筒口氣體噴射對水下航行器降載影響研究

程 棟, 陳飛宇,2, 盧丙舉,2, 秦麗萍,2

筒口氣體噴射對水下航行器降載影響研究

程 棟1, 陳飛宇1,2, 盧丙舉1,2, 秦麗萍1,2

(1. 中國船舶重工集團(tuán)公司 第713研究所, 河南 鄭州, 450015; 2. 河南省水下智能裝備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 河南 鄭州, 450015)

通過在筒口噴射燃?xì)馍淞餍纬煞€(wěn)定氣幕, 可降低水下航行器發(fā)射出筒載荷, 提供良好的彈道環(huán)境。文中針對筒口燃?xì)馍淞髁髁考疤崆皣娚鋵叫衅鞒鐾草d荷的影響, 建立了非定常多相流場模型, 分析了筒口氣體射流分布規(guī)律、航行器表面壓力和彎矩載荷, 對比分析了不同噴射流量、噴嘴位置及提前噴射下的出筒降載效果。結(jié)果表明, 噴射燃?xì)庑纬傻臍饽荒軌蛴行Ы档秃叫衅鞒鐾草d荷, 增大燃?xì)鈬娚淞髁?、均衡布置噴嘴位置以及提前噴射等措施有益于提升降載效果。

水下航行器; 氣幕; 噴射流量; 非定常多相流

0 引言

水下航行器在垂直發(fā)射過程中, 橫向海流載荷與筒口壓力場作用會對其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及出筒姿態(tài)產(chǎn)生重要影響。當(dāng)航行器發(fā)射出筒時, 采取氣體射流技術(shù), 在筒口附近布置一定數(shù)量的燃?xì)鈬娮? 通過噴射氣體形成氣幕, 可改善航行器出筒時的受力狀態(tài)和姿態(tài), 降低筒口壓力場載荷[1-2]。

陳飛宇等[3]采用多相流混合模型, 通過試驗(yàn)驗(yàn)證了水下垂直非定常多相流場計算方法, 初步分析了航行器出筒過程氣體分布情況、水動力載荷和表面壓力分布規(guī)律, 對比分析了筒口氣體射流降載效果。朱衛(wèi)兵等[4]采用多相流模型對水下高速氣體射流的流場進(jìn)行了數(shù)值仿真, 得到了高速氣體射流初期氣泡的變化過程, 初步證明了氣泡頸縮產(chǎn)生斷裂的原因是氣泡內(nèi)外的壓力差。劉海軍等[5]研究了單孔情況下氣幕的形態(tài)、長度和夾斷點(diǎn)距離隨馬赫數(shù)的變化規(guī)律以及噴管幾何尺寸對氣幕最小直徑的影響。曹偉等[6]采用數(shù)值仿真的方法, 研究了不同射流速度情況下航行器水下垂直發(fā)射過程中氣幕形態(tài)、航行器表面壓力及阻力特性等的變化規(guī)律, 得出氣體射流速度不同時, 氣體射流馬赫數(shù)越大, 航行器總阻力系數(shù)越大。程棟等[7]研究了水下發(fā)射筒口氣幕邊界上下計算方法, 通過理論推導(dǎo)及試驗(yàn)驗(yàn)證了計算方法的正確性。尚書聰?shù)萚8-9]通過數(shù)值仿真研究了筒口氣幕環(huán)境下導(dǎo)彈的出筒姿態(tài)以及導(dǎo)彈出筒的受力情況, 通過與無氣幕環(huán)境相比航行器阻力減少了近一半。傅德彬等[10-11]在數(shù)值仿真中采用 Mixture 混合多相流模型及動網(wǎng)格方法對水下氣密熱發(fā)射進(jìn)行了研究, 有效仿真了水下熱發(fā)射的多相流耦合問題, 研究了噴口處的壓力峰值及壓力梯度變化。藺曉建[12]通過試驗(yàn)和數(shù)值仿真相結(jié)合的方法對有無橫流作用下同心筒發(fā)射水下氣幕的形成規(guī)律、氣幕特性及航行器的運(yùn)動進(jìn)行研究, 結(jié)合試驗(yàn)和數(shù)值計算說明氣幕發(fā)射的優(yōu)越性。

