，，

(中國船舶重工集團(tuán)公司第七一三研究所， 鄭州 450015)

艦船彈藥庫存貯了大量彈藥，彈藥庫的安全性關(guān)系到艦船的戰(zhàn)斗力[1]。當(dāng)彈藥庫發(fā)生導(dǎo)彈發(fā)動機(jī)意外點(diǎn)火工作時，燃燒室燃燒后由噴管噴射出大量高溫-高速燃?xì)饬?，整個彈藥庫溫度和壓力會隨之升高，彈藥庫內(nèi)其他彈藥等含能材料和熱敏感材料在高溫烘烤等熱刺激作用下，可能出現(xiàn)自點(diǎn)火或爆炸。歷史上發(fā)生過多次因?qū)椧馔恻c(diǎn)火而引發(fā)的彈庫事故，甚至造成整船沉沒。當(dāng)彈藥庫出現(xiàn)火災(zāi)等險情時，對彈藥庫采取快速及時的滅火降溫措施很必要[2]。

長期以來哈龍以其在防火防爆抑爆方面的優(yōu)越性能被廣泛使用，1987年聯(lián)合國環(huán)境署通過了《關(guān)于消耗臭氧物質(zhì)的蒙特利爾議定書》，哈龍?jiān)谌蚍秶饾u被全面禁用[3]。作為哈龍滅火替代技術(shù)之一的細(xì)水霧滅火技術(shù)，以其環(huán)保、費(fèi)用低、水漬災(zāi)害小等諸多優(yōu)點(diǎn)逐步得到廣泛關(guān)注和應(yīng)用[4]。

水具有高比熱容 [4.2 J/(g·K) ]和高蒸發(fā)潛熱(2 260 J/g)，對輻射熱衰減和火焰抑制效果顯著。與傳統(tǒng)消防噴淋技術(shù)相比，細(xì)水霧技術(shù)優(yōu)勢明顯：霧滴粒徑更小，同一質(zhì)量下增大表面積有利于吸熱和蒸發(fā)。此外，蒸發(fā)氣化置換了火焰區(qū)周圍氧氣，氣化后高達(dá)1 700倍的體積膨脹可稀釋燃料和助燃?xì)怏w，卷吸進(jìn)來的空氣同樣可稀釋燃料濃度。

霧場特性是火災(zāi)的滅火效能的主要因素，研究表明，噴霧量、粒徑分布和速度是霧場特性的主要參數(shù)。對于霧滴粒徑來說，并不是霧滴粒徑越小越好。液滴粒徑小的霧場，有利于蒸發(fā)吸熱的且有效衰減火焰輻射；但更難穿透火焰，易被吹散，導(dǎo)致滅火效率下降[4-5]；液滴粒徑大的霧場，穿透火焰達(dá)燃料表面并且冷卻和濕潤燃料的能力更強(qiáng)，但是吸熱和蒸發(fā)能力弱，氣體特性不強(qiáng)導(dǎo)致抑制火的能力減弱。不少學(xué)者對最優(yōu)滅火霧滴粒徑研究表明，沒有統(tǒng)一的最優(yōu)粒徑區(qū)域適合于所有的火災(zāi)類型。

對于某一特定的噴頭，通過改變噴頭初始壓力來改變噴霧量、霧滴直徑和霧滴速度等霧場參數(shù)，進(jìn)而影響噴淋降溫效能。針對某一特定的艙室，基于Fluent流體仿真軟件對艦載彈藥庫導(dǎo)彈發(fā)動機(jī)意外點(diǎn)火后彈藥庫內(nèi)燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行仿真計(jì)算，基于組分輸運(yùn)加入離散相DPM噴霧降溫模型，耦合計(jì)算整個艙室的降溫過程，研究不同噴頭壓強(qiáng)對降溫效能的影響[6-8]，同時對不同噴淋初始壓強(qiáng)下的霧場分布進(jìn)行分析，探討改變噴頭壓強(qiáng)對降溫效能產(chǎn)生的影響。

1 數(shù)理模型

1.1 液滴的受力

細(xì)水霧的生成實(shí)際上是液體破碎成大量離散相液滴，液滴破碎的機(jī)理比較復(fù)雜，已有研究普遍從受力的角度對破碎進(jìn)行分析，液滴的受力和運(yùn)動滿足牛頓第二定律。

(1)

式中：FD表示阻力；Ff表示浮力；Fx表示附加項(xiàng)力。霧滴在氣相中運(yùn)動受的阻力包括黏性切應(yīng)力和壓差阻力：

(2)

阻力系數(shù)ξ可通過不可壓縮黏性流N-S方程組數(shù)值求解。雷諾數(shù)Re對阻力系數(shù)ξ的影響很大，大量實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上得到阻力系數(shù)ξ與雷諾數(shù)Re的關(guān)系，見圖1。

