基于導(dǎo)流器噴水的導(dǎo)彈燃?xì)馍淞鹘禍匦Ч芯?/h1>
2022-03-20 09:07:32張京力張曼曼
彈箭與制導(dǎo)學(xué)報(bào) 2022年6期
張京力，姜 毅，張曼曼，楊 瑩
(北京理工大學(xué)宇航學(xué)院，北京 100081)
0 引言
車載導(dǎo)彈發(fā)射過程中，發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的高溫燃?xì)鈺?huì)對發(fā)射車和底部導(dǎo)流器等造成明顯的高溫?zé)g作用，這種熱沖擊效應(yīng)會(huì)給導(dǎo)彈安全發(fā)射帶來許多問題[1-2]。為了提高導(dǎo)彈發(fā)射安全性，延長發(fā)射裝置使用壽命，需要采取有效措施降低高溫燃?xì)鈱Πl(fā)射裝置的燒蝕作用。
對于燃?xì)馍淞鲊娝禍匾?guī)律，國內(nèi)外學(xué)者已進(jìn)行了充分的理論與試驗(yàn)研究。美國的Geery等[3]最早開始了燃?xì)馍淞鲊娝禍貦C(jī)理的研究，通過改變?nèi)細(xì)饬髁亢蛧娝康谋壤菇禍匦Ч_(dá)到最佳，為燃?xì)馍淞鲊娝禍氐难芯康於嘶A(chǔ)。Giordan等[4]為火箭發(fā)射平臺設(shè)計(jì)了噴水降溫系統(tǒng)，并利用數(shù)值仿真軟件對注水后的燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行了仿真計(jì)算，指出對燃?xì)饬鲌鲎⑺梢杂行p弱燃?xì)馍淞鞯臒釠_擊作用。Zhou等[5-7]對火箭燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行了數(shù)值模擬，并研究了不同噴水角度對流場降溫效果的影響，為發(fā)射場注水冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供理論參考。目前，燃?xì)馍淞鲊娝禍胤椒ㄒ呀?jīng)在美國肯尼迪航天發(fā)射中心得到應(yīng)用[8]。周帆、劉伯偉等[9-10]利用Mixture多相流模型，對多種發(fā)射方式下燃?xì)馍淞鲊娝鲌鲞M(jìn)行了數(shù)值仿真，得出了最優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。紀(jì)添源[11]建立了運(yùn)載火箭縮比模型，引入離散項(xiàng)模型，對燃?xì)鈬娝鲌鲞M(jìn)行了數(shù)值仿真，研究了噴水強(qiáng)度、水滴直徑等參數(shù)對流場降溫效果的影響。上述研究均借用外部噴嘴、水管等設(shè)備進(jìn)行噴水降溫，占用空間較大，噴水系統(tǒng)較為復(fù)雜；同時(shí)，將噴嘴、水管等設(shè)備直接安裝在發(fā)射裝置表面，可導(dǎo)致導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)的可靠性和穩(wěn)定性降低。
基于以上分析，以單面導(dǎo)流器為例，文中提出一種噴水降溫方案，即在導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)豎直向上的噴水管道，利用液態(tài)水的汽化吸熱原理以及兩相流的沖擊作用，降低燃?xì)馍淞鲗?dǎo)流器和發(fā)射車壁面的燒蝕作用；同時(shí)，在導(dǎo)流器表面直接開孔進(jìn)行噴水，不再使用外部噴嘴裝置，這大大降低了噴水系統(tǒng)的復(fù)雜程度，進(jìn)而提高導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)的可靠性。通過CFD仿真計(jì)算，對噴水裝置的降溫效果進(jìn)行研究，分析不同噴水速度與降溫效果之間的變化規(guī)律，得到最佳噴水方案，有效減弱高溫燃?xì)鈱Πl(fā)射裝置的燒蝕作用，進(jìn)一步提高發(fā)射設(shè)備的安全性。
1 數(shù)值仿真理論基礎(chǔ)
1.1 Mixture多相流模型
Mixture多相流模型由Manninen等[12]在1996年提出，通過求解連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程來模擬混合物中的各相，得到混合物各相的速度、溫度等參數(shù)，通過計(jì)算體積分?jǐn)?shù)得到各相的分布，各相在計(jì)算單元內(nèi)的體積分?jǐn)?shù)之和為1。Mixture多相流模型能夠較好地處理高溫、高壓、可壓縮性氣液多相流動(dòng)等復(fù)雜問題[13]。因此，該模型能夠更加精確地模擬燃?xì)馍淞髋c液態(tài)水之間的相互作用。其中，連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程如式(1)～式(3)所示[12]。
連續(xù)性方程為：
(1)
式中：vm為質(zhì)量平均速度，ρm為混合物密度。
混合物動(dòng)量方程可以由各個(gè)相的動(dòng)量方程疊加獲得：
(2)
式中：k表示第k相；F為體積力；μm為混合物粘性；vdr,k為次要相k的漂移速度。
能量方程可以表示為：
(3)
式中：keff表示有效傳導(dǎo)率；SE表示體積熱源。
式(3)中，對于可壓縮相有：
(4)
對于不可壓縮相有：
Ek=hk
(5)
其中：Ek為第k相的能量；hk表示第k相的熱焓；vk為第k相的速度大小。
1.2 液態(tài)水的物態(tài)變化方程
高溫燃?xì)馀c液態(tài)水接觸時(shí)，會(huì)發(fā)生相互作用。從發(fā)動(dòng)機(jī)噴出的燃?xì)鉁囟瓤梢赃_(dá)到3 000 K左右，因此在燃?xì)馀c液態(tài)水相互作用的區(qū)域會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的汽化現(xiàn)象。為了對液態(tài)水的汽化冷凝過程進(jìn)行數(shù)值模擬，將液態(tài)水的物態(tài)變化方程耦合到Mixture多相流模型中進(jìn)行計(jì)算。
在實(shí)際計(jì)算中，通過計(jì)算每個(gè)單元格內(nèi)水的飽和溫度，即可得到水的汽化率。當(dāng)水的溫度高于飽和溫度時(shí)，液態(tài)水吸收熱量并轉(zhuǎn)化為水蒸汽；當(dāng)水的溫度低于飽和溫度時(shí)，水蒸汽放熱凝結(jié)為液態(tài)水。采用的液態(tài)水物態(tài)變化方程如式(6)、式(7)所示[14]。
液態(tài)水汽化方程為：
(6)
水蒸汽凝結(jié)方程為：
(7)
2 計(jì)算模型
2.1 物理模型