與以往學(xué)者研究同心筒氣幕發(fā)射技術(shù)有所不同, 文中采用在筒口附近布置燃?xì)鈬娮靽娚淙細(xì)獾姆桨? 在筒口形成氣體通道以改善航行器在發(fā)射過程中的出筒載荷環(huán)境。文中基于Mixture模型, 湍流模型選用RNG模型, 仿真通過用戶自定義函數(shù)(user defined function, UDF)控制航行器自發(fā)射至離筒的三維非定常運(yùn)動。提取流場剖面液相分布圖、航行器表面壓力分布隨時間的變化數(shù)據(jù)和航行器危險截面水動力載荷數(shù)據(jù), 獲得氣體噴射流量與提前噴射對航行器出筒載荷的影響規(guī)律, 為航行器水下發(fā)射降載提供技術(shù)支撐。

1 數(shù)學(xué)模型

航行器運(yùn)動涉及流體動網(wǎng)格技術(shù), 同時使用滑移速度, 求解中使用到混合相的連續(xù)性方程, 混合的動量方程, 選用Mixture多相流模型, 湍流模型選用模型。

連續(xù)方程

動量方程

第2相的體積分?jǐn)?shù)方程為

2 仿真模型

2.1 流場模型和邊界設(shè)置

計算域形狀與邊界條件如圖1所示。計算域遠(yuǎn)場設(shè)為固壁邊界, 壓力為當(dāng)?shù)厮o壓。發(fā)射筒底設(shè)為壓力入口, 筒壁和航行器表面設(shè)為無滑移的固壁邊界, 柱形區(qū)域的左側(cè)外邊界設(shè)為壓力入口, 右側(cè)外邊界設(shè)為壓力出口?？紤]重力效應(yīng), 入口邊界壓力設(shè)為梯度分布, 設(shè)置橫向流速模擬發(fā)射平臺運(yùn)動, 噴嘴處設(shè)為質(zhì)量流率邊界, 通過設(shè)置參數(shù)實(shí)現(xiàn)燃?xì)鈬娚淞髁康恼{(diào)節(jié)。

圖1 計算域邊界設(shè)置

2.2 網(wǎng)格劃分

使用滑移接口實(shí)現(xiàn)航行器及周圍網(wǎng)格的運(yùn)動, 動網(wǎng)格區(qū)域頂端和底端采用Layer方法實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格的生長和消失。通過驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性, 使計算結(jié)果不存在網(wǎng)格劃分偏差。按照以上要求劃分網(wǎng)格, 計算域的網(wǎng)格劃分如圖2所示, 燃?xì)鈬娮炀W(wǎng)格區(qū)域放大如圖3所示。

圖2 計算域網(wǎng)格劃分

圖3 頭部及噴嘴網(wǎng)格劃分

2.3 動網(wǎng)格設(shè)置

由于航行器在計算過程中為運(yùn)動狀態(tài), 會引起流場網(wǎng)格的變化, 故采用動網(wǎng)格技術(shù)以實(shí)現(xiàn)整個發(fā)射過程中流場的非定常數(shù)值仿真。研究中, 航行器運(yùn)動的整個通道需要不斷更新網(wǎng)格, 所以將通道設(shè)置為變形區(qū)域, 通道外側(cè)部分設(shè)置為固定區(qū)域。動網(wǎng)格區(qū)域設(shè)置如圖4所示。

圖4 動網(wǎng)格設(shè)置

2.4 出筒求解參數(shù)設(shè)定

按表1所列工況開展數(shù)值仿真。仿真采用2種噴嘴方案, 方案1采用8個噴嘴, 分別置于迎、背流兩側(cè), 其中2個噴嘴位于對稱面上; 方案2 采用3個噴嘴, 置于迎流面處, 其中1個噴嘴位于對稱面上。噴嘴個數(shù)與分布方式設(shè)置如圖5所示。

