燃氣蒸汽式彈射內彈道研究

顏 鳳，史少巖，姜 毅

(1. 武漢第二船舶設計研究所，湖北 武漢 430064；2. 北京理工大學，北京 100081)

燃氣蒸汽式彈射內彈道研究

顏 鳳1，史少巖2，姜 毅2

(1. 武漢第二船舶設計研究所，湖北 武漢 430064；2. 北京理工大學，北京 100081)

燃氣-蒸汽式彈射方式以其結構簡單、溫度適中、壓力輸出平穩(wěn)等優(yōu)點，被越來越廣泛地應用到水下運載器的發(fā)射系統(tǒng)中，深入研究燃氣-蒸汽式彈射裝置的內流場對彈射裝置的設計、改進具有重要意義。本文通過采用 3 種不同仿真模型對燃氣-蒸汽式彈射內彈道進行計算，結果表明：對流場進行仿真計算時應同時引入汽化模型和組分輸運模型，其仿真結果與實際情況更為相符。汽化模型對流場溫度的影響比對壓力和速度的影響更為明顯。研究成果可為燃氣-蒸汽式彈射裝置的設計與改進提供理論支撐。

彈射；兩相流；汽化模型；組分輸運模型

0 引 言

不依靠自身動力系統(tǒng)，通過外加動力將運載器進行發(fā)射的方式稱為彈射，也叫冷發(fā)射[1]。采用彈射技術后，運載器在自身動力啟動前就已經(jīng)獲得了一定的初速度，故在裝藥量相同的條件下，增加了運載器的航程；或在不改變水下運載器航程的情況下，提高運載能力[2]。目前的彈射方式主要有炮式、液壓式、壓縮空氣式、液壓-氣動式、燃氣式、燃氣-蒸汽式和電磁式等[3]。在諸多的彈射方式中，燃氣-蒸汽式彈射以其結構簡單可靠而備受青睞，運載體離筒過程中，筒內溫度適中、壓強及加速度變化平穩(wěn)、加速快、能量輸出可調，各內彈道參數(shù)均比較理想，應用廣泛。

燃氣-蒸汽式彈射的工作過程為：點火后，從燃氣發(fā)生器噴管噴出的高溫高速燃氣流與冷卻器內的冷卻介質（通常為液態(tài)水）進行充分的熱交換，形成混合蒸汽，使燃氣溫度降到允許的溫度，后進入初容室，推動運載器運動[2]。在運載器運動過程中，筒內的流場變化極其復雜，除燃氣自身的流動外，燃氣還將使冷卻水劇烈汽化產(chǎn)生水蒸氣，并通過壓差將冷卻水和水蒸氣推入初容室內。因此，燃氣-蒸汽彈射的發(fā)射過程是一個包含復雜的傳熱、傳質現(xiàn)象的多相流過程。

燃氣發(fā)生器產(chǎn)生的燃氣溫度通常在 2 000 K 以上，如果彈射裝置設計不當，則可能導致冷卻水汽化不完全，高溫氣體將對運載器或裝置造成沖擊燒蝕，導致裝置故障或引發(fā)事故。因此，有必要對彈射裝置內流場進行深入研究，為彈射裝置的設計和改進提供理論指導。

1 數(shù)學建模

1.1 物理模型

燃氣-蒸汽式彈射裝置的物理模型如圖 1 所示，由噴管、水室、初容室、運載器（底部）所組成。圖示位置為初始位置，由于物理模型的軸對稱性，本文采用二維軸對稱建模，右邊界為軸對稱邊界，下邊界為壓力入口邊界，其余邊界為壁面邊界，采用無滑移絕熱壁面邊界條件，近壁面湍流計算采用標準壁面函數(shù)模型。此外運載器底部為運動邊界，結合動網(wǎng)格技術實現(xiàn)計算域的變形，整個計算域為運載器底部向上運動至筒口。

