固體火箭發(fā)動機水下工作推力特性的實驗研究

張 磊，佘湖清

（中國船舶集團有限公司第七一〇研究所，湖北 宜昌 443003）

1 引言

固體火箭發(fā)動機具有機動性強、隱蔽性好、可靠性高等優(yōu)勢，因此其用于主動攻擊水雷、魚雷、潛射導彈等水下高速攻擊武器的主要推進動力［1］。固體火箭發(fā)動機在水下工作時，由于噴管外部環(huán)境水密度遠大于空氣，且超音速的高溫高壓燃氣與周圍水劇烈相互作用形成含有激波、相變、漩渦等復雜物理過程的不穩(wěn)定流動現(xiàn)象，從而導致發(fā)動機推力性能難以預估［2-3］。因此深入研究不同水深工況下固體火箭發(fā)動機推力特性及復雜兩相流動機理，對水下火箭動力發(fā)展具有重要意義。

針對固體火箭發(fā)動機水下工作過程及流場特性，國內外學者進行了大量研究。王寶壽等［4］通過壓力水筒的推力矢量試車臺，測量了水深為10～40 m 條件下火箭發(fā)動機水下點火工作時的推力和側向力，研究了不同推力矢量控制方式下的發(fā)動機工作特性。賈有軍等［5］利用水下點火試車試驗系統(tǒng)對試驗發(fā)動機尾流的形貌及其演化過程進行了試驗研究。湯龍生等［6］通過有限水域環(huán)境試驗研究了水下燃氣射流氣泡的生長過程、壓力波傳遞及衰減特性。施紅輝等［7-8］進行了三維水下超聲速冷噴氣體射流的可視化試驗研究，分析了射流形成后氣液界面的不穩(wěn)定過程以及由此引起的射流脹鼓與回擊等流動振蕩現(xiàn)象。張春等［9］在壓力水筒中開展固體火箭發(fā)動機水下點火實驗，并基于流體體積函數(shù)（VOF）模型對燃氣與水相互作用過程進行了數(shù)值求解，著重分析了水下超聲速燃氣射流發(fā)展初期的燃氣泡形態(tài)及流場變化規(guī)律。王利利等［10］采用計算流體力學方法對固體火箭發(fā)動機水下超聲速射流的流場及推力演化過程進行數(shù)值仿真，對比分析了兩種擴張比噴管的流場結構與推力變化。唐云龍等［11-12］建立了水下發(fā)動機軸對稱模型，將射流典型結構與推力曲線時刻進行對照分析，并探究了發(fā)動機工作初期推力峰值的影響因素。張帥［2］基于VOF 界面追蹤方法建立了發(fā)動機水下燃氣超聲速射流模型，研究了不同工作水深和噴管膨脹比對水下發(fā)動機工作性能的影響。

綜上所述，關于水下固體火箭發(fā)動機的數(shù)值仿真大部分只重點研究了水下燃氣泡形態(tài)及流場變化規(guī)律，且與實際復雜過程有一定差別。對實驗研究僅在有限水域模擬試驗環(huán)境的容器中進行，由于實驗條件和成本的限制，關于真實水環(huán)境中發(fā)動機推力特性研究未見公開報道。為此，本研究利用連接船體的升降平臺，在湖上開闊水域不同水深開展固體火箭發(fā)動機水下點火實驗研究，討論了發(fā)動機工作時水下燃氣射流流場特性以及不同水深（10，30，50 m）環(huán)境對發(fā)動機推力的影響，并分析了不同裝藥發(fā)動機在水下工作的推力變化規(guī)律。

2 實驗系統(tǒng)及測試方法

實驗系統(tǒng)在水下的總體布置如圖1 所示，主要包括試驗發(fā)動機、連接船體升降平臺、操作控制系統(tǒng)、數(shù)據(jù)測量采集系統(tǒng)。

圖1 水下火箭發(fā)動機實驗系統(tǒng)布局示意圖1—火箭發(fā)動機，2—推力架，3—推力傳感器，4—底座，5—壓力傳感器，6—升降平臺，7—數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，8—穩(wěn)壓電源，9—高速攝像機Fig.1 Schematic diagram of the layout of underwater rocket engine experimental system1—rocket engine，2—thrust stand，3—thrust sensor，4—base，5—pressure sensor，6—lifting platform，7—data collection system，8—power supply，9—high speed camera

實驗發(fā)動機主要由前端蓋、燃燒室、推進劑、擋藥架、噴管、后端蓋等組成，如圖2 所示。采用內外孔恒面燃燒的裝藥結構，實驗中有三種不同推進劑裝藥的發(fā)動機，裝藥參數(shù)如表1 所示，對應發(fā)動機噴喉直徑分別為18，11，18 mm。