表1 數(shù)值仿真工況

圖5 燃?xì)鈬娮觳贾梅桨?/p>

2.5 航行器表面監(jiān)測點(diǎn)設(shè)置

在航行器表面分布16圈壓力測點(diǎn), 每圈均勻布置8個監(jiān)測點(diǎn)。為了較全面地捕獲航行器表面壓力, 在曲率較大的頭部區(qū)域布置5圈測點(diǎn), 圓柱段區(qū)域布置11圈測點(diǎn)。采用UDF捕獲航行器表面壓力變化規(guī)律。測點(diǎn)位置坐標(biāo)如圖6所示。

圖6 壓力監(jiān)測點(diǎn)周向布局圖

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 航行器出筒流場特性

航行器在出筒過程中按照預(yù)定的速度規(guī)律運(yùn)動。方案1(8噴嘴)中不同運(yùn)動時刻的氣液分布如圖7所示, 其中藍(lán)色部分為燃?xì)? 紅色部分為水。從圖中可以清晰地觀察到燃?xì)馍?、膨脹及航行器在燃?xì)獍碌倪\(yùn)動過程。燃?xì)鈬姵龊笤跈M向來流影響下產(chǎn)生橫移, 燃?xì)庀蛲部跀U(kuò)散、膨脹, 逐漸形成氣幕, 覆蓋于發(fā)射筒上方。航行器出筒過程中始終被氣幕包裹, 出筒后逐漸脫離氣幕。

圖7 方案1(8噴嘴)出筒流場特性

圖8為方案4(3噴嘴)方案流場氣相云圖, 較之8噴嘴布局, 由于單個噴嘴燃?xì)饬髁康脑龃? 燃?xì)廨^快到達(dá)筒口, 對稱面上的氣幕量增多, 對航行器的覆蓋面積更廣。在航行器危險截面到達(dá)筒口上沿時, 方案4中燃?xì)馍傻臍饽荒軌蛲耆^部與出筒圓柱段, 從而對航行器運(yùn)動形成保護(hù)。而方案1中航行器出筒后由于背流面氣量較小, 在危險截面到達(dá)筒口上沿時刻未對整個航行器形成完整包絡(luò)。

圖8 方案4(3噴嘴)出筒流場特性

3.2 射流流量對航行器出筒降載影響

圖9給出了方案1~3與無氣幕工況下的法向力和彎矩的曲線對比。在航行器運(yùn)動初期, 由于噴射燃?xì)獾挠绊? 筒口壓力場分布不均勻, 迎、背流面壓差較大, 導(dǎo)致航行器頭部出筒時載荷增大, 此時燃?xì)馕茨芨采w航行器。方案2由于迎流噴嘴燃?xì)饬髁康脑龃? 有效減小了迎流、背流壓差, 在0.1~0.16 s期間顯著降低了法向力, 航行器出筒之后的彎矩波動較小。當(dāng)尾部離開筒口后, 迎流面氣體與背流面混合, 增大了背流面壓力從而減小了壓差, 使得法向力和彎矩有所降低。方案3中由于燃?xì)饬髁枯^小, 在航行器出筒后迎、背流面的壓差較大且壓力分布不均勻, 載荷曲線振蕩較大, 降載效果較差。

圖9 方案1~3危險截面載荷曲線

圖10給出了方案4~5和與無氣幕工況下的法向力和彎矩的曲線對比。從圖中可以看出, 從航行器出筒到危險截面到達(dá)筒口時刻, 較之全沾濕工況法向力均有具有一定的降低。從彎矩圖也可以看出, 由于氣幕的存在降低了出筒載荷。由圖8也可以看出, 在航行器出筒之后燃?xì)庑纬傻臍饽荒軌蜉^完整地包裹住頭部以及出筒的圓柱段區(qū)域, 為航行器出筒提供良好的彈道通道。在航行器運(yùn)動初期, 2個方案的降載效果接近。在危險截面到達(dá)筒口處, 由于方案5燃?xì)饬枯^多, 形成的氣幕包裹范圍更廣, 出筒載荷也有進(jìn)一步下降的趨勢。因此, 在噴嘴布置方案相同的前提下, 增大燃?xì)饬髁靠梢燥@著降低出筒載荷, 但也需綜合考慮裝藥量的限制, 優(yōu)化噴射方案。