1.2 汽化模型

1.2.1 水的汽化過程

假設有 1 kg 水，其初始溫度為 tl，比容為 vl。對水加熱，使之變?yōu)檫^熱蒸汽，則全部過程可分為 3 個階段[4]，如下面的溫-熵圖所示（圖 2 中 b 點參數(shù)用“'”表示，c 點參數(shù)用“"”表示）。

1）定壓加熱階段

這一階段如圖中 a–b 所示，其目的是將處于狀態(tài) a的未飽和水加熱至飽和狀態(tài) b，在這一過程中，溫度由初溫升至 b 點的沸騰溫度 ts，比容略有增加，所需的熱量為：

在此過程中比容變化可忽略不計，故

2）水的定壓汽化階段

對 b 點飽和水繼續(xù)加熱，水開始沸騰汽化。汽化過程中，水蒸氣與水的溫度、壓力均保持不變，但飽和水和飽和蒸汽二者所組成的混合物（稱為濕蒸汽）的比容迅速增加。當水完全變?yōu)樗魵鈺r，汽化過程結束。此時蒸汽不再含有飽和水，稱此時的蒸汽為干飽和蒸汽。由飽和水 b 變?yōu)楦娠柡驼羝?c 的過程由圖中的 b–c 線所示。顯然 b–c 線既是等壓線又是等溫線，但含飽和蒸汽的質量不同。為了確定濕蒸汽的狀態(tài)，除了要知道飽和溫度 ts（或飽和壓力 ps）外，還需知道另一個參數(shù)——干度 x，即在飽和狀態(tài)下，飽和汽占飽和水和飽和汽總和的百分數(shù)。

定壓汽化過程中所需的熱叫做汽化潛熱，若干蒸汽狀態(tài)用“"”表示，則過程中的能量轉換過程的汽化潛熱應為：

3）定壓過熱階段

對于干飽和蒸汽 c 繼續(xù)加熱，則干蒸汽的溫度升高。將溫度高于該壓力下飽和溫度的蒸汽稱為過熱蒸汽。過熱蒸汽的溫度與同壓下的飽和溫度之差稱為過熱度。定壓過熱過程由圖中的 c–d 線表示，該階段所需之熱量用 q 表示，則有：

式中Cp為平均定壓比熱。

綜合考慮上述 3 式，則若有 1 kg 水變成溫度為 t的過熱水蒸氣，在此過程中所吸收的熱量為：

1.2.2 計算模型

發(fā)射過程中，高溫高壓的燃氣沖破水膜，并從噴管進入水室，由于燃氣的溫度很高，在燃氣和冷卻水的交界面上會產(chǎn)生劇烈的汽化效應。計算時對計算區(qū)域中的每一個網(wǎng)格內的氣相和液相流體進行求解，當液態(tài)水的溫度高于飽和溫度時，液態(tài)水吸收熱量汽化為水蒸氣；當水蒸氣的溫度低于或等于飽和溫度時，水蒸氣凝結為液態(tài)水。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：

液態(tài)水汽化公式為

水蒸汽凝結公式為

某一網(wǎng)格內液態(tài)水的凈汽化率為：

水汽化造成的能量變化為：

式中：sh為水汽化吸收的能量或水蒸汽凝結釋放的能量；當為正，表示當前網(wǎng)格內總體表現(xiàn)為液態(tài)水汽化吸熱，流場能量降低，sh為負；反之當為負，表示當前網(wǎng)格內總體表現(xiàn)為水蒸氣凝結放熱，流場能量升高，sh為正； ΔH 為飽和水的汽化潛熱，根據(jù)當?shù)貕毫Σ轱柡退c和飽和蒸汽表得到。流場仿真過程中，通過添加源項的方法將上面兩式耦合到多相流場計算中去。

1.2.3 水蒸氣的狀態(tài)方程

在彈射過程中，流場中除燃氣外，還存在液態(tài)水汽化而來的水蒸汽以及初始時刻的少量空氣。當壓力小于 20 MPa、溫度大于 1 400 K 時，可將燃氣和空氣作理想氣體處理，但由于汽化而來的水蒸汽離液態(tài)不遠，將其簡化為理想氣體具有一定偏差，在此有必要將水蒸汽作真實氣體考慮，并對其應用真實氣體狀態(tài)方程。

