鄭衛(wèi)東，武紅梅，王亞威

(1.海軍裝備部艦船辦公室，北京 100071；2.中國艦船研究設(shè)計(jì)中心，武漢 430064；3.哈爾濱工程大學(xué)，哈爾濱 150001)

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彈藥艙內(nèi)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火泄壓排氣的數(shù)值模擬

鄭衛(wèi)東1，武紅梅2，王亞威3

(1.海軍裝備部艦船辦公室，北京 100071；2.中國艦船研究設(shè)計(jì)中心，武漢 430064；3.哈爾濱工程大學(xué)，哈爾濱 150001)

采用CFD方法對(duì)彈藥艙中固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火后的燃?xì)饬鲌?chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，分析意外點(diǎn)火的發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量流量、彈藥艙排氣面積等因素對(duì)艦船彈藥艙內(nèi)壓力場(chǎng)、溫度場(chǎng)變化規(guī)律以及泄壓排氣口附近氣體流量和溫度的影響，揭示了導(dǎo)彈意外點(diǎn)火后，彈藥艙泄壓排氣過程中艙室壓力溫度變化規(guī)律，為彈藥艙的排氣裝置的設(shè)計(jì)提供設(shè)計(jì)參考。

火箭發(fā)動(dòng)機(jī)；彈庫；泄壓；溫度；壓力

艦船彈庫中存放有數(shù)量不等的導(dǎo)彈，不同彈庫存放的導(dǎo)彈種類也不同，由于導(dǎo)彈自身帶有大量推進(jìn)劑，存在意外點(diǎn)火的危險(xiǎn)。當(dāng)導(dǎo)彈意外點(diǎn)火時(shí)，會(huì)在極短時(shí)間內(nèi)產(chǎn)生大量的高溫、高壓且高速的氣體，這種氣體若不及時(shí)從彈庫排出，會(huì)造成彈庫內(nèi)部壓力升高，超過彈庫自身的耐壓值，發(fā)生物理爆炸，并且還會(huì)引發(fā)其他導(dǎo)彈發(fā)生爆炸和點(diǎn)火，嚴(yán)重威脅艦船其他艙室的安全。

針對(duì)艦船彈庫中導(dǎo)彈存在意外點(diǎn)火的危險(xiǎn)因素，一般在彈庫頂部或側(cè)壁設(shè)有泄壓排氣裝置，當(dāng)彈庫中的導(dǎo)彈意外點(diǎn)火、且艙室內(nèi)壓力達(dá)到某閾值后，艦船彈庫安全系統(tǒng)會(huì)迅速打開泄壓排氣裝置，讓艙室內(nèi)的高溫、高壓氣體排泄到大氣中，降低艙室內(nèi)壓力。彈庫防爆抑爆系統(tǒng)的設(shè)計(jì)評(píng)估往往由于投資和風(fēng)險(xiǎn)巨大而不能進(jìn)行真實(shí)充分的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，所以能夠?qū)棊旆辣直Ｕ舷到y(tǒng)進(jìn)行評(píng)估的CFD仿真技術(shù)得到了廣泛關(guān)注。比如針對(duì)艦載彈藥艙泄壓排氣理論進(jìn)行研究，建立彈庫中導(dǎo)彈意外點(diǎn)火后的泄壓排氣數(shù)學(xué)模型[1-2]；使用FLUENT仿真軟件對(duì)導(dǎo)彈艙室固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的噴霧降溫過程進(jìn)行數(shù)值模擬[3]。

考慮使用 FLUENT 仿真軟件對(duì)導(dǎo)彈艙室內(nèi)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的燃?xì)饬鲌?chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，然后基于組分輸運(yùn)模型對(duì)導(dǎo)彈艙室內(nèi)的燃?xì)馀c溫度分布進(jìn)行計(jì)算，揭示彈藥艙泄壓排氣的過程，通過改變發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)量、彈藥艙排氣面積來分析相關(guān)因素對(duì)導(dǎo)彈艙室壓力溫度變化的影響。

