燃?xì)?蒸汽彈射氣液兩相流場(chǎng)流動(dòng)耦合特性研究①

王 凱,茍金瀾,樂(lè)貴高*,李仁鳳,劉紀(jì)偉

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,南京 210094;2.武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所,武漢 430064;3.鄭州航空工業(yè)管理學(xué)院 航空工程學(xué)院,鄭州 450046)

0 引言

導(dǎo)彈依靠外部動(dòng)力獲取一定初始速度的發(fā)射方式稱(chēng)為冷發(fā)射,相比于熱發(fā)射技術(shù),冷發(fā)射能增加導(dǎo)彈的射程,提升導(dǎo)彈的運(yùn)載能力,在眾多冷發(fā)射技術(shù)中,燃?xì)?蒸汽彈射因其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單可靠而備受青睞。燃?xì)?蒸汽彈射裝置主要由燃?xì)獍l(fā)生裝置和冷卻裝置兩大部分組成,是一種極具代表性的大深度水下冷發(fā)射技術(shù),該技術(shù)以高溫燃?xì)夂推恼羝鳛榕蛎洑怏w來(lái)產(chǎn)生推力,內(nèi)彈道壓力變化平穩(wěn),能量利用率高,不僅降低了燃?xì)馍淞鲗?duì)動(dòng)力裝置和彈體的燒蝕,而且還可通過(guò)能量調(diào)節(jié)裝置實(shí)現(xiàn)變深度發(fā)射[1-3]。

目前,國(guó)內(nèi)外針對(duì)燃?xì)?蒸汽彈射技術(shù)的研究方向主要集中在內(nèi)彈道流場(chǎng)特性和水下出筒階段的彈道特性。EDQUIST等[4]首先建立了燃?xì)?蒸汽彈射的內(nèi)彈道數(shù)學(xué)模型,全面分析了導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)特性,研究了水和甲醇作為冷卻液對(duì)燃?xì)馍淞鞯慕禍亟祲盒Ч挠绊?。HENRY[5]研究了抱閘式噴水控制機(jī)構(gòu)在燃?xì)?蒸汽彈射系統(tǒng)中對(duì)能量的調(diào)節(jié)作用,通過(guò)增加閘瓦實(shí)現(xiàn)不同孔徑、形狀噴水孔的組合,可根據(jù)不同的發(fā)射深度調(diào)用不同的組合方案。KIM等[6]研究了冷卻劑噴射條件變化時(shí)彈射系統(tǒng)冷卻效率及運(yùn)載火箭彈射性能的變化,結(jié)果表明噴口個(gè)數(shù)的增加比冷卻劑流量的增加對(duì)冷卻效果更好。ZAHID等[7]針對(duì)導(dǎo)彈質(zhì)量、彈頭形狀和發(fā)射深度改變時(shí)所需的發(fā)射壓力展開(kāi)了數(shù)值模擬,結(jié)果表明隨著不同參數(shù)的變化,為了達(dá)到相同的出口速度,壓力要求呈非線性關(guān)系。陳奇飛等[8]研究了燃?xì)饬髦泄腆w顆粒直徑對(duì)彎管的影響,結(jié)果表明顆粒直徑越大,彎管的塑性應(yīng)變會(huì)先增大后減小,其局部疲勞壽命先降后升。劉伯偉等[9]研究了汽化效應(yīng)對(duì)燃?xì)?蒸汽彈射的影響,數(shù)值模擬結(jié)果表明考慮汽化效應(yīng)比只考慮水的熱傳導(dǎo)更能大幅降低流場(chǎng)的溫度。胡曉磊等[10-11]對(duì)有無(wú)噴水裝置以及汽化機(jī)理展開(kāi)了研究,結(jié)果表明噴水能降低冷卻器出口的溫度和壓強(qiáng),且汽化主要發(fā)生在彎管和水室上方。李仁鳳等[12-13]研究了彎管進(jìn)氣角和兩級(jí)噴管喉徑比對(duì)燃?xì)?蒸汽彈射內(nèi)部流場(chǎng)和內(nèi)彈道運(yùn)動(dòng)特性的影響,為彈射裝置的設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)。張仁軍等[14]研究了逐漸注水和集中注水兩種方式對(duì)發(fā)射筒內(nèi)部工質(zhì)氣體的狀態(tài)和導(dǎo)彈內(nèi)彈道運(yùn)動(dòng)規(guī)律的影響。祁曉斌等[15]對(duì)導(dǎo)彈出筒時(shí)彈尾燃?xì)饪张莸陌l(fā)展形態(tài)展開(kāi)了研究,結(jié)果表明彈尾空泡的膨脹-頸縮的程度越大,流場(chǎng)結(jié)構(gòu)越復(fù)雜,發(fā)射平臺(tái)受到的壓強(qiáng)脈動(dòng)越大。上述研究主要是注水對(duì)燃?xì)?蒸汽彈射裝置內(nèi)流場(chǎng)的降溫減壓效果以及結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的影響。而燃?xì)?蒸汽彈射裝置中的動(dòng)力彎管是液態(tài)水汽化以及受燃?xì)馍淞骱图げ_擊最劇烈的部位,但目前對(duì)于動(dòng)力彎管處氣液兩相流場(chǎng)特性的研究較少。