連接船體升降平臺可以通過船上室內操作控制系統(tǒng)實現(xiàn)0～200 m 水深范圍內升降并制動在某一深度。通過操作控制臺顯示器可以實時監(jiān)測升降平臺升降速度及所處的深度，便于檢查試驗過程中詳細情況。

數(shù)據(jù)測量采集系統(tǒng)由水下高速攝像機、壓力傳感器、推力傳感器、應變放大器、數(shù)據(jù)采集儀、計算機等組成，可以實現(xiàn)壓力、推力數(shù)據(jù)及尾流場圖像的自動采集。

圖2 實驗發(fā)動機示意圖1—前端蓋，2—燃燒室殼體，3—推進劑，4—測壓孔，5—擋藥板，6—后端蓋，7—噴管Fig.2 Schematic diagram of the experimental engine1—front cover，2—combustion chamber shell，3—propel?lant，4—pressure hole，5—charge baffle，6—rear cover，7—nozzle

表1 實驗發(fā)動機的裝藥參數(shù)mmTable 1 The charging parameters of experimental engines mm

實驗系統(tǒng)的工作過程為將完成裝藥的試驗發(fā)動機安裝固定在升降平臺上，連接測量線路并進行調試，再連接點火線路并確認電阻正常。然后通過船上操作控制系統(tǒng)將升降平臺以5 m·min-1的速度下降到預定的水深，收到電點火信號后，發(fā)動機開始工作，燃燒室內迅速產生高溫高壓燃氣，快速聚壓沖破密封膜片，超聲速燃氣與周圍水劇烈摻混。數(shù)據(jù)采集后，將升降平臺上升到水面。為了接近火箭發(fā)動機實際工作環(huán)境，本試驗全過程在湖上開闊水域進行。

圖3 連接船體升降平臺示意圖Fig.3 Schematic diagram of the lifting platform connected to the hull

3 實驗結果與討論

3.1 水下燃氣射流的流動特性

用高速攝像機拍攝試驗發(fā)動機1 點火瞬間水下燃氣射流的形貌及其變化過程，其典型的擴展形態(tài)演化過程如圖4 所示。點火后生成的燃氣受到噴管密封蓋的慣性約束作用，燃燒室建壓一定程度時，燃氣沖破密封蓋的約束推動周圍水介質，類似于發(fā)生水下輕微爆炸。

圖4 燃氣射流在水環(huán)境中擴展形態(tài)的演化過程Fig.4 The evolution process for the extended form of gas jet in water environment

由圖4 可以看出，密封蓋打開后，高速燃氣迅速沖擊周圍水介質，開始形成扁平狀的燃氣泡。隨著燃氣連續(xù)的噴射，燃氣泡頭部沿軸向迅速向下游擴展，而尾部徑向受水壓作用逐漸收縮，發(fā)展為橢球體形狀，當燃氣射流達到穩(wěn)定狀態(tài)后，上游演化為細長狀，且射流通道內不斷出現(xiàn)膨脹?壓縮現(xiàn)象。由于射流過程中燃氣與水的速度相差較大，呈現(xiàn)Kelvin?Helmholtz 不穩(wěn)定效應［17］，導致氣液界面脈動劇烈，形成的氣液混合層呈“云團”狀。由此可見，伴隨有傳熱、相變、激波等復雜的氣液相互作用對超聲速燃氣射流結構產生較大影響并消耗部分能量，會造成水下發(fā)動機推力損失。

3.2 不同水深對發(fā)動機推力的影響

實驗發(fā)動機1 在水深分別為10，30，50 m 條件下工作時，測得的燃燒室壓強如圖5 所示。從圖5 可以看出，發(fā)動機點火后燃燒室壓強迅速增大，瞬間出現(xiàn)壓強峰值，主要是由于噴管密封蓋打開后受到高密度水環(huán)境的阻滯作用。燃燒室壓強隨水深變化影響較小，平衡壓強約為6.5 MPa，發(fā)動機工作時間也基本相同，說明試驗發(fā)動機內推進劑的燃燒過程基本不受水深變化影響。推進劑燃燒結束后燃燒室壓強迅速降低，直至降為環(huán)境壓強，這與實驗中相對應的10，30，50 m水深環(huán)境壓強一致，從而進一步驗證了本實驗測試方案的準確性。

圖5 不同水深下發(fā)動機1 燃燒室壓強曲線Fig.5 Combustion chamber pressure curves of engine 1 at different water depths