1 數(shù)學(xué)模型

1.1 湍流模型

k-ε系列湍流模型包括標(biāo)準(zhǔn)(Standard)、RNG(renormalization group theory)以及Realizablek-ε模型，3種湍流模型均基于渦粘度概念與Boussinesq各向同性假設(shè)，湍流粘性系數(shù)(渦粘性系數(shù))μt具有相同的形式，均針對(duì)湍流動(dòng)能k和湍流動(dòng)能耗散率ε構(gòu)造輸運(yùn)方程，輸運(yùn)方程也具有相似的形式，其中標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型可表示為

(1)

(2)

1.2 組分輸運(yùn)模型

組分輸運(yùn)模型通過求解各組分的守恒方程來描述組分之間的混合與輸運(yùn)結(jié)果。組分i的輸運(yùn)守恒方程為

(3)

式中：等式左側(cè)第1項(xiàng)為時(shí)變項(xiàng);第2項(xiàng)為對(duì)流項(xiàng);右側(cè)第一項(xiàng)表示擴(kuò)散項(xiàng);Ri為組分i的化學(xué)反應(yīng)產(chǎn)生速率;Si為源項(xiàng)對(duì)應(yīng)的產(chǎn)生速率;Yi為組分i的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。假設(shè)混合物中共有n種組分,則該模型需要求解n-1次組分輸運(yùn)方程,最后一種組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)利用質(zhì)量分?jǐn)?shù)總和歸一的原則進(jìn)行求取,即用一減去其他組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)即可。為了減少計(jì)算誤差,最后一種組分應(yīng)該選為混合物中所占比重最大的一項(xiàng)。

(4)

式中：Di,m為組分i的質(zhì)量擴(kuò)散系數(shù)；μt為湍流粘度；Sc湍流施密特?cái)?shù),其默認(rèn)值為0.7，DT,j為熱擴(kuò)散系數(shù),等式右側(cè)第1項(xiàng)表示層流濃度擴(kuò)散與湍流濃度擴(kuò)散之和,通常湍流濃度擴(kuò)散值要顯著大于層流。

2 模擬條件

2.1 艙室模型及網(wǎng)格劃分

根據(jù)資料所提供的彈藥艙尺寸數(shù)據(jù)及發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)建立彈藥艙三維模型見圖1。

發(fā)動(dòng)機(jī)放置在彈藥艙中部，距離彈藥艙地面0.75 m。2個(gè)排氣口相距4 m左右。排氣口外面增加外部環(huán)境計(jì)算區(qū)域。整個(gè)計(jì)算域采用六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，網(wǎng)格數(shù)量為180萬左右。計(jì)算網(wǎng)格如圖2。

2.2 邊界條件

給定發(fā)動(dòng)機(jī)噴管入口為質(zhì)量流量入口邊界條件，外部環(huán)境邊界設(shè)置為壓力出口，艙室壁面設(shè)置為無滑移絕熱壁面，設(shè)置發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鉃閱我唤M分氣體。

入口參數(shù)。發(fā)動(dòng)機(jī)的質(zhì)量流量入口參數(shù)按照發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量流量曲線給定，設(shè)置入口溫度2 400 K，設(shè)置燃?xì)饨M分與空氣組分的比為1∶0。

出口參數(shù)。設(shè)置出口壓力為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓100 kPa，出口溫度為300 k，燃?xì)饨M分與空氣組分的比為0∶1。

當(dāng)排氣蓋兩側(cè)的壓差達(dá)到設(shè)定的警戒值時(shí)，排氣蓋的邊界條件由壁面邊界條件轉(zhuǎn)化為流體內(nèi)部邊界條件，以模擬排氣蓋打開的過程。

2.3 假設(shè)條件

1)由于發(fā)動(dòng)機(jī)中具體燃?xì)獾慕M分與比例未知，所以將發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)饧僭O(shè)為單一均質(zhì)可壓縮氣體進(jìn)行計(jì)算，并用fxf表示，忽略燃?xì)庵械念w粒相流動(dòng)，以及發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庵锌赡艹霈F(xiàn)的二次燃燒現(xiàn)象。