圖10 方案4和5危險截面載荷曲線

上述內(nèi)容研究了在相同噴嘴方案的情況下燃?xì)饬繉递d效果的影響。同樣, 當(dāng)燃?xì)饬恳恢碌那闆r下, 噴嘴布置方案也會影響航行器的出筒載荷。從表1可知, 方案2與5、方案3與4的燃?xì)饬髁炕疽恢? 降載效果主要取決于噴嘴布置方案的差異。由圖11和圖12可知, 在航行器運(yùn)動初期, 采用3噴嘴方案可在航行器迎流面較早形成氣幕包裹, 降載效果較8噴嘴更為明顯。當(dāng)航行器危險截面到達(dá)筒口, 3噴嘴燃?xì)庑纬傻臍饽话j(luò)范圍不如8噴嘴方案, 迎、背流面存在明顯的壓差, 法向力曲線振蕩顯著, 降載效果弱于8噴嘴方案, 該現(xiàn)象也可通過圖7和8進(jìn)行驗(yàn)證。

3.3 提前噴射對航行器出筒降載影響

此前研究主要是基于燃?xì)鈬娚渑c航行器運(yùn)動同時刻進(jìn)行, 在低流量噴射方案中筒口位置形成氣幕時機(jī)有一定程度的滯后, 待危險截面到達(dá)筒口位置時不能形成完整的包絡(luò)保護(hù), 降載效果不理想。而一味增大噴射流量也會增加裝藥量, 不便于適裝。從減小裝藥量、提高保護(hù)效率方面考慮, 有必要研究提前噴射對降載效果的影響。文中采用方案1航行器運(yùn)動延遲燃?xì)鈬娚?.05 s(延遲工況), 與航行器運(yùn)動無延遲工況及方案5工況進(jìn)行對比分析, 如圖13所示。

圖11 方案2和5危險截面載荷曲線

圖12 方案3和4危險截面載荷曲線

圖13 延遲工況與方案1危險截面載荷曲線

從圖13可以看出, 燃?xì)馓崆?.05 s噴射, 當(dāng)航行器頭部到達(dá)筒口處, 氣幕分布比較均勻, 法向力在出筒時刻沒有出現(xiàn)劇烈的波動, 從彎矩曲線也可以得出類似的結(jié)論。航行器出筒過程中壓力曲線出現(xiàn)振蕩, 由航行器迎、背流面的壓差導(dǎo)致, 但延遲工況壓力曲線的振蕩程度要明顯好于無延遲工況, 表明氣幕分布均勻性可有效改善載荷波動程度。在危險截面到達(dá)筒口時刻, 可以看出延遲工況的降載效果顯著提升, 在尾部離筒之前所受載荷均低于全沾濕工況, 降載效果明顯。

將方案1延遲工況與降載效果較好的方案5(燃?xì)饬枯^大)相比較(見圖14)?？梢钥闯? 在航行器運(yùn)動初期, 提前噴射燃?xì)饪捎行Ц纳仆部趬毫Ψ植疾痪鶆虻膯栴}, 降低航行器迎、背流面壓差, 法向壓力波動減弱。隨著航行器不斷運(yùn)動, 2種工況下航行器迎、背流面壓差與載荷波動趨于一致, 此階段2種方案的降載效果相當(dāng)。當(dāng)危險截面出筒后, 方案5出現(xiàn)載荷增大且劇烈波動狀態(tài), 主要由于航行器迎、背流面的壓力不均衡導(dǎo)致出現(xiàn)較大的壓差。此時延遲工況的法向力與彎矩載荷波動較小, 降載穩(wěn)定性及降載效果明顯優(yōu)于方案5, 且可攜帶更少裝藥量, 考慮到適裝性與安全性, 延遲點(diǎn)火方案更有利于降低航行器出筒載荷。