圖1 霧滴運(yùn)動阻力系數(shù)ξ與雷諾數(shù)Re關(guān)系

雷諾數(shù)Re和阻力系數(shù)ξ的關(guān)系如式(3)所示。

(3)

1.2 液滴的破碎

在穩(wěn)定氣流中，液體的破碎受氣動力、表面張力和粘滯力的影響。粘度越小，液滴破碎受粘滯力的影響變小。當(dāng)球形液滴在穩(wěn)定氣流中運(yùn)動時，所受氣動力為

(4)

量綱一的量化：

(5)

韋伯?dāng)?shù)大于臨界韋伯?dāng)?shù)開始破碎，液滴最大穩(wěn)定直徑：

(6)

破碎的臨界相對速度：

(7)

1.3 液滴的熱質(zhì)傳遞

當(dāng)液滴溫度Tp小于蒸發(fā)溫度Tvap時，液滴和周圍氣體只傳熱：

Qp=hAp(Tg-Tp)

(8)

對流傳熱系數(shù)h由努塞爾數(shù)關(guān)聯(lián)式得到

(9)

當(dāng)溫度Tp大于沸點(diǎn)溫度Tbp時為沸騰傳熱傳質(zhì)，沸騰蒸發(fā)反應(yīng)率方程：

(10)

當(dāng)溫度Tvap≤Tp≤Tbp時，液滴從周圍環(huán)境中吸收的熱量，一部分用于液滴溫度的升高，即顯熱的變化，一部分用于液滴氣化需要的潛熱，液滴熱量平衡方程：

(11)

對流傳質(zhì)系數(shù)ki與質(zhì)量擴(kuò)散通量Ni和濃度差關(guān)系表示為

Ni=ki(Ci,p-Ci,g)

(12)

傳質(zhì)系數(shù)ki根據(jù)舍伍德數(shù)關(guān)聯(lián)式得到

(13)

質(zhì)量傳遞方程為

mp(t+Δt)=mp(t)-NiApMw,iΔt

(14)

2 模擬條件

艙室為長方形結(jié)構(gòu)，空間尺寸為6 m×5 m×3.5 m，艙室頂部開有圓形排氣孔，排氣孔直徑為0.4 m。艙室尺寸導(dǎo)彈垂直豎立艙室中心位置，根據(jù)實(shí)際物理工況，綜合考慮相關(guān)因素，在不影響流場特性的前提下，對計(jì)算模型進(jìn)行適當(dāng)簡化，忽略艙室內(nèi)設(shè)備對流場的影響，簡化后幾何模型見圖2，計(jì)算網(wǎng)格見圖3。

圖2 艙室?guī)缀文Ｐ?/p>

圖3 計(jì)算網(wǎng)格

火箭發(fā)動機(jī)燃?xì)饬鳛閺?fù)雜的高溫、高壓、高速流，本身成分復(fù)雜，氣固混合，常伴隨著復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)。在計(jì)算中，忽略燃?xì)獾念w粒相，假定燃?xì)饨M分混合均勻且性質(zhì)單一，與周圍環(huán)境無化學(xué)反應(yīng)，燃?xì)獾谋葻岜群愣ā?/p>

發(fā)動機(jī)參考某型號試車試驗(yàn)實(shí)測值，入口總溫為氣體的定壓燃燒溫度，總壓為發(fā)動機(jī)燃燒室壓強(qiáng)。艙壁和導(dǎo)彈外殼為固體壁面邊界條件，壁面熱邊界為絕熱，忽略與相鄰?fù)饨绛h(huán)境的換熱；發(fā)動機(jī)點(diǎn)火后泄壓孔為打開狀態(tài)，和外界環(huán)境相連通。

根據(jù)以上模擬條件，對發(fā)動機(jī)意外點(diǎn)火的燃?xì)饬鲌鲞M(jìn)行數(shù)值模擬和分析；當(dāng)發(fā)動機(jī)點(diǎn)火工作一定時間后，防火防爆系統(tǒng)啟動，基于Fluent仿真軟件的DPM離散相組分輸運(yùn)噴霧模型，對艙室高溫環(huán)境進(jìn)行噴霧降溫，通過改變噴頭初始壓強(qiáng)，研究噴頭壓強(qiáng)對彈藥艙噴淋效能的影響。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 降溫前后溫度對比

圖4為發(fā)動機(jī)工作4 s時艙室的溫度分布。由圖4可見，整個艙室溫度較高，在1 000 K以上，尤其是在發(fā)動機(jī)尾部正沖區(qū)域，局部溫度在2 000 K以上；噴霧降溫9 s后，艙室的溫度分布顯示降溫效果明顯(見圖5)，除了發(fā)動機(jī)尾部正沖區(qū)域外，艙室其他區(qū)域溫度380 K以下，可減少因高溫而引發(fā)的安全事故。

