注水角度對同心筒發(fā)射裝置降溫影響研究*

李 亞，任 杰，馬大為，樂貴高，楊風波

（1.南京理工大學機械工程學院，南京 210094；2.農(nóng)業(yè)部南京農(nóng)業(yè)機械化研究所，南京 210014）

0 引言

同心筒發(fā)射裝置由內(nèi)、外兩個同心發(fā)射筒構成，發(fā)動機產(chǎn)生的燃氣由內(nèi)、外筒之間的環(huán)形間隙排出，從而實現(xiàn)燃氣射流的自排導。由于同心筒垂直發(fā)射系統(tǒng)具有結構簡單，獨立排導，相對靈活以及易于維護等優(yōu)點，近年來受到越來越多國家的關注［1］。

導彈發(fā)射時不可避免地會對發(fā)射裝置以及內(nèi)部構件產(chǎn)生強烈熱沖擊，導致發(fā)射筒的溫度在短時間內(nèi)急劇升高，同時，導彈在發(fā)射筒中的運動對筒內(nèi)燃氣流場也會有很大的影響，短時間內(nèi)始終處于非穩(wěn)定狀態(tài)，導致發(fā)射內(nèi)外筒壁一直處于劇烈變化的溫度場中。因此，在發(fā)射裝置的設計過程中，為了保證發(fā)射安全，有必要考慮如何降低發(fā)射裝置熱載荷問題［2］。

針對同心筒發(fā)射過程中存在的熱載荷問題，國內(nèi)外學者提出了大量改善的方法。楊春英，李艷良等人研究了導流板尺寸及位置對燃氣排導和筒內(nèi)熱環(huán)境的影響［3］。苗佩云，袁曾鳳等［4-5］用 Fluent軟件對同心筒間隙、導流錐、底板形狀以及發(fā)動機距離底板距離、導流錐高度等參數(shù)對筒內(nèi)流場做了大量的數(shù)值研究工作。胡曉磊［6］考慮了同心筒二次燃燒的影響，分析了外筒高度與尾部收斂角對車載同心筒發(fā)射筒口流場的影響；楊風波提出一種適合陸基發(fā)射環(huán)境的新型同心筒方案，有效改善了“倒吸效應”以及外筒的熱環(huán)境；劉伯偉［7］利用汽化吸熱原理研究了汽化效應對燃氣蒸汽式彈射發(fā)射過程的影響；馬艷麗，姜毅［8］等提出了在同心筒底部注水的濕式同心筒方式來降低發(fā)射過程中發(fā)射裝置的熱效應，并且取得了理想的結果。

在以上研究結果中，由于水的汽化可以吸收大量的熱，從而使得同心筒發(fā)射中燃氣射流降溫效果最顯著。但是筒底注水量有限，在后期仍然會產(chǎn)生較大的熱載荷。針對這個問題，本文采用在同心筒底部逐漸注水方式進行研究，對不同注水角度的某同心筒發(fā)射裝置內(nèi)外筒壁面溫度進行分析對比，得到最佳降溫方案。該方案能夠有效地降低發(fā)射裝置的熱沖擊且設備簡單、操作維護方便，可以提高發(fā)射安全性與可靠性。

1 物理模型和計算方法

1.1 同心筒注水裝置物理模型

圖1為某新型同心筒逐次注水降溫方案示意圖。采用在發(fā)射管底部周向均勻布置4根水管結構方案，注水管軸線位于xoz面繞z軸旋轉(zhuǎn)45°或-45°的平面上。由于模型具有1/4軸對稱性質(zhì)，為提高計算效率，采用1/4對稱模型進行注水降溫汽化過程的計算。

圖1 同心筒發(fā)射裝置注水方案示意圖

1.2 數(shù)值計算方法

1.2.1 湍流模型

文中采用RNG k-ε湍流模型［9］，該湍流模型適合完全湍流流動，是一種針對高Re數(shù)的湍流計算模型。其中，湍流動能方程和湍流能量耗散率方程為：

式中：k和ε分別為湍動能和耗散率，μ為混合物粘性，ρk=1.0，Gk為由于平均速度梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項，Gb為由浮力引起的湍動能k的產(chǎn)生項，σε=1.3，Cε1=1.44，Cε2=1.92。

1.2.2 液態(tài)水汽化模型

同心筒導彈發(fā)射過程中，噴管排出的高溫高壓燃氣作用在底部導流錐上，由于燃氣溫度較高，因此，會與底部噴出的水產(chǎn)生劇烈的汽化現(xiàn)象。計算中根據(jù)水的飽和溫度計算水的汽化率，得到的計算模型表示如下［10］：

