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濕式發(fā)射對同心筒瞬態(tài)熱沖擊的影響機(jī)理*

2018-03-20 07:06夏倩倩張文毅楊風(fēng)波樂貴高
爆炸與沖擊 2018年1期
關(guān)鍵詞:汽化液態(tài)水濕式

夏倩倩,張文毅,祁 兵,楊風(fēng)波,樂貴高

(1.農(nóng)業(yè)部南京農(nóng)業(yè)機(jī)械化研究所,江蘇 南京 210014;2.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094)

相對于壓縮空氣式[1]、燃?xì)?蒸汽式[2]等發(fā)射系統(tǒng),同心筒自力發(fā)射系統(tǒng)具有作戰(zhàn)反應(yīng)迅速、覆蓋全方位無死角、彈種通用性好等特點(diǎn),一直備受各主要軍事強(qiáng)國海軍的青睞[3],近來,路基同心筒自力發(fā)射成為新的研究熱點(diǎn)[4-6]。在同心筒自力發(fā)射瞬態(tài)過程中,高溫高速燃?xì)饬鲗?dǎo)彈及發(fā)射裝置產(chǎn)生強(qiáng)熱沖擊和動力沖擊[5],學(xué)者們致力于提高發(fā)射裝置的工作性能、確保導(dǎo)彈熱安全。跟蹤國內(nèi)外的研究現(xiàn)狀來看,采用特殊結(jié)構(gòu)形式及結(jié)構(gòu)優(yōu)化實(shí)現(xiàn)導(dǎo)彈熱環(huán)境的改善已成為一種趨勢,其中姜毅等[6]提出了“引射同心筒”概念,于勇等[7]提出了一種外筒“變截面同心筒”,楊風(fēng)波等[4-5]提出了新型中間導(dǎo)流同心筒,并采用組合優(yōu)化策略對導(dǎo)彈熱環(huán)境進(jìn)行了優(yōu)化;采用液態(tài)水降溫的策略改善同心筒的熱環(huán)境特性成為了一種新思路,馬艷麗等[8]提出了“濕式同心筒”,研究了濕式發(fā)射對導(dǎo)彈的熱環(huán)境改善效果,但對于液態(tài)水的汽化機(jī)理尚未論述。綜合來看,采用新的發(fā)射結(jié)構(gòu)及結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計對提高導(dǎo)彈的熱安全具有重要意義,但對發(fā)射系統(tǒng)總體熱環(huán)境的改善較無力;現(xiàn)有的“濕式發(fā)射”局限于在筒底加入一定質(zhì)量液態(tài)水,對發(fā)射系統(tǒng)整體熱環(huán)境的改善成為可能,但難以持續(xù)。鑒于此,本文研究在筒底持續(xù)注水的“新型濕式發(fā)射方式”對同心筒自力發(fā)射瞬態(tài)熱沖擊的影響機(jī)理。

對于三維兩相瞬態(tài)復(fù)雜流動問題,連續(xù)介質(zhì)數(shù)理模型的發(fā)展經(jīng)過了均相流動、分相流動、漂移、雙流體模型等階段[9],而采用微觀運(yùn)動模型尚無法推導(dǎo)出完整的解析解。目前,在氣液兩相流領(lǐng)域應(yīng)用較多的模型有VOF[10]模型(volume of fraction model)、混合物模型[11](mixture model)、歐拉-拉格朗日模型[12],前兩種模型足以捕捉多數(shù)實(shí)驗中連續(xù)介質(zhì)的流動現(xiàn)象;VOF模型多用于多相界面的捕捉,混合物模型中考慮了界面?zhèn)鬟f特性以及兩相間的擴(kuò)散和脈動,主要用于模擬各相有不用速度的強(qiáng)耦合效應(yīng)的兩相流[13],歐拉-拉格朗日模型主要用于追蹤離散相的運(yùn)動規(guī)律。王漢平等[14]使用VOF模型和動網(wǎng)格技術(shù),采用三維模型計算了潛射導(dǎo)彈發(fā)射筒筒口壓力場特性,曹嘉怡等[15]采用混合物兩相流模型研究了水下超聲速燃?xì)馍淞鲃恿μ匦?,通過對無來流情況下湍流射流模擬,發(fā)現(xiàn)了燃?xì)馍淞鞯念i縮、斷裂和回?fù)衄F(xiàn)象,李萍等[12]采用相間耦合的歐拉-拉格朗日方法, 模擬了裝有液化氣(丙烷)的容器出現(xiàn)小孔或裂縫時,發(fā)生泄漏后的氣液兩相擴(kuò)散過程。

