噴水對車載垂直發射導彈燃氣流降溫效果研究

于邵禎，姜 毅，劉 濤，程國標，馬 波

(1.北京理工大學 宇航學院，北京 100081；2.中國人民解放軍92768部隊，汕頭 515000)

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噴水對車載垂直發射導彈燃氣流降溫效果研究

于邵禎1,2，姜 毅1，劉 濤2，程國標2，馬 波2

(1.北京理工大學 宇航學院，北京 100081；2.中國人民解放軍92768部隊，汕頭 515000)

雙面導流器將車載垂直發射導彈在發射過程中產生的燃氣射流大部分排導到發射車尾部或兩側，但仍有部分高溫燃氣流沖擊到發射車底盤處，對發射車輪胎及車底安裝的線纜等設備造成嚴重的燒蝕。為實現熱防護，本文提出對尾焰流場噴水降溫措施，通過在發射車底盤安裝噴水管，利用液態水的汽化吸熱原理對燃氣流降溫，同時利用噴水射流的沖擊作用使燃氣流沖擊距離減小，實現對發射車輪胎及發射裝備的保護，計算結果表明降溫效果明顯。同時，為研究噴水流速與降溫效果之間的關系，利用耦合Mixture多相流模型與組分輸運模型建立液態水汽化模型，對不同噴水流速下降溫過程進行數值計算，得出噴水流速與降溫效果之間的變化規律以及最優化設計指標，為發射車降溫裝置設計提供參考。

雙面導流器；噴水；氣液兩相流；汽化效應

0 引言

車載導彈垂直發射過程中，一般采用導流器將發動機產生的高溫高壓燃氣排導到車體外開闊空間，以避免燃氣流的高溫燒蝕作用對發射車及車載設備造成破壞，干擾導彈的正常發射。對于車載導彈垂直發射采用的導流器型面類型以及排導規律等，國內學者已經進行了充分的理論與試驗研究。陳勁松等[1]首先對雙面型導流器排導規律及導流效果進行了仿真與試驗研究；胡曉磊等[2]利用數值計算和試驗，對比分析了燃氣流對雙面導流器和導流器周圍地面的熱沖擊和動力沖擊效應；盛文成[3]通過數值分析，對單面、雙面和組合形式的導流器流動特性進行了深入研究，得出了燃氣流對導流器和周圍環境的沖擊作用。但以上研究均針對導流器和發射環境所受燃氣流沖擊作用效果進行分析，并沒對發射裝備的熱防護提出有效改進措施。

對火箭尾焰流場通過噴水實現降溫已經在美國肯尼迪航天發射中心MFD(芯級導流槽)導流裝置中使用，并且航天中心的Bruce T Vu等[4]應用數值計算方法，對噴水降溫效果進行了仿真分析。國內馬艷麗、周帆等[5-7]通過試驗與數值計算方法，對固體火箭發動機尾焰注水流場進行了研究。本文以雙面導流器為例，對某車載導彈垂直發射雙面導流器排導效果進行簡要概述，并在此基礎上提出了一種噴水降溫裝置。通過數值計算，對噴水降溫裝置的降溫效果進行了研究，并得出不同噴水流速與降溫效果之間的變化規律，提出了優化方案，該設計方案能夠有效地保護車底盤的非耐溫設備，同時該設計方案設備簡單，操作維護方便，有效地提高了導彈發射成功率，確保發射設備的安全和可靠性。

1 物理模型描述

1.1 燃氣流排導物理模型

車載垂直發射導彈物理模型如圖1所示，包括車輪、車身、液壓支撐腿、導彈和導流器。其中，車輪為橡膠材質，最易受到燃氣流的燒蝕作用；導流器包括雙面導流槽和支架。

(a)發射裝置模型

(b)導流器模型

1.2 噴水裝置物理模型

冷卻水降溫裝置采用圖2所示的物理模型，該裝置主要由高壓氣瓶(1)、水箱(2)和噴水系統(3)組成，固定在發射車車廂底部靠近車尾位置。其實現功能是通過高壓氣瓶內壓縮器與水箱聯通，在高壓氣作用下，使水箱內常溫水流向噴頭并由噴嘴流出形成射流。

圖2(b)為噴頭裝置三維圖和剖面A-A視圖，中間打孔部位噴嘴為錐形噴嘴，有一定的收縮角，設計結構如圖2(c)所示。

為了能更好的實現降溫效果，噴水方向設置為與地面45°傾角方向指向車頭。這樣的設計利用水流與燃氣流的伴隨流動機理，實現兩者的充分接觸，最大程度地吸收燃氣流熱能，實現降溫效果。

