張 正，李 冬，張 木，陳 皓

（中國運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京，100076）

筒口流場及其對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)水下點(diǎn)火影響的數(shù)值模擬

張 正，李 冬，張 木，陳 皓

（中國運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京，100076）

研究了導(dǎo)彈水下發(fā)射時(shí)筒口流場特性，并就筒口流場對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)水下點(diǎn)火初期的影響進(jìn)行了分析。采用Mixture多相流模型和RNG湍流模型以及動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)，求解了不同工況下二維軸對(duì)稱筒口流場及發(fā)動(dòng)機(jī)噴流流場。計(jì)算結(jié)果表明，水深越大，筒口氣泡斷裂越早；燃?xì)獍l(fā)生器熄火時(shí)，彈底離筒口越遠(yuǎn)，氣泡斷裂對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)影響越??；燃?xì)獍l(fā)生器延遲熄火，有利于發(fā)動(dòng)機(jī)噴流的建立。

潛射導(dǎo)彈；筒口氣泡；水下點(diǎn)火；數(shù)值模擬

0 引 言

采用水下點(diǎn)火發(fā)射的潛射導(dǎo)彈，可以及時(shí)對(duì)導(dǎo)彈的水中彈道和姿態(tài)進(jìn)行控制，提高導(dǎo)彈在水中運(yùn)動(dòng)的穩(wěn)定性，并獲得有利的出水姿態(tài)，從而增強(qiáng)潛射導(dǎo)彈的實(shí)戰(zhàn)能力[1,2]。但是，由于水的巨大慣性，導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)若直接在水環(huán)境中點(diǎn)火，則在發(fā)動(dòng)機(jī)噴流建立初期，高速流動(dòng)的氣流會(huì)受到水的阻礙，導(dǎo)致噴管內(nèi)壓強(qiáng)過高，從而威脅發(fā)動(dòng)機(jī)工作安全性[3]。

潛射導(dǎo)彈通過在彈底離開發(fā)射筒口一定距離處點(diǎn)火發(fā)射，可以利用從發(fā)射筒內(nèi)溢出并附著在彈尾的燃?xì)馀?，作為發(fā)動(dòng)機(jī)噴流建立初期燃?xì)獾氖芗{空間，從而減輕發(fā)動(dòng)機(jī)直接在水中點(diǎn)火所造成的沖擊，提高發(fā)動(dòng)機(jī)工作安全性。因此，水下發(fā)射與水下點(diǎn)火技術(shù)，越來越受到重視。

針對(duì)潛射導(dǎo)彈水下發(fā)射筒口流場特性，以及導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)水下點(diǎn)火時(shí)噴流的建立過程，很多學(xué)者都做了大量的研究工作[4～9]。但是，這些研究大多數(shù)都是將筒口流場與發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程分開研究，并且筒內(nèi)燃?xì)獍l(fā)生器一般都是在彈底離筒瞬時(shí)熄火，而對(duì)于采取近發(fā)射筒口點(diǎn)火的潛射導(dǎo)彈來說，燃?xì)獍l(fā)生器在彈底離筒不同位置處熄火，會(huì)直接影響筒口流場，進(jìn)而影響發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程的實(shí)現(xiàn)。為滿足實(shí)際工程需求，研究不同發(fā)射條件下的筒口流場特性，及其對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火的影響，本文通過求解二維軸對(duì)稱非定常雷諾平均N-S方程，在不考慮艇速和洋流影響的靜水條件下，對(duì)不同發(fā)射水深，以及筒內(nèi)燃?xì)獍l(fā)生器在彈底離筒不同位置熄火時(shí)，筒口流場以及發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程進(jìn)行數(shù)值模擬，給出不同水深和不同熄火位置對(duì)筒口流場和水下點(diǎn)火初期的影響，為工程應(yīng)用提供參考。

