进气道堵盖打开过程数值模拟*

张晓旻，杨石林，李 璞

(中国航天科技集团公司四院四十一所，西安 710025)

进气道堵盖打开过程数值模拟*

张晓旻，杨石林，李 璞

(中国航天科技集团公司四院四十一所，西安 710025)

为获得整体式固冲发动机转级过程中进气道堵盖(包括入口堵盖与出口堵盖)打开过程的流动形态，建立了进气道二维模型，利用Fluent动网格技术和UDF方法，开展了进气道堵盖打开过程非稳态流场研究。结果表明，在入口堵盖打开前，进气道前端形成强烈的弓形激波；在入口打开、出口未开的过程中，沿进气道轴向各监测点压强呈现周期性变化，振荡频率为100 Hz左右，出口堵盖位置压强振荡幅值为0.53 MPa；在出口打开后，补燃室残余热量形成的压强峰导致进气道在短时间内无法起动，随着背压降低至小于进气道再起动反压，进气道完全起动。

进气道；堵盖打开过程；转级过程；数值模拟

0 引言

整体式固体火箭冲压发动机转级过程通过进气道入口[1]、出口堵盖[2]来衔接助推段和续航段。在工作过程中，进气道入口堵盖、出口堵盖需按时序依次打开，使进气道能够捕获来流，堵盖打开后，随着来流空气与补燃室中助推装药残余物(包括衬层、残药、绝热层等)的混合燃烧，会在补燃室中产生一个瞬时压强峰，该压强峰会对转级过程造成灾难性破坏、导致飞行失利[3]。国内外学者针对转级过程进气道流动形态开展了相关研究， Hagelunaler M和Tam C J针对Dulm提出的机体一侧转动挡板开启过程进行了稳态数值模拟研究[4-5]；在X-43A的设计过程中，其研究人员也对开启时间等因素对进气道的影响进行了研究[6]；王翼通过试验开展了超高速进气道入口开启机构对进气道的启动性能影响研究[7]；白晓征、孙振华等对无入口堵盖的进气道在助推阶段进气道的自激振荡现象进行了研究[8-9]。杨石林等对固冲发动机转级过程中进气道动态特性开展了研究分析[10]；何勇攀等研究了整体式固体火箭冲压发动机转级过程中的变化情况,分析了堵盖打开前进气道内的压力振荡过程、无喷管助推器排气过程、堵盖打开后的反压等因素对转级过程的影响[11]。国内外学者的研究主要集中在堵盖打开前后的稳态过程，对进气道入口、出口堵盖联合打开过程的非稳态过程研究较少。

本文针对进气道入口堵盖打开过程、出口堵盖打开后补燃室压强峰对进气道的非稳态过程开展研究，利用FLUENT软件的动网格技术、UDF技术进行堵盖打开过程的数值模拟，对其动态特性进行数值分析，深入地研究整体式固冲发动机转级过程中进气道流动形态。

1 物理模型

1.1 工作过程描述

进气道堵盖包括入口堵盖和出口堵盖。本文入口堵盖采用连杆机构方案，利用进气道部分压缩面作为入口堵盖；出口堵盖采用火工品破碎式堵盖方案，利用高强陶瓷材料作为堵盖材料，图1为机构工作原理和模型。

转级前，入口堵盖通过连杆机构固定在进气道入口前缘，出口堵盖火工品不工作，实现进气道堵盖封堵，见图1(a)。

转级时，入口堵盖在机构作用下，绕转轴做旋转，并运动到位，形成完整的进气道压缩面，实现入口堵盖打开；在入口堵盖打开一定时间后，出口堵盖火工品工作，实现堵盖破碎。

转级后，进气道堵盖完全打开，来流空气进入补燃室，见图1(b)，转级过程完成。

1.2 转级时序

转级过程时序见图2，入口、出口堵盖按时序依次打开、间隔时间为30 ms。其中，入口打开时间为10 ms，出口打开时间假设为0 s，转级时间共计100 ms。

1.3 出口堵盖打开后压强曲线

为方便分析，用出口堵盖位置处压强表征补燃室压强，出口堵盖打开后，由于补燃室残余物不断释放热量，补燃室压强逐渐增高，直到压强峰值达到0.35 MPa、随着释放的热量逐渐排除，补燃室压强逐渐降低直到0.17 MPa，整个过程持续约25 ms，压强曲线见图3。

