摘要：以推力矢量燃?xì)舛鏋檠芯繉?duì)象，采用流固耦合傳熱數(shù)值分析方法，得到了舵偏角分別為0°，5°，10°，15°，20°時(shí)燃?xì)舛媪鲌?chǎng)及流固溫度場(chǎng)，并將流固耦合傳熱條件下的流場(chǎng)參數(shù)及溫度場(chǎng)參數(shù)分別與相應(yīng)的純氣相條件下的參數(shù)進(jìn)行對(duì)比，為燃?xì)舛娴臍鈩?dòng)設(shè)計(jì)、熱應(yīng)力分析，以及隔熱防護(hù)給出了指導(dǎo)性結(jié)論，分析結(jié)果很好地符合了試驗(yàn)結(jié)果，具有良好的工程應(yīng)用性。

關(guān)鍵詞：耦合傳熱；燃?xì)舛?；?shù)值分析

中圖分類號(hào)：V435 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A 文章編號(hào)：1673—5048（2013）03—0041—03

0 引言

燃?xì)舛媸且环N工作在火箭燃?xì)鈬娏髦械奶厥庖?，它由翼面間存在的壓力差形成力或者力矩，用于導(dǎo)彈的推力矢量控制。隨著導(dǎo)彈機(jī)動(dòng)性要求的提高，燃?xì)舛嬖诳湛諏?dǎo)彈和垂直發(fā)射導(dǎo)彈中得到越來(lái)越多的應(yīng)用，這對(duì)燃?xì)舛嬖O(shè)計(jì)也提出了更高的要求。

燃?xì)舛嬖O(shè)計(jì)包括燃?xì)舛娼Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和燃?xì)舛娌牧显O(shè)計(jì)。結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)既要保證燃?xì)舛婢哂辛己玫臍鈩?dòng)特性，滿足控制力和力矩的要求，又要保證其具有足夠的強(qiáng)度和剛度。不至于在高溫、高速燃?xì)饬鞯臎_擊下變形和破壞：材料設(shè)計(jì)主要是要考慮到燃?xì)舛骈L(zhǎng)時(shí)間工作在高溫燃?xì)饬髦?，必須有足夠的抗燒蝕和耐沖刷能力。這兩部分的設(shè)計(jì)內(nèi)容均與燃?xì)舛娴墓ぷ鳝h(huán)境密切相關(guān)，因此，給出燃?xì)舛嬷車鲌?chǎng)和其自身溫度場(chǎng)的分布對(duì)于燃?xì)舛娼Y(jié)構(gòu)和材料設(shè)計(jì)具有重要意義，反過(guò)來(lái)還可以用來(lái)檢驗(yàn)已有設(shè)計(jì)的合理性和可靠性。

為了得到燃?xì)舛嬷車鲌?chǎng)和其自身溫度場(chǎng)的分布，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了一定的試驗(yàn)和數(shù)值研究。試驗(yàn)方面，Danielson對(duì)燃?xì)舛姹砻娴臏囟确植己蜔g率進(jìn)行了試驗(yàn)測(cè)量，但由于燃?xì)舛娴膼毫庸ぷ鳝h(huán)境，很難獲得真實(shí)值。Hamel等人在風(fēng)洞中對(duì)燃?xì)舛婺Ｐ瓦M(jìn)行了來(lái)流馬赫數(shù)3和3.5，攻角變化范圍-20°-20°下冷態(tài)試驗(yàn)，試驗(yàn)獲得了舵面的氣動(dòng)力和壓力系數(shù)。風(fēng)洞試驗(yàn)中也僅能采用冷態(tài)試驗(yàn)，無(wú)法真實(shí)還原燃?xì)舛娴墓ぷ鳝h(huán)境。相比之下，數(shù)值分析在獲取分析結(jié)果以及模擬燃?xì)舛婀ぷ鳝h(huán)境方面更具優(yōu)勢(shì)，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)和數(shù)值分析方法的發(fā)展，數(shù)值分析在燃?xì)舛嬖O(shè)計(jì)中起到不可替代的作用。Yu和Cho等人利用商用軟件Fluent對(duì)燃?xì)舛娴臏囟葓?chǎng)分布開(kāi)展了數(shù)值研究：劉洋等也曾對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)舛鎮(zhèn)鳠徇M(jìn)行過(guò)數(shù)值研究。上述兩者均受計(jì)算量及計(jì)算耗時(shí)的制約，采用順序間接耦合計(jì)算方法，按順序進(jìn)行兩次或多次的分析，其實(shí)質(zhì)是把整個(gè)流場(chǎng)域分成多個(gè)部分并分別對(duì)其進(jìn)行數(shù)值分析，忽略了各區(qū)域間的影響。本文對(duì)固體域與流體域同時(shí)進(jìn)行計(jì)算并考慮兩者之間的耦合傳熱，與實(shí)際情況更相符，對(duì)實(shí)際應(yīng)用更具指導(dǎo)意義。

