彈藥艙內發動機意外點火泄壓排氣的數值模擬

鄭衛東，武紅梅，王亞威

(1.海軍裝備部艦船辦公室，北京 100071；2.中國艦船研究設計中心，武漢 430064；3.哈爾濱工程大學，哈爾濱 150001)

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彈藥艙內發動機意外點火泄壓排氣的數值模擬

鄭衛東1，武紅梅2，王亞威3

(1.海軍裝備部艦船辦公室，北京 100071；2.中國艦船研究設計中心，武漢 430064；3.哈爾濱工程大學，哈爾濱 150001)

采用CFD方法對彈藥艙中固體火箭發動機意外點火后的燃氣流場進行數值模擬，分析意外點火的發動機質量流量、彈藥艙排氣面積等因素對艦船彈藥艙內壓力場、溫度場變化規律以及泄壓排氣口附近氣體流量和溫度的影響，揭示了導彈意外點火后，彈藥艙泄壓排氣過程中艙室壓力溫度變化規律，為彈藥艙的排氣裝置的設計提供設計參考。

火箭發動機；彈庫；泄壓；溫度；壓力

艦船彈庫中存放有數量不等的導彈，不同彈庫存放的導彈種類也不同，由于導彈自身帶有大量推進劑，存在意外點火的危險。當導彈意外點火時，會在極短時間內產生大量的高溫、高壓且高速的氣體，這種氣體若不及時從彈庫排出，會造成彈庫內部壓力升高，超過彈庫自身的耐壓值，發生物理爆炸，并且還會引發其他導彈發生爆炸和點火，嚴重威脅艦船其他艙室的安全。

針對艦船彈庫中導彈存在意外點火的危險因素，一般在彈庫頂部或側壁設有泄壓排氣裝置，當彈庫中的導彈意外點火、且艙室內壓力達到某閾值后，艦船彈庫安全系統會迅速打開泄壓排氣裝置，讓艙室內的高溫、高壓氣體排泄到大氣中，降低艙室內壓力。彈庫防爆抑爆系統的設計評估往往由于投資和風險巨大而不能進行真實充分的實驗驗證，所以能夠對彈庫防爆抑爆保障系統進行評估的CFD仿真技術得到了廣泛關注。比如針對艦載彈藥艙泄壓排氣理論進行研究，建立彈庫中導彈意外點火后的泄壓排氣數學模型[1-2]；使用FLUENT仿真軟件對導彈艙室固體火箭發動機意外點火的噴霧降溫過程進行數值模擬[3]。

考慮使用 FLUENT 仿真軟件對導彈艙室內固體火箭發動機意外點火的燃氣流場進行數值模擬，然后基于組分輸運模型對導彈艙室內的燃氣與溫度分布進行計算，揭示彈藥艙泄壓排氣的過程，通過改變發動機數量、彈藥艙排氣面積來分析相關因素對導彈艙室壓力溫度變化的影響。

1 數學模型

1.1 湍流模型

k-ε系列湍流模型包括標準(Standard)、RNG(renormalization group theory)以及Realizablek-ε模型，3種湍流模型均基于渦粘度概念與Boussinesq各向同性假設，湍流粘性系數(渦粘性系數)μt具有相同的形式，均針對湍流動能k和湍流動能耗散率ε構造輸運方程，輸運方程也具有相似的形式，其中標準k-ε湍流模型可表示為

(1)

(2)

1.2 組分輸運模型

組分輸運模型通過求解各組分的守恒方程來描述組分之間的混合與輸運結果。組分i的輸運守恒方程為

(3)

式中：等式左側第1項為時變項;第2項為對流項;右側第一項表示擴散項;Ri為組分i的化學反應產生速率;Si為源項對應的產生速率;Yi為組分i的質量分數。假設混合物中共有n種組分,則該模型需要求解n-1次組分輸運方程,最后一種組分的質量分數利用質量分數總和歸一的原則進行求取,即用一減去其他組分的質量分數即可。為了減少計算誤差,最后一種組分應該選為混合物中所占比重最大的一項。