本文采用Mixture多相流模型和PISO數(shù)值算法結(jié)合RNGk-ε湍流模型對(duì)燃?xì)?蒸汽彈射的內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行模擬,通過(guò)組分輸運(yùn)方程和自定義汽化凝結(jié)程序,來(lái)模擬液態(tài)水汽化凝結(jié)過(guò)程中的傳質(zhì)傳熱效應(yīng),結(jié)合動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)模擬導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)過(guò)程。重點(diǎn)研究動(dòng)力彎管中復(fù)雜波系的形成機(jī)理以及與氣液兩相流場(chǎng)的流動(dòng)特性和耦合特性,最后分析了總噴水孔面積不變時(shí),噴水孔直徑的改變對(duì)氣液兩相流場(chǎng)的影響。

1 物理模型與計(jì)算模型

1.1 物理模型

如圖1所示,燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生大量的高溫燃?xì)?經(jīng)一級(jí)噴管加速后進(jìn)入導(dǎo)流管,部分燃?xì)饬魍ㄟ^(guò)分流管進(jìn)入冷卻水室,從而在噴水管兩側(cè)建立壓強(qiáng)差將水噴出,同時(shí)水蒸氣和燃?xì)鈺?huì)膨脹做功推動(dòng)導(dǎo)彈尾罩向上運(yùn)動(dòng)[16]。本模型液態(tài)水總質(zhì)量為68 kg,噴水管上的噴水孔為圓柱體結(jié)構(gòu),噴水角度為90°,噴水孔直徑為7 mm,噴管上共有5排噴水孔,每排有24個(gè)噴水孔,注水規(guī)律為連續(xù)噴水方式,動(dòng)力彎管與發(fā)射筒軸線的夾角為60°。

1.2 網(wǎng)格劃分與邊界條件

如圖2所示,由于彈射裝置的零件多且結(jié)構(gòu)復(fù)雜,綜合考慮數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性和經(jīng)濟(jì)性,采用分塊網(wǎng)格劃分策略實(shí)現(xiàn)六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的劃分。為了更好地捕捉噴水管和彎管處氣液兩相流場(chǎng)的狀態(tài),特別對(duì)噴水孔與彎管處的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。

一級(jí)噴管處采用滯止總壓入口條件,入口總溫為3200 K,入口總壓通過(guò)自定義線性插值函數(shù)輸入,總壓曲線如圖3所示。導(dǎo)彈質(zhì)量為5500 kg,發(fā)射深度為水下25 m,初始溫度為300 K,發(fā)射筒內(nèi)部絕對(duì)壓強(qiáng)為355 kPa,略大于水壓與大氣壓之和;導(dǎo)彈尾罩設(shè)置為動(dòng)網(wǎng)格,更新方法為動(dòng)態(tài)分層法,通過(guò)尾罩的運(yùn)動(dòng)來(lái)反映導(dǎo)彈的內(nèi)彈道狀態(tài)。