2)假設(shè)艙室所有壁面均為無厚度絕熱壁面，不考慮壁面?zhèn)鳠釒淼挠绊憽?/p>

3)假設(shè)排氣蓋打開是瞬時(shí)的，不考慮打開的過程。

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 艙室泄壓口關(guān)閉狀態(tài)模擬結(jié)果

3.1.1 假設(shè)單發(fā)導(dǎo)彈意外點(diǎn)火

為揭示彈藥艙排氣蓋的重要作用，先對(duì)艙室泄壓口封閉狀態(tài)時(shí)，導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的工況進(jìn)行模擬。

單發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火無泄壓口，泄壓口1和泄壓口2處超壓值(即表壓)隨時(shí)間的變化見圖3。彈藥艙內(nèi)超壓超過警戒值時(shí)，泄壓口自動(dòng)打開。在發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火后，彈藥艙壓力開始升高，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)流量的增加，艙室壓力上升速度也加快。發(fā)動(dòng)機(jī)流量恒定后，艙室壓力上升速度也變?yōu)槎ㄖ怠椝幣擁敳康?處排氣口的壓力完全重合，說明彈藥艙內(nèi)部壓力均勻，整個(gè)艙室的壓力平衡過程是瞬時(shí)完成的，所以泄壓口處的壓力也是艙室內(nèi)部的均壓。在點(diǎn)火后0.090 5 s艙內(nèi)超壓即達(dá)到警戒值，超過警戒壓力后隨著發(fā)動(dòng)機(jī)工作彈藥艙壓力繼續(xù)升高，接近發(fā)動(dòng)機(jī)工作尾段時(shí)，壓力上升速率減小，這與發(fā)動(dòng)機(jī)流量曲線中的下降段相對(duì)應(yīng)。發(fā)動(dòng)機(jī)工作結(jié)束后，艙室的氣量停止增加，彈藥艙壓力保持恒定。

彈藥艙過發(fā)動(dòng)機(jī)1所在位置的縱向截面處的不同時(shí)刻燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)見圖4，發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)膺M(jìn)入艙室后迅速與艙室內(nèi)原有冷空氣摻混，摻混后燃?xì)馑假|(zhì)量分?jǐn)?shù)迅速降低。以質(zhì)量分?jǐn)?shù)1%作為燃?xì)饴忧颁h，可以看到不同時(shí)刻燃?xì)庠趶椝幣搩?nèi)的蔓延裝填，逐漸充滿整個(gè)彈藥艙內(nèi)的空間。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)工作到0.58 s時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)工作結(jié)束，因此從t=0.58 s時(shí)的云圖看到，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)燃?xì)庖约盎踞尫磐戤叄瑃=0.6 s之后，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)已經(jīng)同周圍相一致，艙室各處燃?xì)馀c空氣比例均衡。

圖5所示為過發(fā)動(dòng)機(jī)1縱截面處不同時(shí)刻燃?xì)鉁囟仍茍D，從各時(shí)刻溫度云圖同樣可以看到發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庠趶椝幣搩?nèi)蔓延。發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庠谂c空氣摻混后溫度急劇下降，僅在發(fā)動(dòng)機(jī)的羽流區(qū)有較高的溫度。在發(fā)動(dòng)機(jī)工作結(jié)束后，艙室各處的溫度逐漸平衡。兩組圖的對(duì)比可以觀察出彈藥艙內(nèi)發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)獾馁|(zhì)量分?jǐn)?shù)擴(kuò)散過程與溫度的擴(kuò)散過程有明顯的一致性。

3.1.2 假設(shè)2發(fā)導(dǎo)彈意外點(diǎn)火

圖6中虛線為2發(fā)導(dǎo)彈意外點(diǎn)火時(shí)彈藥艙內(nèi)超壓變化。由圖2可見，由于進(jìn)入艙室的燃?xì)赓|(zhì)量流量增加1倍，2發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火艙室超壓值增長明顯大于1發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的情況，發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火后0.055 s即超過警戒壓力，隨即壓力繼續(xù)升高，直到發(fā)動(dòng)機(jī)工作結(jié)束時(shí)，彈藥艙壓力保持平衡，結(jié)束時(shí)彈藥艙最高超壓約110 kPa，約為單發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火時(shí)最高超壓的2倍。

