注水角度对同心筒发射装置降温影响研究*

李 亚，任 杰，马大为，乐贵高，杨风波

（1.南京理工大学机械工程学院，南京 210094；2.农业部南京农业机械化研究所，南京 210014）

0 引言

同心筒发射装置由内、外两个同心发射筒构成，发动机产生的燃气由内、外筒之间的环形间隙排出，从而实现燃气射流的自排导。由于同心筒垂直发射系统具有结构简单，独立排导，相对灵活以及易于维护等优点，近年来受到越来越多国家的关注［1］。

导弹发射时不可避免地会对发射装置以及内部构件产生强烈热冲击，导致发射筒的温度在短时间内急剧升高，同时，导弹在发射筒中的运动对筒内燃气流场也会有很大的影响，短时间内始终处于非稳定状态，导致发射内外筒壁一直处于剧烈变化的温度场中。因此，在发射装置的设计过程中，为了保证发射安全，有必要考虑如何降低发射装置热载荷问题［2］。

针对同心筒发射过程中存在的热载荷问题，国内外学者提出了大量改善的方法。杨春英，李艳良等人研究了导流板尺寸及位置对燃气排导和筒内热环境的影响［3］。苗佩云，袁曾凤等［4-5］用 Fluent软件对同心筒间隙、导流锥、底板形状以及发动机距离底板距离、导流锥高度等参数对筒内流场做了大量的数值研究工作。胡晓磊［6］考虑了同心筒二次燃烧的影响，分析了外筒高度与尾部收敛角对车载同心筒发射筒口流场的影响；杨风波提出一种适合陆基发射环境的新型同心筒方案，有效改善了“倒吸效应”以及外筒的热环境；刘伯伟［7］利用汽化吸热原理研究了汽化效应对燃气蒸汽式弹射发射过程的影响；马艳丽，姜毅［8］等提出了在同心筒底部注水的湿式同心筒方式来降低发射过程中发射装置的热效应，并且取得了理想的结果。

在以上研究结果中，由于水的汽化可以吸收大量的热，从而使得同心筒发射中燃气射流降温效果最显著。但是筒底注水量有限，在后期仍然会产生较大的热载荷。针对这个问题，本文采用在同心筒底部逐渐注水方式进行研究，对不同注水角度的某同心筒发射装置内外筒壁面温度进行分析对比，得到最佳降温方案。该方案能够有效地降低发射装置的热冲击且设备简单、操作维护方便，可以提高发射安全性与可靠性。

1 物理模型和计算方法

1.1 同心筒注水装置物理模型

图1为某新型同心筒逐次注水降温方案示意图。采用在发射管底部周向均匀布置4根水管结构方案，注水管轴线位于xoz面绕z轴旋转45°或-45°的平面上。由于模型具有1/4轴对称性质，为提高计算效率，采用1/4对称模型进行注水降温汽化过程的计算。

图1 同心筒发射装置注水方案示意图

1.2 数值计算方法

1.2.1 湍流模型

文中采用RNG k-ε湍流模型［9］，该湍流模型适合完全湍流流动，是一种针对高Re数的湍流计算模型。其中，湍流动能方程和湍流能量耗散率方程为：

式中：k和ε分别为湍动能和耗散率，μ为混合物粘性，ρk=1.0，Gk为由于平均速度梯度引起的湍动能k的产生项，Gb为由浮力引起的湍动能k的产生项，σε=1.3，Cε1=1.44，Cε2=1.92。

1.2.2 液态水汽化模型

同心筒导弹发射过程中，喷管排出的高温高压燃气作用在底部导流锥上，由于燃气温度较高，因此，会与底部喷出的水产生剧烈的汽化现象。计算中根据水的饱和温度计算水的汽化率，得到的计算模型表示如下［10］：

