楊瑩，姜毅，李玉龍，牛鈺森，賈啟明

(1.北京理工大學(xué) 宇航學(xué)院，北京 100081；2.96901部隊，北京 100094)

0 引言

導(dǎo)彈垂直發(fā)射技術(shù)由于其無死角全方位發(fā)射、結(jié)構(gòu)簡單、反應(yīng)快等優(yōu)點，在現(xiàn)今的導(dǎo)彈發(fā)射中得到了越來越多的應(yīng)用。在導(dǎo)彈垂直熱發(fā)射過程中，尤其是在發(fā)射初始階段，固體發(fā)動機產(chǎn)生大量的高溫高速燃?xì)馍淞靼懈鞣N化學(xué)組分及固體小顆粒，極易對導(dǎo)彈和發(fā)射裝置造成惡劣的沖蝕[1]。發(fā)射車由于造價昂貴，成本較高，在車載發(fā)射中尤其需要做好防護。因此，排導(dǎo)系統(tǒng)的排導(dǎo)作用對防止燃?xì)馍淞鞣淳頍g發(fā)射車及彈體、避免燃?xì)馍淞饔绊懓l(fā)射箱內(nèi)環(huán)境具有重要作用。近年來，隨著信息化戰(zhàn)爭的迅速發(fā)展，車載導(dǎo)彈發(fā)射后的快速撤收戰(zhàn)術(shù)需求日益凸顯，傳統(tǒng)的導(dǎo)流器發(fā)射后被燃?xì)馍淞髦苯記_擊導(dǎo)致的燒蝕，使得導(dǎo)流器的撤收時間、使用次數(shù)等均受到了限制，因此有必要尋求新的排導(dǎo)方法以滿足快速布置撤收需求。

目前，國內(nèi)研究人員已經(jīng)對導(dǎo)彈垂直熱發(fā)射的排導(dǎo)系統(tǒng)方案進(jìn)行了大量研究。谷榮亮等[2]對比了目前箱式垂直發(fā)射常用的兩種燃?xì)饬髋艑?dǎo)方式，即外導(dǎo)流和內(nèi)導(dǎo)流方式的優(yōu)劣。鄭榆淇等[3]和傅德彬等[4]深入研究同心筒發(fā)射方式，分析了傳統(tǒng)雙層圓筒結(jié)構(gòu)同心筒以及異形截面類同心筒發(fā)射時燃?xì)饬鲌鎏匦?。楊樺等[5]和趙若男等[6]分析了復(fù)燃及導(dǎo)流器型面對導(dǎo)流器排導(dǎo)方式流場的影響。高賢志等[7]將排導(dǎo)方案與發(fā)射箱結(jié)構(gòu)設(shè)計結(jié)合起來，提出了彈箱間隙直接排導(dǎo)、箱體內(nèi)設(shè)排氣管排導(dǎo)、箱體外設(shè)排氣管排導(dǎo)、多孔擋板排導(dǎo)等多種新型排導(dǎo)方案。

國外研究人員對導(dǎo)彈熱發(fā)射的排導(dǎo)降溫也進(jìn)行了大量研究。Basu等[8]研究并得出適合導(dǎo)流器排導(dǎo)方式的數(shù)值計算方法；Jal等[9]研究導(dǎo)流器排導(dǎo)并考慮了導(dǎo)流器上噴水霧降溫；Lee等[10]通過瞬態(tài)流固耦合方法來提高火箭熱發(fā)射過程中燃?xì)馍淞髋c排導(dǎo)系統(tǒng)固體界面碰撞計算精度；Ekkad等[11]在綜述中提供了有關(guān)射流沖擊冷卻的有效進(jìn)展，主要是通過增強表面特征或添加渦流等方法來提高射流強度等。

考慮到導(dǎo)流器排導(dǎo)方式的不足并參考上述文獻(xiàn)中的燃?xì)馍淞鲾?shù)值模擬方法，本文提出通過上下兩排管道噴射二氧化碳沖擊燃?xì)馍淞鞯男滦团艑?dǎo)方案，通過下排二氧化碳射流的橫向沖擊使燃?xì)馍淞飨蜻h(yuǎn)離發(fā)射車壁方向流動，但仍有部分燃?xì)庋叵屡殴艿郎媳砻嫦虬l(fā)射車壁上方爬升，上排管道產(chǎn)生的二氧化碳射流會在這部分燃?xì)馀c發(fā)射車壁之間形成氣膜，使得發(fā)射車壁溫度維持較低狀態(tài)。本文提出的方案解決了傳統(tǒng)導(dǎo)流器排導(dǎo)中存在的準(zhǔn)備時間長、操作機構(gòu)笨重的問題，尤其是對發(fā)射車具有很好的保護作用，對滿足現(xiàn)代戰(zhàn)爭中的快速作戰(zhàn)、降低成本等需求具有重要意義。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 控制方程