研究的物理模型如圖1所示，主要由導(dǎo)彈、導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)噴管、發(fā)射箱、發(fā)射車壁、注水管道、導(dǎo)流器等組成。在導(dǎo)彈發(fā)射過程中，導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)噴管噴出高溫高壓燃?xì)?，?huì)對底部導(dǎo)流器和發(fā)射車壁等造成燒蝕作用?，F(xiàn)在導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)豎直向上的噴水管道，通過噴水管道向燃?xì)饬鲌鰢娚湟欢ㄋ俾实囊簯B(tài)水，利用液態(tài)水的汽化吸熱原理降低燃?xì)馍淞鞯臏囟龋瑫r(shí)液態(tài)水與燃?xì)馍淞鬟\(yùn)動(dòng)方向相反，可以進(jìn)一步降低高溫高壓燃?xì)鈱?dǎo)流器的直接沖擊及燒蝕作用。
圖1 導(dǎo)流器噴水方案物理模型
2.2 邊界條件設(shè)置
圖2 對稱面網(wǎng)格劃分和邊界條件示意圖
整個(gè)計(jì)算域分為入口邊界、出口邊界、壁面邊界和對稱面邊界。
1)入口邊界條件：發(fā)動(dòng)機(jī)噴管入口截面設(shè)置為壓力入口，溫度為3 400 K，壓力為6.3 MPa；注水管入口截面設(shè)置為速度入口，噴水速度為20 m/s。
2)出口邊界條件：計(jì)算域外邊界設(shè)為壓力出口，環(huán)境壓強(qiáng)為101 325 Pa，溫度為300 K。
3)壁面邊界條件：發(fā)動(dòng)機(jī)噴管壁面、彈體表面、發(fā)射箱壁面、地面、導(dǎo)流器表面和注水管壁面均設(shè)置為無滑移絕熱壁面邊界條件。
4)對稱面邊界條件：計(jì)算模型1/2對稱面位置。
由于主要研究燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射車壁面和底部導(dǎo)流器的沖擊和燒蝕作用，在發(fā)射車壁面和導(dǎo)流器上分別選取3個(gè)溫度監(jiān)測點(diǎn)，如圖3所示，分別為Point1～Point6。此外，將發(fā)射車壁面在對稱面上的投影線設(shè)為Line1，在Line1上等間距選取100個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，用于后續(xù)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證工作。
圖3 監(jiān)測點(diǎn)位置示意圖
2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證
數(shù)值計(jì)算過程中，網(wǎng)格數(shù)量會(huì)影響計(jì)算的精確度?；诰W(wǎng)格疏密原則，共劃分了70萬、170萬、300萬和500萬4套網(wǎng)格。在圖3中的Line1上，由上而下等間距選取100個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，對不同網(wǎng)格模型下數(shù)據(jù)點(diǎn)的溫度變化進(jìn)行對比分析，并對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行后處理，畫出的溫度曲線如圖4所示。
(5)實(shí)施維修方案。鏜缸、磨軸、鑲套、泄漏試驗(yàn)、探傷試驗(yàn)、動(dòng)平衡試驗(yàn)等基礎(chǔ)修復(fù)、清潔零部件、機(jī)體(含表面處理)，吹干并測量檢測相關(guān)部件、組裝(含相關(guān)運(yùn)動(dòng)部件裝配間隙檢測、稱重、平衡試驗(yàn)、扭矩、扭曲、彎曲、平面度、平行度、漏光度、彈性、密封實(shí)驗(yàn)等)、盤機(jī)。
圖4 Line1溫度分布曲線圖
從圖4中可以看出，對于上述四套不同網(wǎng)格模型，Line1上的溫度總體變化趨勢相同。其中，70萬網(wǎng)格模型下的溫度曲線與其他三套網(wǎng)格模型下的計(jì)算結(jié)果相差較大，最大溫差約為140 K，計(jì)算誤差約為8%。170萬、300萬和500萬網(wǎng)格模型下的溫度曲線幾乎重合，但170萬網(wǎng)格模型的計(jì)算時(shí)間最短，其計(jì)算工時(shí)僅為300萬網(wǎng)格模型的1/2、500萬網(wǎng)格模型的1/3。綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算成本，選取170萬網(wǎng)格模型最為合適。
2.4 數(shù)值模型試驗(yàn)驗(yàn)證
將燃?xì)庾⑺鲌龇抡娼Y(jié)果與相關(guān)文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，確保數(shù)據(jù)仿真中所采用的邊界條件與實(shí)驗(yàn)中各參數(shù)保持一致，以驗(yàn)證所采用的數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。圖5為文獻(xiàn)[15]所開展的噴水試驗(yàn)，其與文中所研究的內(nèi)容具有很大的相似性，故以此實(shí)驗(yàn)作為參考，其中試驗(yàn)系統(tǒng)由縮比發(fā)動(dòng)機(jī)、固定臺架及噴水裝置等組成。發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火前打開噴水管，液態(tài)水進(jìn)行相互交匯，點(diǎn)火后高溫燃?xì)馍淞鳑_入低溫液態(tài)水。整個(gè)過程由高速攝像機(jī)進(jìn)行記錄。
圖5 噴水試驗(yàn)過程圖片
圖6為噴水試驗(yàn)高速攝影圖與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的溫度分布云圖之間的對比，可以發(fā)現(xiàn)兩者流場形態(tài)非常接近，且波節(jié)位置幾乎一致，即仿真計(jì)算得到的結(jié)果與試驗(yàn)現(xiàn)象十分吻合。該圖驗(yàn)證了采用耦合液態(tài)水汽化方程的Mixture多相流模型計(jì)算該類問題是可行的，仿真結(jié)果具有較好的可信度。
圖6 高速攝影圖與溫度云圖對比
3 仿真結(jié)果分析
3.1 未噴水工況與噴水工況結(jié)果對比分析