2 数值方法

本文计算主要关注进气道流动形态。因此，将计算域取为进气道流道，补燃室中的容积效应等动力学环节简化为出口堵盖压强的变化。

2.1 入口堵盖运动模拟

入口堵盖运动的过程涉及到计算边界的移动，求解区域的网格必须随时间不断更新。入口堵盖的运动利用UDF程序DEFINE_CG_MOTION函数[12]模拟入口堵盖随时间变化的刚体运动规律，网格更新采用基于ALE方法的非结构动网格适应调整技术，将网格变形和局部网格重构方法相结合，在每一时间步内，对网格进行更新，来适应流场计算域与对应网格的相应调整[13]。

2.2 出口堵盖压强载荷模拟

根据时序，入口堵盖打开后，出口堵盖处于封堵状态，将出口堵盖处设置为固壁；30 ms后，出口堵盖打开后，出口堵盖通过UDF程序DEFINE_PROFILE函数[14]加载随时间变化的压强载荷。

2.3 网格及边界条件

计算域的网格如图4所示，采用ICEM进行网格生成，为提高计算精度及效率，计算域分两部分，以转轴为中心的压缩面运动区域采用非结构网格填充，其余区域采用结构化网格进行填充，网格总数约6.39万左右，结构网格与非结构网格区域通过interface交界面来传递流场数据。

计算中，用到了压力远场边界(H=10 km、Ma=2.5、α=0°、β=0°)、interface交界面、压力出口边界以及无滑移绝热固壁边界。

为考察进气道的流动形态，定义A为进气道的前缘，BD为入口堵盖，B为入口堵盖的前端转轴点，D为入口堵盖末端运动点，C为压缩面上固定的点、入口打开后该点与D点重合，P1测点为一级楔面起点，P2测点为进气道喉部，P3测点为进气道出口堵盖3个测压点。

3 结果分析与讨论

使用上述参数，进行了进气道打开过程二维非稳态流场数值模拟研究，图5给出了转级过程中P1～P3监测点的压力随时间的变化历程。下面结合各时间段进气道流动形态进行分析。

3.1 入口堵盖封堵

首先，计算进气道入口封堵时的定常流场，马赫数等值线如图6所示。由于进气道入口封堵，在进气道前方形成脱体激波EFG，在壁面诱导了边界层分离，分离点H位于B点之前，分离的边界层相当于抬高了壁面，使得激波EH变弯曲。

3.2 入口堵盖打开过程(0～10 ms)

(1)2.5 ms前，各监测点压强变化较小，结合图7(a)分析认为，入口堵盖打开幅度较小，进入的空气流量较小，还不足以对进气道流动产生影响。

(2)2.5 ms后，各监测点压强开始变化，P1点压强骤降至0.04 MPa，并持续5 ms左右；P2、P3点压强开始升高，在7 ms左右达到极值，P2点为0.29 MPa左右，P3点为0.43 MPa左右、接近来流总压；结合图7(a)～(d)分析认为，随着入口堵盖的逐渐打开，气流不断进入内流道，前方的脱体激波迅速后移，且强度逐渐减弱，第一、二道外压斜激波逐步形成(见图7(b)、(c))；同时，空气进入进气道后滞止、减速，压力迅速上升，加之当地马赫数较低，压力分布较均匀。随着空气的持续涌入，进气道内流量累积，压力进一步升高，高反压的影响沿亚声速流场上溯至进气道入口，使得当地气流速度逐渐降低。7.5 ms时，进气道内气流已经完全处于倒流状态(见图7(d))。

(3)7.5 ms后，P1点压强开始增加，在9.5 ms左右升至0.23 MPa，P2、P3点压强开始下降。12 ms时，P2、P3点压强达到最低值，P2点为0.16 MPa左右，P3点为0.1 MPa左右。

