宋揚(yáng)

摘要：通過(guò)CFD數(shù)值計(jì)算分別對(duì)某燃?xì)舛嫱剖秆b置的穩(wěn)態(tài)氣動(dòng)特性和動(dòng)態(tài)氣動(dòng)特性進(jìn)行研究和分析，獲得該燃?xì)舛嬖陔A躍信號(hào)控制下不同舵偏角的穩(wěn)態(tài)氣動(dòng)特性和采用正弦控制規(guī)律時(shí)的連續(xù)動(dòng)態(tài)氣動(dòng)特性，將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)際地面點(diǎn)火試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，兩者吻合較好。

關(guān)鍵詞：燃?xì)舛?；推矢裝置；穩(wěn)態(tài)氣動(dòng)特性；動(dòng)態(tài)氣動(dòng)特性

中圖分類號(hào)：TJ760.3+52 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A 文章編號(hào)：1673-5048（2014）02-0041-03

0、引言

當(dāng)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在初始工作進(jìn)行姿態(tài)變化和大過(guò)載機(jī)動(dòng)時(shí)多采用矢量控制手段，阻流致偏式的燃?xì)舛嫱剖秆b置在固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)矢量控制中最為常見(jiàn)，特別是燃?xì)舛嫜b置由于其較低的控制力矩、較小的空間占用率、快速的反應(yīng)能力已經(jīng)在多種導(dǎo)彈中有所應(yīng)用，因此倍受關(guān)注，成為當(dāng)前研究較多的內(nèi)容。

在對(duì)燃?xì)舛嫱剖秆b置進(jìn)行地面點(diǎn)火試驗(yàn)時(shí)，雖然能夠較精確地得到舵片的實(shí)際受力情況，但是由于試驗(yàn)件的加工周期過(guò)長(zhǎng)，并且試驗(yàn)用燃?xì)舛嫫牟牧虾桶l(fā)動(dòng)機(jī)的價(jià)格昂貴，因此采用數(shù)值計(jì)算配合試驗(yàn)驗(yàn)證的方法進(jìn)行推矢裝置燃?xì)舛鏆鈩?dòng)特性研究是十分必要的。本文采用CFD數(shù)值計(jì)算的方法分別對(duì)某燃?xì)舛嫱剖秆b置的穩(wěn)態(tài)氣動(dòng)特性和動(dòng)態(tài)氣動(dòng)特性進(jìn)行研究，獲得了該燃?xì)舛嫜b置在階躍信號(hào)控制下不同舵偏角的氣動(dòng)特性和采用正弦控制規(guī)律時(shí)的連續(xù)動(dòng)態(tài)氣動(dòng)特性，并與實(shí)際地面點(diǎn)火試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

1、模型建立

1.1 物理模型

本文研究的燃?xì)舛嫱剖秆b置與長(zhǎng)尾噴管結(jié)構(gòu)如圖1所示。長(zhǎng)尾噴管由收斂段、等直段、喉部和擴(kuò)張段組成，燃?xì)舛嬗啥婊⒍孑S和舵體組成。

1.2 網(wǎng)格劃分和邊界條件

1.2.1 網(wǎng)格劃分

圖2所示為本次計(jì)算所采用的網(wǎng)格圖。采用Gambit網(wǎng)格劃分軟件生成，網(wǎng)格一共121萬(wàn)，由于定常流場(chǎng)計(jì)算和非定常流場(chǎng)計(jì)算所采用的網(wǎng)格具有相似性，因此在此僅僅給出定常計(jì)算的網(wǎng)格圖。

1.2.2 邊界條件

仿真邊界條件主要包括：質(zhì)量進(jìn)口邊界、壓力出口邊界和無(wú)滑移絕熱固壁邊界條件。具體邊界條件設(shè)置如圖3所示。根據(jù)導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)熱力計(jì)算，相關(guān)計(jì)算參數(shù)如表1所示。