液态水汽化公式为：

水蒸气凝结公式为：

1.2.3 导弹运动规律

导弹在燃气与水蒸气混合介质的推动下沿着轴线向上运动，在轴线方向上根据牛顿运动定律可得合外力为：

其中，m˙ve为发动机推力；Fdandi为弹底受到的燃气-蒸汽推力；Fhead和Fbody分别为弹头作用力和弹身作用力；Mg为导弹重力。

导弹在轴线方向上的速度和位移分别由下式获得，其中Δt为时间步长。

计算中将导弹作为运动物体，随着导弹向上运动，相应的流场计算边界将会发生变化，根据当前时刻流场情况计算导弹合力，确定导弹在任一时刻的速度，并由相应的运动边界更新网格，计算新网格下的流场参数，计算中忽略导弹的径向运动［11］。

1.2.4 网格模型与边界条件

发动机喷管为压力入口，其中总压为8 MPa。燃气总温为3 400 K，喷水管为质量流率入口，其值为56kg/s。出口为压力出口，设置环境压强为101325Pa，环境温度为300 K。该模型采用六面体结构网格，网格模型如图2所示。

图2 网格模型

2 数值方法验证

为了验证本文所用数值方法的可靠性，采用上节建立的数值方法对文献［12］中的固体火箭发动机尾焰喷水实验进行数值验证。计算中采用1/4圆柱模型，具体参数与文献［12］保持一致。图3（a）和图3（b）分别为实验高速摄影图和计算纹影图，从图中可以看出，波系结构吻合较好。为验证壁面传热模型的准确性，参照文献［12］在相同位置布置4个观测点A、B、C、D，将计算结果和文献中的试验结果进行了对比，如表1所示，计算结果和试验值吻合较好，最大误差控制在5%以内，进一步验证了数值方法的有效性和壁面传热、换热模型的合理性，可用于同心筒注水降温过程的计算。

表1 典型观测点温度对比

图3 计算结果与实验结果比较

3 注水角度对同心筒发射热环境影响分析

本文采用逐次注水方案对同心筒发射装置持续注水，注射的液态水和发动机喷管产生的高温燃气充分混合，液态水遇到高温燃气发生汽化，吸收了燃气的热量，实现对发射装置和导弹持续降温的目的。在这个过程中，注水角度是影响降温效果的关键因素，因此，本文建立了4种不同注水角度（0°、30°、45°和 60°）的结构模型，对同心筒发射过程中筒底的流场形态和热环境、内外筒壁面的热环境进行了分析研究。

3.1 注水角度对筒底流场形态和热环境的影响

同心筒发射系统内部温度场的分布涉及到气液两相之间的相互掺混状态和流场结构，下页图4给出了注水角度分别为 0°、30°、45°和 60°条件下典型界面的流场流线形态特征。图中阴影深色区域表示高温区域，浅色亮白区域表示低温区域。

图4 不同注水角度典型截面流线图

图4中左侧图为xoz截面的流线图，右侧图为xoz截面绕z轴旋转45°的截面流线图，即水射流中心线所在主截面。从图4右侧4个图中可以看到水射流主截面上壁面附近的温度都比较低。另外，图4（a）、图4（b）中核心高温区域明显要小于对应的图4（c）、图4（d）。这是由于高温高速燃气流经过导流锥排导到外筒壁面，和水射流相遇并出现卷吸涡结构，随着入射角度的增大，水流对筒底的燃气流的抑制作用增强。其中，0°注水方案注水主要作用在燃气射流核心区域，对筒底部的混合气体的抑制作用较弱，筒底燃气涡结构得到较好发展，涡结构最大；30°注水方案水入射带有一定的偏角，对筒底部的混合气体的抑制作用较强，但由于燃气速度相对较高，筒底涡结构仍然可以得到较好发展，涡结构大小居中；45°注水方案对筒底部混合气体的抑制作用很强，燃气在筒底与水射流之间的运动受到了一定的阻碍，涡结构不能有效发展，但是燃气流还是能够经过导流器流向外筒壁面与液态水掺混；60°注水方案对筒底部混合气体的抑制作用最强，几乎将燃气流滞止在导流锥上，使得筒底部燃气和液态水不能有效掺混，底部无涡结构产生，涡结构迁移到燃气流马赫盘边缘区域，与水的汽化减弱。