圖7展示了未噴水工況與噴水工況對稱面上溫度分布云圖。圖7(a)中可以看到明顯的激波結(jié)構(gòu)，燃?xì)馍淞鹘?jīng)過激波后，溫度由1 300 K升高至2 200 K左右；當(dāng)燃?xì)馍淞鞯竭_(dá)導(dǎo)流器表面后，導(dǎo)流器有效地將噴管噴出的高溫燃?xì)鈱?dǎo)向了左側(cè)，但是仍有一部分高溫燃?xì)庋刂l(fā)射車壁面進(jìn)行擴(kuò)散，使得發(fā)射車壁面靠近底部區(qū)域處于較高溫度環(huán)境中；由于燃?xì)馍淞鳑_擊導(dǎo)流器表面后速度明顯下降，產(chǎn)生滯止現(xiàn)象，因此導(dǎo)流器表面處燃?xì)鉁囟壬仙_(dá)到總溫3 400 K左右，導(dǎo)流器受到燃?xì)馍淞鞯臒g作用明顯。圖7(b)中，經(jīng)過導(dǎo)流器上的豎直管道進(jìn)行噴水之后，對稱面上燃?xì)饬鲌龅母邷貐^(qū)域明顯縮小，燃?xì)馍淞髟诎l(fā)射車壁面處的擴(kuò)散減弱，發(fā)射車壁面區(qū)域已基本沒有高溫流動(dòng)；同時(shí)導(dǎo)流器表面最高溫度下降到2 100 K左右。結(jié)合圖8可以得出，向上噴射的液態(tài)水與燃?xì)馍淞靼l(fā)生碰撞后，在導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面形成了一層水膜，水膜有效阻擋了燃?xì)馍淞鲗?dǎo)流器和發(fā)射車壁的直接燒蝕作用，使得發(fā)射車壁面和導(dǎo)流器大部分區(qū)域基本沒有高溫流動(dòng)。
圖7 未噴水與噴水工況對稱面溫度分布云圖
圖8 對稱面水體積分?jǐn)?shù)分布云圖
圖9為未噴水工況與噴水工況三維流場溫度分布云圖。從圖9(a)中可以看出，由于高溫燃?xì)獾臒g作用，導(dǎo)流器表面溫度整體偏高，并且越靠近中心區(qū)域溫度越高。此外，高溫燃?xì)庠诎l(fā)射車壁面區(qū)域發(fā)生擴(kuò)散，使得發(fā)射車壁面底部區(qū)域的溫度達(dá)到了1 500 K左右。相比于圖9(a)，圖9(b)中三維流場的高溫區(qū)域明顯縮小，主要集中在導(dǎo)流器表面中部區(qū)域，并且最高溫度明顯降低。同時(shí)，燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射車壁面的燒蝕作用大幅減弱，發(fā)射車壁面溫度基本保持在700 K以下。
圖9 未噴水工況與噴水工況三維流場溫度分布云圖
圖10為未噴水工況與噴水工況下發(fā)射車壁面上監(jiān)測點(diǎn)Point1、Point2和Point3溫度變化曲線圖。從圖10中可以看出，未噴水工況下監(jiān)測點(diǎn)Point1、Point2和Point3的溫度上升時(shí)間有明顯差異，監(jiān)測點(diǎn)Point3在0.01 s左右迅速上升至1 800 K以上，這是由于燃?xì)馍淞髟诎l(fā)射車壁面底部的擴(kuò)散較慢，監(jiān)測點(diǎn)Point2升溫時(shí)間滯后于監(jiān)測點(diǎn)Point3，監(jiān)測點(diǎn)Point1次之；當(dāng)流場穩(wěn)定后，監(jiān)測點(diǎn)Point1、監(jiān)測點(diǎn)Point2和監(jiān)測點(diǎn)Point3的溫度分別穩(wěn)定在900 K、1 100 K和1 500 K左右。經(jīng)過導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)的豎直管道噴水后，發(fā)射車壁面溫度變化無明顯振蕩波動(dòng)現(xiàn)象，3個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的溫度均穩(wěn)定在400 K以下。
圖10 未噴水工況與噴水工況監(jiān)測點(diǎn)Point1、Point2和Point3溫度變化曲線圖
圖11為未噴水工況與噴水工況下導(dǎo)流器表面監(jiān)測點(diǎn)Point4、Point5和Point6溫度變化曲線圖。從圖11中可以看出，未噴水工況下，監(jiān)測點(diǎn)Point4、Point5和Point6的溫度在0.01 s內(nèi)迅速上升至2 000 K以上，在0.15 s左右燃?xì)饬鲌鲞_(dá)到穩(wěn)定，各監(jiān)測點(diǎn)溫度保持不變，其中監(jiān)測點(diǎn)Point5位置的溫度最高，高達(dá)3 100 K。對高溫燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行噴水降溫之后，導(dǎo)流器表面上各監(jiān)測點(diǎn)溫度下降明顯，其中監(jiān)測點(diǎn)Point4、Point6溫度下降了2 000 K以上，監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度大約降低了900 K。
圖11 未噴水工況與噴水工況監(jiān)測點(diǎn)Point4、Point5和Point6溫度變化曲線圖
表1為未噴水和噴水兩種工況下6個(gè)監(jiān)測點(diǎn)最高溫度對比。經(jīng)過導(dǎo)流器內(nèi)的豎直管道噴水之后，燃?xì)馍淞鲗?dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面的燒蝕作用明顯減弱，監(jiān)測點(diǎn)Point1～Point4，Point6的最高溫度均下降了1 000 K以上，而監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度下降程度較小。結(jié)合圖8可看出，監(jiān)測點(diǎn)Point5所在區(qū)域沒有形成水膜，導(dǎo)致高溫燃?xì)庵苯記_擊該區(qū)域，故溫度明顯高于其他區(qū)域溫度；由于液態(tài)水的汽化吸熱作用，監(jiān)測點(diǎn)Point5的溫度峰值下降了大約500 K。
表1 未噴水與噴水工況監(jiān)測點(diǎn)最高溫度對比 單位：K
通過以上分析可知，利用導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)的豎直向上管道對高溫燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行噴水，可對導(dǎo)流器和發(fā)射車壁等發(fā)射設(shè)備起到有效保護(hù)作用。
3.2 噴水降溫優(yōu)化分析
液態(tài)水豎直向上噴射的過程中，會(huì)與向下噴射的燃?xì)馍淞靼l(fā)生碰撞，兩者發(fā)生動(dòng)量交換。在燃?xì)馍淞鲃?dòng)量不變的情況下，可通過調(diào)節(jié)噴水速度，改變液態(tài)水的動(dòng)量，進(jìn)而改變?nèi)細(xì)馍淞鞯牧鲃?dòng)范圍。同時(shí)通過改變噴水速度，可以實(shí)現(xiàn)液態(tài)水汽化吸熱速率的變化，提高降溫效果?，F(xiàn)選取噴水速度10 m/s、20 m/s、40 m/s、50 m/s、55 m/s、60 m/s六種典型工況進(jìn)行對比分析，研究不同噴水速度與降溫效果之間的變化規(guī)律。
對計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行后處理得到圖12、圖13的結(jié)果。圖12為噴水工況下對稱面液態(tài)水流線圖，圖13為噴水工況下對稱面燃?xì)饬骶€圖。
圖12 不同噴水工況下對稱面液態(tài)水流線圖
圖13 不同噴水工況下對稱面燃?xì)饬骶€圖