可壓縮流動問題滿足質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律，利用微分形式的控制方程組，寫出對于流場中的任意輸運參數(shù)都應(yīng)滿足的輸運方程：

(1)

當(dāng)φ=1時，(1)式為質(zhì)量守恒方程；當(dāng)φ為速度分量ui時，(1)式為動量守恒方程；當(dāng)φ為總焓E時，(1)式為能量守恒方程。

1.2 湍流模型

標(biāo)準(zhǔn)k-ε(k為湍動能，ε為湍流耗散率)兩方程模型相比零方程模型和一方程模型有了很大改進(jìn)，而Realizablek-ε模型在標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型基礎(chǔ)上增加了對正應(yīng)力的數(shù)學(xué)約束。Realizablek-ε模型被有效應(yīng)用于旋轉(zhuǎn)均勻剪切流、包含有射流和混合流的自由流動、管道內(nèi)流動、邊界層流動等。Watts[12]比較了不同湍流模型在火箭燃?xì)馍淞鲉栴}中的計算結(jié)果，認(rèn)為在此類問題中k-ε模型比k-ω(ω為湍流比耗散率)更優(yōu)；Despirito[13-14]定量研究了9種湍流模型在交叉射流問題中的計算結(jié)果，其中Realizablek-ε模型的結(jié)果與9種模型計算結(jié)果的平均值最接近，且在這類問題中各種模型之間的偏差不超過10%；Gaitonde等[15]認(rèn)為對于(高)超音速流動的平板，k-ε模型可以產(chǎn)生非常準(zhǔn)確的表面剪切應(yīng)力和傳熱率的估計。Realizablek-ε模型中關(guān)于k和ε的輸運方程[16]如下：

(2)

(3)

式中：ui表示xi向速度；μ為動力黏性系數(shù)；μt為湍流黏性系數(shù)，

(1)

(2)

1.3 離散格式

在離散格式的選擇上，1階迎風(fēng)格式雖然是絕對穩(wěn)定的，但存在假擴散嚴(yán)重的問題；QUICK格式雖然精度較高，但穩(wěn)定性較差[16]。綜合考慮穩(wěn)定性及計算精度的問題，本文在密度、動量、湍動能和湍流耗散率等物理量的離散上采用2階迎風(fēng)格式，壓強在單元面上采用2階插值，梯度基于網(wǎng)格中心采用最小二乘法，時間采用2階隱式離散格式，計算結(jié)果具有2階精度。

2 計算模型

2.1 模型建立

本文研究的發(fā)射車垂直熱發(fā)射系統(tǒng)模型主要由導(dǎo)彈噴管、彈壁、方形發(fā)射箱、二氧化碳管道、發(fā)射車壁、地面6部分組成。以對稱面上發(fā)射車壁與地面交點為坐標(biāo)原點，水平向左為x軸，沿發(fā)射車壁向上為y軸，建立右手坐標(biāo)系確定z軸。為了在z軸方向上大致覆蓋燃?xì)馍淞骱诵膮^(qū)域，每排二氧化碳管道采用5根，二氧化碳管道半徑為20 mm，幾何模型如圖1所示。導(dǎo)彈發(fā)射時，高溫高速燃?xì)馍淞鲝膰姽艿蛪菏疑涑?，與提前打開的二氧化碳管道產(chǎn)生的二氧化碳?xì)饬靼l(fā)生沖擊，燃?xì)馍淞髟诙趸細(xì)饬鞯淖饔孟掳l(fā)生偏轉(zhuǎn)，避免直接沖擊地面后反噴流沖蝕彈壁以及發(fā)射車。