1 數(shù)學(xué)模型

本文采用FLUENT軟件對(duì)導(dǎo)彈水下發(fā)射和水下點(diǎn)火進(jìn)行二維軸對(duì)稱數(shù)值模擬，多相流模型選用能夠模擬各相之間相互摻混的Mixture多相流模型，并忽略相間滑移速度，湍流模型采用適合于模擬射流的RNG k-ε二方程模型。為便于仿真計(jì)算，不失真實(shí)性地對(duì)模型作出如下簡化假設(shè)：a）海水為不可壓縮流體，筒內(nèi)燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生的燃?xì)庖约皩?dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)噴管射流產(chǎn)生的燃?xì)饧僭O(shè)為粘性可壓縮氣體；b）由于整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程時(shí)間與發(fā)動(dòng)機(jī)工作時(shí)間均很短，因此不考慮水受熱汽化的影響，僅考慮水與燃?xì)鈨上嘧饔?；c）導(dǎo)彈從發(fā)射筒底部開始運(yùn)動(dòng)，一直運(yùn)動(dòng)到彈底離筒口5.1 m處發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火并持續(xù)工作一段時(shí)間，由于在導(dǎo)彈出筒后的這段距離內(nèi)導(dǎo)彈速度變化小，因此假定導(dǎo)彈出筒后始終保持15 m/s的速度不變[5]。其中，燃?xì)獍l(fā)生器總壓由內(nèi)彈道計(jì)算給出。各模擬工況如表1所示。

表1 模擬計(jì)算工況

1.1 控制方程

由于本文所研究內(nèi)容具有對(duì)稱性，因此選擇求解二維軸對(duì)稱非定常雷諾平均N-S方程，并采用各相間無滑移速度的Mixture多相流模型來模擬氣液兩相流動(dòng)。在該多相流模型中，各相被處理為相互貫穿的連續(xù)體，用體積分?jǐn)?shù)表示第k相在控制體內(nèi)所占體積分?jǐn)?shù)，包含各相體積分?jǐn)?shù)方程的控制方程如下[10]：

1.2 計(jì)算模型和邊界條件

計(jì)算模型和邊界條件如圖1所示，導(dǎo)彈總長6 m，直徑為0.544 m，導(dǎo)彈與發(fā)射筒壁間隙為0.048 m，發(fā)射筒底部距彈底為1 m，在距彈底0.372 m的彈身處有一密封環(huán)，以隔離發(fā)射燃?xì)?，密封環(huán)到達(dá)發(fā)射筒口后由wall邊界條件變?yōu)閕nterior邊界條件，以模擬密封環(huán)的脫落。流域徑向取彈徑的18倍，因此可以認(rèn)為流場區(qū)域足夠遠(yuǎn)，發(fā)射水深根據(jù)計(jì)算工況分別取20 m、30 m和40 m。整個(gè)區(qū)域以結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格為主，在彈頭曲線弧度大的地方使用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格填充，發(fā)動(dòng)機(jī)噴管處網(wǎng)格如圖2所示，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，根據(jù)發(fā)射水深不同，網(wǎng)格總數(shù)在28～39萬之間。在發(fā)動(dòng)機(jī)噴管內(nèi)預(yù)先充滿壓強(qiáng)為101 325 Pa，溫度為300 K的靜止氣體，發(fā)動(dòng)機(jī)未工作時(shí)，噴管出口有一堵蓋，以防外界高溫高壓燃?xì)膺M(jìn)入噴管，發(fā)動(dòng)機(jī)工作后噴管堵蓋打開。發(fā)動(dòng)機(jī)噴管入口總溫、總壓由燃燒室條件給出，并且在發(fā)動(dòng)機(jī)工作0.015 s時(shí)總溫、總壓達(dá)到穩(wěn)定值，如圖3所示。水域的上部為壓強(qiáng)出口邊界條件，出口靜壓為101 325 Pa，水域側(cè)邊為考慮重力影響的水深靜壓，通過自編UDF實(shí)現(xiàn)。使用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)，實(shí)現(xiàn)導(dǎo)彈筒內(nèi)和出筒后的運(yùn)動(dòng)。

圖1 計(jì)算模型和邊界條件

圖2 導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)處網(wǎng)格

圖3 噴管入口總壓、總溫條件

2 計(jì)算結(jié)果與分析

取導(dǎo)彈彈底出筒口瞬時(shí)為零時(shí)刻，對(duì)應(yīng)的發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火時(shí)刻為0.34 s，在艇壁面布置10個(gè)壓強(qiáng)監(jiān)測點(diǎn)，監(jiān)測點(diǎn)位置如表2和圖4所示。