從圖12中可以看出，隨著噴水速度逐漸增加，導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面處的水膜厚度逐漸增加，這是由于噴水速度增大，使液態(tài)水的沖量變大，導(dǎo)致導(dǎo)流器表面上液態(tài)水與燃?xì)庾饔妹娴奈恢貌粩嗌弦?；同時(shí)，噴水速度增大后，相同時(shí)間內(nèi)注入流場的液態(tài)水的量變多，在燃?xì)獾臎_擊作用下，發(fā)射車壁面形成了更厚的水膜。從圖13中可以看出，水膜對高溫燃?xì)馄鸬搅溯^好的隔離作用，并且水膜越厚，隔離效果越好。然而，噴水速度達(dá)到55 m/s時(shí)，繼續(xù)增大噴水速度，導(dǎo)流器與發(fā)射車壁面的水膜厚度變化不明顯。
圖14為未噴水工況與6種噴水工況下監(jiān)測點(diǎn)溫度變化曲線圖。可以看出，相較于未噴水工況，噴水后，監(jiān)測點(diǎn)Point1～Point4，Point6的溫度明顯降低，待流場穩(wěn)定后，5個(gè)監(jiān)測點(diǎn)溫度均穩(wěn)定在600 K以下，監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度下降了800 K以上，這說明該噴水方案有效降低了高溫燃?xì)鈱?dǎo)流器和發(fā)射車壁的燒蝕作用。此外，隨著噴水速度的增加，監(jiān)測點(diǎn)Point1、Point2和Point3的溫度變化較小，基本保持在400 K以下；監(jiān)測點(diǎn)Point4和Point6的溫度隨著噴水速度的增加而減小；流場穩(wěn)定后，隨著噴水速度增加，Point5的溫度整體上呈下降趨勢，這說明燃?xì)饬鲌龅慕禍匦ЧS噴水速度的增加整體呈現(xiàn)變好趨勢。
圖14 監(jiān)測點(diǎn)溫度變化曲線圖
對于監(jiān)測點(diǎn)Point5，從圖14(e)中可以看出，噴水后溫度曲線出現(xiàn)波峰，之后達(dá)到穩(wěn)定，這是由于Point5所在區(qū)域?yàn)槿細(xì)庵苯記_擊區(qū)域，燃?xì)鈴膰姽車姵龊?，可在很短時(shí)間內(nèi)到達(dá)Point5所在區(qū)域，未能與液態(tài)水發(fā)生充分作用，且燃?xì)馇熬墯饬鳒囟容^高，使得監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度出現(xiàn)波峰；隨后，氣液兩相流的耦合作用達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，監(jiān)測點(diǎn)5溫度達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。隨著噴水速度的增加，監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度峰值出現(xiàn)時(shí)間發(fā)生滯后，這是由于液態(tài)水的沖量隨噴水速度的改變而改變，液態(tài)水速度越大，對高溫燃?xì)獾臎_擊作用越明顯，高溫燃?xì)獾竭_(dá)Point5所在區(qū)域的時(shí)間延長。表2為在不同噴水速度工況下監(jiān)測點(diǎn)Point5處液態(tài)水的汽化速率。由表2可看出，隨著噴水速度的增大，監(jiān)測點(diǎn)Point5處的汽化速率先減小后增大；其中，噴水速度55 m/s工況下Point5處汽化速率最大，相同時(shí)間內(nèi)吸熱量最多，這與圖14(e)監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度變化曲線中噴水速度55 m/s工況時(shí)溫度最低現(xiàn)象一致。
表2 不同工況Point5汽化速率對比
通過以上分析可知，高溫燃?xì)獾膰娝禍匦ЧQ于燃?xì)馀c液態(tài)水的動(dòng)量交換和能量交換。一方面，高溫燃?xì)馀c液態(tài)水的動(dòng)量交換會(huì)限制燃?xì)獾牧鲃?dòng)范圍，避免燃?xì)庵苯記_擊導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面；另一方面，通過液態(tài)水的汽化相變吸熱，降低高溫燃?xì)獾臏囟?，從而減弱燃?xì)鈱Πl(fā)射裝置的燒蝕作用。通過圖14中6個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的溫度變化曲線可以看出，在噴水速度55 m/s工況下，降溫效果最佳。
4 結(jié)論
為實(shí)現(xiàn)發(fā)射裝置熱防護(hù)，提出了一種在導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)豎直向上噴水管道的新型方案，解決導(dǎo)彈發(fā)射過程中發(fā)射裝置的燒蝕問題；由于不再使用外部噴嘴裝置，進(jìn)而降低了噴水系統(tǒng)復(fù)雜程度?；贛ixture多相流模型，耦合液態(tài)水的汽化方程與組分輸運(yùn)模型，對不同噴水速度工況下的燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行CFD仿真計(jì)算，分析該方案的降溫機(jī)理及效果。主要結(jié)論如下：
1)在導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)豎直向上的噴水管道方案可對導(dǎo)流器和發(fā)射車壁等發(fā)射設(shè)備起到有效降溫作用。導(dǎo)流器內(nèi)的豎直管道噴水后，導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面形成水膜，對高溫燃?xì)馄鸬搅烁綦x作用，導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面等發(fā)射裝置的溫度明顯降低。
2)對比未噴水流場，對燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行噴水后，發(fā)射車壁面和導(dǎo)流器大部分區(qū)域已基本無高溫流動(dòng)。噴水后的燃?xì)饬鲌鲋?，高溫燃?xì)饬鲃?dòng)主要集中在導(dǎo)流器表面中部區(qū)域，且最高溫度從3 100 K下降到2 100 K左右，降溫幅度達(dá)到30%以上；在發(fā)射車壁面處，燃?xì)馍淞鞯臄U(kuò)散明顯減弱，發(fā)射車壁面處基本沒有高溫流動(dòng)，其溫度基本保持在700 K以下，降溫效果明顯。
3)隨著噴水速度的增大，流場降溫效果呈現(xiàn)出先變好再變差的趨勢，其中噴水速度55 m/s工況降溫效果最佳。噴水速度越大，導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面形成的水膜厚度越厚，對燃?xì)獾母綦x作用不斷提高；當(dāng)噴水速度達(dá)到55 m/s時(shí)，燃?xì)馍淞髦苯記_擊區(qū)域的液態(tài)水汽化速率最大，相同時(shí)間內(nèi)吸熱量最多，該區(qū)域的溫度達(dá)到最低，故噴水速度55 m/s對流場的降溫效果最佳。
