劉元清,張晨星,陳香言,王凡瑜

(北京宇航系統(tǒng)工程研究所,北京,100071)

0 引言

固定在筒壁的減振墊-氣密環(huán)方案具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、可重復(fù)使用、無(wú)伴隨航行器運(yùn)動(dòng)分離物導(dǎo)致的碰撞安全隱患等優(yōu)點(diǎn),是水下航行器與發(fā)射筒間隙適配方案的發(fā)展趨勢(shì)[1-3]。為了對(duì)水下航行器進(jìn)行橫向支撐約束并提高支撐強(qiáng)度、保持筒內(nèi)壓力以保證出筒速度,往往需設(shè)置多道氣密環(huán)結(jié)構(gòu),從而將間隙沿航行器長(zhǎng)度方向分割成多個(gè)完全密閉或半密閉獨(dú)立腔室。當(dāng)航行器尾部經(jīng)過(guò)氣密環(huán)時(shí),筒底高壓高溫氣體將進(jìn)入航行器-發(fā)射筒-氣密環(huán)組成的間隙腔,劇烈的壓差使其內(nèi)部瞬間充壓,呈現(xiàn)出高速和分離流動(dòng)等復(fù)雜特征,其將承受較大沖擊載荷;而多個(gè)間隙腔室的連通過(guò)程則使得航行器出筒過(guò)程經(jīng)歷多次劇烈壓力振蕩。因此,航行器-發(fā)射筒間隙流動(dòng)對(duì)氣密環(huán)、發(fā)射筒及航行器載荷特性具有重要影響,已成為發(fā)射系統(tǒng)設(shè)計(jì)的重要內(nèi)容之一[4-6]。

尚書(shū)聰?shù)萚2]建立了采用氣密環(huán)結(jié)構(gòu)的導(dǎo)彈出筒過(guò)程橫向動(dòng)力學(xué)模型,表明劇烈的載荷振蕩導(dǎo)致航行器運(yùn)動(dòng)不平穩(wěn)。秦麗萍等[7]采用數(shù)值仿真研究了氣密環(huán)透氣孔結(jié)構(gòu)的流量規(guī)律與各間隙腔壓力演化特性,并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證,當(dāng)航行器尾部通過(guò)氣密環(huán)時(shí),小孔質(zhì)量存在突變?cè)黾雍屯蛔儨p小現(xiàn)象,而腔內(nèi)壓力則出現(xiàn)強(qiáng)烈振蕩現(xiàn)象。陳前昆[8]對(duì)氣密環(huán)變形測(cè)試技術(shù)進(jìn)行了研究,得到了發(fā)射筒不同位置變形特性,為發(fā)射過(guò)程航行器與氣密環(huán)相互作用研究提供了參考。趙世平[9]和劉傳龍[10]等的研究表明,水下垂直發(fā)射時(shí)適配器剛度對(duì)航行器出筒過(guò)程受力特性具有重要影響。朱珠等[11]建立了潛空導(dǎo)彈垂直出筒動(dòng)力學(xué)模型,導(dǎo)彈和適配器受力均出現(xiàn)了復(fù)雜振蕩現(xiàn)象,并隨著發(fā)射平臺(tái)航速增加而劇烈惡化。

綜上可知,水下航行器發(fā)射過(guò)程適配的載荷特性極為復(fù)雜,尤其是在發(fā)射之前,筒內(nèi)充氣壓力與水深環(huán)境相同,發(fā)射筒及航行器均承受較大初始載荷;在出筒過(guò)程中發(fā)射平臺(tái)運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致的橫流沖擊加劇以上結(jié)構(gòu)載荷。此外,由于彈射過(guò)程筒底壓力遠(yuǎn)高于筒內(nèi)初始?jí)毫?當(dāng)航行器尾部經(jīng)過(guò)氣密環(huán)時(shí)導(dǎo)致復(fù)雜的壓力振蕩[7],進(jìn)一步惡化航行器-發(fā)射筒結(jié)構(gòu)的載荷特性,但目前對(duì)此問(wèn)題的詳細(xì)研究較少。因此,文中將針對(duì)航行器尾部與兩道氣密環(huán)間的間隙腔連通過(guò)程開(kāi)展動(dòng)態(tài)非定常仿真研究,詳細(xì)探討間隙內(nèi)流場(chǎng)演化、壓力脈動(dòng)幅值與頻率等特征,并對(duì)比3 種連通初始?jí)罕群? 種航行器運(yùn)動(dòng)速度對(duì)間隙流動(dòng)的影響,分析其作用機(jī)制,為航行器-發(fā)射筒結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、氣密環(huán)設(shè)計(jì)與降載優(yōu)化等提供參考。