1.3 計(jì)算方法

1.3.1 模型簡(jiǎn)化和假設(shè)

由于固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的尾噴流屬于超音速流動(dòng)，再加上阻流致偏的燃?xì)舛嫜b置，將會(huì)使尾流情況變得相當(dāng)復(fù)雜，因此在此做出如下假設(shè)：

（1）固體推進(jìn)劑在燃燒室內(nèi)部燃燒不充分，在導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饬髦袝?huì)存在復(fù)雜的復(fù)燃現(xiàn)象，復(fù)燃程度隨推進(jìn)劑成分和燃燒室壓強(qiáng)而異，本文簡(jiǎn)化為純流動(dòng)問(wèn)題：

（2）為增加推進(jìn)劑能量，多添加金屬粉末，這樣不可避免地造成燃?xì)饬髦泻写罅康哪嗪鸵合嗔Ｗ樱疚慕y(tǒng)一簡(jiǎn)化為純氣相問(wèn)題：

（3）定壓比熱根據(jù)所計(jì)算導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)壓、推進(jìn)劑組分和發(fā)動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)，經(jīng)過(guò)熱力計(jì)算參數(shù)得到，在燃?xì)饬髦新杂凶兓兓淮?，在?shí)際計(jì)算中視為常值：

（4）略去質(zhì)量力的影響。

1.3.2 湍流模型及壁面函數(shù)

采用CFD仿真軟件FLUENT6.3.26進(jìn)行數(shù)值模擬。流場(chǎng)控制方程為三維N-S方程，計(jì)算過(guò)程選用耦合隱式方法。湍流模型為RNGk-ε二維方程模型，在壁面附近采用非平衡壁面函數(shù)進(jìn)行處理，適用于存在嚴(yán)重壓力梯度的分離、再附等流場(chǎng)，粘性系數(shù)由Sutherland公式確定。

1.3.3 動(dòng)網(wǎng)格

本文采用網(wǎng)格平滑光順與局部網(wǎng)格重構(gòu)相結(jié)合的方法進(jìn)行動(dòng)網(wǎng)格計(jì)算，其中舵體設(shè)置為剛體轉(zhuǎn)動(dòng)，舵軸與舵基的交界面設(shè)置為變形面，在該變形面上實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格光順與局部網(wǎng)格重構(gòu)。

2、計(jì)算結(jié)果及分析

燃?xì)舛嫱屏κ噶垦b置的主要?dú)鈩?dòng)參數(shù)有：控制力、滾轉(zhuǎn)力矩、鉸鏈力矩、負(fù)載力矩、燃?xì)舛嬉鸬耐屏p失、舵間干擾等。根據(jù)所要對(duì)比的試驗(yàn)情況主要計(jì)算了燃?xì)舛嫜b置雙舵聯(lián)動(dòng)階躍信號(hào)控制情況下的水平控制力、雙舵差動(dòng)階躍信號(hào)控制情況下的橫滾控制力矩以及正弦控制規(guī)律動(dòng)態(tài)控制情況下的水平控制力，下面分別就穩(wěn)態(tài)和動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果進(jìn)行分析和討論。

2.1 燃?xì)舛娣€(wěn)態(tài)氣動(dòng)特性仿真

2.1.1 雙舵聯(lián)動(dòng)仿真結(jié)果

在進(jìn)行穩(wěn)態(tài)雙舵聯(lián)動(dòng)情況下的仿真計(jì)算時(shí)，本文主要計(jì)算了5°，10°，15°，20°，25°，29°和32°雙舵階躍信號(hào)情況下的水平控制力。