針對已有研究,本文中基于連續(xù)均質(zhì)多相流混合物模型,結(jié)合液態(tài)水汽化專用求解程序和動網(wǎng)格技術(shù),建立在筒底持續(xù)注水的路基同心筒自力發(fā)射三維瞬態(tài)氣液兩相流模型,通過經(jīng)典火箭發(fā)動機(jī)自由射流注水實(shí)驗驗證液態(tài)水汽化計算的可靠性,并通過靜態(tài)計算研究在筒底持續(xù)注水時,伴隨液態(tài)水相變的過程中,不同注水角度對發(fā)射系統(tǒng)熱環(huán)境的影響規(guī)律,通過動態(tài)計算分析路基濕式發(fā)射對同心筒自立發(fā)射過程中導(dǎo)彈及發(fā)射系統(tǒng)熱環(huán)境、導(dǎo)彈沖擊載荷的影響機(jī)理,以期為后續(xù)工作提供參考。

1 氣液兩相流模型

1.1 流體基本控制方程

在理論計算中,氣體為理想氣體,液態(tài)水不可壓縮;對于氣液兩相流范疇,滿足三大定律。根據(jù)質(zhì)量守恒定律,對多相流的質(zhì)量守恒方程(包括氣體和液體)表達(dá)式為:

(1)

式中:αl為液態(tài)水的體積分?jǐn)?shù),αg為氣體的體積分?jǐn)?shù),ρl、ρg分別為液相及汽相的分相密度;vl、vg分別為是液態(tài)水、氣體的速度。

對于多相流模型,除了混合物質(zhì)量守恒方程外,還需要1個輔助的副相體積分?jǐn)?shù)的求解方程,設(shè)置主相p和副相q,副相q體積分?jǐn)?shù)的求解方法為:

(2)

動量守恒方程:

(3)

能量守恒方程:

(4)

1.2 計算方法

基于fluent13.0軟件平臺,使用有限體積法,對Navier-Stokes方程組進(jìn)行離散化[16],采用Mixture模型對氣液兩相流動進(jìn)行數(shù)值模擬;汽化計算采用自編程序,為保證計算的穩(wěn)定性和收斂性,選用耦合格式進(jìn)行迭代。基于fluent13.0軟件平臺的域動分層動網(wǎng)格技術(shù),編制導(dǎo)彈受力載荷的提取程序,導(dǎo)彈在火箭推力、氣動阻力等力的作用下向上作運(yùn)動,通過加載DEFINE_CG_MOTION[17]宏函數(shù),賦予動網(wǎng)格速度。在同心筒發(fā)射裝置內(nèi),高溫高速燃?xì)夂鸵簯B(tài)水發(fā)生摻混,氣流速度存在高速區(qū)域和低速區(qū)域,故湍流模型采用既適用于高雷諾數(shù),也適用于低雷諾數(shù)的RNGk-ε[18]模型。

1.3 模型描述

圖1給出了中段導(dǎo)流同心筒集中注水方案示意圖。采用在發(fā)射管底部周向90°均勻布置4根水管的結(jié)構(gòu)方案。圖中淺藍(lán)色區(qū)域表示4根水管的布置位置和角度。由于注水管呈現(xiàn)90°均布分布,該方案具有1/4軸對稱性質(zhì),鑒于此,減小計算量,提高計算效率,采用1/4對稱模型進(jìn)行兩相流計算。

流場計算中包括了空氣、燃?xì)?、水蒸氣和液態(tài)水??諝鉃槌?300 K)常壓(101 325 Pa)下理想氣體;燃?xì)獾亩▔罕葻? 800 J/(kg·K),摩爾質(zhì)量29 g/mol,發(fā)動機(jī)噴口壓力的變化規(guī)律和參考文獻(xiàn)[4]一致;液態(tài)水和水蒸氣的轉(zhuǎn)化關(guān)系,通過子程序嵌入到控制方程;初始狀態(tài)中,流體計算域內(nèi)均為常溫常壓空氣。在發(fā)射筒底注水,相同流量情況下不同注水角度將使得液態(tài)水和高溫燃?xì)獾膿交旖嵌炔煌?,液態(tài)水和火箭燃?xì)庀嚅g的相互作用也就不同,液態(tài)水的汽化率、液態(tài)水和水蒸氣在內(nèi)、外筒壁的分布形態(tài)也會呈現(xiàn)出差異,這使得注水角度對導(dǎo)彈、內(nèi)外筒的整體熱環(huán)境改善效果也就不同,鑒于此,就以靜態(tài)計算研究不同注水角度對導(dǎo)彈及發(fā)射系統(tǒng)的熱環(huán)境改善效果進(jìn)行研究,以確定在筒底注水角度的相對優(yōu)選方案,然后針對優(yōu)選方案進(jìn)行動態(tài)計算。