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張京力，姜 毅，張曼曼，楊 瑩
(北京理工大學(xué)宇航學(xué)院，北京 100081)
0 引言
車載導(dǎo)彈發(fā)射過程中，發(fā)動(dòng)機(jī)產(chǎn)生的高溫燃?xì)鈺?huì)對發(fā)射車和底部導(dǎo)流器等造成明顯的高溫?zé)g作用，這種熱沖擊效應(yīng)會(huì)給導(dǎo)彈安全發(fā)射帶來許多問題[1-2]。為了提高導(dǎo)彈發(fā)射安全性，延長發(fā)射裝置使用壽命，需要采取有效措施降低高溫燃?xì)鈱Πl(fā)射裝置的燒蝕作用。
對于燃?xì)馍淞鲊娝禍匾?guī)律，國內(nèi)外學(xué)者已進(jìn)行了充分的理論與試驗(yàn)研究。美國的Geery等[3]最早開始了燃?xì)馍淞鲊娝禍貦C(jī)理的研究，通過改變?nèi)細(xì)饬髁亢蛧娝康谋壤菇禍匦Ч_(dá)到最佳，為燃?xì)馍淞鲊娝禍氐难芯康於嘶A(chǔ)。Giordan等[4]為火箭發(fā)射平臺設(shè)計(jì)了噴水降溫系統(tǒng)，并利用數(shù)值仿真軟件對注水后的燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行了仿真計(jì)算，指出對燃?xì)饬鲌鲎⑺梢杂行p弱燃?xì)馍淞鞯臒釠_擊作用。Zhou等[5-7]對火箭燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行了數(shù)值模擬，并研究了不同噴水角度對流場降溫效果的影響，為發(fā)射場注水冷卻系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供理論參考。目前，燃?xì)馍淞鲊娝禍胤椒ㄒ呀?jīng)在美國肯尼迪航天發(fā)射中心得到應(yīng)用[8]。周帆、劉伯偉等[9-10]利用Mixture多相流模型，對多種發(fā)射方式下燃?xì)馍淞鲊娝鲌鲞M(jìn)行了數(shù)值仿真，得出了最優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。紀(jì)添源[11]建立了運(yùn)載火箭縮比模型，引入離散項(xiàng)模型，對燃?xì)鈬娝鲌鲞M(jìn)行了數(shù)值仿真，研究了噴水強(qiáng)度、水滴直徑等參數(shù)對流場降溫效果的影響。上述研究均借用外部噴嘴、水管等設(shè)備進(jìn)行噴水降溫，占用空間較大，噴水系統(tǒng)較為復(fù)雜；同時(shí)，將噴嘴、水管等設(shè)備直接安裝在發(fā)射裝置表面，可導(dǎo)致導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)的可靠性和穩(wěn)定性降低。
基于以上分析，以單面導(dǎo)流器為例，文中提出一種噴水降溫方案，即在導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)豎直向上的噴水管道，利用液態(tài)水的汽化吸熱原理以及兩相流的沖擊作用，降低燃?xì)馍淞鲗?dǎo)流器和發(fā)射車壁面的燒蝕作用；同時(shí)，在導(dǎo)流器表面直接開孔進(jìn)行噴水，不再使用外部噴嘴裝置，這大大降低了噴水系統(tǒng)的復(fù)雜程度，進(jìn)而提高導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)的可靠性。通過CFD仿真計(jì)算，對噴水裝置的降溫效果進(jìn)行研究，分析不同噴水速度與降溫效果之間的變化規(guī)律，得到最佳噴水方案，有效減弱高溫燃?xì)鈱Πl(fā)射裝置的燒蝕作用，進(jìn)一步提高發(fā)射設(shè)備的安全性。
1 數(shù)值仿真理論基礎(chǔ)
1.1 Mixture多相流模型
Mixture多相流模型由Manninen等[12]在1996年提出，通過求解連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程來模擬混合物中的各相，得到混合物各相的速度、溫度等參數(shù)，通過計(jì)算體積分?jǐn)?shù)得到各相的分布，各相在計(jì)算單元內(nèi)的體積分?jǐn)?shù)之和為1。Mixture多相流模型能夠較好地處理高溫、高壓、可壓縮性氣液多相流動(dòng)等復(fù)雜問題[13]。因此，該模型能夠更加精確地模擬燃?xì)馍淞髋c液態(tài)水之間的相互作用。其中，連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程如式(1)～式(3)所示[12]。
連續(xù)性方程為：
(1)
式中：vm為質(zhì)量平均速度，ρm為混合物密度。
混合物動(dòng)量方程可以由各個(gè)相的動(dòng)量方程疊加獲得：
(2)
式中：k表示第k相；F為體積力；μm為混合物粘性；vdr,k為次要相k的漂移速度。
能量方程可以表示為：
(3)
式中：keff表示有效傳導(dǎo)率；SE表示體積熱源。
式(3)中，對于可壓縮相有：
(4)
對于不可壓縮相有：
Ek=hk
(5)
其中：Ek為第k相的能量；hk表示第k相的熱焓；vk為第k相的速度大小。
1.2 液態(tài)水的物態(tài)變化方程
高溫燃?xì)馀c液態(tài)水接觸時(shí)，會(huì)發(fā)生相互作用。從發(fā)動(dòng)機(jī)噴出的燃?xì)鉁囟瓤梢赃_(dá)到3 000 K左右，因此在燃?xì)馀c液態(tài)水相互作用的區(qū)域會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的汽化現(xiàn)象。為了對液態(tài)水的汽化冷凝過程進(jìn)行數(shù)值模擬，將液態(tài)水的物態(tài)變化方程耦合到Mixture多相流模型中進(jìn)行計(jì)算。
在實(shí)際計(jì)算中，通過計(jì)算每個(gè)單元格內(nèi)水的飽和溫度，即可得到水的汽化率。當(dāng)水的溫度高于飽和溫度時(shí)，液態(tài)水吸收熱量并轉(zhuǎn)化為水蒸汽；當(dāng)水的溫度低于飽和溫度時(shí)，水蒸汽放熱凝結(jié)為液態(tài)水。采用的液態(tài)水物態(tài)變化方程如式(6)、式(7)所示[14]。
液態(tài)水汽化方程為：
(6)
水蒸汽凝結(jié)方程為：
(7)
2 計(jì)算模型
2.1 物理模型