1 數(shù)值模型

整個(gè)計(jì)算域如圖1所示，高溫高壓亞音速燃?xì)庥少|(zhì)量入口流入，經(jīng)收斂段、等直段、喉部進(jìn)入擴(kuò)張段膨脹加速得到超音速，舵片即安裝在擴(kuò)張段出口處。通過(guò)舵片的轉(zhuǎn)動(dòng)進(jìn)而改變舵片表面上壓力的分布，得到導(dǎo)彈需要的控制力和力矩。采用以下邊界條件：（1）噴管人口：質(zhì)量流人口條件，設(shè)定質(zhì)量流量和總溫參數(shù)。（2）舵基和舵片上與流體區(qū)域交界面：流固耦合壁面條件。（3）區(qū)域外邊界：壓強(qiáng)出口條件，氣流流出時(shí)，所有參數(shù)外推；流入時(shí)固定壓力和溫度。（4）其他壁面：絕熱壁面條件。

本文計(jì)算模型的建立基于非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格生成技術(shù)，主要考慮其設(shè)置時(shí)間少、適應(yīng)性好等特點(diǎn)。約120萬(wàn)單元體。計(jì)算選擇三維、黏性、κ-εRNG湍流模型作為求解基礎(chǔ)。流動(dòng)方程先采用一階迎風(fēng)差分格式，得到粗糙的流場(chǎng)參數(shù)，然后對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行溫度梯度適應(yīng)，再采用二階迎風(fēng)差分格式。得到更精確的解。湍流方程則始終采用一階迎風(fēng)差分格式，選用顯式耦合求解器求解。流場(chǎng)基本參數(shù)及舵片物性參數(shù)見(jiàn)表1和表2。

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 舵片氣動(dòng)力分析

通過(guò)計(jì)算得到考慮流固耦合傳熱條件下舵偏角分別為0°，5°，10°，15°和20°時(shí)燃?xì)舛媪鲌?chǎng)及流固溫度場(chǎng)分布。對(duì)比純氣相情況下舵片阻力、升力結(jié)果，如圖2～3所示。其中：Fx代表純氣相條件下舵片阻力；Fx′代表流固耦合傳熱條件下舵片阻力；Fx代表純氣相條件下舵片升力；Fy′’代表流固耦合傳熱條件下舵片升力。

由圖2-3可以看出，流固耦合傳熱對(duì)于舵片氣動(dòng)力的影響不大，因此出于計(jì)算量的考慮，在工程應(yīng)用中忽略舵片傳熱的影響。

2.2 舵片溫度場(chǎng)分析

圖4—9給出了流固耦合傳熱條件下，舵片表面及舵基內(nèi)表面溫度等值線云圖。

由圖4、圖7可知，舵偏角0°時(shí)，舵片對(duì)于流場(chǎng)的擾動(dòng)相當(dāng)于楔形塊，來(lái)自發(fā)動(dòng)機(jī)出口的超音速氣流在舵片前緣處滯止并形成脫體激波。前緣稍外側(cè)的氣流由于受到舵片上下楔形面的折轉(zhuǎn)而形成斜激波。氣流經(jīng)過(guò)激波溫度升高，而且溫度升高的程度與激波的強(qiáng)度成正比。由于從前緣起激波強(qiáng)度逐漸減弱，因此溫度也逐步降低。當(dāng)氣流流過(guò)舵片最大厚度處，流動(dòng)通道增大，氣流膨脹加速，而溫度則進(jìn)一步降低。在后緣處兩股氣流匯合形成后緣駐點(diǎn)使溫度有所提高。最終形成圖4和圖7的溫度分布。而且此時(shí)攻角為0°，氣流對(duì)兩面的作用相同，圖4和圖7的溫度分布基本對(duì)稱。

由圖5、圖8可知，隨著舵偏角增大到10°，舵片迎風(fēng)面對(duì)氣流的壓縮作用逐漸增強(qiáng)。而背風(fēng)面則逐步變成膨脹過(guò)程。但由于舵偏角還較小，氣流的改變對(duì)舵片溫度的分布影響并不是很明顯。除此之外還考慮了舵片的導(dǎo)熱效應(yīng)抹平了溫度分布的差異。但仔細(xì)觀測(cè)圖5和圖8仍可發(fā)現(xiàn)迎風(fēng)面的溫度要比背風(fēng)面的略高。

由圖6、圖9可知，當(dāng)舵偏角增大到20°，燃?xì)舛嬗L(fēng)面上的高溫區(qū)域明顯增大，由于導(dǎo)熱的存在使得背風(fēng)面的溫度也相應(yīng)提高，同時(shí)隨著舵偏角的增大，舵片后緣的駐點(diǎn)溫度也越來(lái)越高。

3 結(jié)論

通過(guò)以上研究得出以下結(jié)論：（1）忽略舵片傳熱的影響所得到的舵片氣動(dòng)力誤差不大；（2）考慮舵片傳熱的影響所得到的舵片溫度場(chǎng)分布更為精確，最高溫度比純流體域條件下的舵片最高溫度要低200 K左右；（3）在進(jìn)行熱分析及熱應(yīng)力分析時(shí)必須考慮固體傳熱效應(yīng)。