结合图7(e)～(g)分析认为，随着进气道内空气的流出，弓形波前移，进气道内的压力不断下降，P1点先暴露，压强开始上升，P2、P3点压强逐渐降低；随着流出进气道的气流进一步膨胀加速，弓形波移到进气道前缘，进气道压缩面形成的斜激波完全消失(见图7 (e)、( f))。

(4)入口打开过程中，进气道完成了一次充填和释放，压强变化周期为10 ms左右。

3.3 入口打开、出口封堵(10～30 ms)

(1)从图8可知，10 ms后，P2、P3点压强随时间基本呈2个周期的正弦规律变化，且P3点压强振荡曲线较平滑，P2、P3振荡相位差较小，各监控点振荡接近于整体振荡模式[9]，振荡周期为10 ms左右，振荡频率约为100 Hz。

结合图8，分析如下：随着进气道内的压力不断下降，弓形激波又逐渐后移(见图8(a ))，15 ms时，压缩面上的斜激波基本形成，进气道捕获的流量不断增加；17 ms时，累积的流量导致反压升高，最终导致激波推出；到19.8 ms时，推出的激波逐渐前移到进气道前缘之前；到22 ms时，弓形激波又开始后移，且位置与12 ms时基本相同，流动完成了一个周期；之后，将重复上述过程，进气道不断增压、减压，外流场的激波位置也会随之反复变化，振荡循环2个周期，直到进气道出口堵盖打开[8]。

(2)从图8可知，P1点整体变化规律与P2、P3点一致，但振幅较小、波谷较平，且与P2、P3存在相位差。分析认为，是由于进气道气流振荡导致的气流累积和推出现象，在进气道压缩面前部，由于气流流动，使部分气流脉动得以损耗，因此其振幅较P2、P3点附近小；由于波系的形成是动态过程，P1～P3由于轴向位置不同，形成振荡的时间有先后，因此存在相位差；同时，在波系形成过程中，第一道斜激波形成后，P1点压强与来流静压一致，因此形成较平的波谷(见图8(b))。

(3)从图8可知，P3点压强幅值为0.53 MPa，超过了10 km、Ma=2.5的来流总压(0.45 MPa)。分析认为，对于进气道通道形成的振荡系统是无阻尼的，来流的能量补偿了振荡系统自身的损耗，当能量补偿超过系统损耗时，监控点压强峰值会出现超过来流总压的情况，在进气道结构设计和出口堵盖承外压能力设计时，需要关注。

3.4 出口堵盖打开后(30～100 ms)

出口堵盖打开后，在补燃室压强与来流作用下，进气道流动形态发生了剧烈的变化。

(1)在30～40 ms内，由于补燃室背压残余热效应的影响，P3点压强由在30～40 ms内的0.15 MPa上升至0.35 MPa、P1点压强骤降至0.04 MPa，并持续10 ms左右，P2点压强形成2个周期的振荡变化，振荡周期为4.5 ms左右，振荡频率约为220 Hz，幅值为0.35 MPa左右，这与补燃室背压值的最大值接近。

结合图9，分析如下：出口堵盖打开后，由于背压变为0.15 MPa，来流的能量高于出口堵盖初始压强传来的能量，弓形激波迅速后移(图9(a))，第一、二道外压斜激波形成(图9(b))，P1点压强骤降至0.04 MPa；随着背压的升高，35 ms后，来流逐渐累积的能量开始释放、空气开始回流，斜激波逐渐被推出(图9(c))，随着来流的能量补充和背压联合作用，使气流在进气道喉部反复累积和推出，在P2位置形成局部振荡。由于P2位置总能量低于P1位置总能量，P2的振荡无法影响P1位置的斜激波。因此，P1点压强位置维持了10 ms。

(2)在40～55 ms内，由于补燃室残余热效应的减弱，P3点压强由0.35 MPa逐渐降至0.17 MPa左右，P1点压强由0.04 MPa突升至0.2 MPa左右，随时间逐渐呈下降趋势，P2点压强随时间在0.18 MPa左右小幅振荡。

