不同喷气结构对航行体高速入水冲击的影响研究

魏海鹏，辛万青，刘华坪，刘元清

(1.北京宇航系统工程研究所，北京 100076；2.中国运载火箭技术研究院，北京 100076；3.华中科技大学航空航天学院，武汉 410074)

0 引言

跨介质飞行器能够实现多次出入水航行，兼具飞行器的速度和潜航器的隐蔽性[1]，是当前飞行器研究的重点方向。在从空中飞行转化到水下航行模式过程(入水过程)中，飞行器在极短时间内经历撞水、侵水、开空泡、空泡闭合等阶段[2]，包括自由液面发展、气垫效应[3]、旋涡流动、分离流动、入水空泡发展[4]等诸多流体力学现象，使得飞行器的结构动力学响应特性也极为复杂。撞水阶段瞬态间毫秒级时间内飞行器会遭受很大的冲击载荷[5]，极易造成结构的损坏、器件失灵、忽扑和弹道失控等问题[6]。因此，降低高速入水瞬态强冲击问题尤为重要。

常用的降载方法主要包括头型结构优化[7]及主动降载技术[8]。头型优化适用特定条件，随着入水速度提高，无法通过简单的结构优化大幅降低入水冲击。在主动降载方面，常采用头部柔性涂层及“头帽”结构往往会对飞行器空气动力及水动力特性产生重要影响。头部喷气通过在航行体头部形成气垫大幅减小冲击载荷[9-10]。本文开展了不同喷气结构对高速航行体入水流场演化及冲击载荷特性影响规律和机制研究，为跨介质飞行器降载设计提供参考。

1 研究对象与数值方法

1.1 研究对象

本文所采用的计算模型为美国MK46鱼雷的1∶3.24缩比模型，鱼雷原尺寸长2.59 m，直径0.324 m。针对入水速度50 m/s、喷气流量0.6 kg/s，开展不同喷气结构对航行体入水绕流流场及受力特性的影响研究，计算方案如表1所示，其中方案0为不喷气，喷气方案航行体结构如图1所示。在采用头部喷气时，几何尺寸以方案3为基准(入口到出口直径标记为1.0 to 1.0)，针对喷口入口到出口不同尺寸共设计了5组方案：方案1相对于方案3入口和出口直径均缩小一半(入口到出口直径标记为0.5 to 0.5)，即方案1和方案3均为等直径型喷口；方案2为收缩型喷口，相对于方案3出口直径缩小一半(入口到出口直径标记为1.0 to 0.5)；方案4、方案5为扩张型喷口，出口直径分别为入口直径的2倍和3倍(入口到出口直径标记为1.0 to 2.0,1.0 to 3.0)。

表1 航行体入水不同喷气结构方案

图1 不同方案喷气结构示意图Fig.1 The schemes of different nozzle structures

1.2 数值方法

潘龙等[10]、刘华坪等[11]研究表明，针对垂直入水状态，采用轴对称模型和三维模型区别较小，本文也采用轴对称模型。图2给出了本文所采用的计算域及计算网格，其中水域深度为7.5 m，气域高度为3.5 m，径向尺寸2 m。对壁面和自由液面附近网格进行了局部加密。入水过程中，将包裹航行体的矩形域设置为运动域，即航行体运动附体网格保持不变。通过双向耦合法实时计算航行体的受力与流场变化，采用动网格层变技术进行动态过程网格更新。

计算域底端及侧面设置为壁面边界条件，顶端设置为压力出口，初始时刻航行体在大气中，头部距离水面0.5 m，在头部触水时刻之前航行体匀速运动，头部触水以后，开始计及航行体各外表面受力及重力作用，进行变速入水过程仿真。湍流模型采用k-ωSST模型，采用VOF多相流模型捕捉气液界面的演化，采用Schnerr-Sauer模型计算空化现象。

1.3 数值方法验证

为了验证数值方法的可靠性，针对已有的航行体入水实验[12]进行了数值仿真研究。从图3中给出的入水典型时刻自由液面分布可以看出，数值模拟较好地捕捉了入水空泡的演化过程；而从图4中入水位移来看，本文所得到的位移特性与实验吻合较好。