對水蒸汽應用Soave-Redlich-Kwong真實氣體模型[5–7]：

其中：

1.3 組分輸運模型

組分輸運模型中第 i 組分的守恒方程為：

式中 Yi為組分 i 的質量分數(shù)。若總的組分數(shù)為 N，則

通過求解前 N–1 種組分的守恒方程，則第 N 種組分的質量分數(shù)可由上式得出。

將組分輸運守恒方程應用于多相流模型中時，對q 相的第 i 種組分，其守恒方程變?yōu)椋?/p>

式中： αq為 q 相的體積分數(shù)；qjpi為由 q 相第 j 組分到 p 相第 i 組分的質量轉移源項；piqj依次類推。

2 仿真方法

2.1 仿真工況

本文采用 3 種仿真模型對燃氣-蒸汽式彈射內彈道進行了計算分析， 3 種計算工況如表 1 所示。工況 1不考慮汽化效應，即假設冷卻水不發(fā)生汽化，僅靠吸熱提高自身溫度給流場降溫，因此工況 1 中氣相可作為一種理想氣體[8]處理，其物性參數(shù)取燃氣的平均參數(shù)，由表 2 中的各組分加權平均得到；工況 2 在工況1 的基礎上加入汽化模型，但氣相的處理方式不變，即工況 2 中液相的冷卻水經(jīng)汽化轉化為氣相混合氣體，混合氣體的物性參數(shù)取燃氣的平均參數(shù)；工況 3在工況 2 的基礎上引入組分輸運模型，將氣相作為燃氣、空氣和水蒸氣 3 種組分的混合氣體，液相的冷卻水經(jīng)汽化轉化為氣相中的水蒸氣組分。

表 1 計算工況說明Tab. 1 Calculation conditions

表 2 燃氣組分表Tab. 2 Gas component

2.2 初始條件

仿真起始時刻由噴管破膜時刻開始，筒中的預充壓力為 1 個大氣壓，即 101 325 Pa，溫度 300 K；圖 3為初始時刻流場中氣液兩相的分布圖，冷卻水集中放置于水室。氣體為發(fā)射筒的預充氣體，工況 1 和工況2 中該氣體為應用燃氣物性參數(shù)的理想混合氣體；工況 3 中該氣體為空氣，且初始時刻流場中不含燃氣和水蒸氣，仿真開始后燃氣由噴管入口進入流場，水蒸氣為由發(fā)射過程中的冷卻水汽化得到。

3 仿真結果與分析

運載器出筒距離為 L0，即當運動壁面（運載器底部）向筒口方向運動 L0后仿真結束。本文通過對 3 種工況下的內彈道過程進行比較，從而對 3 種仿真模型進行分析對比。圖 4 為運載器位移曲線，工況 1 與工況 3 中運載器分別于 t1，t3時刻離筒，而工況 2 在燃燒室的推進劑燃燒結束時刻（t2）位移僅為 L2（L2＜L0），表明運載器在 t2時刻并未離筒。該彈射裝置的設計工作 t0與 t1，t3較為接近，說明工況 1 與工況 3的計算模型與實際較為相符，而工況 2 的仿真結果誤差較大，說明在仿真計算時僅引入汽化模型，而不同時使用組分輸運模型，將會造成仿真結果誤差較大。

圖 5 為 3 種工況下液態(tài)冷卻水的質量變化曲線。由圖可知，工況 1 未加入汽化模型，所以仿真過程中的液態(tài)冷卻水質量不變。工況 2 的液態(tài)水汽化速度較慢，汽化率約 20%。工況 3 汽化率達到了 88%，汽化效果較好。