圖14 延遲工況與方案5危險截面載荷曲線

4 結(jié)束語

文中針對筒口燃?xì)馍淞鲗叫衅鞒鐾步递d效果的影響, 建立了非定常多相流場模型, 仿真了筒口氣體射流下航行器發(fā)射過程的流場特性, 分析了航行器出筒流場分布規(guī)律, 獲取了不同射流流量、噴嘴布置方案及提前噴射工況下的航行器法向力和彎矩載荷, 對比分析了不同氣體噴射流量及提前噴射下的出筒降載效果, 得到以下結(jié)論:

1) 在發(fā)射筒口噴射燃?xì)饽軌蛟诤叫衅鞒鐾策^程中形成氣幕通道, 降低航行器出筒過程危險截面載荷, 提高航行器發(fā)射可靠性與安全性。

2) 當(dāng)噴嘴布置方案一定時, 通過增大噴射流量可顯著提升降載效果; 當(dāng)噴射流量一定時, 采用迎、背流面布置噴嘴方案能夠更有效降低航行器迎、背流面壓差, 保證航行器危險截面在出筒過程中受到較為完整的氣幕保護(hù)。

3) 采用提前噴射燃?xì)夥桨改軌蛟诤叫衅鞒鐾睬靶纬煞€(wěn)定的氣幕, 有效改善出筒壓力場環(huán)境, 降低危險截面載荷, 減小載荷波動程度, 為航行器提供良好的彈道環(huán)境。

文中針對筒口射流流量以及射流時機(jī)對降載效果的影響規(guī)律進(jìn)行了一些探索, 具有一定的工程實(shí)用價值和參考。但文中仿真并沒有考慮諸如多筒連射狀態(tài)下筒口射流影響、射流引起的發(fā)射特征變化、發(fā)射平臺適裝性及安全性等問題。今后將以此為目標(biāo)深入探討, 以期獲得良好的工程應(yīng)用價值。

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Effects of Gas Jet at Tube Outlet on Load Reduction of Undersea Vehicle

CHENG Dong1, CHEN Fei-yu1,2, LU Bing-ju1,2, QIN Li-ping1,2

(1. The 713 Research Institute, China Shipbuilding Industry Corporation, Zhengzhou 450015, China; 2. Henan Key Laboratory of Underwater Intelligent Equipment, Zhengzhou 450015, China)

The stable gas curtain formed by gas jet at the launch tube outlet is conducive to the reduction of outlet loads during launch of undersea vehicle and to the better trajectory environment. In this paper, an unsteady multiphase flow field model is established to analyze the effects of the flow rate of gas jet at the tube outlet and the early jet on the outlet load of undersea vehicle, the distribution law of the gas jet at the tube outlet, and the surface pressure and bending moment of the vehicle. The outlet load reduction effectiveness under different gas flow rate, position of nozzles and early jet are compared. The results show that the outlet loads can be effectively reduced by the gas curtain, and the measures such as increasing the flow rate of gas jet, uniformly laying the nozzles and early jet are beneficial to the load reduction.

undersea vehicle; gas curtain; flow rate of gas jet; unsteady multiphase flow

TJ762.4; O359

A

2096-3920(2020)04-0382-07

10.11993/j.issn.2096-3920.2020.04.005

2019-07-08;

2019-08-09.

裝備預(yù)研基金項目(JZX7Y20190247021201); 軍科委創(chuàng)新基金項目(081500).

程 棟(1966-), 男, 博士, 研究員, 主要研究方向?yàn)樗聦?dǎo)彈發(fā)射技術(shù).

程棟, 陳飛宇, 盧丙舉, 等. 筒口氣體噴射對水下航行器降載影響研究[J]. 水下無人系統(tǒng)學(xué)報, 2020, 28(4): 382-388.

(責(zé)任編輯: 陳 曦)