由于發(fā)射車底部有較大的儲存空間可以利用，二氧化碳主要儲存在發(fā)射車底部。導(dǎo)彈發(fā)射前，二氧化碳噴氣管道由發(fā)射車伸出，并按照需要調(diào)整噴氣管道布置位置，發(fā)射后撤收入發(fā)射車內(nèi)。導(dǎo)彈起豎、二氧化碳管道布置完成后的簡圖如圖2所示。

由于本文研究的發(fā)射車垂直熱發(fā)射系統(tǒng)為對稱結(jié)構(gòu)，為簡化分析和計算，采用1/2模型進(jìn)行數(shù)值計算。導(dǎo)彈直徑D0為1 m，流場區(qū)域的長為6D0，寬為5D0，高為5D0。采用四面體網(wǎng)格，對噴管及二氧化碳管道附近進(jìn)行加密，以確保射流交匯處計算的準(zhǔn)確，對稱面上的網(wǎng)格如圖3所示。

導(dǎo)流的主要目的是為保護彈體及發(fā)射車，避免其受到燃?xì)獾臎_蝕，因此本文對導(dǎo)流效果的討論主要以彈體和發(fā)射車壁溫度為依據(jù)。如圖3所示，取彈壁在對稱面上的部分長度為線1(L1)，發(fā)射車壁在對稱面上的部分長度為線2(L2)。

2.2 邊界條件設(shè)置

如圖3所示，采用的邊界條件如下：

1)入口邊界條件：導(dǎo)彈噴管高壓室入口采用壓力入口，總壓為6 MPa，總溫為3 000 K；二氧化碳入口采用壓力入口，總壓為2 MPa，總溫為300 K；

2)出口邊界條件：計算域邊界采用壓力出口，壓強為101 325 Pa，溫度為300 K；

3)固體壁面：固體壁面包括噴管壁面、彈體、發(fā)射箱、地面以及發(fā)射車壁面，所有固體壁面均采用無滑移絕熱固體壁面。

4)對稱面：1/2模型的對稱面。

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

本文對基準(zhǔn)工況進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，分別選取154萬、480萬以及695萬的網(wǎng)格進(jìn)行對比，在L2上選取變化較為明顯的一段等距取100個點，所得溫度曲線如圖4所示。

由仿真結(jié)果可以看出，3種網(wǎng)格總體變化趨勢相同，但在數(shù)值上有一定的差別。其中，480萬和695萬網(wǎng)格的結(jié)果幾乎重合，溫度相差不超過5 K，即不超過0.49%，而154萬網(wǎng)格的計算結(jié)果與480萬和695萬網(wǎng)格相差10 K～15 K左右，即誤差超過1%。綜合考慮仿真精度和計算效率，選取480萬網(wǎng)格最為適宜。

2.4 計算方法實驗驗證

本文提出的基于二氧化碳噴射的新型排導(dǎo)方案通過超聲速二氧化碳?xì)饬髋c超聲速燃?xì)馍淞鞯臎_擊實現(xiàn)，數(shù)值仿真時需要計算兩個超聲速交叉射流流場。目前國內(nèi)對交叉射流的研究較少；國外對交叉射流的研究包括亞聲速入射流-亞聲速主流型、亞聲速入射流-超聲速主流型、超聲速入射流-亞聲速主流型以及超聲速入射流-超聲速主流型[17-20]，本文選取Knast等[21]對超聲速入射流沖擊超聲速主流問題所做的實驗進(jìn)行驗證。

Knast等[21]采用的實驗裝置以及驗證采用的1/2模型分別如圖5、圖6所示，主要組成為超聲速風(fēng)洞、垂直入射噴管以及相關(guān)攝影裝置。主流噴管產(chǎn)生馬赫數(shù)為2.0的超聲速主流，總壓為300 kPa，總溫為295 K，測試區(qū)域為101 mm(寬)×76 mm(高)×393 mm(長)。垂直入射噴管產(chǎn)生馬赫數(shù)為1.7的入射流，總壓為790 kPa，總溫為293 K，噴管出口直徑D=5 mm。