圖6a、圖6b 和圖6c 分別為三種實驗發(fā)動機在水深10，30，50 m 工作時的推力曲線，從圖中可以看出，發(fā)動機在點火初期即出現(xiàn)推力峰值，與燃燒室壓強特征相同。對比圖6a、圖6b 和圖6c 發(fā)現(xiàn)，發(fā)動機1、發(fā)動機2、發(fā)動機3 的裝藥燃燒時間逐漸變長，由于三種裝藥肉厚相同，說明發(fā)動機1、發(fā)動機2、發(fā)動機3 裝藥燃速逐漸減小。發(fā)動機推力存在明顯周期性振蕩，主要是由燃氣射流內的復雜激波結構引起。隨著水深的增大，發(fā)動機推力明顯減小，主要是因為水深越大，燃氣射流受到水環(huán)境擠壓強度越大，燃氣的膨脹?壓縮過程越不充分。在發(fā)動機工作的平衡段時間內對應推力的平均值稱為平衡推力，發(fā)動機1在10 m 水深工作的平衡推力為2.33 kN，水深從10 m 增加到30 m 時，發(fā)動機1平衡推力降低了12%，水深從30 m 增加到50 m 時，平衡推力降低了10.7%。發(fā)動機2 工作從水深10 m 增加到50 m 時，平衡推力降低了21%。發(fā)動機3工作從水深10 m增加到50 m時，平衡推力降低了26.5%。由此可見水深對水下發(fā)動機推力有較大影響，屬于非線性關系?；趯嶒灉y量結果的特點，采用指數(shù)衰減方程對水深與發(fā)動機推力的函數(shù)關系進行擬合，如圖7 所示。擬合出的函數(shù)關系為F = A0+ A1e-h/A2式中，F(xiàn) 為發(fā)動機推力，kN；h 為發(fā)動機工作水深，m；A0、A1、A2為擬合參數(shù)，如表2 所示。

圖6 3 種發(fā)動機在不同水深下的推力曲線Fig.6 Thrust curves of three engines at different water depths

圖7 水下發(fā)動機平衡推力隨工作水深變化曲線Fig.7 Balanced thrust vs water depth curves of three engines at different water depths

表2 發(fā)動機推力隨水深變化的擬合參數(shù)Table 2 Fitting parameters for engine thrust with water depth

發(fā)動機推力擬合模型與實測值之間的誤差見表3，可以看出擬合值與實測值的誤差均在1%以內，說明擬合模型能夠較好的反映出發(fā)動機平衡推力與水深之間的關系，為10～50 m 不同水深的發(fā)動機平衡推力預測提供理論基礎。

表3 發(fā)動機推力擬合值與實測值誤差Table 3 The error between the fitted value of engine thrust and the measured value

為說明發(fā)動機水下工作效率，對發(fā)動機水下工作與地面工作情況相比較，則水下發(fā)動機推力減小量定義為：

式中，F(xiàn)d為地面推力，kN；Fs為水下推力，kN。

圖8 水下發(fā)動機推力減小量隨水深的變化曲線Fig.8 Thrust reduction of underwater engine with increase of the water depths

4 結論

利用連接船體升降平臺對固體火箭發(fā)動機水下工作特性進行了實驗研究，分析了水下發(fā)動機燃氣射流的擴展過程，同時討論了不同水深條件下火箭發(fā)動機的推力特性，可得出以下結論：

（1）高溫高壓燃氣射流在水下的擴展是一個復雜的物理化學過程，初期形成扁平狀的燃氣泡逐漸演變?yōu)闄E球體形狀，射流通道內不斷出現(xiàn)膨脹?收縮現(xiàn)象。氣液界面脈動劇烈，形成的混合層呈“云團”狀。

（2）發(fā)動機在點火初期出現(xiàn)推力峰值，發(fā)動機推力隨著水深增大而減小，燃燒室壓強基本不變。發(fā)動機1 在10 m 水深工作的平衡推力為2.33 kN，水深從10 m 增加到30 m 時，發(fā)動機1 平衡推力降低了12%，水深從30 m 增加到50 m 時，平衡推力降低了10.7%。發(fā)動機2 工作從水深10 m 增加到50 m 時，平衡推力降低了21%。發(fā)動機3 工作從水深10 m 增加到50 m時，平衡推力降低了26.5%。

（3）隨著水深的增加，發(fā)動機的推力減小量增大，在同一水深時，發(fā)動機2 的推力減小量最小，在10 m水深工作的推力減小量僅為4.5%。