3.2 不同彈藥艙泄壓面積的模擬結(jié)果

為揭示不同的排氣面積對(duì)彈藥艙泄壓排氣的影響規(guī)律，模擬在1發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的情況下，分別打開彈藥艙的1個(gè)泄壓口和打開2個(gè)泄壓口2種工況下，艙室的狀態(tài)變化。圖7所示為在單發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)意外的情況下，艙室封閉，打開1個(gè)和2個(gè)泄壓口3種工況下，艙室的超壓變化曲線。

由圖7可見，泄壓口的打開對(duì)于艙室壓力的降低十分顯著。在打開1個(gè)泄壓口的工況下，打開泄壓口后，彈藥艙的壓力雖仍在增長，但其增長速度明顯降低，在發(fā)動(dòng)機(jī)工作后期即發(fā)動(dòng)機(jī)的質(zhì)量流量開始下降時(shí)，彈藥艙的壓力達(dá)到最大值，隨后便開始下降。

從圖7中超壓曲線下降段的斜率逐漸變小可以看出彈藥艙的壓力下降速度逐漸變小。原因?yàn)閺椝幣搲毫_(dá)到最大值時(shí)，艙室內(nèi)外壓差較大，故排氣速度較快，隨著艙室壓力的下降，內(nèi)外壓差變小，故排氣速度也變小，進(jìn)而導(dǎo)致艙室壓力下降速度減小。在打開2個(gè)泄壓口的工況下，彈藥艙的壓力增長速度幾乎為0，艙室壓力近似為恒定值，說明在這種壓力下，通過泄壓口排出的氣體體積流量與發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)獾捏w積流量相同。在發(fā)動(dòng)機(jī)流量開始下降后，艙室壓力也開始下降。艙室壓力下降規(guī)律與打開1個(gè)泄壓口的工況相同。觀察打開1個(gè)泄壓口與打開2個(gè)泄壓口的工況艙室壓力曲線，對(duì)比發(fā)現(xiàn)，打開1個(gè)泄壓口的工況下，艙室所達(dá)到的最大超壓值近似為打開2個(gè)泄壓口工況下艙室所達(dá)到的最大超壓值的2倍。說明在發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的情況下，彈藥艙的壓力上升幅度與艙室泄壓口的面積成負(fù)相關(guān)。

圖8與圖9分別為在1發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火，打開2個(gè)泄壓口的情況下，通過2個(gè)泄壓口的氣體質(zhì)量流量，與通過泄壓口氣體的溫度變化曲線。從通過泄壓口的氣體質(zhì)量流量變化曲線可以看出，由于模擬中未考慮排氣蓋的打開過程，在泄壓口打開后，艙室內(nèi)氣體迅速向外排出，通過泄壓口的氣體質(zhì)量流量在極短的時(shí)間內(nèi)達(dá)到25 kg/s，之后則變化緩慢，并在彈藥艙壓力下降時(shí)，開始迅速下降。而通過泄壓口的氣體溫度在泄壓口打開后則呈緩慢上升的態(tài)勢(shì)，且氣體的溫度由上升轉(zhuǎn)為下降的時(shí)間也滯后于發(fā)動(dòng)機(jī)工作結(jié)束時(shí)間。前面的分析表明，艙室氣體的溫度上升隨著發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)獾穆泳徛龜U(kuò)散，呈現(xiàn)較大的非均勻性。在泄壓口打開初期，艙室內(nèi)泄壓口附近的氣體溫度仍較低，通過泄壓口排出的氣體溫度亦較低，隨著氣體的排出及艙室內(nèi)燃?xì)獾谋壤纳仙?，發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庖搽S之排出，氣體的溫度則越來越高。由2個(gè)泄壓口通過氣體的質(zhì)量流量與氣體溫度變化曲線明顯不同可看出，艙室泄壓口的位置對(duì)彈藥艙泄壓排氣也有影響。