液態(tài)水汽化公式為：

水蒸氣凝結公式為：

1.2.3 導彈運動規(guī)律

導彈在燃氣與水蒸氣混合介質(zhì)的推動下沿著軸線向上運動，在軸線方向上根據(jù)牛頓運動定律可得合外力為：

其中，m˙ve為發(fā)動機推力；Fdandi為彈底受到的燃氣-蒸汽推力；Fhead和Fbody分別為彈頭作用力和彈身作用力；Mg為導彈重力。

導彈在軸線方向上的速度和位移分別由下式獲得，其中Δt為時間步長。

計算中將導彈作為運動物體，隨著導彈向上運動，相應的流場計算邊界將會發(fā)生變化，根據(jù)當前時刻流場情況計算導彈合力，確定導彈在任一時刻的速度，并由相應的運動邊界更新網(wǎng)格，計算新網(wǎng)格下的流場參數(shù)，計算中忽略導彈的徑向運動［11］。

1.2.4 網(wǎng)格模型與邊界條件

發(fā)動機噴管為壓力入口，其中總壓為8 MPa。燃氣總溫為3 400 K，噴水管為質(zhì)量流率入口，其值為56kg/s。出口為壓力出口，設置環(huán)境壓強為101325Pa，環(huán)境溫度為300 K。該模型采用六面體結構網(wǎng)格，網(wǎng)格模型如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格模型

2 數(shù)值方法驗證

為了驗證本文所用數(shù)值方法的可靠性，采用上節(jié)建立的數(shù)值方法對文獻［12］中的固體火箭發(fā)動機尾焰噴水實驗進行數(shù)值驗證。計算中采用1/4圓柱模型，具體參數(shù)與文獻［12］保持一致。圖3（a）和圖3（b）分別為實驗高速攝影圖和計算紋影圖，從圖中可以看出，波系結構吻合較好。為驗證壁面?zhèn)鳠崮Ｐ偷臏蚀_性，參照文獻［12］在相同位置布置4個觀測點A、B、C、D，將計算結果和文獻中的試驗結果進行了對比，如表1所示，計算結果和試驗值吻合較好，最大誤差控制在5%以內(nèi)，進一步驗證了數(shù)值方法的有效性和壁面?zhèn)鳠帷Q熱模型的合理性，可用于同心筒注水降溫過程的計算。

表1 典型觀測點溫度對比

圖3 計算結果與實驗結果比較

3 注水角度對同心筒發(fā)射熱環(huán)境影響分析

本文采用逐次注水方案對同心筒發(fā)射裝置持續(xù)注水，注射的液態(tài)水和發(fā)動機噴管產(chǎn)生的高溫燃氣充分混合，液態(tài)水遇到高溫燃氣發(fā)生汽化，吸收了燃氣的熱量，實現(xiàn)對發(fā)射裝置和導彈持續(xù)降溫的目的。在這個過程中，注水角度是影響降溫效果的關鍵因素，因此，本文建立了4種不同注水角度（0°、30°、45°和 60°）的結構模型，對同心筒發(fā)射過程中筒底的流場形態(tài)和熱環(huán)境、內(nèi)外筒壁面的熱環(huán)境進行了分析研究。

3.1 注水角度對筒底流場形態(tài)和熱環(huán)境的影響

同心筒發(fā)射系統(tǒng)內(nèi)部溫度場的分布涉及到氣液兩相之間的相互摻混狀態(tài)和流場結構，下頁圖4給出了注水角度分別為 0°、30°、45°和 60°條件下典型界面的流場流線形態(tài)特征。圖中陰影深色區(qū)域表示高溫區(qū)域，淺色亮白區(qū)域表示低溫區(qū)域。

圖4 不同注水角度典型截面流線圖

圖4中左側圖為xoz截面的流線圖，右側圖為xoz截面繞z軸旋轉(zhuǎn)45°的截面流線圖，即水射流中心線所在主截面。從圖4右側4個圖中可以看到水射流主截面上壁面附近的溫度都比較低。另外，圖4（a）、圖4（b）中核心高溫區(qū)域明顯要小于對應的圖4（c）、圖4（d）。這是由于高溫高速燃氣流經(jīng)過導流錐排導到外筒壁面，和水射流相遇并出現(xiàn)卷吸渦結構，隨著入射角度的增大，水流對筒底的燃氣流的抑制作用增強。其中，0°注水方案注水主要作用在燃氣射流核心區(qū)域，對筒底部的混合氣體的抑制作用較弱，筒底燃氣渦結構得到較好發(fā)展，渦結構最大；30°注水方案水入射帶有一定的偏角，對筒底部的混合氣體的抑制作用較強，但由于燃氣速度相對較高，筒底渦結構仍然可以得到較好發(fā)展，渦結構大小居中；45°注水方案對筒底部混合氣體的抑制作用很強，燃氣在筒底與水射流之間的運動受到了一定的阻礙，渦結構不能有效發(fā)展，但是燃氣流還是能夠經(jīng)過導流器流向外筒壁面與液態(tài)水摻混；60°注水方案對筒底部混合氣體的抑制作用最強，幾乎將燃氣流滯止在導流錐上，使得筒底部燃氣和液態(tài)水不能有效摻混，底部無渦結構產(chǎn)生，渦結構遷移到燃氣流馬赫盤邊緣區(qū)域，與水的汽化減弱。