(a)降溫系統示意圖

(b)噴頭系統物理模型

(c)噴嘴模型

2 數值計算方法

2.1 湍流模型

本文在湍流計算中，使用兩方程模型中的重整化群(Renormalization Group)方法，即RNGk-ε模型[8]。該模型通過在大尺度運動和修正后的粘度項體現小尺度的影響，而使這些小尺度運動有系統地從控制方程中去除，得到k方程和ε方程如下：

(1)

該模型可更好地處理高應變率和流線彎曲程度較大的流動。

2.2 Mixture多相流模型

Mixture模型是一種歐拉-歐拉模型[9]，在該模型中，各相被當作可互相融合的連續相，通過向流體力學基本控制方程中引入體積分數的概念來模擬各相的分布。Mixture模型求解混合物的連續性方程、動量方程和能量方程，其中各方程均考慮了汽化模型、顆粒運動和化學反應模型。通過相對速度來描述次要相的速度，當相對速度為零時，則描述的流動為均勻多相流動。

2.3 液態水汽化模型

汽化包括蒸發和沸騰2種方式。蒸發是在液體表面、在任何條件下進行的緩慢汽化過程，液體溫度越高，蒸發越劇烈。沸騰指液體表面和內部同時進行的劇烈汽化現象，它是在一定的外部壓力下，當液體溫度升至一定值時，液體內部產生大量汽泡，汽泡上升至表面破裂而放出大量蒸汽，這種液體的汽化方式即為沸騰。因為沸騰可產生大量蒸汽，所以作為工質使用的蒸汽一般是通過沸騰方式獲得的。

如圖3所示，液態水的汽化過程分為定壓加熱(a-b)、定壓汽化(b-c)和定壓過熱(c-d)3個階段。其中，在定壓加熱階段，水的比熱容變化較小，吸熱量可忽略不計，在定壓汽化階段即沸騰汽化過程，該過程是主要的熱能轉化階段，液態水吸收燃氣的大部分熱量，液態水由液態全部轉變為氣態。

圖3 液態水汽化過程Fig.3 Diagram of liquid water gasification process

在此過程中，能量轉換可表述為

ΔH=h″-h′=(u″-u′)+p(v″-v′)

(2)

其中，ΔH為汽化潛熱，蒸汽初始狀態(圖中b點)成為干蒸汽用“″”表示，末狀態稱為干飽和蒸汽用“′”表示，文獻[10]可查詢液態水所對應狀態汽化潛熱值。

對干飽和蒸汽c繼續加熱，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。定壓加熱過程由圖3中的c-d線表示，該階段所需的熱量用q表示，則有

(3)

式中Cp為平均定壓比熱。

2.4 液態水汽化方程

導彈發射過程中，高溫高壓的燃氣被導流器排導到發射車周圍環境，部分排導到車廂底部的燃氣與水流交匯，由于燃氣溫度很高(3 000 K左右)，因此在交界面上會產生劇烈的汽化現象。計算中，根據水的飽和溫度計算水的汽化率，得到的計算模型表示如下。

液態水汽化公式:

(4)

水蒸氣凝結公式:

(5)

2.5 邊界條件設置

計算中，設置發動機噴管入口截面為壓強入口，燃燒室壓強在0.04 s時，線性上升到7 MPa，燃氣總溫為3 000 K，噴水管設置為速度入口，噴水管出口水流速度設置為60 m/s。燃氣射流外邊界條件為壓強出口，環境壓強為101 325 Pa，環境溫度為300 K。計算模型采用六面體網格劃分，總數為220萬，模型網格劃分如圖4所示。

(a)整體網格劃分示意圖

(b)導流器上網格劃分示意圖

3 結果與討論

3.1 未加噴水導流效果分析

圖5～圖7為未噴水狀態下燃氣流流場分布。圖5中顯示，高溫燃氣流在近地面處大部分被導流器排導到發射車兩側，但仍有少部分燃氣流擴散到發射車周圍，使得發射車所處環境受到高溫影響，燃氣流溫度約在1 500 K左右，車輪處于高溫環境中，同時觀察燃氣流在車輪后部的流動情況，高溫部分被車輪分為兩股。因此，可判斷燃氣流對車輪造成一定的沖擊作用。圖6為對稱面上燃氣流溫度場分布。