該實驗通過紋影圖來展示兩個超聲速射流沖擊時產(chǎn)生的弓形激波及相關(guān)結(jié)構(gòu)，圖7～圖10為實驗結(jié)果與仿真結(jié)果的對比。坐標(biāo)原點為入射噴管軸線與底板的交點，坐標(biāo)軸方向分別用xT、yT、zT表示，xT與流動方向一致，yT在對稱面內(nèi)垂直于xT軸，zT在底板平面內(nèi)垂直于xT軸。圖7為實驗得到的對稱面上弓形激波，并建立坐標(biāo)系以準(zhǔn)確地研究激波形狀，圖8為仿真得到的激波結(jié)構(gòu)，將圖7和圖8中激波形狀通過坐標(biāo)系量化后得到曲線如圖9所示，仿真得到的激波形狀與實驗結(jié)果基本吻合。圖10(a)為實驗得到的底板上紋影圖，圖10(b)為仿真得到的底板上激波結(jié)構(gòu)，底板上激波分布也基本吻合。根據(jù)以上結(jié)果對比可知，本文的仿真方法對于兩個超聲速射流沖擊計算較為準(zhǔn)確，仿真結(jié)果具有較好的可信度。

3 基準(zhǔn)工況結(jié)果分析

3.1 有排導(dǎo)基準(zhǔn)工況介紹

在本文介紹的垂直熱發(fā)射排導(dǎo)系統(tǒng)中，考慮3個主要變量對排導(dǎo)效果產(chǎn)生的影響，分別是下排管道伸入流場部分的長度Length、上排管道與發(fā)射車壁的夾角α以及上排管道出口到下排管道的高度Height，如圖11所示。

基準(zhǔn)工況各參數(shù)選擇為：下排管道伸入流場部分長度Length為400 mm，上排管道與發(fā)射車壁夾角α為30°，上排管道出口到下排管道高度Height為140 mm。

3.2 與無排導(dǎo)方案對比

為說明本文提出的排導(dǎo)方案具有有效的排導(dǎo)意義，設(shè)置對比工況，將有排導(dǎo)基準(zhǔn)工況的排導(dǎo)效果與無排導(dǎo)方式工況進(jìn)行對比。無排導(dǎo)方式工況中，燃?xì)馍淞髦苯記_擊地面，不設(shè)置排導(dǎo)系統(tǒng)。壓強與溫度對比如表1所示，云圖結(jié)果如圖12～圖15所示。

表1 壓強與溫度對比

由表1中數(shù)據(jù)可以看出，本文提出的新型排導(dǎo)方式對發(fā)射車壁的溫度環(huán)境有很大改善，基準(zhǔn)工況的發(fā)射車壁最大溫度(1 403.1 K)比無排導(dǎo)工況(2 738.5 K)低1 335.4 K，相對無排導(dǎo)工況降低了48.8%，彈體最大溫度(1 009.5 K)比無排導(dǎo)工況(1 075.0 K)低66 K，降低了6.1%。

圖12為對稱面溫度云圖對比，可以清楚地看出有無排導(dǎo)時不同的流場結(jié)構(gòu)：1)圖12(a)為無排導(dǎo)工況對稱面溫度云圖，燃?xì)馍淞鳑_擊地面后向四周均勻擴散，有大量的燃?xì)鉀_擊到車體壁面后沿著發(fā)射車壁底部向上爬升；2)圖12(b)為基準(zhǔn)工況對稱面溫度云圖，燃?xì)馍淞鳑_擊地面后，下排管道產(chǎn)生的橫向二氧化碳射流將燃?xì)馍淞鞔迪蜻h(yuǎn)離發(fā)射車方向，使直接沖擊發(fā)射車壁的燃?xì)饬繙p少，但此時仍有小部分燃?xì)馍淞餮刂屡殴艿郎媳砻嫦虬l(fā)射車壁方向流動，而向下傾斜一定角度的上排管道產(chǎn)生的二氧化碳會在燃?xì)獾木頀断峦瑯友匕l(fā)射車壁爬升，在發(fā)射車壁表面形成氣膜，從而降低發(fā)射車壁的溫度。

圖13為發(fā)射車壁溫度云圖對比，圖13(a)為無排導(dǎo)時發(fā)射車壁溫度分布，由于燃?xì)馍淞髯矒舻孛婧缶鶆蛳蛩闹軘U散，其中部分沿著發(fā)射車壁底部向上爬升，形成發(fā)射車壁底部溫度最高，向上逐漸降低的溫度分布，整體溫度較高，高于1 500 K，會對發(fā)射車壁造成燒蝕；圖13(b)為基準(zhǔn)工況的發(fā)射車壁溫度分布，可以看到由于兩排二氧化碳管道的存在，發(fā)射車底部溫度大大降低，而發(fā)射車壁的上部，由于發(fā)射箱與發(fā)射車壁距離較近，二者之間燃?xì)饩奂?，?dǎo)致發(fā)射箱部分發(fā)射車壁部分溫度相對較高，而其余部分溫度非常低，整體上，發(fā)射車壁溫度較低，低于1 000 K。

