張 磊，佘湖清

（中國船舶集團有限公司第七一〇研究所，湖北 宜昌 443003）

1 引言

固體火箭發(fā)動機具有機動性強、隱蔽性好、可靠性高等優(yōu)勢，因此其用于主動攻擊水雷、魚雷、潛射導(dǎo)彈等水下高速攻擊武器的主要推進動力［1］。固體火箭發(fā)動機在水下工作時，由于噴管外部環(huán)境水密度遠大于空氣，且超音速的高溫高壓燃氣與周圍水劇烈相互作用形成含有激波、相變、漩渦等復(fù)雜物理過程的不穩(wěn)定流動現(xiàn)象，從而導(dǎo)致發(fā)動機推力性能難以預(yù)估［2-3］。因此深入研究不同水深工況下固體火箭發(fā)動機推力特性及復(fù)雜兩相流動機理，對水下火箭動力發(fā)展具有重要意義。

針對固體火箭發(fā)動機水下工作過程及流場特性，國內(nèi)外學者進行了大量研究。王寶壽等［4］通過壓力水筒的推力矢量試車臺，測量了水深為10～40 m 條件下火箭發(fā)動機水下點火工作時的推力和側(cè)向力，研究了不同推力矢量控制方式下的發(fā)動機工作特性。賈有軍等［5］利用水下點火試車試驗系統(tǒng)對試驗發(fā)動機尾流的形貌及其演化過程進行了試驗研究。湯龍生等［6］通過有限水域環(huán)境試驗研究了水下燃氣射流氣泡的生長過程、壓力波傳遞及衰減特性。施紅輝等［7-8］進行了三維水下超聲速冷噴氣體射流的可視化試驗研究，分析了射流形成后氣液界面的不穩(wěn)定過程以及由此引起的射流脹鼓與回擊等流動振蕩現(xiàn)象。張春等［9］在壓力水筒中開展固體火箭發(fā)動機水下點火實驗，并基于流體體積函數(shù)（VOF）模型對燃氣與水相互作用過程進行了數(shù)值求解，著重分析了水下超聲速燃氣射流發(fā)展初期的燃氣泡形態(tài)及流場變化規(guī)律。王利利等［10］采用計算流體力學方法對固體火箭發(fā)動機水下超聲速射流的流場及推力演化過程進行數(shù)值仿真，對比分析了兩種擴張比噴管的流場結(jié)構(gòu)與推力變化。唐云龍等［11-12］建立了水下發(fā)動機軸對稱模型，將射流典型結(jié)構(gòu)與推力曲線時刻進行對照分析，并探究了發(fā)動機工作初期推力峰值的影響因素。張帥［2］基于VOF 界面追蹤方法建立了發(fā)動機水下燃氣超聲速射流模型，研究了不同工作水深和噴管膨脹比對水下發(fā)動機工作性能的影響。

綜上所述，關(guān)于水下固體火箭發(fā)動機的數(shù)值仿真大部分只重點研究了水下燃氣泡形態(tài)及流場變化規(guī)律，且與實際復(fù)雜過程有一定差別。對實驗研究僅在有限水域模擬試驗環(huán)境的容器中進行，由于實驗條件和成本的限制，關(guān)于真實水環(huán)境中發(fā)動機推力特性研究未見公開報道。為此，本研究利用連接船體的升降平臺，在湖上開闊水域不同水深開展固體火箭發(fā)動機水下點火實驗研究，討論了發(fā)動機工作時水下燃氣射流流場特性以及不同水深（10，30，50 m）環(huán)境對發(fā)動機推力的影響，并分析了不同裝藥發(fā)動機在水下工作的推力變化規(guī)律。

2 實驗系統(tǒng)及測試方法

實驗系統(tǒng)在水下的總體布置如圖1 所示，主要包括試驗發(fā)動機、連接船體升降平臺、操作控制系統(tǒng)、數(shù)據(jù)測量采集系統(tǒng)。

圖1 水下火箭發(fā)動機實驗系統(tǒng)布局示意圖1—火箭發(fā)動機，2—推力架，3—推力傳感器，4—底座，5—壓力傳感器，6—升降平臺，7—數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，8—穩(wěn)壓電源，9—高速攝像機Fig.1 Schematic diagram of the layout of underwater rocket engine experimental system1—rocket engine，2—thrust stand，3—thrust sensor，4—base，5—pressure sensor，6—lifting platform，7—data collection system，8—power supply，9—high speed camera

實驗發(fā)動機主要由前端蓋、燃燒室、推進劑、擋藥架、噴管、后端蓋等組成，如圖2 所示。采用內(nèi)外孔恒面燃燒的裝藥結(jié)構(gòu)，實驗中有三種不同推進劑裝藥的發(fā)動機，裝藥參數(shù)如表1 所示，對應(yīng)發(fā)動機噴喉直徑分別為18，11，18 mm。