譯介學是以跨民族、跨語言、跨文化和跨學科為比較視域而展開的一支文學翻譯互動的研究。其學理基礎是“國別文學”與國際文學交流的存在，主要研究譯家譯作與國別文學發展之間的互動關系，也研究譯作對輸入國文學技巧的影響。[12]

從圖6可看出，部分燃氣流透過導流器空隙沖擊到發射車車廂底部，越靠近地面，燃氣流溫度越高。

圖5 地面溫度分布Fig.5 Diagram of static temperature on the ground

圖6 對稱面燃氣流溫度分布云圖Fig.6 Diagram of static temperature on the symmetry plane

圖7 發射車車廂底部及車輪溫度分布云圖Fig.7 Diagram of static temperature at the bottom of the launcher and the tire

從圖7可看出，導彈發射時，燃氣流對車輪的高溫燒蝕作用顯著，在車輪下半部分周圍燃氣流溫度高達800 K，同時在車廂底部也存在一定的溫升。由于導彈發射過程中，在發射車底部通常布置有通信線纜，且發射車車輪也屬于非耐高溫部件。因此，從以上分析可得出，對于車廂底部以及車輪仍需采取一定的熱防護措施，以保證導彈的正常發射。

3.2 噴水降溫效果分析

圖8～圖10為噴水降溫后燃氣流溫度分布云圖。從圖8可看出，噴水效果使得燃氣流在地面的溫度分布區域減小，尤其是車輪所在位置，相比不噴水狀態圖5，溫度下降明顯。在圖9所示的對稱面溫度云圖中，燃氣流沿車廂后部的流動被水流截斷，車廂下部基本沒有高溫燃氣流流動。從圖10所示的車廂底部及輪胎表面處燃氣流溫度分布中可看出，相比圖7，輪胎表面最高溫度明顯下降，車廂面上燃氣流高溫位置前移，但總體溫升不高。由此可見，采用噴水降溫設備能夠實現對車載設備的降溫目的。

從圖11所示液態水質量轉移速率云圖中可看出汽化過程發生的主要位置，由圖11中汽化發生位置可判斷出，燃氣流在該位置處被水流截斷，在靠近地面位置，汽化現象伴隨燃氣流流動向車輪方向延伸，但汽化速率逐漸降低，在車輪附近基本沒有汽化現象發生。因此，可證明在車輪位置幾乎沒有燃氣流的流動。

圖8 噴水降溫后地面溫度云圖Fig.8 Diagram of static temperature on the ground after cooling

圖9 噴水后對稱面溫度云圖Fig.9 Diagram of static temperature on the symmetry plane after cooling

圖10 噴水后車廂底部及車輪溫度分布云圖Fig.10 Diagram of static temperature at the bottom of the launcher and the tire after cooling

圖11 噴水過程中液態水質量轉移云圖Fig.11 Diagram of liquid mass transfer rate during the weter spraying process

圖12為地面平均溫度變化曲線。曲線的波動原因是由于液態水與燃氣的耦合作用出現脈動現象。但地表平均溫度基本保持在穩定狀態，約為1 650 K；同時，由地面平均溫度變化曲線也可得到：燃氣流與液態水的相互作用在0.02 s后處于穩定狀態。

圖13為輪胎表面燃氣流溫度最大值和平均值的變化曲線，在最大值變化曲線中出現2個較大的波峰后，基本處于穩定狀態。從時間分析可知，出現時間在0.02 s的波峰是由于燃氣流初始超壓造成，而0.04 s時刻波峰是由于初始燃氣流中未與液態水充分作用的前緣氣流所致。從0.04 s峰值過后，輪胎表面溫度基本穩定，可認為此刻液態水汽化進入穩定狀態。從輪胎表面平均溫度變化曲線中也可驗證以上結論。

圖13 輪胎表面溫度變化曲線Fig.13 Diagram of static temperature around the tire

圖14為液態水汽化過程質量轉移速率。從變化曲線中可看出，汽化現象在0.07 s后達到穩定狀態，此刻彈體發動機燃燒室內參數也處于穩定狀態。因此，根據0.07 s之后汽化速率變化情況，通過對從水流入口流入的水量和計算域內剩余水量積分，可得出該狀態下液態水汽化率為90.4%。

表1 2種狀態下溫度參數對比Table1 Comparison of the temperature parameters of the two states K