圖14為彈體溫度云圖對比，圖14(a)為無排導(dǎo)工況，圖14(b)為基準(zhǔn)工況，表1顯示無排導(dǎo)工況的彈體最大溫度比基準(zhǔn)工況高，但由圖14(a)、圖14(b)可以看出基準(zhǔn)工況的彈體平均溫度分布較高，這是因為本文模型中發(fā)射箱與發(fā)射車壁之間的距離較小，而基準(zhǔn)工況中，沿發(fā)射車壁爬升的燃?xì)馀c發(fā)射車壁之間存在二氧化碳?xì)饽ぃ谷細(xì)庀鄬o排導(dǎo)工況更靠近彈體?？傊鄬o排導(dǎo)工況，基準(zhǔn)工況彈體平均溫度上升幅度不大，且可以通過增大發(fā)射箱與發(fā)射車壁之間的距離來解決這一問題。

圖15為基準(zhǔn)工況對稱面馬赫數(shù)云圖。由圖15可見：本文提出的排導(dǎo)方案中同時存在超聲速二氧化碳射流與超聲速燃?xì)馍淞鳎l(fā)動機噴管出口中心點處燃?xì)饬魉偌s為2 540 m/s，馬赫數(shù)為3.8，形成的欠膨脹射流在第一次壓縮后沖擊到地面；二氧化碳管道出口中心點處二氧化碳射流流速約為300 m/s，馬赫數(shù)為1.15，下排管道產(chǎn)生的二氧化碳射流受到地面堆積燃?xì)獾膲褐?，因此沒有進(jìn)一步膨脹，而上排管道附近的燃?xì)饬鳑]有堆積現(xiàn)象，其產(chǎn)生的二氧化碳流出出口后進(jìn)一步膨脹，馬赫數(shù)可達(dá)3.5左右；二氧化碳射流沖擊到燃?xì)馍淞骱笤诠艿莱隹诟浇纬闪思げ?，但這些激波沒有影響到發(fā)射車壁以及彈體，即超聲速射流沖擊產(chǎn)生的激波不會對發(fā)射系統(tǒng)產(chǎn)生負(fù)面影響。

由基準(zhǔn)工況與無排導(dǎo)工況的對比可見，本文提出的方案對降低發(fā)射車壁溫度成效顯著，但對降低彈體溫度效果有限，因此，基準(zhǔn)工況展示的新型排導(dǎo)方案確實可行但仍有提升空間，將在第4節(jié)中對此排導(dǎo)方案中主要變量的影響進(jìn)行分析，以提高此方案的降溫效果。

4 影響因素分析

燃?xì)鉀_擊地面后，向發(fā)射車壁方向擴散的燃?xì)馐紫缺幌屡殴艿喇a(chǎn)生的橫向二氧化碳射流吹離，因此下排管道管口距離燃?xì)獾木嚯x會影響排導(dǎo)效果；沿下排管道爬升的燃?xì)馀c上排傾斜管道產(chǎn)生的二氧化碳?xì)饬鳑_擊，因此上排傾斜管道的傾斜角度、距下排管道的距離會影響效果?，F(xiàn)分別討論Length、α、Height3個變量對排導(dǎo)效率的影響。

4.1 下排管道長度Length對排導(dǎo)效果的影響

以50 mm為間距來改變下排管道長度，比較下排管道長度從250～500 mm時的排導(dǎo)效果。分別在L1和L2上等距取100個點，方向為y軸負(fù)方向，將不同長度工況的溫度值通過基準(zhǔn)工況中的溫度值無量綱化，以更好地看出改變長度工況相對基準(zhǔn)工況在同一位置處的的溫度大小，無量綱化結(jié)果可表示為

(6)

式中：TN(y)為坐標(biāo)y處的無量綱化溫度值；T0(y)表示基準(zhǔn)工況下坐標(biāo)y處的溫度值；T(y)表示改變條件工況下坐標(biāo)y處的溫度值。