研究的物理模型如圖1所示，主要由導(dǎo)彈、導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)噴管、發(fā)射箱、發(fā)射車壁、注水管道、導(dǎo)流器等組成。在導(dǎo)彈發(fā)射過程中，導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)噴管噴出高溫高壓燃?xì)?，?huì)對底部導(dǎo)流器和發(fā)射車壁等造成燒蝕作用?，F(xiàn)在導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)豎直向上的噴水管道，通過噴水管道向燃?xì)饬鲌鰢娚湟欢ㄋ俾实囊簯B(tài)水，利用液態(tài)水的汽化吸熱原理降低燃?xì)馍淞鞯臏囟龋瑫r(shí)液態(tài)水與燃?xì)馍淞鬟\(yùn)動(dòng)方向相反，可以進(jìn)一步降低高溫高壓燃?xì)鈱?dǎo)流器的直接沖擊及燒蝕作用。
圖1 導(dǎo)流器噴水方案物理模型
2.2 邊界條件設(shè)置
圖2 對稱面網(wǎng)格劃分和邊界條件示意圖
整個(gè)計(jì)算域分為入口邊界、出口邊界、壁面邊界和對稱面邊界。
1)入口邊界條件：發(fā)動(dòng)機(jī)噴管入口截面設(shè)置為壓力入口，溫度為3 400 K，壓力為6.3 MPa；注水管入口截面設(shè)置為速度入口，噴水速度為20 m/s。
2)出口邊界條件：計(jì)算域外邊界設(shè)為壓力出口，環(huán)境壓強(qiáng)為101 325 Pa，溫度為300 K。
3)壁面邊界條件：發(fā)動(dòng)機(jī)噴管壁面、彈體表面、發(fā)射箱壁面、地面、導(dǎo)流器表面和注水管壁面均設(shè)置為無滑移絕熱壁面邊界條件。
4)對稱面邊界條件：計(jì)算模型1/2對稱面位置。
由于主要研究燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射車壁面和底部導(dǎo)流器的沖擊和燒蝕作用，在發(fā)射車壁面和導(dǎo)流器上分別選取3個(gè)溫度監(jiān)測點(diǎn)，如圖3所示，分別為Point1～Point6。此外，將發(fā)射車壁面在對稱面上的投影線設(shè)為Line1，在Line1上等間距選取100個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，用于后續(xù)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證工作。
圖3 監(jiān)測點(diǎn)位置示意圖
2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證
數(shù)值計(jì)算過程中，網(wǎng)格數(shù)量會(huì)影響計(jì)算的精確度?；诰W(wǎng)格疏密原則，共劃分了70萬、170萬、300萬和500萬4套網(wǎng)格。在圖3中的Line1上，由上而下等間距選取100個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，對不同網(wǎng)格模型下數(shù)據(jù)點(diǎn)的溫度變化進(jìn)行對比分析，并對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行后處理，畫出的溫度曲線如圖4所示。
(5)實(shí)施維修方案。鏜缸、磨軸、鑲套、泄漏試驗(yàn)、探傷試驗(yàn)、動(dòng)平衡試驗(yàn)等基礎(chǔ)修復(fù)、清潔零部件、機(jī)體(含表面處理)，吹干并測量檢測相關(guān)部件、組裝(含相關(guān)運(yùn)動(dòng)部件裝配間隙檢測、稱重、平衡試驗(yàn)、扭矩、扭曲、彎曲、平面度、平行度、漏光度、彈性、密封實(shí)驗(yàn)等)、盤機(jī)。
圖4 Line1溫度分布曲線圖
從圖4中可以看出，對于上述四套不同網(wǎng)格模型，Line1上的溫度總體變化趨勢相同。其中，70萬網(wǎng)格模型下的溫度曲線與其他三套網(wǎng)格模型下的計(jì)算結(jié)果相差較大，最大溫差約為140 K，計(jì)算誤差約為8%。170萬、300萬和500萬網(wǎng)格模型下的溫度曲線幾乎重合，但170萬網(wǎng)格模型的計(jì)算時(shí)間最短，其計(jì)算工時(shí)僅為300萬網(wǎng)格模型的1/2、500萬網(wǎng)格模型的1/3。綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算成本，選取170萬網(wǎng)格模型最為合適。
2.4 數(shù)值模型試驗(yàn)驗(yàn)證
將燃?xì)庾⑺鲌龇抡娼Y(jié)果與相關(guān)文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，確保數(shù)據(jù)仿真中所采用的邊界條件與實(shí)驗(yàn)中各參數(shù)保持一致，以驗(yàn)證所采用的數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。圖5為文獻(xiàn)[15]所開展的噴水試驗(yàn)，其與文中所研究的內(nèi)容具有很大的相似性，故以此實(shí)驗(yàn)作為參考，其中試驗(yàn)系統(tǒng)由縮比發(fā)動(dòng)機(jī)、固定臺架及噴水裝置等組成。發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火前打開噴水管，液態(tài)水進(jìn)行相互交匯，點(diǎn)火后高溫燃?xì)馍淞鳑_入低溫液態(tài)水。整個(gè)過程由高速攝像機(jī)進(jìn)行記錄。
圖5 噴水試驗(yàn)過程圖片
圖6為噴水試驗(yàn)高速攝影圖與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的溫度分布云圖之間的對比，可以發(fā)現(xiàn)兩者流場形態(tài)非常接近，且波節(jié)位置幾乎一致，即仿真計(jì)算得到的結(jié)果與試驗(yàn)現(xiàn)象十分吻合。該圖驗(yàn)證了采用耦合液態(tài)水汽化方程的Mixture多相流模型計(jì)算該類問題是可行的，仿真結(jié)果具有較好的可信度。
圖6 高速攝影圖與溫度云圖對比
3 仿真結(jié)果分析
3.1 未噴水工況與噴水工況結(jié)果對比分析