分析认为，虽然P3压强在逐渐降低，但由于来流的持续补充，出口堵盖流通能力不足，导致进气道产生较大溢流，破坏了压缩面形成稳定斜激波，弓形激波在43 ms时，达到极限(图9(d))，并稳定到51 ms时(图9(e))，P1点压强升高至0.2 MPa，随着溢流气流的扩散，P1点压强逐渐降低，P2点由于进气道空气流量的溢流与补燃室背压产生的能量补充溢流和来流的能量补充维持了约8 ms的平衡，从而形成了0.18 MPa左右的小幅振荡。

(3)55 ms后，P3压强保持在0.17 MPa左右，P1

压强逐渐降低，在62 ms降至0.04 MPa；P2压强50 ms后开始小幅振荡，在60～70 ms内形成5个周期的正弦振荡，2个周期的变化振荡周期2 ms、频率约为500 Hz、幅值0.23 MPa左右；在68 ms后，P2、P3点压强分别突降至0.128、0.036 MPa。

结合图9，分析如下：由于P3降至0.17 MPa左右、进气道背压远小于再启动反压，在来流与背压、溢流的抗衡中，来流能量的持续补充逐渐成为主导，进气道开始起动，弓形波开始后移，第一道斜激波形成时，P1压强骤降至0.04 MPa，并持续至转级结束(图9(f))；由于进气道结尾正激波的稳定过程，导致气流的小幅振荡，P2压强形成了振荡；随着来流能量的持续补充，进气道完全起动(图9( h))，结尾正激波稳定在扩张段，进气道再起动时间为13 ms左右。

4 结论

(1)进气道入口堵盖打开过程中，进气道完成了一次气流充填和释放，P3点幅值为0.43 MPa，接近来流总压；

(2)入口打开后、出口未打开时，进气道各监测点压强呈现周期性变化，形成2个周期的正弦振荡，振荡频率为100 Hz，不同位置处振荡幅度不同，越接近出口堵盖处，压强振荡幅度越大，幅值为0.53 MPa，超过来流总压，且振荡衰减较慢；在工程应用中，应充分考虑其对进气道结构、出口堵盖承外压能力的影响；在工程应用中，必须合理设置进气道入口、出口打开间隔时间，避免由于激波振荡导致的结构性破坏；

(3)出口堵盖打开后，补燃室残余物形成的压强峰导致进气道在短时间内无法起动，且在压强峰值附近形成8 ms左右稳定的弓形激波，这对飞行器将形成灾难性的结果，必须采取措施，避免补燃室形成的压强峰；随着补燃室压强的逐渐降低，当背压远小于进气道再起动反压，进气道开始起动，起动过程中，进气道喉部P2形成了5个周期的正弦振荡，周期为2 ms、幅值为0.23 MPa左右；之后，进气道完全起动，起动时间为13 ms左右。

(4)研究结果对以整体式固冲发动机为动力的飞行器时序设计、气动设计以及进气道的结构设计具有较好的指导意义。

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(编辑：崔贤彬)

Numerical simulations of the inlet cover opening process

ZHANG Xiao-min,YANG Shi-lin,LI Pu

(The 41st Institute of the Fourth Academy of CASC,Xi'an 710025,China)

In order to obtain the flow pattern in the process of the intake port opening(including entrance cover and exit cover)during transition process for the integral solid propellant ducked rocket (ISPDR).A two dimensional model of intake port is established.Dynamic mesh technology and UDF method for Fluent software is used.Unsteady numerical simulation of the intake port opening process was performed.Simulation results showed that an intense bow shock was formed in front end of the inlet before the entrance cover opening.The pressure of each monitoring point along the axis direction of inlet had presented the periodic variations during the inlet entrance clover opening while the exit cover shutting,its oscillation frequency was about 100 Hz，the oscillation amplitude of the pressure at the position of exit cover was 0.53 MPa.After the exit cover opening,the inlet can't be started in a short time owing to the pressure peak formed by the residues at afterburning chamber.When the back pressure of chamber dropped to a point that was less than the restarting counter pressure of inlet,the inlet would be completely started.

inlet；the inlet cover opening process；transition process；numerical simulations

2016-04-05；

2016-07-25。

张晓旻(1975—)，男，高级工程师，研究领域为火箭总体设计技术。E-mail:xm_bj@sina.com

V435

A

1006-2793(2017)03-0307-06

10.7673/j.issn.1006-2793.2017.03.007