圖16為L1處無量綱化溫度曲線，可以看出隨著下排管道長度從250～350 mm，彈體溫度逐漸下降，而隨著下排管道長度從400～500 mm，彈體溫度又逐漸升高。L1上最佳工況(400 mm工況)相對最劣工況(500 mm工況)溫度降低百分比約為35%。圖17為L2處無量綱化溫度曲線，L2上半部分為彈體與發(fā)射車壁平行位置，隨下排管道長度變化規(guī)律與L1一致，最佳工況(400 mm工況)相對最劣工況(500 mm工況)溫度降低百分比低約40%～70%；而L2下半部分為二氧化碳管道排布區(qū)域，可以看出此區(qū)域發(fā)射車壁溫度隨下排管道長度增加而增加，最佳工況(250 mm工況)相對最劣工況(500 mm工況)溫度降低百分比約為125%～187.5%。

圖18～圖20為兩個較極端工況(250 mm工況、500 mm工況)以及中間較佳工況(350 mm工況)對稱面流線圖以及云圖對比表，區(qū)別主要體現(xiàn)在發(fā)射車壁底部區(qū)域。下排管道長度變化的本質(zhì)是二氧化碳?xì)饬鞒隹诰嗌淞骱诵膮^(qū)的距離。由圖18燃?xì)饨M分流線圖可見，250 mm工況由于二氧化碳管道過短，與350 mm工況相比，燃?xì)庾矒舻孛婧?，不能立刻在二氧化碳射流沖擊下向遠(yuǎn)離發(fā)射車壁方向移動，而是先均勻向四周發(fā)散，使下排管道的導(dǎo)流作用減弱；而500 mm工況由于管道過長，已經(jīng)進(jìn)入核心區(qū)，燃?xì)馍淞髟跊_擊地面之前就已經(jīng)沿著管道上表面向發(fā)射車壁方向移動，此時下排管道幾乎沒有發(fā)揮作用。由圖19二氧化碳組分圖及圖20對稱面溫度圖可見，與500 mm工況相比，250 mm及350 mm工況中形成了更好的二氧化碳?xì)饽?，兩排管道之間幾乎沒有燃?xì)膺M(jìn)入，降溫效果更好，而500 mm工況中，燃?xì)膺M(jìn)入發(fā)射車底部區(qū)域，并向上爬升，使降溫效果較差。

4.2 夾角α對排導(dǎo)效果的影響

以5°為間距來改變上排管道與發(fā)射車壁的夾角，比較夾角從5°～45°時的排導(dǎo)效果。圖21為L1處無量綱化溫度曲線，可以看出彈體溫度隨著上排管道與發(fā)射車壁夾角增大而增大，L1上最佳工況(10°工況)相對最劣工況(45°工況)溫度降低百分比約28.6%。圖22為L2處無量綱化溫度曲線，可以看到發(fā)射車壁溫度同樣隨著夾角增大而增大，L2上最佳工況(10°工況)相對最劣工況(45°工況)溫度降低百分比約22.2%～300%?？梢娚吓殴艿琅c發(fā)射車壁夾角對排導(dǎo)效率影響較為顯著。

圖23～圖25為最佳工況(10°工況)與最劣工況(45°工況)對稱面流線圖及云圖對比表。夾角變化的本質(zhì)是改變了二氧化碳?xì)饬髋c沿下排管道流動燃?xì)獾臎_擊角度。由圖23對稱面燃?xì)饨M分流線圖可見，當(dāng)夾角較小時，緊貼發(fā)射車壁的燃?xì)廨^少，且燃?xì)鉀]有進(jìn)入到兩排管道之間區(qū)域，其原因由圖24二氧化碳組分流線圖可見，夾角較小時形成的二氧化碳?xì)饽じ瘢蓤D25對稱面溫度云圖可看出夾角較小時發(fā)射車壁及彈體的溫度均較低。

