潘　登，趙修平，姜守輝

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

碎裂開蓋魚雷發(fā)射箱內(nèi)流場(chǎng)變化研究

潘登a，趙修平b，姜守輝c

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

利用計(jì)算流體力學(xué)的仿真軟件FLUENT對(duì)魚雷發(fā)射箱內(nèi)流場(chǎng)變化情況進(jìn)行仿真計(jì)算，通過仿真計(jì)算分析發(fā)射箱內(nèi)的壓強(qiáng)分布規(guī)律及其對(duì)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(huì)受到極不均勻的壓強(qiáng)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(duì)發(fā)射箱的碎裂開蓋方案設(shè)計(jì)有一定的指導(dǎo)意義。

碎裂開蓋；發(fā)射箱；仿真計(jì)算；射流；壓強(qiáng)分布

碎裂開蓋是指利用魚雷助推器點(diǎn)火后的燃?xì)庑纬赏牧髁鲌?chǎng)，并通過湍流流場(chǎng)的壓強(qiáng)作用使前后蓋碎裂的開蓋方式［1］。易碎蓋相對(duì)于機(jī)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(hù)簡便等優(yōu)點(diǎn)［2］。助推器燃?xì)馍淞髟诜忾]腔內(nèi)變化迅速，會(huì)很快對(duì)前后碎裂蓋體產(chǎn)生影響。因此，對(duì)助推器點(diǎn)火后極短時(shí)間內(nèi)（約10 ms）發(fā)射箱內(nèi)流場(chǎng)變化進(jìn)行研究，有助于發(fā)現(xiàn)流場(chǎng)變化規(guī)律及壓強(qiáng)分布狀況，對(duì)碎裂開蓋方案的設(shè)計(jì)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(jì)算模型包括魚雷雷體、噴管擴(kuò)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(chǎng)。

為使建模及計(jì)算方便，對(duì)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(jī)電部件的影響；③假設(shè)助推器噴出氣體組分固定，各組分不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，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(shè)置測(cè)點(diǎn)p1～p4，監(jiān)測(cè)其壓強(qiáng)變化情況。

圖1　模型及測(cè)點(diǎn)布置示意圖Fig.1 Sketch map of the model and measure points decoration

利用ICEM CFD軟件對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)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(jì)算區(qū)域入口，設(shè)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(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)壁面［3］。

仿真計(jì)算中采用二階迎風(fēng)格式的耦合隱式求解器，收斂精度取10-3。其他項(xiàng)采取默認(rèn)設(shè)置。

2　控制方程

燃?xì)饬鲌?chǎng)采用求解非定長雷諾平均的N-S方程的方法進(jìn)行數(shù)值模擬，其控制方程［4-5］。

質(zhì)量守恒方程為

動(dòng)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(shí)間；τij為應(yīng)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(dǎo)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(yùn)方程［6-7］：

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

ε方程中，μt與Cμ的計(jì)算方法為：

且有：

3　仿真結(jié)果

以噴管喉部堵片打開為T0時(shí)刻開始計(jì)算。計(jì)算結(jié)果顯示，在T0時(shí)刻之后極短的時(shí)間（0.35 ms）內(nèi)，射流前沿到達(dá)后蓋中心位置，見圖3，使p1測(cè)點(diǎn)的壓力在0.05 ms內(nèi)上升至峰值3 MPa；而射流前沿到達(dá)后蓋邊緣位置p2測(cè)點(diǎn)的時(shí)刻為 0.5 ms，此時(shí)壓強(qiáng)為0.73 MPa，同時(shí)刻p1測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)已經(jīng)降低至0.4 MPa；p2測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)峰值出現(xiàn)在0.55 ms時(shí)，峰值為1.18 MPa，見圖4；2.1 ms時(shí)后蓋中心p1測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)達(dá)到第2個(gè)峰值4.42 MPa。若令后蓋不打開，繼續(xù)計(jì)算至8.8 ms，得到后蓋上各測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)曲線，如圖5所示。