1.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

流場(chǎng)在離散化的過(guò)程中,合適的網(wǎng)格劃分策略和尺寸既能節(jié)省計(jì)算時(shí)間和計(jì)算資源,又能使數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性與可靠性大幅提高。本文分別建立網(wǎng)格數(shù)量為750 000、1500 000、3000 000的三種模型,通過(guò)采取單因素分析法,以發(fā)射筒內(nèi)的平均壓強(qiáng)變化曲線作為評(píng)價(jià)網(wǎng)格質(zhì)量的標(biāo)準(zhǔn)。如圖4所示,網(wǎng)格數(shù)為 750 000和3000 000模型的壓強(qiáng)曲線的走勢(shì)偏差較大,其壓強(qiáng)峰值誤差高達(dá)15.2%;網(wǎng)格數(shù)為1500 000和3000 000模型的壓強(qiáng)曲線基本貼合,壓強(qiáng)峰值誤差僅為3.5%,滿足計(jì)算精度要求。通過(guò)綜合考慮決定采用網(wǎng)格數(shù)量為1500 000的模型。

2 數(shù)值計(jì)算方法

2.1 控制方程

針對(duì)燃?xì)?蒸汽彈射裝置中燃?xì)饬髋c冷卻水摻混過(guò)程中發(fā)生的汽化冷凝現(xiàn)象,本文基于Mixture多相流模型建立氣液兩相流場(chǎng)的控制方程[17-18]。

2.1.1 連續(xù)方程

(1)

式中ρm為混合相的平均密度;νm為混合相的平均速度矢量;Sm為混合相的總質(zhì)量源項(xiàng)。

2.1.2 動(dòng)量方程

(2)

式中νm_i為混合相的平均速度νm在方向i上的分量;p、xi分別是離散單元體內(nèi)壓力和在方向i上的坐標(biāo)分量;φk、ρk分別是第k相物質(zhì)的體積分?jǐn)?shù)和密度;gi為重力加速度在方向i上的分量;νdr_k_i為第k相的遷移速度在方向i上的分量;Fi為動(dòng)量源項(xiàng)在方向i上的分量。

2.1.3 能量方程

(keffT)+Se

(3)

2.2 水汽轉(zhuǎn)換模型

高溫燃?xì)饬髟诮?jīng)過(guò)噴水管和冷卻水室時(shí),會(huì)與液態(tài)水發(fā)生激烈的摻混形成混合相,當(dāng)混合相的溫度高于水的飽和溫度時(shí),水會(huì)吸熱汽化;當(dāng)混合相的溫度低于水的飽和溫度時(shí),蒸汽會(huì)放熱凝結(jié)[19]。式(4)和(5)分別為汽化方程和蒸汽凝結(jié)方程:

(4)

(5)

3 數(shù)值模型驗(yàn)證

采用Mixture多相流模型和自定義氣液轉(zhuǎn)化模型模擬文獻(xiàn)[20]中的發(fā)動(dòng)機(jī)尾焰注水降溫試驗(yàn)。如圖5(a)所示,在發(fā)動(dòng)機(jī)噴口下對(duì)稱(chēng)布置2個(gè)噴水管,水射流與燃?xì)馍淞鞯膴A角為60°,噴水管正下方的試驗(yàn)臺(tái)上布置有4個(gè)溫度監(jiān)測(cè)點(diǎn),監(jiān)測(cè)點(diǎn)A距軸心0.2 m,AB、BC和CD的間距為0.1 m。計(jì)算模型的尺寸和邊界條件設(shè)置與文獻(xiàn)保持一致。如圖5(b)所示,由于該試驗(yàn)的燃?xì)馍淞髁鲌?chǎng)具有對(duì)稱(chēng)性,故選取1/4模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,以六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分模型,網(wǎng)格數(shù)量為1300 000,最小網(wǎng)格尺寸為0.526 mm,對(duì)燃?xì)馍淞鞯闹髁鲄^(qū)域以及噴水管處的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。

表1為監(jiān)測(cè)點(diǎn)的數(shù)值模擬溫度和試驗(yàn)監(jiān)測(cè)溫度對(duì)比,可見(jiàn)試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果誤差的絕對(duì)值控制在8%以內(nèi),圖6為高速相機(jī)拍攝的圖像和數(shù)值模擬的溫度云圖,燃?xì)馍淞髯⑺鲌?chǎng)的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的外觀流型和波系結(jié)構(gòu)都極其相似,進(jìn)一步驗(yàn)證了本文數(shù)值模型的準(zhǔn)確性與可靠性。