連接船體升降平臺可以通過船上室內(nèi)操作控制系統(tǒng)實現(xiàn)0～200 m 水深范圍內(nèi)升降并制動在某一深度。通過操作控制臺顯示器可以實時監(jiān)測升降平臺升降速度及所處的深度，便于檢查試驗過程中詳細情況。

數(shù)據(jù)測量采集系統(tǒng)由水下高速攝像機、壓力傳感器、推力傳感器、應(yīng)變放大器、數(shù)據(jù)采集儀、計算機等組成，可以實現(xiàn)壓力、推力數(shù)據(jù)及尾流場圖像的自動采集。

圖2 實驗發(fā)動機示意圖1—前端蓋，2—燃燒室殼體，3—推進劑，4—測壓孔，5—擋藥板，6—后端蓋，7—噴管Fig.2 Schematic diagram of the experimental engine1—front cover，2—combustion chamber shell，3—propel?lant，4—pressure hole，5—charge baffle，6—rear cover，7—nozzle

表1 實驗發(fā)動機的裝藥參數(shù)mmTable 1 The charging parameters of experimental engines mm

實驗系統(tǒng)的工作過程為將完成裝藥的試驗發(fā)動機安裝固定在升降平臺上，連接測量線路并進行調(diào)試，再連接點火線路并確認電阻正常。然后通過船上操作控制系統(tǒng)將升降平臺以5 m·min-1的速度下降到預(yù)定的水深，收到電點火信號后，發(fā)動機開始工作，燃燒室內(nèi)迅速產(chǎn)生高溫高壓燃氣，快速聚壓沖破密封膜片，超聲速燃氣與周圍水劇烈摻混。數(shù)據(jù)采集后，將升降平臺上升到水面。為了接近火箭發(fā)動機實際工作環(huán)境，本試驗全過程在湖上開闊水域進行。

圖3 連接船體升降平臺示意圖Fig.3 Schematic diagram of the lifting platform connected to the hull

3 實驗結(jié)果與討論

3.1 水下燃氣射流的流動特性

用高速攝像機拍攝試驗發(fā)動機1 點火瞬間水下燃氣射流的形貌及其變化過程，其典型的擴展形態(tài)演化過程如圖4 所示。點火后生成的燃氣受到噴管密封蓋的慣性約束作用，燃燒室建壓一定程度時，燃氣沖破密封蓋的約束推動周圍水介質(zhì)，類似于發(fā)生水下輕微爆炸。

圖4 燃氣射流在水環(huán)境中擴展形態(tài)的演化過程Fig.4 The evolution process for the extended form of gas jet in water environment

由圖4 可以看出，密封蓋打開后，高速燃氣迅速沖擊周圍水介質(zhì)，開始形成扁平狀的燃氣泡。隨著燃氣連續(xù)的噴射，燃氣泡頭部沿軸向迅速向下游擴展，而尾部徑向受水壓作用逐漸收縮，發(fā)展為橢球體形狀，當燃氣射流達到穩(wěn)定狀態(tài)后，上游演化為細長狀，且射流通道內(nèi)不斷出現(xiàn)膨脹?壓縮現(xiàn)象。由于射流過程中燃氣與水的速度相差較大，呈現(xiàn)Kelvin?Helmholtz 不穩(wěn)定效應(yīng)［17］，導(dǎo)致氣液界面脈動劇烈，形成的氣液混合層呈“云團”狀。由此可見，伴隨有傳熱、相變、激波等復(fù)雜的氣液相互作用對超聲速燃氣射流結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大影響并消耗部分能量，會造成水下發(fā)動機推力損失。

3.2 不同水深對發(fā)動機推力的影響

實驗發(fā)動機1 在水深分別為10，30，50 m 條件下工作時，測得的燃燒室壓強如圖5 所示。從圖5 可以看出，發(fā)動機點火后燃燒室壓強迅速增大，瞬間出現(xiàn)壓強峰值，主要是由于噴管密封蓋打開后受到高密度水環(huán)境的阻滯作用。燃燒室壓強隨水深變化影響較小，平衡壓強約為6.5 MPa，發(fā)動機工作時間也基本相同，說明試驗發(fā)動機內(nèi)推進劑的燃燒過程基本不受水深變化影響。推進劑燃燒結(jié)束后燃燒室壓強迅速降低，直至降為環(huán)境壓強，這與實驗中相對應(yīng)的10，30，50 m水深環(huán)境壓強一致，從而進一步驗證了本實驗測試方案的準確性。

圖5 不同水深下發(fā)動機1 燃燒室壓強曲線Fig.5 Combustion chamber pressure curves of engine 1 at different water depths