圖7展示了未噴水工況與噴水工況對稱面上溫度分布云圖。圖7(a)中可以看到明顯的激波結(jié)構(gòu)，燃?xì)馍淞鹘?jīng)過激波后，溫度由1 300 K升高至2 200 K左右；當(dāng)燃?xì)馍淞鞯竭_(dá)導(dǎo)流器表面后，導(dǎo)流器有效地將噴管噴出的高溫燃?xì)鈱?dǎo)向了左側(cè)，但是仍有一部分高溫燃?xì)庋刂l(fā)射車壁面進(jìn)行擴(kuò)散，使得發(fā)射車壁面靠近底部區(qū)域處于較高溫度環(huán)境中；由于燃?xì)馍淞鳑_擊導(dǎo)流器表面后速度明顯下降，產(chǎn)生滯止現(xiàn)象，因此導(dǎo)流器表面處燃?xì)鉁囟壬仙_(dá)到總溫3 400 K左右，導(dǎo)流器受到燃?xì)馍淞鞯臒g作用明顯。圖7(b)中，經(jīng)過導(dǎo)流器上的豎直管道進(jìn)行噴水之后，對稱面上燃?xì)饬鲌龅母邷貐^(qū)域明顯縮小，燃?xì)馍淞髟诎l(fā)射車壁面處的擴(kuò)散減弱，發(fā)射車壁面區(qū)域已基本沒有高溫流動(dòng)；同時(shí)導(dǎo)流器表面最高溫度下降到2 100 K左右。結(jié)合圖8可以得出，向上噴射的液態(tài)水與燃?xì)馍淞靼l(fā)生碰撞后，在導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面形成了一層水膜，水膜有效阻擋了燃?xì)馍淞鲗?dǎo)流器和發(fā)射車壁的直接燒蝕作用，使得發(fā)射車壁面和導(dǎo)流器大部分區(qū)域基本沒有高溫流動(dòng)。
圖7 未噴水與噴水工況對稱面溫度分布云圖
圖8 對稱面水體積分?jǐn)?shù)分布云圖
圖9為未噴水工況與噴水工況三維流場溫度分布云圖。從圖9(a)中可以看出，由于高溫燃?xì)獾臒g作用，導(dǎo)流器表面溫度整體偏高，并且越靠近中心區(qū)域溫度越高。此外，高溫燃?xì)庠诎l(fā)射車壁面區(qū)域發(fā)生擴(kuò)散，使得發(fā)射車壁面底部區(qū)域的溫度達(dá)到了1 500 K左右。相比于圖9(a)，圖9(b)中三維流場的高溫區(qū)域明顯縮小，主要集中在導(dǎo)流器表面中部區(qū)域，并且最高溫度明顯降低。同時(shí)，燃?xì)馍淞鲗Πl(fā)射車壁面的燒蝕作用大幅減弱，發(fā)射車壁面溫度基本保持在700 K以下。
圖9 未噴水工況與噴水工況三維流場溫度分布云圖
圖10為未噴水工況與噴水工況下發(fā)射車壁面上監(jiān)測點(diǎn)Point1、Point2和Point3溫度變化曲線圖。從圖10中可以看出，未噴水工況下監(jiān)測點(diǎn)Point1、Point2和Point3的溫度上升時(shí)間有明顯差異，監(jiān)測點(diǎn)Point3在0.01 s左右迅速上升至1 800 K以上，這是由于燃?xì)馍淞髟诎l(fā)射車壁面底部的擴(kuò)散較慢，監(jiān)測點(diǎn)Point2升溫時(shí)間滯后于監(jiān)測點(diǎn)Point3，監(jiān)測點(diǎn)Point1次之；當(dāng)流場穩(wěn)定后，監(jiān)測點(diǎn)Point1、監(jiān)測點(diǎn)Point2和監(jiān)測點(diǎn)Point3的溫度分別穩(wěn)定在900 K、1 100 K和1 500 K左右。經(jīng)過導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)的豎直管道噴水后，發(fā)射車壁面溫度變化無明顯振蕩波動(dòng)現(xiàn)象，3個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的溫度均穩(wěn)定在400 K以下。
圖10 未噴水工況與噴水工況監(jiān)測點(diǎn)Point1、Point2和Point3溫度變化曲線圖
圖11為未噴水工況與噴水工況下導(dǎo)流器表面監(jiān)測點(diǎn)Point4、Point5和Point6溫度變化曲線圖。從圖11中可以看出，未噴水工況下，監(jiān)測點(diǎn)Point4、Point5和Point6的溫度在0.01 s內(nèi)迅速上升至2 000 K以上，在0.15 s左右燃?xì)饬鲌鲞_(dá)到穩(wěn)定，各監(jiān)測點(diǎn)溫度保持不變，其中監(jiān)測點(diǎn)Point5位置的溫度最高，高達(dá)3 100 K。對高溫燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行噴水降溫之后，導(dǎo)流器表面上各監(jiān)測點(diǎn)溫度下降明顯，其中監(jiān)測點(diǎn)Point4、Point6溫度下降了2 000 K以上，監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度大約降低了900 K。
圖11 未噴水工況與噴水工況監(jiān)測點(diǎn)Point4、Point5和Point6溫度變化曲線圖
表1為未噴水和噴水兩種工況下6個(gè)監(jiān)測點(diǎn)最高溫度對比。經(jīng)過導(dǎo)流器內(nèi)的豎直管道噴水之后，燃?xì)馍淞鲗?dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面的燒蝕作用明顯減弱，監(jiān)測點(diǎn)Point1～Point4，Point6的最高溫度均下降了1 000 K以上，而監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度下降程度較小。結(jié)合圖8可看出，監(jiān)測點(diǎn)Point5所在區(qū)域沒有形成水膜，導(dǎo)致高溫燃?xì)庵苯記_擊該區(qū)域，故溫度明顯高于其他區(qū)域溫度；由于液態(tài)水的汽化吸熱作用，監(jiān)測點(diǎn)Point5的溫度峰值下降了大約500 K。
表1 未噴水與噴水工況監(jiān)測點(diǎn)最高溫度對比 單位：K
通過以上分析可知，利用導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)的豎直向上管道對高溫燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行噴水，可對導(dǎo)流器和發(fā)射車壁等發(fā)射設(shè)備起到有效保護(hù)作用。
3.2 噴水降溫優(yōu)化分析
液態(tài)水豎直向上噴射的過程中，會(huì)與向下噴射的燃?xì)馍淞靼l(fā)生碰撞，兩者發(fā)生動(dòng)量交換。在燃?xì)馍淞鲃?dòng)量不變的情況下，可通過調(diào)節(jié)噴水速度，改變液態(tài)水的動(dòng)量，進(jìn)而改變?nèi)細(xì)馍淞鞯牧鲃?dòng)范圍。同時(shí)通過改變噴水速度，可以實(shí)現(xiàn)液態(tài)水汽化吸熱速率的變化，提高降溫效果?，F(xiàn)選取噴水速度10 m/s、20 m/s、40 m/s、50 m/s、55 m/s、60 m/s六種典型工況進(jìn)行對比分析，研究不同噴水速度與降溫效果之間的變化規(guī)律。
對計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行后處理得到圖12、圖13的結(jié)果。圖12為噴水工況下對稱面液態(tài)水流線圖，圖13為噴水工況下對稱面燃?xì)饬骶€圖。
圖12 不同噴水工況下對稱面液態(tài)水流線圖
圖13 不同噴水工況下對稱面燃?xì)饬骶€圖