圖2所示為路基同心筒自力發(fā)射動網(wǎng)格模型。結(jié)合域動分層的方法對動網(wǎng)格區(qū)域進(jìn)行更新,編制導(dǎo)彈運(yùn)動程序并嵌入到流場控制方程,賦予動網(wǎng)格速度。中段導(dǎo)流同心筒自力發(fā)射過程中,導(dǎo)彈沿著同心筒軸向方向運(yùn)動,導(dǎo)彈受到自身重力、發(fā)動機(jī)推力、彈底部反濺流的附加推力、導(dǎo)彈過渡段所受空氣阻力、彈頭的空氣阻力及摩擦力等6個力。導(dǎo)彈加速度根據(jù)牛頓第二定律計算:

F=Fp+Fb-Mg-Ft-Fg-Ff

(5)

t時刻,導(dǎo)彈沿軸線方向的速度v和位移l分別由下式求得:

(6)

式(6)給出了導(dǎo)彈的運(yùn)動規(guī)律,求得任意時刻導(dǎo)彈的位移后,由相對應(yīng)的運(yùn)動邊界更新網(wǎng)格,計算這一時刻新網(wǎng)格下的流場參數(shù)分布規(guī)律,進(jìn)而達(dá)到動態(tài)流場求解的目的。編制二維軸對稱和三維程序?qū)崿F(xiàn)上述功能,嵌入到ALE形式的Navier-Stokes方程中,實(shí)現(xiàn)考慮剛體運(yùn)動的耦合求解。

1.4 液態(tài)水汽化、冷凝模型

基于Mixture氣液兩相流模型,并將編寫的氣液兩相轉(zhuǎn)化模型嵌入到Mixture物理模型中,實(shí)現(xiàn)燃?xì)饬鲌鲎⑺娜S數(shù)值模擬。對計算域中的每個網(wǎng)格內(nèi)的氣相和液相進(jìn)行求解,當(dāng)混合物的溫度高于水的飽和溫度時,液態(tài)水吸收能量汽化為水蒸氣;當(dāng)混合物的溫度低于水的飽和溫度,水蒸氣凝結(jié)為液態(tài)水。液態(tài)水汽化、凝結(jié)公式:

(7)

液態(tài)水在不同溫度下的飽和溫度和汽化潛熱Qq參照文獻(xiàn)[19],如表1所示(為節(jié)省篇幅,數(shù)據(jù)有刪減),編制適合于液態(tài)水的專用汽化求解程序,并將組分源項和熱源項添加到流場控制方程中。

表1 壓力與水的飽和溫度和汽化潛熱數(shù)據(jù)關(guān)系Table 1 Relation between pressure and water saturation temperature and latent heat of vaporization

1.5 數(shù)值方案驗證

為驗證自編程序的可靠性,將汽化程序嵌入到Mixture模型中,并結(jié)合文獻(xiàn)[20]中的燃?xì)饬髯⑺畬?shí)驗,展開氣液兩相流場驗證計算。實(shí)驗[20]采用的是從噴嘴兩側(cè)往噴嘴軸線方向傾斜注水的方式,注水方向與噴嘴兩側(cè)夾角為60°。根據(jù)對稱性算例選取1/4面對稱三維模型計算域進(jìn)行計算,采用中等密度網(wǎng)格模型,網(wǎng)格數(shù)量為425 000,計算邊界和文獻(xiàn)[20]一致。參照文獻(xiàn)[20]在相同地方布置4個觀測點(diǎn)A、B、C、D,將計算結(jié)果和文獻(xiàn)[20]中的實(shí)驗結(jié)果進(jìn)行了對比,如表