4 數(shù)值計(jì)算與結(jié)果分析

4.1 氣液兩相流的流動(dòng)特性分析

燃?xì)馍淞鲝囊患?jí)噴管到動(dòng)力彎管的過(guò)程中,會(huì)經(jīng)過(guò)復(fù)雜的結(jié)構(gòu)和工況環(huán)境,結(jié)構(gòu)方面包括拉瓦爾噴管和含凹凸曲面的動(dòng)力彎管,工況方面包括超音速高溫燃?xì)馍淞髋c水射流的交匯以及汽化與凝結(jié)過(guò)程。這些因素會(huì)導(dǎo)致多相流的傳播發(fā)生擾動(dòng),進(jìn)而產(chǎn)生復(fù)雜的波系。圖7為三個(gè)時(shí)刻燃?xì)馍淞鲝膲毫θ肟诘絼?dòng)力彎管末尾軸線上馬赫數(shù)的分布。由圖可知,隨著入口總壓的增加,軸線上馬赫數(shù)的波動(dòng)逐漸增大,既出現(xiàn)了亞音速流動(dòng),又出現(xiàn)了超音速流動(dòng),在燃?xì)馍淞髯隹缏曀倭鲃?dòng)的過(guò)程中,內(nèi)部流場(chǎng)中會(huì)出現(xiàn)系列激波的相交與反射,形成包含膨脹波和壓縮波的復(fù)雜波系,由軸線馬赫數(shù)曲線圖上梯度變化較大的位置可知波系的形成主要在一、二級(jí)噴管下方以及噴水管和動(dòng)力彎管的交接處。

圖8為對(duì)應(yīng)時(shí)刻主流管道內(nèi)馬赫數(shù)的分布云圖,進(jìn)一步反映了波系的分布位置與演變過(guò)程。隨著入口總壓值的上升,內(nèi)部流場(chǎng)中氣流的波動(dòng)逐漸增大,波系的分布越來(lái)越明顯。在一級(jí)噴管下的主流通道內(nèi),膨脹波和壓縮波呈規(guī)律性地交替出現(xiàn),進(jìn)而導(dǎo)致氣液兩相流在通過(guò)膨脹波后,流速和馬赫數(shù)逐漸增大;通過(guò)壓縮波后,流速和馬赫數(shù)逐漸減小。此外,膨脹波會(huì)使流體發(fā)生膨脹,導(dǎo)致內(nèi)流體的壓強(qiáng)、溫度和密度降低;壓縮波則反之。如圖8(c)所示,超音速氣液兩相流在進(jìn)入動(dòng)力彎管后,由于動(dòng)力彎管的曲率和凹凸性,導(dǎo)致氣流的流動(dòng)方向與壁面不平行,當(dāng)超音速氣液兩相流沿內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)角處流動(dòng)時(shí)會(huì)形成膨脹波,而沿外側(cè)凹壁流動(dòng)時(shí)會(huì)形成壓縮波。

綜合分析可知,激波的相交與反射將內(nèi)流場(chǎng)劃分為不同的區(qū)域,在不同的區(qū)域中,氣流的狀態(tài)和屬性也會(huì)有所不同,波系的形成不僅會(huì)影響氣液兩相流場(chǎng)的溫度和壓強(qiáng),更會(huì)和汽化凝結(jié)以及多相工質(zhì)的分布產(chǎn)生相互作用。

按圖1所示取截面A,由圖9可知截面A的兩側(cè)出現(xiàn)一對(duì)反向漩渦,即迪恩渦。內(nèi)流體從彎管頂部流向尾部時(shí),因管道的曲率越來(lái)越大,燃?xì)饬骱退鸟詈献饔迷絹?lái)越強(qiáng),流體的離心力不斷增大,導(dǎo)致流體的流動(dòng)逐漸發(fā)生偏移,進(jìn)而形成了迪恩渦[21]。t=0.24～ 0.32 s時(shí),迪恩渦的大小逐漸收縮并向兩側(cè)偏移,漩渦核心的強(qiáng)度和液態(tài)水的汽化程度逐漸增強(qiáng);t=0.32～0.40 s時(shí),水射流和燃?xì)饬鞯南嗷浩茸饔脛×?導(dǎo)致迪恩渦的大小與核心強(qiáng)度大幅增加,水的汽化程度更高;t=0.40～0.48 s時(shí),燃?xì)饬魅栽谠鰪?qiáng),但噴水管的出水量不足,此時(shí)迪恩渦平緩穩(wěn)定,漩渦的核心強(qiáng)度逐漸降低。由此可見(jiàn),對(duì)于非定?？倝喝肟跅l件,氣液兩相流在彎管處受到的離心力及其相互擠壓作用會(huì)直接導(dǎo)致迪恩渦的形態(tài)和強(qiáng)度呈動(dòng)態(tài)變化。