(4)

式中：Di,m為組分i的質量擴散系數；μt為湍流粘度；Sc湍流施密特數,其默認值為0.7，DT,j為熱擴散系數,等式右側第1項表示層流濃度擴散與湍流濃度擴散之和,通常湍流濃度擴散值要顯著大于層流。

2 模擬條件

2.1 艙室模型及網格劃分

根據資料所提供的彈藥艙尺寸數據及發動機參數建立彈藥艙三維模型見圖1。

發動機放置在彈藥艙中部，距離彈藥艙地面0.75 m。2個排氣口相距4 m左右。排氣口外面增加外部環境計算區域。整個計算域采用六面體網格進行劃分，網格數量為180萬左右。計算網格如圖2。

2.2 邊界條件

給定發動機噴管入口為質量流量入口邊界條件，外部環境邊界設置為壓力出口，艙室壁面設置為無滑移絕熱壁面，設置發動機燃氣為單一組分氣體。

入口參數。發動機的質量流量入口參數按照發動機質量流量曲線給定，設置入口溫度2 400 K，設置燃氣組分與空氣組分的比為1∶0。

出口參數。設置出口壓力為一個標準大氣壓100 kPa，出口溫度為300 k，燃氣組分與空氣組分的比為0∶1。

當排氣蓋兩側的壓差達到設定的警戒值時，排氣蓋的邊界條件由壁面邊界條件轉化為流體內部邊界條件，以模擬排氣蓋打開的過程。

2.3 假設條件

1)由于發動機中具體燃氣的組分與比例未知，所以將發動機燃氣假設為單一均質可壓縮氣體進行計算，并用fxf表示，忽略燃氣中的顆粒相流動，以及發動機燃氣中可能出現的二次燃燒現象。

2)假設艙室所有壁面均為無厚度絕熱壁面，不考慮壁面傳熱帶來的影響。

3)假設排氣蓋打開是瞬時的，不考慮打開的過程。

3 模擬結果與分析

3.1 艙室泄壓口關閉狀態模擬結果

3.1.1 假設單發導彈意外點火

為揭示彈藥艙排氣蓋的重要作用，先對艙室泄壓口封閉狀態時，導彈發動機意外點火的工況進行模擬。

單發動機意外點火無泄壓口，泄壓口1和泄壓口2處超壓值(即表壓)隨時間的變化見圖3。彈藥艙內超壓超過警戒值時，泄壓口自動打開。在發動機意外點火后，彈藥艙壓力開始升高，隨著發動機流量的增加，艙室壓力上升速度也加快。發動機流量恒定后，艙室壓力上升速度也變為定值。彈藥艙頂部的2處排氣口的壓力完全重合，說明彈藥艙內部壓力均勻，整個艙室的壓力平衡過程是瞬時完成的，所以泄壓口處的壓力也是艙室內部的均壓。在點火后0.090 5 s艙內超壓即達到警戒值，超過警戒壓力后隨著發動機工作彈藥艙壓力繼續升高，接近發動機工作尾段時，壓力上升速率減小，這與發動機流量曲線中的下降段相對應。發動機工作結束后，艙室的氣量停止增加，彈藥艙壓力保持恒定。

彈藥艙過發動機1所在位置的縱向截面處的不同時刻燃氣質量分數見圖4，發動機燃氣進入艙室后迅速與艙室內原有冷空氣摻混，摻混后燃氣所占質量分數迅速降低。以質量分數1%作為燃氣蔓延前鋒，可以看到不同時刻燃氣在彈藥艙內的蔓延裝填，逐漸充滿整個彈藥艙內的空間。當發動機工作到0.58 s時，發動機工作結束，因此從t=0.58 s時的云圖看到，發動機內燃氣以及基本釋放完畢，t=0.6 s之后，發動機內燃氣質量分數已經同周圍相一致，艙室各處燃氣與空氣比例均衡。