1 研究對(duì)象與數(shù)值方法

1.1 研究對(duì)象

圖1(a)給出了水下航行器與發(fā)射筒適配模型示意圖。航行器垂直發(fā)射,發(fā)射筒內(nèi)有多道固定在筒壁上的氣密環(huán),發(fā)射過(guò)程中,通過(guò)筒底高溫高壓氣體將航行器彈出(運(yùn)動(dòng)方向指向水面),在出筒過(guò)程中航行器尾部將依次經(jīng)過(guò)各道氣密環(huán)而使得發(fā)射筒底部高壓氣體與間隙腔連通,在此過(guò)程中將產(chǎn)生復(fù)雜的壓力脈動(dòng)和非定常流場(chǎng)演化。針對(duì)某航行器兩道氣密環(huán)間的間隙腔進(jìn)行研究。由于航行器及發(fā)射筒均為軸對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu),出筒過(guò)程仿真中常采用二維軸對(duì)稱(chēng)模型[12-14]。圖1(b)給出了發(fā)射初始狀態(tài)時(shí)的軸對(duì)稱(chēng)計(jì)算域,所考慮的流體區(qū)域包括發(fā)射筒底部區(qū)域及氣密環(huán)與航行器和發(fā)射筒壁面組成的間隙腔,該間隙腔長(zhǎng)度與寬度的比值為340∶1,間隙寬度為50 mm。在航行器尾部布置了8 個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)(分別用m1～m8 標(biāo)記),以研究發(fā)射筒底部與間隙腔連通時(shí)的壓力振蕩特性,監(jiān)測(cè)點(diǎn)m1～m8 距航行器尾部的距離分別為0,100,200,300,400,800,1 200 和1 600 mm。

圖1 水下航行器與發(fā)射筒模型Fig.1 Models of undersea vehicle and launch tube

針對(duì)發(fā)射筒底部與間隙腔3 種不同初始?jí)罕?pt/p0=2.0,2.5和3.0,其中pt為發(fā)射筒底部彈射氣體壓力;p0為間隙內(nèi)初始?jí)毫?即當(dāng)?shù)厮顗毫?和航行器3 種不同運(yùn)動(dòng)速度(V=10,15,20 m/s)探討動(dòng)態(tài)運(yùn)動(dòng)連通過(guò)程中間隙內(nèi)流動(dòng)演化和壓力脈動(dòng)規(guī)律及機(jī)制。由于航行器運(yùn)動(dòng)速度遠(yuǎn)小于間隙腔連通時(shí)的氣體速度,且航行器質(zhì)量較大,在其尾部經(jīng)過(guò)氣密環(huán)1 和氣密環(huán)2 時(shí)的速度差別較小,因此可假定該過(guò)程中航行器勻速運(yùn)動(dòng)。

1.2 數(shù)值方法

采用Ansys fluent 軟件進(jìn)行仿真計(jì)算,采用可壓縮氣體,給定發(fā)射筒底部的彈射氣體壓力,其溫度為500 K,湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)模擬航行器運(yùn)動(dòng),由于筒內(nèi)航行器一自由度運(yùn)動(dòng),通過(guò)層變方式更新運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的計(jì)算網(wǎng)格。