由流場(chǎng)跡線與水蒸氣體積分?jǐn)?shù)云圖可知,迪恩渦會(huì)將流體引入旋轉(zhuǎn)體中,并在旋轉(zhuǎn)體中形成渦旋,該渦旋能增加流體的湍流程度,并帶動(dòng)水汽轉(zhuǎn)換圍繞著渦旋進(jìn)行。迪恩渦獨(dú)特的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)使管內(nèi)流體的橫向?qū)α髯饔蔑@著增強(qiáng),提高了燃?xì)饬?、液態(tài)水和水蒸氣的混合程度以及傳質(zhì)傳熱的效率。此外,在迪恩渦的作用下,內(nèi)流體對(duì)管壁的剪切作用可減小邊界層的厚度,不僅能降低內(nèi)流體與內(nèi)壁面間的阻力,而且減少了燃?xì)饬髦械墓腆w顆粒在管內(nèi)沉積結(jié)垢。但同時(shí)存在的激波系和迪恩渦使彎管的內(nèi)流場(chǎng)極為復(fù)雜惡劣,故在設(shè)計(jì)彎管結(jié)構(gòu)時(shí),需對(duì)彎管轉(zhuǎn)角處做加強(qiáng)處理。

4.2 氣液兩相流的耦合特性分析

為了研究瞬態(tài)流場(chǎng)中氣液兩相流的耦合特性,需要先分析燃?xì)馍淞骱退淞鞯男纬蓹C(jī)理以及隨時(shí)間變化的規(guī)律。圖10為噴水孔兩側(cè)壓差的曲線圖,總體上噴水孔兩側(cè)壓力差值的變化與壓力入口總壓的變化趨勢(shì)相同。t=0.1 s之前,由于噴水管內(nèi)的預(yù)加水的阻擋以及燃?xì)馍淞魃形闯尚头€(wěn)定,導(dǎo)致噴水壓差在 0.25 MPa上下波動(dòng),水射流的質(zhì)量流率和流速較低;t=0.1～0.45 s,噴水壓差基本呈線性增長(zhǎng),并在0.55 s達(dá)到峰值1.9 MPa,略滯后于入口總壓的峰值;t=0.45～ 0.6 s,由于剩余水量不足以覆蓋住噴水孔以及入口總壓的降低,導(dǎo)致孔噴水壓差逐漸下降。

由此可見(jiàn)噴水壓差的變化是與入口總壓的變化直接相關(guān)的,噴水壓差的大小會(huì)直接影響水射流降溫減壓的效果,而且由于噴水壓力和入口總壓的變化并不同步,進(jìn)而導(dǎo)致氣液兩相的耦合特性會(huì)隨著水射流和燃?xì)馍淞髂芰坎町惖牟煌兓?/p>

圖11為幾個(gè)關(guān)鍵時(shí)刻的水汽質(zhì)量轉(zhuǎn)化速率與流體速度云圖。t=0～0.06 s時(shí),噴水壓差和水射流的質(zhì)量流率較低,水射流的能量弱于燃?xì)馍淞鞯哪芰?難以壓制燃?xì)馍淞鞯臄U(kuò)張與膨脹。高溫燃?xì)馍淞髋c水射流首次交匯時(shí)能夠充分地混合,產(chǎn)生大量的小液滴和水蒸氣充滿噴水管的上段,而液滴和水蒸氣在接觸到高溫燃?xì)馍淞鞑粩嗯蛎浀倪吔绾?又會(huì)進(jìn)一步汽化膨脹擠壓燃?xì)馍淞?。t=0.06～0.14 s時(shí),噴水壓差逐漸增加,噴水管的質(zhì)量流率增大,燃?xì)馍淞鬟吔绲哪芰恐饾u弱于水射流的能量,導(dǎo)致噴水孔處的燃?xì)馍淞髦饾u向管道中心靠近且被擠壓為錐形。此時(shí)大量液態(tài)水被高速燃?xì)馍淞鲙?dòng)沿管道內(nèi)壁流向彎管,并在靠近燃?xì)馍淞鞯倪吔鐚犹幇l(fā)生汽化,汽化現(xiàn)象也逐漸從噴水孔上方轉(zhuǎn)移到彎管與發(fā)射筒中。t=0.14～0.34 s時(shí),雖然噴水壓差仍隨著入口總壓的上升而增大,但此時(shí)水射流對(duì)燃?xì)饬鞯膲嚎s與阻滯作用十分有限。噴水孔處燃?xì)馍淞鞯姆秶种饾u擴(kuò)大并壓縮水射流,燃?xì)馍淞鞯倪吔缰鸩綌U(kuò)張到接近噴水管壁面位置,而且 0.34 s后水室中的液態(tài)水質(zhì)量大幅度減少,而壓力入口的總壓值仍在繼續(xù)增加,可知后續(xù)的水射流仍會(huì)處于被燃?xì)馍淞鲏褐频臓顟B(tài)。

