張 強,田凌寒

(西安航天動力技術研究所固體火箭發(fā)動機燃燒、熱結構與內(nèi)流場國防科技重點實驗室, 西安 710025)

0 引言

隨著世界各國武器裝備技術的發(fā)展,為了應對日益加劇的彈道導彈武器威脅,越來越多的導彈防御系統(tǒng)已相繼部署。動能攔截彈便是伴隨著美國的“戰(zhàn)略防御倡議”(strategic defense initiation,SDI)計劃實施并迅速發(fā)展起來的一種新型武器,其戰(zhàn)略目標主要是應用于防御彈道導彈及對空中目標衛(wèi)星的精確打擊。動能攔截器(kinetic kill vehicle,KKV)作為動能攔截彈的核心組成部分，是一種高精度、高機動、高智能、信息高度密集的信息化武器，采用了自尋的技術，通過自主探測、制導與控制實現(xiàn)“零控脫靶量”的直接碰撞要求[1]。

姿控發(fā)動機是KKV的關鍵系統(tǒng),其推力控制方案有變?nèi)細饬髀史桨负兔}寬調(diào)制變推力方案兩種，其中,附壁射流式方案利用燃氣相互作用改變?nèi)細饬飨驅(qū)崿F(xiàn)變推力,與其他方案相比,結構簡單,可靠性高,動態(tài)特性好,系統(tǒng)動態(tài)響應速度存在天然優(yōu)勢。眾多研究者針對該方案展開了試驗和數(shù)值研究。Roger等[2]對標準-3導彈中姿控閥所采用的附壁射流放大雙穩(wěn)方案進行了數(shù)值研究，獲得了內(nèi)流場特性。平浚等[3]研究了從附壁射流低壓渦流區(qū)內(nèi)抽吸空氣時射流的運動特性。Kim等[4]對科恩達射流元件進行性能優(yōu)化，主要研究兩個重要參數(shù)噴嘴的喉部間隙與滯壓比對附壁射流特性的影響；楊旭[5]通過仿真手段研究了位差、側壁傾角、控制口寬度等結構參數(shù)及控制流量對射流參數(shù)的影響。Heo等[6]對附壁射流閥進行了試驗研究，獲得了附壁射流響應時間為6～7 ms。文中對附壁射流式姿控發(fā)動機的流場動態(tài)特性進行了數(shù)值研究，為發(fā)動機設計提供依據(jù)。

1 物理模型與計算方法

1.1 物理模型

附壁射流式姿控發(fā)動機使用先導電磁執(zhí)行機構實現(xiàn)燃氣放大控制。如圖1所示,燃氣從燃氣發(fā)生器經(jīng)主氣流入口流入,一小部分作為控制氣流通過控制氣流出口流入電磁先導閥進行方向切換,然后控制氣流由控制氣流入口流入,主氣流在控制氣流的射流作用下向一側附壁,并經(jīng)換向裝置最終通過噴管流出實現(xiàn)推力輸出(圖中所示為電磁執(zhí)行機構選擇控制氣流1流通,主氣流由噴管2流出),如此控制主氣流的方向,實現(xiàn)彈體姿態(tài)或者軌道上單方向正負2個矢量的推力。

圖1 姿控發(fā)動機工作原理示意圖

1.2 數(shù)值計算模型

姿控發(fā)動機內(nèi)流場是一個三維、非定常、多相的湍流流動、傳熱過程,流動情況非常復雜,必須進行假設和簡化,具體如下:

1)流動為定常流動;

2)壁面為絕熱的,整個流場與外界無熱交換,流動為絕熱流動;

3)氣體為理想氣體,符合狀態(tài)方程P=ρRT。

采用Fluent軟件進行流場計算。湍流模型采用k-ωSST模型,二階迎風格式離散。計算的收斂準則為:連續(xù)方程、動量方程、能量方程以及各組分的輸運方程的殘差下降3個數(shù)量級以上,且流場出入口流量穩(wěn)定。

姿控發(fā)動機數(shù)值仿真計算模型如圖1所示,包括燃氣發(fā)生器噴管、附壁射流元件(即從燃氣發(fā)生器出口到噴管前擾流裝置之前的部分)、換向裝置和外噴管等。生成的計算網(wǎng)格為六面體與四面體的混合網(wǎng)格,考慮湍流附面層影響,網(wǎng)格在壁面附近進行加密。文中計算中涉及到的邊界條件有如下三類:入口壓力邊界條件、固體壁面邊界條件和出口壓力邊界條件。