由于間隙寬度小、氣密腔狹長(zhǎng),在尾部與氣密腔連通時(shí)內(nèi)部流動(dòng)較為復(fù)雜,計(jì)算網(wǎng)格疏密對(duì)間隙腔內(nèi)壓力脈動(dòng)、速度變化等的精確捕捉具有重要影響。因此,首先開(kāi)展了計(jì)算網(wǎng)格對(duì)仿真結(jié)果的影響研究,如圖2 所示,網(wǎng)格總數(shù)分別為30 000、60 000 及120 000。從圖3 中監(jiān)測(cè)點(diǎn)m8 (所設(shè)置的監(jiān)測(cè)點(diǎn)中該點(diǎn)壓力脈動(dòng)幅值最大) 處壓力來(lái)看,3 種網(wǎng)格條件下壓力極大值、極小值及壓力脈動(dòng)周期基本相同。此外,秦麗萍等[7]的仿真及實(shí)驗(yàn)也觀測(cè)到以上相同的壓力振蕩現(xiàn)象,從而驗(yàn)證了結(jié)果的合理性。而從圖4 中連通后某時(shí)刻間隙馬赫數(shù)來(lái)看(為了清晰顯示間隙內(nèi)流動(dòng)演化,視圖中對(duì)間隙寬度進(jìn)行了7 倍放大處理,后文流場(chǎng)結(jié)構(gòu)及云圖均按此方法進(jìn)行處理),高速區(qū)分布范圍差別較小;當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為60 000 和120 000 時(shí),其最高馬赫數(shù)基本相同,而網(wǎng)格數(shù)為30 000 時(shí)略低。因此,以上3 套網(wǎng)格均較密,加密網(wǎng)格對(duì)壓力脈動(dòng)計(jì)算結(jié)果影響較小,在后續(xù)研究中,所采用計(jì)算網(wǎng)格的總數(shù)為60 000。

圖2 間隙計(jì)算網(wǎng)格對(duì)比Fig.2 Comparison of grids in the gap

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)下監(jiān)測(cè)點(diǎn)m8 處壓力對(duì)比Fig.3 Comparison of pressure at monitoring point m8 under different grid numbers

圖4 連通后某時(shí)刻馬赫數(shù)對(duì)比Fig.4 Comparison of Mach numbers after connection

2 結(jié)果與分析

2.1 間隙流動(dòng)與壓力脈動(dòng)特性分析

針對(duì)發(fā)射筒底部與間隙腔內(nèi)初始?jí)罕葹閜t/p0=2.5、航行器速度V=15 m/s 工況下,詳細(xì)分析間隙流場(chǎng)演化特性。從圖5 中監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力可以看出,隨著航行器的運(yùn)動(dòng),當(dāng)其尾段壁面監(jiān)測(cè)點(diǎn)進(jìn)入間隙腔且發(fā)射筒底部未與該間隙腔連通時(shí),其壓力降低;當(dāng)發(fā)射筒底部彈射氣體與間隙腔連通后,筒底高壓氣體進(jìn)入使得其內(nèi)部壓力急劇升高,并出現(xiàn)較大的壓力峰值;隨著航行器的進(jìn)一步運(yùn)動(dòng),各監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力呈類(lèi)似正弦波動(dòng)下降趨勢(shì),但其脈動(dòng)周期基本不變,約為13 ms。監(jiān)測(cè)點(diǎn)離航行器尾部越遠(yuǎn)或者說(shuō)連通時(shí)離氣密環(huán)2 越近,其壓力波動(dòng)越大,壓力峰值越大。從圖5(b)中連通后初期的壓力進(jìn)一步可看出,航行器壁面壓力脈動(dòng)的最大峰值可達(dá)1.0p0,脈動(dòng)壓力谷值約為0.5p0。

圖5 監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力變化Fig.5 Pressure changes at the monitoring points