圖5所示為過發動機1縱截面處不同時刻燃氣溫度云圖，從各時刻溫度云圖同樣可以看到發動機燃氣在彈藥艙內蔓延。發動機燃氣在與空氣摻混后溫度急劇下降，僅在發動機的羽流區有較高的溫度。在發動機工作結束后，艙室各處的溫度逐漸平衡。兩組圖的對比可以觀察出彈藥艙內發動機燃氣的質量分數擴散過程與溫度的擴散過程有明顯的一致性。

3.1.2 假設2發導彈意外點火

圖6中虛線為2發導彈意外點火時彈藥艙內超壓變化。由圖2可見，由于進入艙室的燃氣質量流量增加1倍，2發發動機意外點火艙室超壓值增長明顯大于1發發動機意外點火的情況，發動機意外點火后0.055 s即超過警戒壓力，隨即壓力繼續升高，直到發動機工作結束時，彈藥艙壓力保持平衡，結束時彈藥艙最高超壓約110 kPa，約為單發動機意外點火時最高超壓的2倍。

3.2 不同彈藥艙泄壓面積的模擬結果

為揭示不同的排氣面積對彈藥艙泄壓排氣的影響規律，模擬在1發發動機意外點火的情況下，分別打開彈藥艙的1個泄壓口和打開2個泄壓口2種工況下，艙室的狀態變化。圖7所示為在單發發動機意外的情況下，艙室封閉，打開1個和2個泄壓口3種工況下，艙室的超壓變化曲線。

由圖7可見，泄壓口的打開對于艙室壓力的降低十分顯著。在打開1個泄壓口的工況下，打開泄壓口后，彈藥艙的壓力雖仍在增長，但其增長速度明顯降低，在發動機工作后期即發動機的質量流量開始下降時，彈藥艙的壓力達到最大值，隨后便開始下降。

從圖7中超壓曲線下降段的斜率逐漸變小可以看出彈藥艙的壓力下降速度逐漸變小。原因為彈藥艙壓力達到最大值時，艙室內外壓差較大，故排氣速度較快，隨著艙室壓力的下降，內外壓差變小，故排氣速度也變小，進而導致艙室壓力下降速度減小。在打開2個泄壓口的工況下，彈藥艙的壓力增長速度幾乎為0，艙室壓力近似為恒定值，說明在這種壓力下，通過泄壓口排出的氣體體積流量與發動機燃氣的體積流量相同。在發動機流量開始下降后，艙室壓力也開始下降。艙室壓力下降規律與打開1個泄壓口的工況相同。觀察打開1個泄壓口與打開2個泄壓口的工況艙室壓力曲線，對比發現，打開1個泄壓口的工況下，艙室所達到的最大超壓值近似為打開2個泄壓口工況下艙室所達到的最大超壓值的2倍。說明在發動機意外點火的情況下，彈藥艙的壓力上升幅度與艙室泄壓口的面積成負相關。

圖8與圖9分別為在1發發動機意外點火，打開2個泄壓口的情況下，通過2個泄壓口的氣體質量流量，與通過泄壓口氣體的溫度變化曲線。從通過泄壓口的氣體質量流量變化曲線可以看出，由于模擬中未考慮排氣蓋的打開過程，在泄壓口打開后，艙室內氣體迅速向外排出，通過泄壓口的氣體質量流量在極短的時間內達到25 kg/s，之后則變化緩慢，并在彈藥艙壓力下降時，開始迅速下降。而通過泄壓口的氣體溫度在泄壓口打開后則呈緩慢上升的態勢，且氣體的溫度由上升轉為下降的時間也滯后于發動機工作結束時間。前面的分析表明，艙室氣體的溫度上升隨著發動機燃氣的蔓延緩慢擴散，呈現較大的非均勻性。在泄壓口打開初期，艙室內泄壓口附近的氣體溫度仍較低，通過泄壓口排出的氣體溫度亦較低，隨著氣體的排出及艙室內燃氣的比例的上升，發動機燃氣也隨之排出，氣體的溫度則越來越高。由2個泄壓口通過氣體的質量流量與氣體溫度變化曲線明顯不同可看出，艙室泄壓口的位置對彈藥艙泄壓排氣也有影響。