在 0°、30°、45°三种注水方案中，随着注水角度的逐渐增大，水射流主截面向xoz截面横向偏移的过程伴随着涡结构的减弱或者消失；对于60°方案，由于注水对燃气流滞止作用强，筒底主截面无涡结构，被阻滞的燃气流和部分液态水偏移到xoz平面发生进一步掺混汽化，该截面出现了涡结构。

3.2 注水角度对内外筒壁面热环境影响

图5为不同注水角度条件下内筒外壁面的温度分布（注水主截面正视图）。从图中可以看到，30°与 45°注水方案的壁面温度比 0°和 60°的低，也就是说液态水与燃气混合较充分，汽化带走了较多的热量。

图5 各注水角度内筒外壁面温度

结合图4所示的温度阴影图，从4种注水方案的温度分布来看，相同流量下，注水角度为30°和45°时，由于燃气流和液态水混合充分，液态水汽化后，筒底部整体热环境较好；当注水角度为0°时，水主要作用在燃气射流核心区域上，容易被燃气流卷吸在轴向上，向径向扩散的能力较弱，在xoz截面附近的热环境（即图5中壁面两侧）要恶劣于对应的注水角度30°和45°方案；60°注水方案中，在对应液态水入口的截面上，液态水几乎将燃气流阻滞，燃气流经过导流锥排向了侧向，不能与水汽化混合，使得xoz截面区域热环境恶劣。

图6为不同注水角度条件下外筒内壁面的温度分布（注水主截面正视图）。结合图4与图6可以看到，在水射流主截面上即图6的中间部分，0°和60°的温度相比较其他两个较低，而在两侧部分即xoz截面，0°和60°的温度相比较其他两个较高，综合比较温度云图分布可以得到，30°和45°注水方案的降温效果较好，分布比较均匀。对比内筒外壁面与外筒内壁面热环境可以看到，外筒壁面的温度相对内筒壁面温度要高，这是由于燃气在导流的作用下主要是沿着外筒壁面运动的。

图6 各注水角度外筒内侧壁面温度

3.3 不同注水角度下xoy界面热环境分析

为了得到最优的注水角度，分别对30°和45°注水方案的不同xoy截面温度进行了比较。图7为30°和45°两种注水角度下xoy截面的温度云图。分别取z=0.023 m、z=0.069 m和z=0.184 m的几个截面进行了比较，从图中可以看到，越靠近导流底部，水射流的作用越强烈，水射流主截面的温度明显要低于xoz截面的温度。通过对比两种注水角度的温度场分布，得到30°注水方案的温度均比45°注水方案分布均匀，且温度较低。因此，采用30°注水角度可以达到较好降温效果，同心筒内的温度基本保持在1 000 K以下，有效降低了燃气射流对于发射装置的热冲击影响。

4 结论

1）建立了考虑导弹运动的三维同心筒发射燃气流冲击模型，采用RNGk-ε湍流模型以及动网格技术对不同注水角度的湿式同心筒发射装置热物理场进行了分析研究。对文中采用的数值方法进行了计算，通过与文献中实验数据对比，验证了数值方法的可靠性。

图7 两种注水角度下不同截面温度分布

2）分析了不同注水角度下同心筒发射典型截面的流场形态。通过分析得到随着水射流角度的增大，对底部燃气射流的运动阻滞作用增大，使得液态水与燃气不能充分混合汽化。同时，分别对4种不同注水角度下内外筒壁面的温度分布进行了分析，得到了30°和45°注水方案的温度值较小且分布均匀。

3）为了得到最优的注水角度，分别选取了30°和45°注水方案轴向的3个截面，从截面温度分布得到30°注水方案最优。