(a) 实验[12] (b) 仿真图3 空泡形状对比Fig.3 Comparison of cavitation shape

图4 航行体位置对比Fig.4 Comparison of trajectory

2 结果分析

2.1 高速入水流场演化分析

图5给出了从航行体头触水时刻到运动至水下约1倍弹长过程中气水相的体积分数(图5左侧)、流线及压力分布(图5右侧)。可以看出，航行体入水绕流流场主要经历流动形成、空泡敞开、空泡闭合、空泡溃灭4个阶段。

1)从高速航行体头部接触水面开始(t=0.010 s)头部刺穿水面，将动能传递给水并将其排开(如图5中流线所示)，瞬间形成大范围高幅值的头部滞止高压区，入水冲击载荷最大。

图5 无喷气时入水气液分布及压力演化Fig.5 Gas distribution and pressure evolution without jet

2)随着航行体侵水深度增加，头部周围水体沿径向逐渐远离航行体，形成与大气连通的敞开空泡(在t=0.015～0.025 s时间段内)，持续侵入使得气体不断注入水体和航行体之间的空隙，空泡径向尺寸扩张，轴向长度持续拉长，头部持续存在的滞止高压使得航行体开始减速，冲击高压的最大值及分布范围有所降低。

3)随着航行体进一步运动，在表面张力、重力等因素作用下，排开的水流回流，并闭合在航行体表面，从而阻断了外部气体继续注入，形成闭合空泡(在t=0.025～0.035 s时间段内)，并生成冲击射流，在航行体尾部附近产生了局部高压区。

4)气泡在航行体运动牵引下继续拉长，航行体末端滞止高压区范围扩大(t=0.035～0.045 s)，气泡径向、轴向尺寸收缩。由于航行体速度减小，头部滞止高压区的幅值和范围持续下降。

图6给出了不同时刻航行体表面压力沿轴向分布情况，其中左侧为头部，右侧为尾部。从t=0.01 s航行体头部开始触水后，冲击作用形成局部滞止高压，且随着航行体侵入深度的增加，运动速度降低，导致航行体头部(图6中L=0.0 m侧)滞止高压幅值下降。此外，航行体头部高速运动带来的流体绕流作用形成了局部低压区(如图6中L=0～0.2 m区域)，其压力甚至小于大气压，且随着空泡尺寸的拉长轴向范围逐渐扩张。对于航行体的后半部分，在t=0.035 s空泡闭合以后，航行体尾部附近表面开始出现局部高压区，这与图5中空泡末端闭合在航行体表面对应，并随着空泡的逐渐脱落，径向、轴向尺寸收缩，闭合高压向头部迁移，压力峰值逐渐升高。

图6 不同时刻航行体表面压力(表压)沿轴向分布情况Fig.6 Surface pressure distribution of the vehicle along axial direction at different moment

2.2 喷气结构对流场演化的影响

图7给出了3个特征时刻不同喷口结构下航行体入水绕流流场的水体积分数及压力分布情况。可以看出，航行体头触水即t=0.01 s时刻，小的等直径喷嘴(方案1)形成的尖顶型头部气团沿航行体轴向和径向的尺寸略小于较大等直径的方案3；方案2收缩型喷嘴形成的气体气团较为扁平，喷流冲击排开水的能力较弱；在扩张型喷嘴的方案4和5中，气团形状及尺寸均与方案3接近。从该时刻压力分布来看，方案3～方案5中形成的凹陷区域压力分布规律接近，在远离头部的气水界面附近形成了明显的高压区。

(a) t=0.01 s时刻流动对比

(b) t=0.02 s时刻流动对比

(c) t=0.04 s时刻流动对比图7 不同喷气结构下航行体入水流场分布情况Fig.7 Evolution of the flow field with different nozzle structures

当航行体入水后的t=0.02 s时刻(入水约为0.5倍弹长)，等直径及扩张型喷嘴下形成的附体局部空泡尺寸、压力分布规律接近，空泡界面稳定；而收缩型喷口方案2形成的空泡界面出现波动，其气团凹陷深度距离航行体喷口距离较近，且水面附近空泡出现了提前闭合的趋势。在t=0.04 s时刻，收缩型喷口方案2形成的气团已处于接近闭合状态，体现在图中为空泡界面向航行体侧偏转，且侵水深度小于其他喷气方案；方案1,3,4和5形成的气团均未闭合，尺寸继续增大，侵水深度也基本相同。

