格劃分如圖2所示。
在導彈點火發射過程中,燃氣流經燃氣排導系統后分為2部分排出。一部分從排氣道排出;另一部分返入發射箱,從發射箱口排出。其中,返流進入發射箱的燃氣流會對導彈產生燒蝕的作用,威脅導彈的安全。如果燃氣排導系統中的燃氣流全部從排氣道排出,進入發射箱的燃氣流返流為0,這樣導彈不會受燃氣流燒蝕影響。因此,可根據從燃氣排導系統中排出的燃氣流量占排出甲板面的燃氣總流量的比率作為燃氣排導有效性的判斷方法。即
如果從發射箱無燃氣排出,或者有空氣從發射箱吸入的情況,說明所有的燃氣均從排氣道排出到甲板面以上,則燃氣排導效率為100%。
各種方案下排導效率見表1,圖3為方案2的排導效率曲線。
從表1可以看出,方案2、方案4和方案8的燃氣排導效率均大于90%,其中方案2和方案4的排導效率更是達到100%,表明有氣流從發射箱出口吸入,方案2從發射箱出口吸入的空氣多于方案4。
H與R相同(方案1與方案2、方案3與方案4、方案5與方案6、方案7與方案8)時,Φ值由230 mm增加到280 mm時,排導效率增加較多,說明排氣直管直徑對排氣效率影響較大。
表1 不同方案的排導效率Tab.1 Exhaust efficiency of defferent schemes
R與Φ相同(方案1與方案5、方案3與方案7)時,H值由250 mm增加到300 mm時,排導效率變化不明顯。方案2與方案6、方案4與方案8相比,H值增加排導效率有所下降。
H與Φ相同(方案1與方案3、方案2與方案4、方案5與方案7、方案6與方案8)時,R值由400 mm增加到415 mm時,排導效率有增有減。
以方案2為例,燃氣流在排導通道內的運動如圖4所示,P1~P4點溫度變化如圖5所示。
從圖5可以看出,160 ms時發射箱出口基本無燃氣流出,圖5P4點是發射箱出口處監測點,溫度最高537 K,進一步說明有冷空氣從發射箱出口吸入,所有燃氣均從排氣道出口排入大氣。
經過各種方案下流場的數值計算可得出如下結論:
1)排氣直管直徑對排導效率影響最大,直徑越大,越有利于燃氣排導。
2)收縮段高度和排氣彎管半徑對排導效率影響較小,可以根據結構尺寸確定。
通過采用Fluent軟件對某型發射裝置燃氣排導系統的流場進行數值模擬,得到了不同結構下的排導效率,可以得到一些在實驗中無法測量到的參數,為燃氣排導方案的確定提供理論依據,也為實驗研究提供指導,節省實驗所需的人力、物力和時間。
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