圖4所示為水平控制力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。圖4（a）為雙舵聯(lián)動(dòng)情況下的水平控制力計(jì)算結(jié)果及其與試驗(yàn)結(jié)果之間的誤差，由圖4（b）中數(shù)據(jù)可見(jiàn)，雙舵聯(lián)動(dòng)時(shí)的水平控制力最大計(jì)算誤差約為6.14%（出現(xiàn)在10°舵偏角時(shí)），最小計(jì)算誤差為1.48%（出現(xiàn)在5°舵偏角時(shí)），其余舵偏角情況下的計(jì)算與試驗(yàn)誤差均在4%以內(nèi)。

2.1.2 雙舵差動(dòng)仿真結(jié)果

在進(jìn)行穩(wěn)態(tài)雙舵差動(dòng)情況下的仿真計(jì)算時(shí)，主要計(jì)算了3°，5°，7°和10°雙舵階躍信號(hào)情況下的橫滾控制力矩。

圖5所示為橫滾控制力矩計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比。由圖5（b）中數(shù)據(jù)可見(jiàn)，雙舵差動(dòng)情況下的橫滾控制力矩最大計(jì)算誤差為3.15%（出現(xiàn)在10°舵偏角時(shí)），最小計(jì)算誤差為0.35%（出現(xiàn)在7°舵偏角時(shí)），其余舵偏角情況下的橫滾控制力矩計(jì)算誤差均在2.5%以內(nèi)。

2.2 燃?xì)舛鎰?dòng)態(tài)氣動(dòng)特性仿真

燃?xì)舛鎰?dòng)態(tài)氣動(dòng)特性仿真需要計(jì)算的是舵片按正弦規(guī)律進(jìn)行運(yùn)動(dòng)，舵片的運(yùn)動(dòng)周期為1°5 s時(shí)不同時(shí)刻的瞬態(tài)單舵水平控制力，其中舵片的運(yùn)動(dòng)規(guī)律為

θ=Asin[（2πt/T）+ф）]式中：A為舵偏角幅值；T為舵片運(yùn)動(dòng)周期（本文中的舵片運(yùn)動(dòng)周期為1.5 s）；ф為初始舵偏角（本文中初始舵偏角為0）；θ為瞬時(shí)舵偏角。

圖6為燃?xì)舛嫜b置動(dòng)態(tài)水平控制力的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖。由圖可見(jiàn)，在舵片剛開(kāi)始進(jìn)行運(yùn)動(dòng)的0.05 s內(nèi)計(jì)算值相對(duì)于試驗(yàn)值的誤差較大，原因可能為非定常計(jì)算時(shí)，要先進(jìn)行定常計(jì)算，而定常計(jì)算在最初可能沒(méi)有達(dá)到完全收斂，對(duì)非定常計(jì)算的計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生較大影響：而當(dāng)舵片運(yùn)動(dòng)到0.05 s以后，計(jì)算值相對(duì)于試驗(yàn)值的誤差已經(jīng)很小，基本控制在5%以內(nèi)，這主要是由于流場(chǎng)情況趨于穩(wěn)定，與實(shí)際試驗(yàn)情況越來(lái)越接近。

3、結(jié)論

根據(jù)以上研究與試驗(yàn)對(duì)比，得出如下結(jié)論：

（1）定常計(jì)算結(jié)果中雙舵聯(lián)動(dòng)下的水平控制力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大誤差為6.14%，出現(xiàn)在10°舵偏角時(shí)，最小誤差為1.48%，出現(xiàn)在5。舵偏角時(shí)，其余舵偏角情況下誤差均在4%以內(nèi)；

（2）定常計(jì)算結(jié)果中雙舵差動(dòng)下的橫滾控制力矩計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大誤差為3.15%，出現(xiàn)在10°舵偏角時(shí)，最小誤差為0.35%，出現(xiàn)在7°舵偏角時(shí)，其余舵偏角情況下誤差均在2.5%以內(nèi)；

（3）動(dòng)態(tài)計(jì)算結(jié)果中水平控制力的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，在前0.05 s的周期內(nèi)誤差較大，在0.05 s以后計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值的誤差基本在5%以內(nèi)。