圖14 質量轉移速率Fig.14 Diagram of mass transfer rate

3.3 噴水降溫優化設計

利用液態水汽化吸熱實現對導彈發射裝置的降溫過程中，導彈噴出燃氣射流能量值基本處于恒定狀態，降溫效果主要取決于液態水的汽化吸熱量。因此，通過對水流速的改變，可實現液態水汽化總量的變化，提高降溫效果，同時改變水流速，可改變液態水沖量，從而改變水流對燃氣流的沖擊作用，最終限制燃氣流的流動范圍。因此，選取液態水流速為20、30、35、40、55、60 m/s幾種典型狀態來對比降溫效果。

圖15為流速不同時車輪表面燃氣流溫度變化曲線。為清楚說明降溫效果，將不同狀態數據分為圖15(a)、(b)2組數據，從圖15(a)中可看出，在最初0.05 s時間段3種狀態參數基本一致，此時燃氣流與水流的耦合作用，并未達到穩定狀態，在0.05 s后，從輪胎表面出現溫度最高值分析可得到：20、30 m/s噴水降溫效果優于35 m/s，30 m/s噴水降溫效果。圖15(b)所示20、40、60 m/s噴水效果則出現遞變規律，60 m/s水流速噴水效果最優。出現這種現象的原因主要是由于液態水的汽化量和氣液兩相的瞬時沖量。在20 m/s噴水狀態下，液態水沖量相對燃氣流的沖量較小，因此會出現水流伴隨燃氣流流動的現象，燃氣流夾帶部分液態水在流動過程中實現吸熱降溫，最終導致燃氣流沖擊到輪胎部位后總能量下降，溫度降低。而隨著水流流速的增加，水流的沖量增大，使得對于燃氣流的截斷效果增強。因此，燃氣流大部分沒有沖破噴水管形成的水幕，無法直接沖擊到輪胎表面，這也是圖15(b)中燃氣流變化較穩定的原因。而對于圖15(a)中35 m/s噴水降溫效果是由于氣液兩相的沖量相當，所以會有明顯的波動狀態。

(a)20、30、35 m/s

(b)20、40、60 m/s

圖16為幾種流速狀態下地面的平均溫度變化。從溫度變化的脈動現象中也可看出，氣液兩相之間的耦合作用基本處于一個動態平衡狀態。

汽化速率的主要影響因素有氣液兩相間的溫度差、接觸面積2個方面。從圖17(a)中可得出，在20 m/s流速下，液態水汽化速率明顯高于40 m/s狀態。因此，可判斷20 m/s流速狀態氣液兩相接觸面較大。從圖17(b)得到40、55 m/s 2種流速狀態汽化速率基本一致，可判斷氣液兩相流場在這兩種工況下數值計算正確，氣液兩相流場相互作用處于穩定狀態。對比可知，燃氣流被水流截斷，此狀態下液相沖量占據主導地位。結合圖17(a)60 m/s狀態，因此不難得出在60 m/s流速下由于流速的增加，汽化速率增大的趨勢。在30、35 m/s 2種狀態下基本處于氣液兩相瞬時沖量相當的狀態。

表2為不同流速狀態下計算得到的燃氣流汽化率。對于計算時間原點的設定，通過對比圖15～圖17的原始數據可知，在0.06 s時刻氣液兩相狀態基本穩定。因此，選取該時間點作為計算汽化率時間起點，截取表2各狀態下不同時間段內液態水流入量和剩余量進行積分后并計算得出。從表2數據對比中可得出結論，在60 m/s流速狀態下，噴水降溫效果最佳。但20 m/s流速狀態下各項指標較好，在滿足降溫條件的前提下，選擇20 m/s流速噴水降溫可減少用水量、降低高壓氣瓶氣壓。

(a)20、30、35、40 m/s

(b)20、55、60 m/s

(a)20、35、40、60 m/s

(b)20、40、55 m/s

表2 不同噴水速率下汽化率Table2 Comparison of the gasification rate with the speed of water jet

4 結論

(1)車載雙面導流器在不噴水發射導彈狀態下，部分高溫燃氣流會流向發射車車底及輪胎部位，造成一定的燒蝕。尤其是燃氣流受到車輪的阻滯，造成在車輪表面氣流溫度較高，達到800 K，對于橡膠制品來說，處于危險工作狀態。另外，在車廂底部離地一定高度內燃氣流溫度較高，對于車底布置線纜等仍處于高溫工作狀態。