表2 觀測點(diǎn)溫度Table 2 Temperature at observation points

2所示。從表2可以看出,在固壁觀測點(diǎn)處,壁面溫度的計算結(jié)果和文獻(xiàn)中的實(shí)驗值吻合良好,最大誤差控制在8.5%以內(nèi),驗證了汽化程序的有效性及合理性;另外,從觀測點(diǎn)A、B、C、D的溫度計算值可以看出,離流場軸線越遠(yuǎn),溫度也越低,這是液態(tài)水不斷和高溫氣流摻混,汽化現(xiàn)象不斷發(fā)生,大量水蒸氣生成,氣流溫度不斷降低導(dǎo)致的。

2 兩相流場熱環(huán)境與載荷特性分析

2.1 注水角度對同心筒熱環(huán)境的影響

表3 注水方案對應(yīng)參數(shù)Table 3 Corresponding parameters of water injection project

在筒底沒有汽化完全的液態(tài)水在內(nèi)外筒之間和燃?xì)膺M(jìn)一步摻混、汽化降溫。為分析內(nèi)外筒之間的熱環(huán)境特性,圖3~4分別給出了內(nèi)筒外壁面的的溫度分布和水的汽化率分布規(guī)律,圖5~6分別給出了外筒內(nèi)壁面的的溫度分布和水的汽化率分布規(guī)律。

內(nèi)外筒之間的熱環(huán)境決定于從筒底向上排導(dǎo)的氣液混合物的混合狀態(tài)。從圖3和5可以看出,在-60°注水方案中,液態(tài)水的動量最大,對燃?xì)獾淖铚饔米顝?qiáng),燃?xì)饬鞅粩D壓到xOz和yOz截面附近區(qū)域,未能和液態(tài)水充分混合汽化降溫;在0°注水方案中,由于液態(tài)水的動量最小,且入射角度最小,在燃?xì)饬鞯木砦桶饔孟?,?nèi)筒的降溫范圍小于-30°、-45°方案;-45°方案的內(nèi)筒熱環(huán)境比-30°方案稍好。對于外筒來講,在燃?xì)饬鹘?jīng)過導(dǎo)流錐排導(dǎo)后卷吸入射口液態(tài)水,-45°方案在出水口近壁區(qū),水的動量大,和燃?xì)饬鞯膿交斐潭嚷缘停禍胤秶∮?30°注水方案。鑒于-60°注水方案中,降溫效果最差,在圖4和圖6只給出了0°、-30°、-45°的相間轉(zhuǎn)化率,可以看出,外筒的汽化率高于外筒;溫度越高,則汽化率越高。

為進(jìn)一步對比-30°、-45°這2種注水方案的降溫效果,圖7~8分別給出了對應(yīng)橫截面的溫度和汽化率的分布圖。從圖8(c)、(d)中可以看出,在筒底部液態(tài)水和燃?xì)饬髦苯幼饔玫膮^(qū)域汽化率最高??傮w來看,兩種方案對筒內(nèi)的降溫效果都較明顯,但是從圖7中可以看出,-45°注水方案的高溫區(qū)在外筒壁面集中,對應(yīng)圖8(b)外筒壁面的汽化率也很高??赡苁怯捎诖蠼嵌葘?dǎo)致相間作用強(qiáng),動量損失大,橫向擴(kuò)散、摻混效應(yīng)弱所導(dǎo)致的,而-60°注水方案中,高溫區(qū)域的影響范圍最大,甚至出現(xiàn)了不完全對稱的情況。

綜合比較看,-30°、-45°這2種注水方案的降溫效果均較好,-30°注水方案中,氣液兩相摻混充分,筒內(nèi)橫向降溫范圍更大,降溫效果更好。究其原因,可從以下來分析:表3顯示,在4種注水工況下,水管直徑相同,注水角度越大,水的流速越大,在注水角度分別為-30°、-45°、-60°時,水的流速分別達(dá)到40.415、49.498、70.000 m/s;水流大入射角情況下,水射流動量較大,水和通過導(dǎo)流錐導(dǎo)向后的燃?xì)饬髟谕驳字苯幼饔?,液態(tài)水對燃?xì)饬髁鲃訙?,高溫燃?xì)庠谕驳妆蛔柚?,流向注水口所在的主截?4個注水管中相對的2個連成的切面)的兩側(cè)(包括xOz平面)截面上,使得燃?xì)饬骱鸵簯B(tài)水混合不均勻,進(jìn)而出現(xiàn)該工況下內(nèi)筒外壁和外筒內(nèi)側(cè)溫度高于其它3種工況的,特別是在離開注水口所在的主截面的兩側(cè);另外該工況下燃?xì)夂鸵簯B(tài)水的強(qiáng)烈相互作用,加之采用了湍流模型,這使得內(nèi)筒外壁和外筒內(nèi)側(cè)局部高溫區(qū)域不完全對稱,特別是在-60°注水角度的情況下,對于三維計算來講,這是合理的現(xiàn)象。