在 0°、30°、45°三種注水方案中，隨著注水角度的逐漸增大，水射流主截面向xoz截面橫向偏移的過程伴隨著渦結構的減弱或者消失；對于60°方案，由于注水對燃氣流滯止作用強，筒底主截面無渦結構，被阻滯的燃氣流和部分液態(tài)水偏移到xoz平面發(fā)生進一步摻混汽化，該截面出現(xiàn)了渦結構。

3.2 注水角度對內(nèi)外筒壁面熱環(huán)境影響

圖5為不同注水角度條件下內(nèi)筒外壁面的溫度分布（注水主截面正視圖）。從圖中可以看到，30°與 45°注水方案的壁面溫度比 0°和 60°的低，也就是說液態(tài)水與燃氣混合較充分，汽化帶走了較多的熱量。

圖5 各注水角度內(nèi)筒外壁面溫度

結合圖4所示的溫度陰影圖，從4種注水方案的溫度分布來看，相同流量下，注水角度為30°和45°時，由于燃氣流和液態(tài)水混合充分，液態(tài)水汽化后，筒底部整體熱環(huán)境較好；當注水角度為0°時，水主要作用在燃氣射流核心區(qū)域上，容易被燃氣流卷吸在軸向上，向徑向擴散的能力較弱，在xoz截面附近的熱環(huán)境（即圖5中壁面兩側）要惡劣于對應的注水角度30°和45°方案；60°注水方案中，在對應液態(tài)水入口的截面上，液態(tài)水幾乎將燃氣流阻滯，燃氣流經(jīng)過導流錐排向了側向，不能與水汽化混合，使得xoz截面區(qū)域熱環(huán)境惡劣。

圖6為不同注水角度條件下外筒內(nèi)壁面的溫度分布（注水主截面正視圖）。結合圖4與圖6可以看到，在水射流主截面上即圖6的中間部分，0°和60°的溫度相比較其他兩個較低，而在兩側部分即xoz截面，0°和60°的溫度相比較其他兩個較高，綜合比較溫度云圖分布可以得到，30°和45°注水方案的降溫效果較好，分布比較均勻。對比內(nèi)筒外壁面與外筒內(nèi)壁面熱環(huán)境可以看到，外筒壁面的溫度相對內(nèi)筒壁面溫度要高，這是由于燃氣在導流的作用下主要是沿著外筒壁面運動的。

圖6 各注水角度外筒內(nèi)側壁面溫度

3.3 不同注水角度下xoy界面熱環(huán)境分析

為了得到最優(yōu)的注水角度，分別對30°和45°注水方案的不同xoy截面溫度進行了比較。圖7為30°和45°兩種注水角度下xoy截面的溫度云圖。分別取z=0.023 m、z=0.069 m和z=0.184 m的幾個截面進行了比較，從圖中可以看到，越靠近導流底部，水射流的作用越強烈，水射流主截面的溫度明顯要低于xoz截面的溫度。通過對比兩種注水角度的溫度場分布，得到30°注水方案的溫度均比45°注水方案分布均勻，且溫度較低。因此，采用30°注水角度可以達到較好降溫效果，同心筒內(nèi)的溫度基本保持在1 000 K以下，有效降低了燃氣射流對于發(fā)射裝置的熱沖擊影響。

4 結論

1）建立了考慮導彈運動的三維同心筒發(fā)射燃氣流沖擊模型，采用RNGk-ε湍流模型以及動網(wǎng)格技術對不同注水角度的濕式同心筒發(fā)射裝置熱物理場進行了分析研究。對文中采用的數(shù)值方法進行了計算，通過與文獻中實驗數(shù)據(jù)對比，驗證了數(shù)值方法的可靠性。

圖7 兩種注水角度下不同截面溫度分布

2）分析了不同注水角度下同心筒發(fā)射典型截面的流場形態(tài)。通過分析得到隨著水射流角度的增大，對底部燃氣射流的運動阻滯作用增大，使得液態(tài)水與燃氣不能充分混合汽化。同時，分別對4種不同注水角度下內(nèi)外筒壁面的溫度分布進行了分析，得到了30°和45°注水方案的溫度值較小且分布均勻。

3）為了得到最優(yōu)的注水角度，分別選取了30°和45°注水方案軸向的3個截面，從截面溫度分布得到30°注水方案最優(yōu)。