表2 艇壁壓強(qiáng)監(jiān)測點(diǎn)位置

圖4 壓強(qiáng)監(jiān)測點(diǎn)位置

2.1 筒口流場分析

a）艇壁受力分析。

圖5給出了工況4艇壁10個(gè)壓強(qiáng)監(jiān)測點(diǎn)的時(shí)間歷程曲線。從圖5中可以看出，各監(jiān)測點(diǎn)壓強(qiáng)曲線基本重合，只有最大壓強(qiáng)量值略有不同，從監(jiān)測點(diǎn)1到最后一個(gè)監(jiān)測點(diǎn)，最大壓強(qiáng)逐漸減小。這說明，筒口流場對(duì)離發(fā)射筒軸線1.32 m范圍內(nèi)的艇壁的影響基本相同，并且距離筒口最近的監(jiān)測點(diǎn)1所面臨的壓強(qiáng)環(huán)境最惡劣。因此，本文對(duì)艇壁壓強(qiáng)監(jiān)測點(diǎn)的分析僅以監(jiān)測點(diǎn)1為例。

圖6給出20 m水深條件下，彈底在離筒口不同位置處熄火時(shí)，艇壁監(jiān)測點(diǎn)1的壓強(qiáng)時(shí)間歷程。從圖6中可以看出，在同一水深下，筒內(nèi)燃?xì)獍l(fā)生器在彈底離筒-1.05 m、0 m和1.005 m處熄火時(shí)，監(jiān)測點(diǎn)1所受壓強(qiáng)均會(huì)出現(xiàn)一個(gè)峰值，并且隨著熄火時(shí)彈底離筒距離的增加，壓強(qiáng)峰值出現(xiàn)時(shí)刻后移，峰值大小也越來越大。出現(xiàn)峰值的原因是筒口氣泡在發(fā)射筒軸線處斷裂，導(dǎo)致水流在斷裂處撞擊產(chǎn)生瞬時(shí)高壓，該壓強(qiáng)很快傳至艇壁處，使艇壁所受壓強(qiáng)驟增。而壓強(qiáng)峰后移是由于燃?xì)獍l(fā)生器工作時(shí)間越長，筒口氣泡內(nèi)氣體含量越大，氣泡體積維持時(shí)間越長，因此氣泡斷裂時(shí)刻越靠后，壓強(qiáng)峰出現(xiàn)時(shí)刻越晚。另外由圖6可知，當(dāng)燃?xì)獍l(fā)生器在彈底離筒口2.01 m處熄火時(shí)，直到發(fā)動(dòng)機(jī)開始工作，監(jiān)測點(diǎn)1都未出現(xiàn)壓強(qiáng)峰值。由此可知，此時(shí)筒口燃?xì)馀萆形闯霈F(xiàn)明顯的斷裂，從而也不會(huì)產(chǎn)生較高的瞬時(shí)壓強(qiáng)沖擊，這有利于保護(hù)發(fā)動(dòng)機(jī)的安全。

圖7給出了燃?xì)獍l(fā)生器在彈底離筒口1.005 m處熄火，不同水深時(shí)，監(jiān)測點(diǎn)1壓強(qiáng)時(shí)間歷程。從圖7中可以看出，隨著發(fā)射水深的增加，壓強(qiáng)峰值逐漸提前，這是因?yàn)?，水深越大，艇壁處的水深靜壓越大，筒口氣泡所受水壓也越大，使得氣泡斷裂時(shí)刻提前。當(dāng)水深為40 m時(shí)，監(jiān)測點(diǎn)1壓強(qiáng)在0.3 s以后很快又出現(xiàn)2次微幅振蕩，這說明筒口燃?xì)馀菰诎l(fā)生第1次大的斷裂后，剩余燃?xì)馀萦种貜?fù)經(jīng)歷膨脹-過膨脹-壓縮-過壓縮和斷裂的過程，并且2次斷裂時(shí)刻十分接近。另外從圖7中可以看出，水深為40 m時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程恰好處在剩余燃?xì)馀莸?次過膨脹狀態(tài)中。