工況 2 中的汽化速度和汽化率明顯小于工況 3，由汽化模型中水的汽化速率方程可知，發(fā)生液態(tài)水的汽化現(xiàn)象時，網(wǎng)格內液態(tài)水的體積分數(shù)越高、溫度越高，則汽化速率越快。工況 2 和工況 3 在 t′時刻的冷卻水體積分數(shù)分布圖和溫度分布圖如圖 6和圖7 所示。從圖中可看出，兩者的冷卻水體積分數(shù)相當，而工況3 的高溫區(qū)明顯比工況 2 范圍大，因此工況 3 的汽化速率更大。

工況 3 在 t"時刻的燃氣和水蒸氣的體積分數(shù)分布圖如圖 8 和圖 9 所示。從圖中可看出，水蒸氣主要分布于冷卻水以及冷卻水與燃氣交界面處，即汽化產(chǎn)生的水蒸氣充當了燃氣和冷卻水的傳熱媒介，而水蒸氣的導熱系數(shù)較燃氣高，因此工況 3 中冷卻水獲得的能量更多，汽化速率更大。

工況 2 與工況 3 的區(qū)別在于工況 3 使用了組分輸運模型，計算中考慮水蒸氣與燃氣、空氣性質的差異，將水蒸氣單獨作為氣相的一種組分，仿真結果證明工況 3 的計算模型與實際更為相符。

表 3 為 3 種工況下部分參數(shù)的仿真結果。對比工況 1 和工況 3，考慮汽化效應后，運載器底部的最大平均壓力升高了 14.3%，最大平均溫度降低了 16.5%，筒內最大平均溫度則降低了 52.2%，而離筒速度則僅僅提高了 4.4%，離筒時間降低了 6.1%，這說明增加汽化效應后的仿真流場對壓力有一定影響，但相對較小，所以能夠得到比較相近的位移曲線，但對溫度的影響很大，而溫度是燃氣-蒸汽式彈射裝置的一個重要指標，所以在進行仿真時必須要考慮汽化效應。工況2 中運載未能離筒，且壓力、溫度、冷卻水汽化率都與工況 1、工況 3 偏差均較大，仿真結果誤差較大，說明使用汽化模型時，必須結合使用組分輸運模型，考慮水蒸氣與燃氣、空氣性質的差異，將水蒸氣單獨作為氣相的一種組分進行處理，否則造成的仿真結果失真。

表 3 仿真結果對比Tab. 3 Comparison of simulation results

4 結 語

本文對燃氣-蒸汽式彈射內彈道采用 3 種仿真模型進行計算，并以工況 3 的仿真結果為基礎，深入研究了彈射過程中氣液兩相流的變化過程，仿真結果表明：

1）對燃氣-蒸汽式彈射裝置進行流場仿真計算時應考慮汽化效應的影響，汽化效應對流場的溫度較壓力、速度的影響更明顯。

2）由于水蒸氣與燃氣、空氣的物理性質差異較大，在兩相流模型中耦合汽化模型時，需同時引入組分輸運模型，否則仿真結果誤差較大。

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Research on interior ballistic of gas-steam ejection

YAN Feng1, SHI Shao-yan2, JIANG Yi2
(1. Wuhan Second Ship Design and Research Institute, Wuhan 430064, China; 2. Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China)

Gas-steam ejection with its simple structure, the advantages of moderate temperature and steady pressure output, is widely applied to underwater vehicle emission systems. Study of gas-steam ejection device flow field is of great significance in device design and improvement. By using three different simulation models of gas-steam catapult interior ballistics calculation shows: flow field simulation should be carried out at the same time introducing vaporization model and component transport model, which is more consistent with the actual situation. The influence of temperature on the vaporization model for flow field is more obvious than that of pressure and velocity. The simulation results can be used for gassteam-catapult design and provide theoretical support for device improvement.

ejection；two-phase flow；vaporization model；component transport model

TJ762

A

1672–7619(2017)03–0118–05

10.3404/j.issn.1672–7619.2017.03.024

2016–07–19；

2016–08–08

顏鳳(1987–)，女，工程師，主要從事船舶武器總體技術研究。