此外，由圖8可以看出發動機的燃氣質量流量遠小于通過排氣蓋的氣體質量流量。原因為高溫燃氣密度小，進入艙室后帶來大量熱量，使得艙室整體溫度升高，從而導致艙室內氣體膨脹密度降低，大量氣體由于壓差作用被排出艙室。

3.3 發動機意外點火數量對彈藥艙泄壓的影響

為揭示不同的發動機流量對彈藥艙泄壓排氣的影響規律，模擬在打開2個泄壓口的情況下，設置2發發動機意外點火的工況，并與放置1發發動機意外點火的工況對比，其艙室壓力變化曲線如圖10。

2發發動機意外點火的工況下，其艙室壓力曲線變化趨勢與1發發動機意外點火的工況相同，只是壓力上升與下降的速度更快，所達到的最大壓力也更大。說明在彈藥艙泄壓口面積不變的情況下，艙室壓力變化速度及壓力最大值與發動機質量流量成正相關。

4 結論

1)在艙室封閉的情況下，艙室超壓值增速與發動機質量流量成正相關，意外點火的發動機數量越多，超壓值越大，艙室平均溫度越高。

2)發動機意外點火時，艙室各處的壓力迅速平衡，而溫度則隨著發動機燃氣逐漸蔓延至艙室各個角落，分布逐漸變得均勻。

3)彈藥艙的泄壓速度與泄壓口的面積呈正相關，艙室的最大超壓值與泄壓口的面積呈負相關，與發動機質量流量呈正相關。

4)彈藥艙泄壓口流出氣體的質量流量要大于發動機燃氣的質量流量，且不同泄壓口處的氣體狀態受到泄壓口的相對位置與發動機的放置位置的影響。

[1] 李士軍,賈空軍,周永存,等.艦載導彈庫泄壓排氣理論[J].艦船科學技術,2015,37(4):227-231.

[2] 張起,李士軍,周永存,等.艦載導彈意外點火時艙室內噴灑抑制的影響研究[J].艦船科學技術,2015,37(8):193-197.

[3] 賴孝君,熊言義,王革,等.導彈艙室發動機意外點火噴霧降溫數值研究[J].中國艦船研究,2013,8(6):101-108.

[4] 卞云龍.抑制劑及噴注參數對導彈艙室燃氣流場的影響研究[M].哈爾濱：哈爾濱工程大學,2013.

[5] 賴孝君,卞云龍,王革,等.HALON1301抑制劑對導彈艙室燃氣流場的影響[J].艦船科學技術,2013,35(12):126-131.

[6] 那旭東.基于FLUENT軟件的導彈意外點火情況下艙室維護仿真平臺開發[M].哈爾濱：哈爾濱工程大學,2013.

[7] 董受全.艦載武器彈藥貯庫安全性設計研究[J].艦船科學技術，2001(5)：33-35.

[8] 陸永紅，鐘生新.設計艦載導彈彈庫時應考慮的安全問題[J].艦船科學技術，2004，26(2)：34-36.

Numerical Simulation of the Exhaust Process in Case of Blast-off of the Rocket Motor in a Magazine

ZHENG Wei-dong1, WU Hong-mei2, WANG Ya-wei3

(1.Ship Office of Naval Department of PLAN, Beijing 100071, China;2.China Ship Development and Design Center, Wuhan 430064, China;3.Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

With CFD method the gas flow field in the magazine in case of the blast-off of rocket motor was simulated numerically. The influence of the number of the solid rocket motor and the exhaust area of the magazine to the pressure and temperature of the naval ammunition depot was analyzed. After the accidental ignition of the missile, the variation laws of pressure and temperature in the cabin during the process, and the mass flow and the temperature of the exhaust vent were studied. The results can be provided for the magazine safety design.

rocket motor; magazine; exhaust process; temperature; pressure

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.03.006

2017-03-07

鄭衛東(1965—)，男，學士，高級工程師

研究方向：船舶保障，學士，高級工程師

u698

A

1671-7953(2017)03-0026-05

修回日期：2017-03-27