圖5 工況4熄火監(jiān)測點(diǎn)壓強(qiáng)時(shí)間歷程

圖6 水深20m監(jiān)測點(diǎn)1壓強(qiáng)時(shí)間歷程

b）云圖分析。

圖8給出不同水深條件下筒口氣泡斷裂時(shí)流場相體積分?jǐn)?shù)云圖，其所對(duì)應(yīng)水深分別為20 m、30 m和40 m，所對(duì)應(yīng)時(shí)刻分別為0.340 s、0.290 s和0.251 s。從圖8a中可以看出，筒口氣泡分別在筒口處、氣泡中部和彈尾部發(fā)生斷裂。氣泡中部的斷裂，是由于導(dǎo)彈的軸向運(yùn)動(dòng)速度超過氣泡的徑向擴(kuò)張速度，導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)對(duì)氣泡形成抽吸作用，從而使氣泡拉斷。氣泡的拉斷還形成了回射流，回射流進(jìn)一步將氣泡割裂，使氣泡幾乎成為獨(dú)立的氣團(tuán)。彈尾部氣泡的斷裂同樣是由導(dǎo)彈抽吸作用導(dǎo)致的。而筒口氣泡的斷裂，是由于氣泡過膨脹使得泡內(nèi)壓強(qiáng)過低，氣泡在周圍海水的擠壓撞擊作用下形成的。圖8b、圖8c與圖8a類似，不同的是圖8c彈尾部沒有氣泡的斷裂，而氣泡中部斷裂所形成的回射流接近彈尾。

圖7 1.005 m處監(jiān)測點(diǎn)1壓強(qiáng)時(shí)間歷程

圖9給出不同水深條件下筒口氣泡斷裂時(shí)流場壓強(qiáng)云圖，所選水深和時(shí)間點(diǎn)與圖8相對(duì)應(yīng)。從圖8中可以看出，在筒口氣泡斷裂處，由于海水的撞擊產(chǎn)生了局部高壓。而在氣泡中部和彈尾部的斷裂處并沒有產(chǎn)生明顯的高壓，這也進(jìn)一步說明，這2處的斷裂并不是由于海水的擠壓撞擊造成的，從而可以避免海水在彈底發(fā)動(dòng)機(jī)處撞擊，有利于保護(hù)發(fā)動(dòng)機(jī)安全。

綜合分析6種工況的筒口流場，結(jié)果表明，筒口氣泡均呈現(xiàn)出膨脹-過膨脹-壓縮-過壓縮-斷裂，斷裂之后的氣泡又會(huì)重復(fù)出現(xiàn)膨脹、壓縮等過程，該物理現(xiàn)象與文獻(xiàn)[4]、[5]、[10]所描述的現(xiàn)象相符。不同的是，隨著發(fā)射水深的不同以及燃?xì)獍l(fā)生器熄火時(shí)彈底離筒口位置的不同，筒口氣泡在斷裂之后可能只經(jīng)歷了膨脹-過膨脹-壓縮-過壓縮-斷裂的前若干個(gè)過程，這是因?yàn)榘l(fā)射水深的不同會(huì)直接影響氣泡外水深靜壓大小，而熄火點(diǎn)的不同則會(huì)導(dǎo)致氣泡內(nèi)壓強(qiáng)分布不同。