(2)在車箱底部設計噴水降溫裝置，利用常溫狀態下液態水的汽化吸熱原理以及兩相流的沖擊作用，能夠對沖擊到發射車底部的燃氣流有效抑制，對于車輪的熱防護效果顯著，使車輪表面氣流溫度最高值降低到670 K，處于安全工作狀態。同時，在60 m/s噴水速度下，燃氣流被有效地阻斷，消除了車廂底部高溫燃氣的潛在危害。

(3)液態水流速是噴水降溫效果的影響因素之一。一方面，噴水流速影響噴水總量，使得在單位時間內液體汽化總量發生變化，燃氣流內能減小，溫度降低；另一方面，影響水流沖量，造成在液相與氣相的耦合過程中，液相水對氣流的截斷，阻滯燃氣流向車頭方向擴散。

(4)噴水流速的增加與降溫效果的變化規律存在非線性，在流速由20 m/s增加至30 m/s或35 m/s后，車輪輪胎表面的最高溫度反而升高，在流速達到40 m/s后，降溫效果隨噴水流速的增加基本呈現線性降低的變化趨勢。分析在4種狀態下噴水流速的變化對于液態相的影響，主要是噴水總量和噴水瞬時沖量2個方面，從液態水總汽化量隨流速的增加基本呈遞增變化。因此，可推斷出現以上降溫效果的原因在于液態水的瞬時沖量的變化，氣液兩相瞬時沖量的相對變化，引起在交界面上兩相耦合作用發生變化，最終導致以上現象發生。

[1] 陳勁松, 林禹.雙面導流器排導規律研究[J].導彈與航天運載技術, 2006(2): 11-5.

[2] 胡曉磊, 樂貴高, 馬大為, 等.同心筒發射燃氣流二次燃燒數值研究及導流板結構改進[J].兵工學報, 2014(1): 62-69.

[3] 盛文成.燃氣導流器的流動特性數值分析[D].南京：南京理工大學, 2011.

[4] Bruce T Vu, Bachchan N, Peroomian O, et al.Multiphase modeling of water injection on flame deflector[R].AIAA 2013.

[5] 姜毅, 周帆, 張學文.固體火箭發動機尾焰注水流場實驗研究[J].彈箭與制導學報, 2011(3).

[6] 馬艷麗, 姜毅, 王偉臣, 等.噴水對火箭發動機羽流紅外特性的抑制作用研究[J].北京理工大學學報, 2011(7).

[7] 周帆, 姜毅, 郝繼光.火箭發動機尾焰流場注水降溫效果初探[J].推進技術, 2012(2).

[8] 姜毅, 趙承慶. 氣體射流動力學[M]. 北京: 北京理工大學出版社, 1998.

[9] Inc F. FLUENT 13.0[M]. Documentation, 2013.

[10] P 英克魯佩勒 弗, P 德維特 大, L伯格曼狄, 等. 傳熱和傳質基本原理[M]. 北京: 化學工業出版社, 2011.

(編輯：崔賢彬)

Study on the cooling effect of water injection on flame of vertical launch system

YU Shao-zhen1,2, JIANG Yi1, LIU Tao2, CHENG Guo-biao2, MA Bo2

(1.School of Aerospace Engineering, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China；2.Troops No.92768 of PLA, Shantou 515000, China)

The double-faced deflector is designed for vertical launch system with which the jet flow can be drained to the both sides and the rear region. However, there is still a small part of high temperature flow seriously inpacting on the bottom of the vehicle where the communication cable and the rubber tire are mounted. In order to achieve the purpose of thermal protection, a new water-cooling system is designed, which is fixed on the chassis with water-injection pipe. This design is based on the endothermic gasification principle to reduce the energy of jet flow; besides, the impulse of water flow can also be used to cut off the gas flow to reduce the high temperature region. The result shows the thermal protection is effective. What's more, the corresponding relation ship between water velocity and the cooling effect is studied through the numerical calculation in which the coupling of mixture multiphase model and species transport model are used. The optimized design can also be regarded as a theoretical reference for engineering application.

double-faced deflector；water injection；gas-liquid two-phase flow；vaporization effect

2014-04-30；

：2014-05-12。

于邵禎(1984—)，男，博士生，研究方向為燃氣射流研究與計算。E-mail:bitysz@bit.edu.cn

V553

A

1006-2793(2015)05-0628-07

10.7673/j.issn.1006-2793.2015.05.005