圖6a、圖6b 和圖6c 分別為三種實驗發(fā)動機在水深10，30，50 m 工作時的推力曲線，從圖中可以看出，發(fā)動機在點火初期即出現(xiàn)推力峰值，與燃燒室壓強特征相同。對比圖6a、圖6b 和圖6c 發(fā)現(xiàn)，發(fā)動機1、發(fā)動機2、發(fā)動機3 的裝藥燃燒時間逐漸變長，由于三種裝藥肉厚相同，說明發(fā)動機1、發(fā)動機2、發(fā)動機3 裝藥燃速逐漸減小。發(fā)動機推力存在明顯周期性振蕩，主要是由燃氣射流內(nèi)的復(fù)雜激波結(jié)構(gòu)引起。隨著水深的增大，發(fā)動機推力明顯減小，主要是因為水深越大，燃氣射流受到水環(huán)境擠壓強度越大，燃氣的膨脹?壓縮過程越不充分。在發(fā)動機工作的平衡段時間內(nèi)對應(yīng)推力的平均值稱為平衡推力，發(fā)動機1在10 m 水深工作的平衡推力為2.33 kN，水深從10 m 增加到30 m 時，發(fā)動機1平衡推力降低了12%，水深從30 m 增加到50 m 時，平衡推力降低了10.7%。發(fā)動機2 工作從水深10 m 增加到50 m 時，平衡推力降低了21%。發(fā)動機3工作從水深10 m增加到50 m時，平衡推力降低了26.5%。由此可見水深對水下發(fā)動機推力有較大影響，屬于非線性關(guān)系?；趯嶒灉y量結(jié)果的特點，采用指數(shù)衰減方程對水深與發(fā)動機推力的函數(shù)關(guān)系進行擬合，如圖7 所示。擬合出的函數(shù)關(guān)系為F = A0+ A1e-h/A2式中，F(xiàn) 為發(fā)動機推力，kN；h 為發(fā)動機工作水深，m；A0、A1、A2為擬合參數(shù)，如表2 所示。

圖6 3 種發(fā)動機在不同水深下的推力曲線Fig.6 Thrust curves of three engines at different water depths

圖7 水下發(fā)動機平衡推力隨工作水深變化曲線Fig.7 Balanced thrust vs water depth curves of three engines at different water depths

表2 發(fā)動機推力隨水深變化的擬合參數(shù)Table 2 Fitting parameters for engine thrust with water depth

發(fā)動機推力擬合模型與實測值之間的誤差見表3，可以看出擬合值與實測值的誤差均在1%以內(nèi)，說明擬合模型能夠較好的反映出發(fā)動機平衡推力與水深之間的關(guān)系，為10～50 m 不同水深的發(fā)動機平衡推力預(yù)測提供理論基礎(chǔ)。

表3 發(fā)動機推力擬合值與實測值誤差Table 3 The error between the fitted value of engine thrust and the measured value

為說明發(fā)動機水下工作效率，對發(fā)動機水下工作與地面工作情況相比較，則水下發(fā)動機推力減小量定義為：

式中，F(xiàn)d為地面推力，kN；Fs為水下推力，kN。

圖8 水下發(fā)動機推力減小量隨水深的變化曲線Fig.8 Thrust reduction of underwater engine with increase of the water depths

4 結(jié)論

利用連接船體升降平臺對固體火箭發(fā)動機水下工作特性進行了實驗研究，分析了水下發(fā)動機燃氣射流的擴展過程，同時討論了不同水深條件下火箭發(fā)動機的推力特性，可得出以下結(jié)論：

（1）高溫高壓燃氣射流在水下的擴展是一個復(fù)雜的物理化學過程，初期形成扁平狀的燃氣泡逐漸演變?yōu)闄E球體形狀，射流通道內(nèi)不斷出現(xiàn)膨脹?收縮現(xiàn)象。氣液界面脈動劇烈，形成的混合層呈“云團”狀。

（2）發(fā)動機在點火初期出現(xiàn)推力峰值，發(fā)動機推力隨著水深增大而減小，燃燒室壓強基本不變。發(fā)動機1 在10 m 水深工作的平衡推力為2.33 kN，水深從10 m 增加到30 m 時，發(fā)動機1 平衡推力降低了12%，水深從30 m 增加到50 m 時，平衡推力降低了10.7%。發(fā)動機2 工作從水深10 m 增加到50 m 時，平衡推力降低了21%。發(fā)動機3 工作從水深10 m 增加到50 m時，平衡推力降低了26.5%。

（3）隨著水深的增加，發(fā)動機的推力減小量增大，在同一水深時，發(fā)動機2 的推力減小量最小，在10 m水深工作的推力減小量僅為4.5%。