圖8 不同水深條件下筒口氣泡斷裂時(shí)流場相體積分?jǐn)?shù)云圖

圖9 不同水深條件下筒口氣泡斷裂時(shí)流場壓強(qiáng)云圖

2.2 發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火初期流場分析

發(fā)動(dòng)機(jī)在0.34 s時(shí)開始點(diǎn)火，此時(shí)彈底距筒口為5.1 m。圖10給出了20 m水深，0.355 s時(shí)燃?xì)獍l(fā)生器在彈底離筒口不同位置處熄火時(shí)，噴管軸線壓強(qiáng)、馬赫數(shù)以及密度分布，此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)噴管入口總溫、總壓已經(jīng)達(dá)到最大值并持續(xù)工作0.015 s（圖中橫坐標(biāo)x/ d表示軸向坐標(biāo)與噴管出口直徑的比值）。從圖10中可以看出，在噴管出口外約1倍噴管出口直徑處，存在一道較強(qiáng)的激波，并且激波位置在1倍噴管出口直徑處有微幅振蕩，這說明燃?xì)馍淞髟趪姽艹隹诟浇鸦窘⒎€(wěn)定，而在軸線上約2倍噴管出口直徑以外，氣流參數(shù)有較大變化，尤其是氣流壓強(qiáng)和密度有較大幅度上升。這主要是因?yàn)槿細(xì)馍淞魃形囱由斓较掠危瑢?duì)下游流場參數(shù)沒有明顯影響，下游流場參數(shù)主要受筒口燃?xì)馀莸挠绊?。筒口燃?xì)馀菰谳S線處發(fā)生斷裂，在斷裂處由于水流的沖擊，流場參數(shù)發(fā)生突越。在噴管軸線上約2倍噴管出口直徑以外的地方，氣流速度Ma＜1，而氣流壓強(qiáng)和密度卻發(fā)生很大變化，并且壓強(qiáng)變化趨勢與密度變化趨勢具有相似性。以工況1為例，壓強(qiáng)在約4.2倍噴管出口直徑處出現(xiàn)峰值，量值迅速增加到1000 kPa以上，而在該處密度同樣達(dá)到峰值，接近水的密度。由此可知，筒口燃?xì)馀菰谠撎幇l(fā)生斷裂，水流在該處產(chǎn)生沖擊，使得壓強(qiáng)突增，同時(shí)由于氣泡在該處被強(qiáng)烈壓縮以及水流的加入，導(dǎo)致密度也大大增加。由2.1節(jié)分析可知，氣泡的斷裂可能會(huì)引起回射流，當(dāng)燃?xì)馀菰诳拷鼜椀椎奈恢冒l(fā)生斷裂并產(chǎn)生回射流時(shí)，該回射流可能會(huì)影響噴管燃?xì)馍淞鞯慕?，并?duì)發(fā)動(dòng)機(jī)造成沖擊破壞。因此，對(duì)于采取近發(fā)射筒口點(diǎn)火的潛射導(dǎo)彈，在發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火前要使附著在彈底的燃?xì)馀荼M可能大。

圖10 20m水深時(shí)噴管軸線處參數(shù)分布

圖11給出0.355 s時(shí)燃?xì)獍l(fā)生器在彈底離筒口1.005 m處熄火時(shí)，不同水深條件下噴管軸線壓強(qiáng)、馬赫數(shù)以及密度分布。從圖11中可以看出，隨著水深的增加，軸線處壓強(qiáng)逐漸減小，激波距噴管出口距離有所增加，軸線處密度迅速減小。與20 m和30 m水深相比，當(dāng)水深為40 m時(shí)，軸線處密度量值很小，接近燃?xì)饷芏?，表明此時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鈬娏饕鸦窘ⅰＳ?.1節(jié)分析可知，當(dāng)水深為40 m時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程恰好處在剩余燃?xì)馀莸?次過膨脹狀態(tài)中，燃?xì)馀莸倪^膨脹增加了彈后燃?xì)馀莸捏w積以及軸向長度，從而增加了發(fā)動(dòng)機(jī)噴流的受納容積，使得噴流更便于建立。

圖12給出了40 m水深，燃?xì)獍l(fā)生器在彈底離筒口1.005 m處熄火時(shí)（工況6），發(fā)動(dòng)機(jī)噴流在燃?xì)馀葜械慕⑦^程。從圖12中可以看出射流不斷向下游發(fā)展，其軸向距離和徑向距離都在不斷增加。

圖11 1.005m處熄火時(shí)噴管軸線處參數(shù)分布

圖12 40m水深，1.005m處熄火時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)噴流在燃?xì)馀葜械慕⑦^程氣相體積分?jǐn)?shù)云圖

為進(jìn)一步研究發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火過程對(duì)艇壁所造成的壓力沖擊，圖13給出工況4中發(fā)動(dòng)機(jī)開始工作后監(jiān)測點(diǎn)1的壓強(qiáng)時(shí)間歷程曲線。從圖13中可以看出，在發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火約0.02 s后（對(duì)應(yīng)圖中t=0.36 s），點(diǎn)火所造成的壓力沖擊已傳至監(jiān)測點(diǎn)1，造成該點(diǎn)壓強(qiáng)突增。隨后，在筒口燃?xì)馀菝}動(dòng)和發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)馍淞鞯墓餐饔孟?，監(jiān)測點(diǎn)1的壓強(qiáng)在不斷振蕩增加，最大值約為640 kPa。該瞬時(shí)高壓可能會(huì)對(duì)發(fā)射筒蓋或鄰?fù)矊?dǎo)彈前易碎蓋造成一定的破壞作用，因此在實(shí)際工程應(yīng)用中，應(yīng)采取一定的措施保護(hù)發(fā)射筒蓋和前易碎蓋。

圖13 發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火后監(jiān)測點(diǎn)1壓強(qiáng)時(shí)間歷程曲線