綜上分析,高溫燃?xì)馍淞髋c水射流會(huì)因能量的差異而在噴水管處相互擠壓。在水射流和燃?xì)馍淞飨嗷ヱ詈系淖饔孟?燃?xì)馍淞鞯暮诵膮^(qū)域呈現(xiàn)出初期擴(kuò)張,然后逐漸被壓縮,最后完全壓制水射流向外膨脹的現(xiàn)象。而水射流在前期和后期因質(zhì)量流率低,且與燃?xì)饬骰旌铣浞止识瘦^高,在中期水射流壓制燃?xì)馍淞?導(dǎo)致大量的液態(tài)水未能與燃?xì)饬鞒浞謸交炱蜁?huì)被燃?xì)馍淞鞴鼟抖魅氚l(fā)射筒。

4.3 噴水孔直徑對(duì)氣液兩相流場(chǎng)的影響

為了研究噴水孔總截面積不變,噴水孔直徑的變化對(duì)氣液兩相流場(chǎng)流動(dòng)耦合特性的影響,進(jìn)一步開(kāi)展噴水孔直徑為5 mm和9 mm的數(shù)值模擬計(jì)算。

由圖12(a)、(b)可知,0.1 s之前流場(chǎng)內(nèi)溫度上升較快,是因?yàn)閲娝畨翰钌形闯尚?質(zhì)量流率較低,主要靠預(yù)加水的降溫減壓作用;在0.1～0.4 s間發(fā)射筒內(nèi)溫度的變化較為平穩(wěn),該時(shí)間段內(nèi)噴水孔直徑每增加2 mm,平均溫度大約下降30 K左右,而且0.6 s時(shí)的流場(chǎng)溫度幾乎一致,由此可見(jiàn),噴水孔直徑的改變對(duì)內(nèi)流場(chǎng)平均溫度變化的影響作用有限,但是直徑越小,流場(chǎng)內(nèi)溫度的變化越平緩穩(wěn)定。

(a) Mass of water in water tank (b) Average temperature in launching cylinder (c) Acceleration of missile

導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)是由燃?xì)夂退魵馀蛎涀龉?而兩者的膨脹程度與流場(chǎng)的溫度和壓強(qiáng)呈正相關(guān)。由圖12(c)知,0.1～0.4 s噴水孔直徑越大,曲線的曲率和波動(dòng)越大,0.4 s后冷卻室中液態(tài)水位下降,導(dǎo)致噴水孔外露,降溫效果變差,加速度又大幅增加,且相比于噴水孔直徑7 mm的工況,導(dǎo)彈的加速度最大相差 6.94%,可見(jiàn)噴水孔直徑的改變對(duì)導(dǎo)彈的加速度以及內(nèi)彈道運(yùn)動(dòng)的平穩(wěn)性影響較大。綜合分析可知,噴水孔直徑越細(xì)密,質(zhì)量流率越低,氣液兩相混合越充分,降溫減壓效果的持久性和穩(wěn)定性越高,而噴水孔直徑越大的效果則與之相反,由此可見(jiàn),噴水孔直徑過(guò)大或過(guò)小均不合適。