圖3　后蓋附近壓強(qiáng)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(qiáng)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(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)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(shí)刻，后蓋上p1與p2測(cè)點(diǎn)的壓強(qiáng)差值為最大，即13.0 MPa；后蓋中心在射流前沿到達(dá)的瞬間壓強(qiáng)升高到1.6 MPa，而此時(shí)氣流還未到達(dá)p2測(cè)點(diǎn)，在此壓強(qiáng)作用下，后蓋中心極有可能出現(xiàn)裂縫，而整個(gè)后蓋不能完全碎裂。

若令后蓋不打開，則后蓋反射的射流強(qiáng)度足夠且能夠迅速向前蓋方向傳播；若令后蓋在0.55 ms時(shí)打開，則向前蓋方向傳播的氣流強(qiáng)度不夠大。如圖6所示，后蓋不打開狀態(tài)下，3 ms時(shí)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(shí)刻不能形成壓縮波前沿。

圖6　發(fā)射箱內(nèi)壓強(qiáng)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(dá)前蓋的時(shí)間約為8.2 ms，且射流前沿最先到達(dá)前蓋的邊緣位置。在燃?xì)獾竭_(dá)前蓋之前p3、p4兩測(cè)點(diǎn)的壓強(qiáng)基本保持在0 MPa。8.25 ms時(shí)p4測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)達(dá)到2.09 MPa，此時(shí)射流還未到達(dá)前蓋中心的p3測(cè)點(diǎn)；8.4 ms后射流到達(dá)p3測(cè)點(diǎn)，并在8.45 ms時(shí)達(dá)到峰值3.39 MPa。如圖7示。

圖7前蓋上各測(cè)點(diǎn)壓強(qiáng)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(shí)刻和8.45 ms時(shí)刻前蓋局部壓強(qiáng)云圖。從云圖可以得出，從射流到達(dá)前蓋開始到射流到達(dá)前蓋中心的短時(shí)間內(nèi)，前蓋在較大范圍內(nèi)承受了較大的壓強(qiáng)，其峰值達(dá)到3.39 MPa，均值也在1.4 MPa左右，假設(shè)易碎前蓋的破碎壓強(qiáng)為0.08 MPa，則前蓋可以保證在射流到達(dá)時(shí)成功碎裂。

若前蓋破碎壓強(qiáng)值設(shè)計(jì)得過高，會(huì)使魚雷頭帽承受較大壓強(qiáng)而破碎。若前蓋未碎裂，8.8 ms時(shí)魚雷頭帽上的壓強(qiáng)為2.71 MPa。如圖10所示。

圖8　前蓋附近壓強(qiáng)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(qiáng)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(qiáng)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(dǎo)流隔板等設(shè)計(jì)，射流直接沖擊后蓋，短時(shí)間內(nèi)后蓋上很可能會(huì)出現(xiàn)中心點(diǎn)壓強(qiáng)極高、四周壓強(qiáng)較低的壓強(qiáng)場(chǎng)；在此壓強(qiáng)場(chǎng)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(shè)計(jì)導(dǎo)流機(jī)構(gòu)時(shí)必須注意，導(dǎo)流機(jī)構(gòu)必須能夠在降低后蓋壓強(qiáng)峰值的同時(shí)使后蓋壓強(qiáng)分布更加均勻，使后蓋能夠按照設(shè)計(jì)目標(biāo)碎裂。若后蓋按照設(shè)計(jì)要求打開，則必須使用導(dǎo)流機(jī)構(gòu)來將部分燃?xì)鈱?dǎo)向前蓋，且這部分燃?xì)獗仨毮軌虍a(chǎn)生足夠使前蓋破碎的壓強(qiáng)。前蓋開蓋壓強(qiáng)設(shè)計(jì)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(shí)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(xiǎn)。

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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。