3 結(jié)束語

本文研究了不同發(fā)射水深，以及燃?xì)獍l(fā)生器在彈底離發(fā)射筒口不同位置處熄火時(shí)的流場特性，并對(duì)此時(shí)筒口流場對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火初期的影響進(jìn)行了分析，得出以下結(jié)論：

a）隨著發(fā)射水深的增加，艇壁所受壓強(qiáng)峰值的出現(xiàn)時(shí)刻會(huì)逐漸提前，這是由于隨著水深增加，筒口水深靜壓越大，筒口燃?xì)馀輸嗔褧r(shí)刻逐漸提前。隨著燃?xì)獍l(fā)生器熄火時(shí)，彈底離筒口距離的增加，艇壁所受壓強(qiáng)峰值出現(xiàn)時(shí)刻會(huì)逐漸靠后，這不僅是由于隨著燃?xì)獍l(fā)生器工作時(shí)間的延長，筒口燃?xì)馀輧?nèi)燃?xì)鈺?huì)得到筒內(nèi)燃?xì)飧嗟难a(bǔ)充，使筒口氣泡能維持更長時(shí)間，從而氣泡斷裂時(shí)刻靠后。對(duì)于水下點(diǎn)火的導(dǎo)彈，筒口氣泡斷裂時(shí)刻越早，彈底離筒口氣泡斷裂位置越近，氣泡斷裂時(shí)產(chǎn)生的沖擊對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)影響越大，因此當(dāng)大水深發(fā)射時(shí)，可使彈底離開筒口后，燃?xì)獍l(fā)生器繼續(xù)工作一段時(shí)間。

b）靠近筒口的燃?xì)馀莸臄嗔阉斐傻木植扛邏?，要高于靠近彈底的燃?xì)馀莸臄嗔阉斐傻膲簭?qiáng)。這是由于彈底處的燃?xì)馀莸臄嗔?，更多的是受?dǎo)彈軸向運(yùn)動(dòng)所引起的抽吸作用造成的，在軸線處不會(huì)有很強(qiáng)的水流沖擊。這可減輕氣泡斷裂造成的瞬時(shí)高壓對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)安全性的影響。

c）采用近發(fā)射筒口點(diǎn)火技術(shù)，在彈底離開發(fā)射筒后，使燃?xì)獍l(fā)生器持續(xù)工作一段時(shí)間，有利于減小筒口燃?xì)馀輸嗔褜?duì)發(fā)動(dòng)機(jī)噴流建立的影響，可以使發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鈬娏鞅M快建立，并在噴管出口附近保持相對(duì)穩(wěn)定，激波也不會(huì)在噴管附近大幅度振蕩，從而有利于提高發(fā)動(dòng)機(jī)工作安全性。但這種點(diǎn)火方式可能會(huì)對(duì)艇帶來一定的沖擊，在應(yīng)用中應(yīng)引起足夠的重視。

d）由于本文采用二維軸對(duì)稱計(jì)算模型，未考慮艇速和洋流等因素的影響，而在實(shí)際工程應(yīng)用中，這些因素會(huì)對(duì)筒口流場和水下點(diǎn)火產(chǎn)生重要影響，因此后續(xù)需對(duì)這些因素的影響作出進(jìn)一步的研究。

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Numerical Investigation to Outlet Flow Field and Its Impact on Underwater Ignition of Rocket Engine

Zhang Zheng, Li Dong, Zhang Mu, Chen Hao
(China Academy of Launch Vehicle Technology, Beijing, 100076)

The feature of outlet flow field underwater and its impact on underwater ignition of rocket engine are researched. The Mixture multiphase model, RNG turbulence model and dynamic girding are adopted to solve axisymmetric outlet flow field and underwater gas jet at different conditions. The result shows that the deeper the depth, the sooner the cavities break; the farther away from the outlet, the smaller the cavities break impact on the engine; delay flameout of the gas generator is conducive to the establishment of the jet stream.

Submarine launching missile; Outlet cavity; Underwater ignition; Numerical simulation

TJ762.4

A

1004-7182(2016)05-0080-07

10.7654/j.issn.1004-7182.20160517

2015-11-02；

2015-11-27

張 正（1989-），男，助理工程師，主要研究方向?yàn)樗掳l(fā)射與水下點(diǎn)火