4.3 上排管道出口到下排管道高度Height對排導(dǎo)效果的影響

以50 mm為間距來改變上排管道出口與下排管道的距離，比較高度從40～190 mm時的排導(dǎo)效果。圖26為L1處無量綱化溫度曲線，可以看出隨著上排管道出口到下排管道高度增大，彈體溫度逐漸升高，L1上最佳工況(90 mm工況)相對最劣工況(190 mm工況)溫度降低百分比約為16.3%～28.7%。圖27為L2處溫度曲線，前文均對L2處的溫度進(jìn)行了無量綱化，是由于前文均未改變二氧化碳管道在發(fā)射車壁上的位置，發(fā)射車壁上部高溫區(qū)和下部高溫區(qū)的分割點即為二氧化碳管道處，而當(dāng)改變二氧化碳管道位置時，上下部分高溫區(qū)錯開，此時進(jìn)行無量綱化不能很好的看出對應(yīng)點溫度變化效果，因此在研究上排管道出口到下排管道距離對排導(dǎo)效果的影響時并未進(jìn)行無量綱化。由圖27可見，隨著上排管道出口到下排管道高度增大，發(fā)射車壁溫度逐漸升高，L2上最佳工況(90 mm工況)相對最劣工況(190 mm工況)溫度降低百分比約為12.8%～100%。由圖26及圖27可見在選定范圍內(nèi)，上排管道到下排管道的高度越小，排導(dǎo)效果越好。

圖28～圖30為90 m工況與190 mm工況對稱面燃?xì)饨M分流線圖。由圖28對稱面燃?xì)饨M分流線圖可見，當(dāng)上排管道噴口距下排管道距離較大時，燃?xì)膺M(jìn)入兩排管道之間，緊貼壁面的燃?xì)饬枯^大；由圖29對稱面二氧化碳組分圖及圖30溫度云圖可見，距離較小時更佳的二氧化碳?xì)饽な墙禍匦Ч^好的原因。

5 改變噴管與地面距離討論方案的普適性

第4節(jié)討論的所有工況中，噴管出口直徑都為477 mm，設(shè)為d，噴管距地面距離為1 140 mm，設(shè)為h,h/d=2.39。對于燃?xì)馍淞髁鲌龅挠绊懖豢珊雎?，王曉光等[22]通過實驗和仿真研究了高溫、高速燃?xì)馍淞鳑_擊導(dǎo)流板的傳熱特性，通過板面的努塞爾數(shù)和高溫沖擊面積來表征沖擊射流與板間的傳熱特性，結(jié)果表明，板面努塞爾數(shù)和高溫沖擊面積均隨h/d變化，可見h/d對燃?xì)馍淞鱾鳠崽匦缘挠绊戄^大。

為說明本文提出的新型排導(dǎo)方案的普適性，除上文討論的h/d=2.39工況外，再給出一系列改變h/d的不同工況外，分別將無排導(dǎo)方式與本文提出的排導(dǎo)方式進(jìn)行比較，溫度對比如表2所示。由表2可以看到，本文提出的排導(dǎo)方式在多種h/d工況中，均能使發(fā)射車壁最高溫度與無排導(dǎo)相比降低1 200～1 500 K，即能使發(fā)射車壁溫度降低約50%，彈體最高溫度降低60～500 K，降溫百分比可達(dá)25%?？梢?，本文提出的雙排二氧化碳管道排導(dǎo)方式對多種h/d工況均有較好的降溫效果。

表2 多種h/d工況降溫效果

6 結(jié)論

本文針對導(dǎo)流器排導(dǎo)方式在車載導(dǎo)彈熱發(fā)射過程中具有的燒蝕和架設(shè)撤收問題，提出一種雙排二氧化碳射流沖擊燃?xì)馍淞鞯男滦团艑?dǎo)方案，并研究Length、α、Height3個主要變量對排導(dǎo)效果的影響。得到以下主要結(jié)論：

1)本文新型排導(dǎo)方案與無排導(dǎo)方式方案對比，發(fā)射車壁溫度可降低1 335 K(約50%)，彈體溫度可降低70 K(約6.5%)，且可通過調(diào)整變量進(jìn)一步提升降溫效果。

2)隨著下排管道長度增加，降溫效果先提高、再降低，長度對溫度的影響可達(dá)35%～187.5%；上排管道和發(fā)射車壁夾角越小，降溫效果越好，夾角對溫度的影響可達(dá)22.2%～300%；上排管道到下排管道高度越小，降溫效果越好，高度對溫度的影響可達(dá)12.8%～100%。

3)不同h/d工況下本文提出的排導(dǎo)方案仍然具有較好的效果，發(fā)射車壁最高溫度可以降低50%左右，彈體溫度可以降低25%左右。