此外，由圖8可以看出發(fā)動(dòng)機(jī)的燃?xì)赓|(zhì)量流量遠(yuǎn)小于通過排氣蓋的氣體質(zhì)量流量。原因?yàn)楦邷厝細(xì)饷芏刃?，進(jìn)入艙室后帶來大量熱量，使得艙室整體溫度升高，從而導(dǎo)致艙室內(nèi)氣體膨脹密度降低，大量氣體由于壓差作用被排出艙室。

3.3 發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火數(shù)量對(duì)彈藥艙泄壓的影響

為揭示不同的發(fā)動(dòng)機(jī)流量對(duì)彈藥艙泄壓排氣的影響規(guī)律，模擬在打開2個(gè)泄壓口的情況下，設(shè)置2發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的工況，并與放置1發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的工況對(duì)比，其艙室壓力變化曲線如圖10。

2發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的工況下，其艙室壓力曲線變化趨勢(shì)與1發(fā)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的工況相同，只是壓力上升與下降的速度更快，所達(dá)到的最大壓力也更大。說明在彈藥艙泄壓口面積不變的情況下，艙室壓力變化速度及壓力最大值與發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量流量成正相關(guān)。

4 結(jié)論

1)在艙室封閉的情況下，艙室超壓值增速與發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量流量成正相關(guān)，意外點(diǎn)火的發(fā)動(dòng)機(jī)數(shù)量越多，超壓值越大，艙室平均溫度越高。

2)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火時(shí)，艙室各處的壓力迅速平衡，而溫度則隨著發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)庵饾u蔓延至艙室各個(gè)角落，分布逐漸變得均勻。

3)彈藥艙的泄壓速度與泄壓口的面積呈正相關(guān)，艙室的最大超壓值與泄壓口的面積呈負(fù)相關(guān)，與發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量流量呈正相關(guān)。

4)彈藥艙泄壓口流出氣體的質(zhì)量流量要大于發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)獾馁|(zhì)量流量，且不同泄壓口處的氣體狀態(tài)受到泄壓口的相對(duì)位置與發(fā)動(dòng)機(jī)的放置位置的影響。

[1] 李士軍,賈空軍,周永存,等.艦載導(dǎo)彈庫泄壓排氣理論[J].艦船科學(xué)技術(shù),2015,37(4):227-231.

[2] 張起,李士軍,周永存,等.艦載導(dǎo)彈意外點(diǎn)火時(shí)艙室內(nèi)噴灑抑制的影響研究[J].艦船科學(xué)技術(shù),2015,37(8):193-197.

[3] 賴孝君,熊言義,王革,等.導(dǎo)彈艙室發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火噴霧降溫?cái)?shù)值研究[J].中國艦船研究,2013,8(6):101-108.

[4] 卞云龍.抑制劑及噴注參數(shù)對(duì)導(dǎo)彈艙室燃?xì)饬鲌?chǎng)的影響研究[M].哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué),2013.

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Numerical Simulation of the Exhaust Process in Case of Blast-off of the Rocket Motor in a Magazine

ZHENG Wei-dong1, WU Hong-mei2, WANG Ya-wei3

(1.Ship Office of Naval Department of PLAN, Beijing 100071, China;2.China Ship Development and Design Center, Wuhan 430064, China;3.Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

With CFD method the gas flow field in the magazine in case of the blast-off of rocket motor was simulated numerically. The influence of the number of the solid rocket motor and the exhaust area of the magazine to the pressure and temperature of the naval ammunition depot was analyzed. After the accidental ignition of the missile, the variation laws of pressure and temperature in the cabin during the process, and the mass flow and the temperature of the exhaust vent were studied. The results can be provided for the magazine safety design.

rocket motor; magazine; exhaust process; temperature; pressure

10.3963/j.issn.1671-7953.2017.03.006

2017-03-07

鄭衛(wèi)東(1965—)，男，學(xué)士，高級(jí)工程師

研究方向：船舶保障，學(xué)士，高級(jí)工程師

u698

A

1671-7953(2017)03-0026-05

修回日期：2017-03-27