2.2 注水對同心筒自力發(fā)射瞬態(tài)熱環(huán)境和載荷的影響

為防止注水量過多導(dǎo)致在發(fā)射筒內(nèi)出現(xiàn)燃?xì)饬鞯淖铚F(xiàn)象,筒內(nèi)注水采用變質(zhì)量入口,注水流量逐漸增大到最大值,然后流量逐漸衰減至最小,質(zhì)量入口質(zhì)量流率時程曲線如圖9所示。圖10給出了發(fā)射筒底部注水示意圖,噴水孔呈90°均布布置。在導(dǎo)彈壁面3個高度觀測面0°、45°、90°均布3個觀測面,每個高度的觀測面流場參數(shù)值取3個角度對應(yīng)值的平均。

2.2.1對導(dǎo)彈熱環(huán)境優(yōu)化效果

圖11給出了導(dǎo)彈觀測壁面溫度隨時間變化曲線,可以看出,通過筒內(nèi)注水和燃?xì)饬鲹交炱梢杂行Ц纳茖?dǎo)彈的熱環(huán)境,導(dǎo)彈壁面幾乎不受核心高溫燃?xì)饬鞯母蓴_。圖中顯示導(dǎo)彈底部的最高溫度從2 350 K降低到850 K,降幅達(dá)到1 500 K;如圖2所示設(shè)置的3個觀測面中,觀測面1的溫度由1 200 K降到740 K,降幅為460 K;觀測面2的溫度由850 K降到480 K,降幅為370 K;觀測面3的溫度直接降到環(huán)境溫度;從3個觀測面的溫度變化規(guī)律來看,采用集中注水方案,能有效優(yōu)化導(dǎo)彈壁面的熱環(huán)境。在以上觀測面中,燃?xì)?、蒸汽混合氣體在筒內(nèi)的引射過程中,液態(tài)水對筒體燃?xì)饬饔幸欢ǖ膲嚎s與干擾,使得燃?xì)狻⒄羝旌蠚怏w的“引射效應(yīng)”[4]有所提前;燃?xì)饬骱鸵簯B(tài)水相遇后,液態(tài)水和高溫燃?xì)饬鲹交臁⑵?,使筒底的溫度降低,筒底氣流的“引射效?yīng)”逐步減弱并提前結(jié)束;而與此同時,冷氣流進(jìn)入內(nèi)筒的“倒吸效應(yīng)”提前到來。

綜合來講,采用變質(zhì)量注水方案,有效抑制了發(fā)射初期高溫燃?xì)膺M(jìn)入內(nèi)筒的“引射效應(yīng)”,提前了冷氣流進(jìn)入內(nèi)筒的“倒吸效應(yīng)”,極大改善了自力發(fā)射過程導(dǎo)彈的瞬態(tài)熱環(huán)境,對導(dǎo)彈熱環(huán)境的優(yōu)化效果和文獻(xiàn)[6]中采用熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化方法基本一致。

2.2.2對發(fā)射裝置熱環(huán)境優(yōu)化效果

圖12給出了在變質(zhì)量注水和不注水工況下典型時刻切面(AOB和COD切面)的溫度分布圖。對比相同時刻不同方案溫度分布圖可看出,在注水方案中,外筒的熱環(huán)境明顯優(yōu)于不注水方案;但是隨著導(dǎo)彈在噴管推力等合力的作用下逐漸運(yùn)動,為避免燃?xì)夂鸵簯B(tài)水摻混不足而導(dǎo)致的筒內(nèi)排氣不暢現(xiàn)象,筒底噴水量逐步減少,這使得注水方案中,系統(tǒng)降溫效果有所減弱。