图8给出了在t=0.02 s时刻不同结构下头部附近流场演化对比。无喷气时航行体侵水推动流体向四周排开(如图8中发散状流线所示)，头部形成了明显的高压区；肩部则形成了明显的空化现象，壁面附近气体受摩擦作用与航行体同向运动。采用头部喷气后，气体排开头部水体，形成远离头部的气水界面，高压核心区位于正对喷气孔的气水界面处，因此航行体头部所受的冲击载荷显著减小；此外，由于开空泡尾部与大气相通，压力较低，部分气体通过肩部区域向尾部流动，与水空化产生的蒸汽共同形成伴随航行体发展的超空泡结构。

由图8可以看出，由于喷气孔结构不同，头部气泡内的流动演化区别较大：在喷气方案2中，高压区更接近头部，喷嘴出口两侧壁面压力明显较高；在方案1中，喷嘴直径较小，头部气泡的轴向尺寸略小方案3～5，且肩部处气泡壁面距航行体的距离较小；而等直径的方案3头部气泡轴向尺寸最大，高压区距头部的距离也最远，使得喷嘴出口两侧壁面压力最低。

(a) 无喷气

(b) 方案1

(c) 方案2

(d) 方案3

(e) 方案4

(f) 方案5

2.3 喷气结构对受力特性的影响

图9和图10给出了航行体入水所受轴向合力及速度随时间的变化曲线。收缩型喷口方案2由于气团形成的凹陷区域距离航行体头部距离较小，其喷气形成滞止高压区距头部近，导致航行体入水所受轴向合力较大，但低于无喷气结构情况；由于该结构冲击大，因此速度减小也快于其他喷气结构。其他几种喷气结构下形成的气团尺寸较大，高压区远离航行体头部，入水所受轴向冲击载荷也较小。其中，等直径方案3的冲击峰值最小，而喷嘴直径减小时最大冲击力峰值增大。喷口出口扩张的方案4最大冲击力略大于方案1，而当出口进一步扩张时(方案5)，冲击力峰值也更大。冲击力越小，航行体入水后减速越慢。因此，采用方案3中的喷气结构时航行体入水后减速最慢。

图9 航行体轴向合力时变曲线Fig.9 The time-varying curve of the vehicle axial impact force

图10 航行体速度时变曲线Fig.10 The time-varying curve of the vehicle velocity

图11给出了航行体入水过程中头部最大冲击压力的时变曲线。不同喷气结构方案下航行体头部监测点压力与轴向载荷变化规律相同，即收缩型喷嘴头部监测点在入水所受的冲击载荷幅值最高，入水过程中由于气泡界面的波动导致监测点压力成波动下降规律。而另外4个方案头部监测点压力峰值较小，尤其是等直径喷嘴方案3监测点压力基本不变。图12给出了航行体在t=0.04 s时刻表面压力沿轴向分布情况。方案2收缩型喷管头部载荷幅值偏高，其他方案航行体表面压力沿轴向分布情况较为接近；随出口扩张程度增加，头部滞止压力出现小幅度增加。从表2中冲击特性对比可知，与无喷气相比，方案3入水降载效果最为明显，最大冲击力可降低92%；头部最大冲击压力则可降低98%以上。

图11 航行体头部最大冲击压力时变曲线Fig.11 The time-varying curve of the maximum impact on vehicle head

图12 不同方案航行体表面压力沿轴向分布情况Fig.12 Pressure distribution of vehicle surface along the axial direction with different nozzle sturctures

表2 冲击载荷对比

3 结论

本文研究了不同喷气结构对航行体入水流场演化与降载效果的影响，主要得出以下论：

1)在喷气流量保持不变时(0.6 kg/s)，两种不同直径的等直径方案下头部喷气形成的空泡形态及压力分布发展过程较为接近，头部喷气形成的降载效果相当。

2)与无喷气时相比，最佳的喷气方案下入水最大冲击力可降低92%，最大冲击压力可降低98%。

3)收缩型喷嘴形成的附体空泡保护层明显小于等直径方案，降载效果大幅度削弱。

4)扩张喷嘴头产生的头部气泡轴向尺寸略小于等直径方案，降载、减阻及维持入水速度的效果减弱，且随扩张程度增加其降载效果降低。