由圖13可知,彎管內(nèi)液態(tài)水的汽化主要發(fā)生在彎管的轉(zhuǎn)角處及其兩側(cè),而靠近彎管與發(fā)射筒交接處的汽化速率卻較低。結(jié)合圖8分析可知,沿著動(dòng)力彎管內(nèi)側(cè)凸壁面流動(dòng)的水與水蒸汽在彎管轉(zhuǎn)角處進(jìn)入高壓區(qū)且與燃?xì)饬魃蠈舆吔缃佑|后會(huì)劇烈地汽化膨脹向下擠壓燃?xì)饬?使燃?xì)馍淞鞯奈膊烤o貼動(dòng)力彎管內(nèi)壁,導(dǎo)致彎管尾部的壁面溫度極高。在熾熱的壁面和高溫燃?xì)饬鞯碾p重作用下,沿彎管外側(cè)凹壁流動(dòng)的水和水蒸氣被阻擋在彎管轉(zhuǎn)角的內(nèi)凹壁面處,且發(fā)生劇烈的汽化膨脹,所以會(huì)出現(xiàn)彎管轉(zhuǎn)角處局部位置汽化程度較高的現(xiàn)象。

(a) Diameter 5 mm (b) Diameter 7 mm (c) Diameter 9 mm

對(duì)比分析可知,噴水孔直徑越小,水流能更好地作用于彎管壁面附近,與燃?xì)饬骰旌显匠浞?汽化速率越高,并在迪恩渦的影響下沿著彎管兩側(cè)向下擴(kuò)散,但會(huì)被燃?xì)饬鹘財(cái)嘣趶澒苻D(zhuǎn)角處,導(dǎo)致燃?xì)饬鲗?duì)彎管的沖擊更強(qiáng)。噴水孔直徑越大,單個(gè)噴孔的質(zhì)量流率越大,水射流對(duì)燃?xì)饬鳑_擊彎管的阻滯作用也越明顯,燃?xì)饬髟趶澒苻D(zhuǎn)角處對(duì)水流的攔截作用也越弱,大量未及時(shí)汽化的液態(tài)水沿著彎管底部流入發(fā)射筒,導(dǎo)致彎管壁面的溫度降低,水汽轉(zhuǎn)換現(xiàn)象也逐漸從彎管轉(zhuǎn)角處向彎管尾部擴(kuò)散。可見(jiàn)噴水孔直徑的選取對(duì)彎管的防護(hù)具有重要意義。

5 結(jié)論

(1)管道結(jié)構(gòu)和水射流的雙重作用會(huì)使氣液兩相流做跨聲速流動(dòng),在管道內(nèi)處形成系列膨脹波和壓縮波的相交反射波系結(jié)構(gòu),該波系會(huì)將管道段呈現(xiàn)為多個(gè)壓縮膨脹波交替分布的區(qū)域,并與流場(chǎng)中溫度壓強(qiáng)的大小以及氣液兩相的分布相互作用。

(2)氣液兩相流在彎管內(nèi)的流動(dòng)會(huì)因離心力的作用而形成迪恩渦,迪恩渦能增強(qiáng)湍流程度,減小邊界層的厚度,降低流體與內(nèi)壁面間的阻力,大幅度提高氣液兩相的混合程度和傳質(zhì)傳熱的效率。

(3)燃?xì)饬髋c水射流有較強(qiáng)的耦合作用,兩者會(huì)因能量的差異而相互擠壓。在噴水管處燃?xì)饬鲝某跗谂蛎浿潦芩淞鲏嚎s,最后完全壓制水射流;而在彎管內(nèi)水蒸汽和液態(tài)水二次膨脹和汽化會(huì)對(duì)燃?xì)饬鞯牧鲃?dòng)和成型具有一定的壓縮與阻滯作用。

(4)在一定范圍內(nèi),噴水孔總面積相同時(shí),噴水孔直徑越小,質(zhì)量流率越小,水射流越細(xì)密,汽化程度越高,對(duì)燃?xì)饬鞯淖铚饔迷饺?彎管轉(zhuǎn)角處受到的沖擊越強(qiáng);噴水孔直徑越大,發(fā)射筒內(nèi)的平均溫度和壓強(qiáng)越低,但溫度和壓強(qiáng)的波動(dòng)越大,導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)越不平穩(wěn)。故在滿足內(nèi)彈道設(shè)計(jì)要求的情況下,直徑應(yīng)取中間值,而彎管內(nèi)因流動(dòng)狀況復(fù)雜且易受沖擊燒蝕,其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度亦需做加強(qiáng)處理。