從圖12中可以看出，隨著噴水速度逐漸增加，導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面處的水膜厚度逐漸增加，這是由于噴水速度增大，使液態(tài)水的沖量變大，導(dǎo)致導(dǎo)流器表面上液態(tài)水與燃?xì)庾饔妹娴奈恢貌粩嗌弦?；同時(shí)，噴水速度增大后，相同時(shí)間內(nèi)注入流場的液態(tài)水的量變多，在燃?xì)獾臎_擊作用下，發(fā)射車壁面形成了更厚的水膜。從圖13中可以看出，水膜對高溫燃?xì)馄鸬搅溯^好的隔離作用，并且水膜越厚，隔離效果越好。然而，噴水速度達(dá)到55 m/s時(shí)，繼續(xù)增大噴水速度，導(dǎo)流器與發(fā)射車壁面的水膜厚度變化不明顯。
圖14為未噴水工況與6種噴水工況下監(jiān)測點(diǎn)溫度變化曲線圖。可以看出，相較于未噴水工況，噴水后，監(jiān)測點(diǎn)Point1～Point4，Point6的溫度明顯降低，待流場穩(wěn)定后，5個(gè)監(jiān)測點(diǎn)溫度均穩(wěn)定在600 K以下，監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度下降了800 K以上，這說明該噴水方案有效降低了高溫燃?xì)鈱?dǎo)流器和發(fā)射車壁的燒蝕作用。此外，隨著噴水速度的增加，監(jiān)測點(diǎn)Point1、Point2和Point3的溫度變化較小，基本保持在400 K以下；監(jiān)測點(diǎn)Point4和Point6的溫度隨著噴水速度的增加而減小；流場穩(wěn)定后，隨著噴水速度增加，Point5的溫度整體上呈下降趨勢，這說明燃?xì)饬鲌龅慕禍匦ЧS噴水速度的增加整體呈現(xiàn)變好趨勢。
圖14 監(jiān)測點(diǎn)溫度變化曲線圖
對于監(jiān)測點(diǎn)Point5，從圖14(e)中可以看出，噴水后溫度曲線出現(xiàn)波峰，之后達(dá)到穩(wěn)定，這是由于Point5所在區(qū)域?yàn)槿細(xì)庵苯記_擊區(qū)域，燃?xì)鈴膰姽車姵龊?，可在很短時(shí)間內(nèi)到達(dá)Point5所在區(qū)域，未能與液態(tài)水發(fā)生充分作用，且燃?xì)馇熬墯饬鳒囟容^高，使得監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度出現(xiàn)波峰；隨后，氣液兩相流的耦合作用達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，監(jiān)測點(diǎn)5溫度達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。隨著噴水速度的增加，監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度峰值出現(xiàn)時(shí)間發(fā)生滯后，這是由于液態(tài)水的沖量隨噴水速度的改變而改變，液態(tài)水速度越大，對高溫燃?xì)獾臎_擊作用越明顯，高溫燃?xì)獾竭_(dá)Point5所在區(qū)域的時(shí)間延長。表2為在不同噴水速度工況下監(jiān)測點(diǎn)Point5處液態(tài)水的汽化速率。由表2可看出，隨著噴水速度的增大，監(jiān)測點(diǎn)Point5處的汽化速率先減小后增大；其中，噴水速度55 m/s工況下Point5處汽化速率最大，相同時(shí)間內(nèi)吸熱量最多，這與圖14(e)監(jiān)測點(diǎn)Point5溫度變化曲線中噴水速度55 m/s工況時(shí)溫度最低現(xiàn)象一致。
表2 不同工況Point5汽化速率對比
通過以上分析可知，高溫燃?xì)獾膰娝禍匦ЧQ于燃?xì)馀c液態(tài)水的動(dòng)量交換和能量交換。一方面，高溫燃?xì)馀c液態(tài)水的動(dòng)量交換會(huì)限制燃?xì)獾牧鲃?dòng)范圍，避免燃?xì)庵苯記_擊導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面；另一方面，通過液態(tài)水的汽化相變吸熱，降低高溫燃?xì)獾臏囟?，從而減弱燃?xì)鈱Πl(fā)射裝置的燒蝕作用。通過圖14中6個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的溫度變化曲線可以看出，在噴水速度55 m/s工況下，降溫效果最佳。
4 結(jié)論
為實(shí)現(xiàn)發(fā)射裝置熱防護(hù)，提出了一種在導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)豎直向上噴水管道的新型方案，解決導(dǎo)彈發(fā)射過程中發(fā)射裝置的燒蝕問題；由于不再使用外部噴嘴裝置，進(jìn)而降低了噴水系統(tǒng)復(fù)雜程度?；贛ixture多相流模型，耦合液態(tài)水的汽化方程與組分輸運(yùn)模型，對不同噴水速度工況下的燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行CFD仿真計(jì)算，分析該方案的降溫機(jī)理及效果。主要結(jié)論如下：
1)在導(dǎo)流器內(nèi)布設(shè)豎直向上的噴水管道方案可對導(dǎo)流器和發(fā)射車壁等發(fā)射設(shè)備起到有效降溫作用。導(dǎo)流器內(nèi)的豎直管道噴水后，導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面形成水膜，對高溫燃?xì)馄鸬搅烁綦x作用，導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面等發(fā)射裝置的溫度明顯降低。
2)對比未噴水流場，對燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行噴水后，發(fā)射車壁面和導(dǎo)流器大部分區(qū)域已基本無高溫流動(dòng)。噴水后的燃?xì)饬鲌鲋?，高溫燃?xì)饬鲃?dòng)主要集中在導(dǎo)流器表面中部區(qū)域，且最高溫度從3 100 K下降到2 100 K左右，降溫幅度達(dá)到30%以上；在發(fā)射車壁面處，燃?xì)馍淞鞯臄U(kuò)散明顯減弱，發(fā)射車壁面處基本沒有高溫流動(dòng)，其溫度基本保持在700 K以下，降溫效果明顯。
3)隨著噴水速度的增大，流場降溫效果呈現(xiàn)出先變好再變差的趨勢，其中噴水速度55 m/s工況降溫效果最佳。噴水速度越大，導(dǎo)流器表面和發(fā)射車壁面形成的水膜厚度越厚，對燃?xì)獾母綦x作用不斷提高；當(dāng)噴水速度達(dá)到55 m/s時(shí)，燃?xì)馍淞髦苯記_擊區(qū)域的液態(tài)水汽化速率最大，相同時(shí)間內(nèi)吸熱量最多，該區(qū)域的溫度達(dá)到最低，故噴水速度55 m/s對流場的降溫效果最佳。
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