圖6 和圖7 給出了從間隙連通后(連通時(shí)刻為t0)至第1 個(gè)壓力谷值時(shí)間段內(nèi)6 個(gè)不同時(shí)刻的流線、馬赫數(shù)和壓力分布。馬赫數(shù)分布表明,當(dāng)間隙腔與航行器尾部連通時(shí),由于發(fā)射筒底部壓力遠(yuǎn)高于間隙腔內(nèi)初始?jí)毫?形成了高速縫隙泄漏流動(dòng),局部馬赫數(shù)大于1。從流線可以看出,彈射氣體進(jìn)入間隙腔后首先撞擊發(fā)射筒壁面,而后沿狹小間隙向氣密環(huán)2 流動(dòng),直至沖擊其壁面并反射,在間隙內(nèi)形成復(fù)雜的旋渦流動(dòng),進(jìn)而向筒底反流,但此時(shí)其流速較低。結(jié)合圖7 中的壓力云圖可知,此時(shí)筒內(nèi)壓力將急劇升高,即間隙內(nèi)的壓力峰值由筒底向間隙內(nèi)泄壓的高速氣流沖擊另一道氣密環(huán)受阻所致,因此,氣密環(huán)2 將受到較大沖擊載荷。此后,在較長(zhǎng)時(shí)間段內(nèi)氣流始終向筒底反流,直至間隙內(nèi)壓力再次下降并達(dá)到極小值后 (對(duì)應(yīng)前文圖5 中的第1 個(gè)壓力谷值),筒底氣流將再次進(jìn)入間隙內(nèi),直至從氣密環(huán)2 壁面反射使得間隙內(nèi)壓力再次升高。但由于此時(shí)隨著航行器的運(yùn)動(dòng),筒底與間隙腔的連通區(qū)域增大,間隙內(nèi)初始?jí)毫Ω?氣流沖擊氣密環(huán)2 的壓力峰值也隨之減小。結(jié)合前文圖5(a)可知,直至航行器尾部運(yùn)動(dòng)至氣密環(huán)2 時(shí),該間隙內(nèi)將反復(fù)出現(xiàn)多次壓力脈動(dòng)或者說(shuō)高速泄漏流動(dòng)沖擊,流動(dòng)分離呈現(xiàn)出劇烈的非定常演化特征。

圖6 連通后間隙內(nèi)不同時(shí)刻的馬赫數(shù)和流線Fig.6 Mach numbers and streamlines in the gap after connection

圖7 連通后不同時(shí)刻的壓力分布云圖Fig.7 Contours of pressure in the gap after connection

2.2 初始?jí)翰顚?duì)流動(dòng)與脈動(dòng)的影響

圖8 給出了不同初始?jí)翰钕伦畲髩毫Φ谋O(jiān)測(cè)點(diǎn)8 壓力對(duì)比?？梢钥闯?不同初始?jí)罕萷t/p0下的壓力脈動(dòng)規(guī)律相同,連通后較短時(shí)間內(nèi)出現(xiàn)了明顯的沖擊壓力峰值,而后監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力急劇減小,直至達(dá)到極小值后再次增加。不同初始?jí)罕认聸_擊峰值出現(xiàn)的時(shí)間及周期基本相同。初始?jí)罕仍酱?壓力脈動(dòng)愈加明顯,如圖9 中給出的沖擊壓力峰值和谷值相對(duì)初始?jí)罕鹊淖兓?脈動(dòng)壓力的相對(duì)極大值和極小值均隨著初始?jí)罕鹊脑黾佣€性變化。

圖8 監(jiān)測(cè)點(diǎn)m8 處壓力對(duì)比Fig.8 Comparison of pressure at monitoring point m8

圖9 脈動(dòng)壓力峰值隨初始?jí)罕茸兓€Fig.9 The peak value of pulsating pressure with different initial pressure ratio

圖10 給出了不同初始?jí)罕认碌? 個(gè)沖擊壓力峰值時(shí)刻間隙內(nèi)壓力分布云圖對(duì)比?？梢钥闯?間隙內(nèi)壓力分布趨勢(shì)相同,靠近氣密環(huán)2 區(qū)域壓力高,而氣密環(huán)1 附近壓力低,從而形成了明顯的壓力梯度,因此氣流必然將由氣密環(huán)2 向發(fā)射筒底部回流。圖中還表明,初始?jí)罕仍酱?相同位置處筒內(nèi)壓力也越高,即壓力脈動(dòng)也愈加明顯。