在同一時刻,注水方案中,正對注水口的COD切面(垂直于xOy面45°方向,注水主截面,即注水口中心所在的縱向切面)溫度明顯低于注水口側(cè)面的AOB面(xOz面,將COD逆時針旋轉(zhuǎn)90°后的切面)。這是由于在注水口側(cè)面的降溫,需要主截面的液態(tài)水和燃?xì)鈸交烨覚M向流動到該側(cè)面汽化降溫,這個過程中,液態(tài)水橫向轉(zhuǎn)移的過程中,液態(tài)水很少,降溫效果不如中心切面。

對比圖12中可以看出,在0.206 s同一時刻,注水方案中,燃?xì)庹羝淖饔脜^(qū)域明顯比純?nèi)細(xì)庑?,說明氣液混合過程伴隨著相間的強(qiáng)烈作用,燃?xì)獾膭恿克p,速度降低。

為分析集中注水自力濕式發(fā)射過程中筒內(nèi)的流場特征,圖13給出了2種方案的筒內(nèi)COD截面速度流線圖。從圖中可以看出,在標(biāo)準(zhǔn)方案中,燃?xì)饬魍ㄟ^高導(dǎo)流錐導(dǎo)流,筒底發(fā)生折轉(zhuǎn),形成渦結(jié)構(gòu)。在-30°注水方案中,由于采用了變質(zhì)量注水,且耦合了導(dǎo)彈的運(yùn)動規(guī)律,這使得該方案筒內(nèi)的流場特征和標(biāo)準(zhǔn)方案明顯不同。在0.206 s時刻,燃?xì)饨?jīng)過導(dǎo)流錐折轉(zhuǎn)后和注水口的液態(tài)水相遇,并發(fā)生摻混、卷吸作用,此時燃?xì)饬鲃恿课催_(dá)到最大,將未汽化完的液態(tài)水向上卷起,但沒有折轉(zhuǎn),燃?xì)饬髟谕驳捉禍氐耐瑫r形成了較大的渦結(jié)構(gòu);在0.306 s時刻,入水口的流速降低,水的動量降低,燃?xì)饬鞯膭恿恳笥谒膭恿?,燃?xì)饬骱鸵簯B(tài)水發(fā)生更強(qiáng)烈的摻混作用,且卷吸作用更強(qiáng)烈,水射流發(fā)生了折轉(zhuǎn),此時注水方案的筒內(nèi)分離現(xiàn)象更為嚴(yán)重,且在內(nèi)筒導(dǎo)流板附近出現(xiàn)了1個小渦結(jié)構(gòu),這是水射流動量強(qiáng)且發(fā)生折轉(zhuǎn)所致。在0.506 s時刻,注水方案中水射流的動量進(jìn)一步減小,在燃?xì)饬鞯木砦饔孟拢坜D(zhuǎn)現(xiàn)象更明顯,筒底出現(xiàn)了3個渦結(jié)構(gòu):一方面燃?xì)饬魇艿剿淞鞯囊?guī)制作用在筒底形成渦結(jié)構(gòu);另一方面,水射流在燃?xì)獾膹?qiáng)烈卷吸作用下強(qiáng)烈折轉(zhuǎn),水射流兩側(cè)的混合氣體在其抽吸下發(fā)生旋轉(zhuǎn),在其兩側(cè)均出現(xiàn)了渦結(jié)構(gòu)。在0.506 s以后,水的流量逐步減小,對流場影響減弱。在濕式發(fā)射全過程中,筒底基本沒有出現(xiàn)由于排導(dǎo)不暢引起的燃?xì)庹羝俅芜M(jìn)入內(nèi)筒的二次“引射效應(yīng)”,導(dǎo)彈熱環(huán)境一直優(yōu)良。從以上的分析可以看出,燃?xì)夂鸵簯B(tài)水有效摻混,采用筒底注水濕式方案實(shí)現(xiàn)了筒內(nèi)導(dǎo)彈熱環(huán)境的優(yōu)化,采用筒底噴水濕式發(fā)射技術(shù)有效改善了發(fā)射系統(tǒng)整體熱環(huán)境。