2 計算結果與分析

2.1 切換過程流場分析

以流道中馬赫數(shù)的分布變化為例說明推力切換過程中的流場變化。圖2～圖5給出了不同時刻馬赫數(shù)分布,由圖可見,附壁射流元件的主射流口處流動均為亞音速流動。在初始時刻右側控制氣流連通,主氣流完全沿附壁射流元件左壁流動并全部由左側噴管噴出。此時切換控制氣流的方向,使左側控制氣流發(fā)揮作用。在射流點處形成一個小型渦流,使得原先附壁的左側壁面發(fā)生流動分離,且隨著時間的推移渦流逐漸擴大并向前移動。與此同時主氣流開始附著于右側壁面,隨著時間推移附壁面積逐漸增大直至穩(wěn)定附壁。隨著流動的進一步發(fā)展,換向撥片右側壓力逐漸升高,撥片上的合力逐漸減小至0,隨后反向,并推動撥片在換向通道內(nèi)移動,使右側噴管打開,主氣流從右側噴管噴出。當流動發(fā)展穩(wěn)定后,主氣流完全由右側噴管噴出,與初始狀態(tài)相對稱。以上是推力切換的整個過程,同理當控制氣流由左側變?yōu)橛覀葧r,推力則由右側切向左側,與上述過程相對稱。

圖2 0時刻馬赫數(shù)分布

圖3 第0.08 ms馬赫數(shù)分布

圖4 第0.15 ms時刻馬赫數(shù)分布

圖5 第0.25 ms馬赫數(shù)分布

2.2 壓力流量特性分析

圖6 控制氣流無量綱流量

圖7 附壁射流元件出口無量綱流量

2.3 推力切換動態(tài)響應分析

圖8 換向撥片受力及位移隨時間變化

圖9為發(fā)動機無量綱推力隨時間的變化曲線。在0.12 ms之前,發(fā)動機推力方向向左,大小保持不變。隨后在0.12～0.22 ms內(nèi),推力先緩慢減小后急劇減小,0.22 ms降為0,之后推力切換到相反的方向,至0.3 ms附近時達到穩(wěn)定。需要注意的是,推力開始發(fā)生變化的時間與撥片作動時間相比,存在0.02 ms 的滯后,此時間為流動發(fā)展所需時間。由以上分析可知,推力切換響應時間為0.3 ms。

圖9 發(fā)動機推力隨時間變化曲線

2.4 計算結果可靠性驗證

目前公開發(fā)表的附壁射流式姿控發(fā)動機流場方面試驗及數(shù)值研究的文獻較少。圖10為標準-3導彈姿控發(fā)動機換向撥片受力隨切換時間的響應仿真曲線,在0.32 ms時,換向撥片上的合力減小至0并開始反向增大,作動開始;至0.54 ms時撥片受力的值等于作動前的反方向力,可以認為作動完成,作動時間為0.22 ms。圖10與圖8文中計算所得換向撥片受力曲線基本一致,從切換初時刻到撥片開始作動的時間為0.32 ms較文中計算的0.10 ms更長,這是由于標準-3軌控發(fā)動機具有兩級附壁射流結構,第一級的附壁射流元件輸出作為第二級的控制氣流,因此射流發(fā)展時間更大;而撥片作動時間0.22 ms比文中計算的作動時間0.18 ms略長，但處于合理范圍之內(nèi)。

圖10 標準-3軌控發(fā)動機換向撥片受力仿真曲線[6]

3 結論

對附壁射流式姿控發(fā)動機內(nèi)流場動態(tài)特性進行了數(shù)值研究,詳細分析了附壁射流動態(tài)特性和推力切換響應特性。

1)得到了發(fā)動機工作過程中,主氣流和控制氣流作用發(fā)生射流附壁及流動分離等流場特征發(fā)展的整個演化過程。

2)得到了發(fā)動機工作過程中,從控制氣流換向到最終完成推力切換整個過程的流場動態(tài)特性及換向撥片作動過程動態(tài)響應特性。

3)附壁射流元件分流輸出比例為6.1∶1;附壁射流元件中形成附壁并發(fā)展穩(wěn)定歷時0.15 ms,換向撥片作動時間為0.18 ms;發(fā)動機推力切換時間為 0.3 ms。

以上成果,可以對進一步研究姿控發(fā)動機的姿態(tài)控制特性及規(guī)律提供參考。