圖10 第1 個(gè)沖擊峰值時(shí)刻間隙內(nèi)壓力分布Fig.10 Pressure distribution in the gap at the moment of the first impacting peak

2.3 航行器運(yùn)動(dòng)速度的影響

進(jìn)一步研究不同航行器運(yùn)動(dòng)速度下間隙腔內(nèi)的流動(dòng)與壓力脈動(dòng)特性,3 種速度分別為V=10,15,20 m/s。圖11 中給出了監(jiān)測(cè)點(diǎn)8 在間隙連通后的壓力變化,其中橫坐標(biāo)為相對(duì)連通時(shí)刻的時(shí)間變化?？梢钥闯?3 種工況下間隙內(nèi)壓力脈動(dòng)趨勢(shì)相同。但從其數(shù)值來(lái)看,隨著航行器運(yùn)動(dòng)速度的增加,由于連通區(qū)增長(zhǎng)加速,發(fā)射筒底部高壓氣體向間隙腔內(nèi)的泄漏流量增大,從而使得監(jiān)測(cè)點(diǎn)壓力升高速度加快,且第1 個(gè)沖擊壓力峰值更大,而氣流反射后向發(fā)射筒底部反流時(shí)的壓力谷值也更小,即壓力脈動(dòng)幅值增加。從時(shí)間演化來(lái)看,3 種速度下壓力脈動(dòng)周期相同,約為13 ms,即脈動(dòng)周期不隨航行器運(yùn)動(dòng)速度變化。

圖11 連通初期監(jiān)測(cè)點(diǎn)m8 處壓力對(duì)比Fig.11 Comparison of pressure at monitoring point 8 in the initial stage of connection

圖12 中給出了連通后在第1 個(gè)沖擊壓力峰值出現(xiàn)前航行器尾部距氣密環(huán)1 在某一距離相同條件下的間隙內(nèi)動(dòng)壓分布對(duì)比。可以看出,當(dāng)航行器運(yùn)動(dòng)速度較快時(shí),泄漏量增加,間隙高動(dòng)壓區(qū)范圍越大,此時(shí)間隙內(nèi)流速度更高,由筒底氣體發(fā)展后沖擊氣密環(huán)2 時(shí)滯止壓力也更大,即間隙內(nèi)壓力脈動(dòng)峰值提前且數(shù)值更大。

圖12 相同連通距離下間隙內(nèi)動(dòng)壓對(duì)比Fig.12 Comparison of dynamic pressure in the gap under the same connecting distance

3 結(jié)論

通過(guò)不同連通初始?jí)罕群秃叫衅鬟\(yùn)動(dòng)速度下間隙流動(dòng)的動(dòng)態(tài)非定常數(shù)值仿真表明:

1) 航行器尾部經(jīng)過(guò)氣密環(huán)時(shí),發(fā)射筒底部高溫高壓氣體進(jìn)入間隙腔后將產(chǎn)生局部超音流動(dòng),氣流在沖擊遠(yuǎn)離筒底的氣密環(huán)后反射并產(chǎn)生復(fù)雜的非定常分離流動(dòng),壁面承受劇烈的高頻脈動(dòng)壓力載荷;

2) 隨著初始?jí)罕萷t/p0增加,沖擊壓力幅值相對(duì)變化量線性增加,在pt/p0=3.0 時(shí),航行器壁面壓力脈動(dòng)的最大峰值可達(dá)1 倍初始間隙壓力,最大谷值約為0.5 倍初始間隙壓力;

3) 當(dāng)發(fā)射筒底部與間隙腔連通時(shí),航行器運(yùn)動(dòng)速度越大,泄漏量越大,壓力脈動(dòng)幅值增大且峰值提前,脈動(dòng)頻率不隨初始?jí)罕扰c航行器運(yùn)動(dòng)速度變化。

基于以上研究,可以進(jìn)一步開(kāi)展間隙寬度、長(zhǎng)度及開(kāi)孔結(jié)構(gòu)等對(duì)非定常流動(dòng)及壓力脈動(dòng)的影響,并探討發(fā)射筒、航行器及氣密環(huán)的降載設(shè)計(jì)方法。