2.3 集中注水對導(dǎo)彈載荷影響

在中段導(dǎo)流同心筒自力濕式發(fā)射過程中,導(dǎo)彈頂部的熱環(huán)境和載荷特性基本不受底部氣流影響,圖14~16給出了受底部氣流影響較大的彈底部所受燃?xì)飧郊油屏Α⒒鸺l(fā)動機(jī)噴管推力以及導(dǎo)彈所受合力曲線。圖中可以看出,在前0.05 s,導(dǎo)彈底部附加推力、火箭發(fā)動機(jī)推力及所受合力基本一致,從0.05 s開始,2種方案中導(dǎo)彈底部推力出現(xiàn)明顯差異,注水方案中導(dǎo)彈底部的附加推力出現(xiàn)大幅度的震蕩。在0.05 s初期,結(jié)合圖11(a),可以看出,此時為燃?xì)夂鸵簯B(tài)水剛開始接觸,液態(tài)水汽化降溫的開始階段,在彈底部降溫明顯但是汽化量較少,使得彈底部溫度停止上升,溫度下降的同時彈底部的氣體密度變化很小,進(jìn)而使得彈底部的附加推力迅速下降。

在0.1 s以后,隨著“倒吸效應(yīng)”的到來,圖11(a)顯示標(biāo)準(zhǔn)方案中彈底部的溫度也迅速下降,且隨著燃?xì)夂鸵簯B(tài)水的充分混合,注水方案中彈丸底部的溫度下降非常明顯,與此同時,伴隨著大量水蒸氣的生成,在0.3 s以前,導(dǎo)彈處于初始啟動階段,注水量迅速爬升,發(fā)射筒底部的液態(tài)水汽化量也隨之增大,此階段以水蒸氣的大量聚集為主導(dǎo)因素,綜合來講,在0.1~0.3 s,注水方案中導(dǎo)彈的底部的附加載荷更大;同時生成的大量水蒸氣在筒底對噴管有一定阻滯,從圖15中可以看出,注水方案中噴管的最大推力大于未注水方案的對應(yīng)推力;綜合來看,導(dǎo)彈的總推力也略大。在0.3 s以后,標(biāo)準(zhǔn)方案和注水方案中,隨著“倒吸效應(yīng)”的到來,彈底部溫度均下降到環(huán)境溫度,此階段導(dǎo)彈開始啟動;與此同時,注水方案中注水量開始逐漸減小。綜合來講,注水方案中彈底附加推力的變化幅度要更大,且隨著導(dǎo)彈的運(yùn)動,注水對彈底載荷的影響逐漸減弱。

3 結(jié) 論

針對路基同心筒自立發(fā)射過程導(dǎo)彈和發(fā)射裝置整體熱環(huán)境惡劣的問題,采用筒底持續(xù)注水的路基濕式發(fā)射方式優(yōu)化同心筒自力發(fā)射系統(tǒng)的總體熱環(huán)境。得到了以下結(jié)論:

(1)筒內(nèi)不同注水角度對發(fā)射裝置的熱環(huán)境和流場形態(tài)有顯著影響,注水角度越大,水的流速越大;注水角度對筒內(nèi)的流場結(jié)構(gòu)、內(nèi)外筒的汽化降溫效果影響明顯,注水角度過大或者過小,降溫效果均不太理想,采用-30°或-45°注水方案能取得較好的降溫效果,-30°注水方案中,氣液兩相摻混充分,筒內(nèi)橫向降溫范圍均勻,降溫效果更好。

(2)采用-30°變質(zhì)量注水方案對自力發(fā)射系統(tǒng)熱環(huán)境進(jìn)行優(yōu)化。結(jié)果顯示,高溫燃?xì)夂鸵簯B(tài)水充分摻混,降溫效果良好,沒有出現(xiàn)明顯的排氣阻滯現(xiàn)象;相對于基準(zhǔn)方案,導(dǎo)彈的熱環(huán)境得到顯著改善,優(yōu)化效果和文獻(xiàn)[6]中熱結(jié)構(gòu)組合優(yōu)化效果基本一致,同時發(fā)射系統(tǒng)總體熱環(huán)境也得到了顯著的改善,實(shí)現(xiàn)了發(fā)射系統(tǒng)持續(xù)降溫的目的。

(3)在筒底注水對路基同心筒自力發(fā)射過程中導(dǎo)彈的載荷有一定影響,其中彈底的附加推力影響較大,在筒底注水量逐漸增大的初期,彈底的推力明顯大于未注水方案的對應(yīng)推力,噴管的最大推力大于未注水方案的對應(yīng)推力,導(dǎo)彈的總推力也略大;隨著注水量的不斷減少,注水對彈底載荷、發(fā)動機(jī)推力的影響越來越弱。

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