在仿真過程中，對于燃?xì)饬髡龥_底板的沖擊區(qū)，由于燃?xì)獾乃俣雀?，液滴質(zhì)量和速度都較小，難以貫穿到這兩個區(qū)域。由于仿真模型功能的限制，對于匯聚于艙室底部的液滴不能很好處理，這部分區(qū)域溫度降低不理想。噴淋系統(tǒng)啟動后，不能蒸發(fā)的液滴會聚集于艙室底部，一定時間內(nèi)會形成一定高度的液面，艙室底部的降溫實(shí)際效果較好。

圖4 發(fā)動機(jī)工作4 s后艙室溫度分布

圖5 噴淋工作9 s后艙室溫度分布

圖6為噴頭開啟前火箭發(fā)動機(jī)工作4 s時艙室內(nèi)水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布，水蒸氣在艙室內(nèi)基本均勻分布，發(fā)動機(jī)燃?xì)饨M分所含的水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為2%。圖7為當(dāng)噴淋系統(tǒng)工作9 s后水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)顯示。隨著液滴在高溫艙室內(nèi)不斷蒸發(fā)，水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)快速上升，艙室內(nèi)水蒸氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)越來越大，噴淋9 s后達(dá)到17%左右。

圖6 噴淋前艙室水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖7 噴淋9 s后艙室水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

圖7還顯示部分近壁區(qū)水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于其他區(qū)域，因?yàn)橐旱芜\(yùn)動到壁面后飛濺成粒徑更小的液滴，蒸發(fā)速率更高。此外，燃?xì)饬髟谂撌冶诿鏈u旋流動較強(qiáng)，換熱強(qiáng)度更大，有利于蒸發(fā)。導(dǎo)致近壁區(qū)水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)更高。

3.2 噴頭初始壓強(qiáng)對噴淋效能的影響

為研究噴淋強(qiáng)度對艙室降溫效果的影響，保持火箭發(fā)動機(jī)參數(shù)不變，位置不變，即發(fā)動機(jī)點(diǎn)火后艙室的高溫環(huán)境不變，噴頭數(shù)量和組合位置也不變，噴頭其他參數(shù)也保持不變，只改變噴頭初始壓強(qiáng)，研究噴頭不同壓強(qiáng)對降溫效能的影響。分別設(shè)置初始壓強(qiáng)為0.3、0.4、0.5、0.6 MPa，研究不同噴霧壓強(qiáng)下艙室溫度隨時間的變化，在艙室內(nèi)上、中、下3個高度監(jiān)測艙室內(nèi)溫度的變化，同一高度均布9個測點(diǎn)，共27個測點(diǎn)。取27個測點(diǎn)的平均溫度作為艙室這一時刻的特征溫度，不同噴頭壓強(qiáng)下艙室溫度隨時間的變化曲線，見圖8。

圖8 噴頭壓強(qiáng)對降溫效能的影響

由圖8可見，4種壓強(qiáng)下艙室溫度的變化曲線一致，均為在初始階段溫度快速下降，溫度下降到500 K以后溫度下降緩慢，溫度曲線下凹說明溫度降低速率逐步減緩。隨著噴霧壓強(qiáng)的增大，艙室溫度到達(dá)380 K所需的時間越來越短，艙室溫度下降的速度更快，艙室的降溫效率更高；艙室內(nèi)溫度由1 000 K降低到380 K的時間由9.1 s縮減到6.5 s。隨著噴霧壓強(qiáng)增大，降溫效率提高也不是無限度；隨著噴霧壓強(qiáng)提高，降溫效能提高的速率減小，壓強(qiáng)由0.3 MPa到0.4 MPa降溫效能提高的幅度要大于0.5 MPa到0.6 MPa效能的提高。

對于不同噴淋初始壓強(qiáng)是如何影響降溫效能，需進(jìn)行進(jìn)一步探討。對于某一特定的噴頭，隨著噴淋壓強(qiáng)的增大，會改變霧場分布，即不同壓強(qiáng)會導(dǎo)致噴頭流量不同，霧滴粒徑分布不同，霧滴速度不同。對特定噴頭做了不同壓強(qiáng)下的性能試驗(yàn)。試驗(yàn)系統(tǒng)中流量計(jì)對不同壓強(qiáng)下的流量進(jìn)行記錄，流量數(shù)理處理結(jié)果見圖9；激光粒度儀對不同壓強(qiáng)下的粒徑分布進(jìn)行測量，測量數(shù)據(jù)處理結(jié)果見圖10；高速攝像機(jī)攝像并通過計(jì)算機(jī)軟件對霧滴速度進(jìn)行計(jì)算，速度見圖11。

圖9 噴頭壓強(qiáng)對流量的影響

圖9顯示隨著噴頭壓強(qiáng)的增大噴頭流量基本成線性增大，曲線略微上凸，說明壓強(qiáng)增大到一定程度，流量的增大速率會下降。

圖10 噴頭壓強(qiáng)對粒徑分布的影響

圖10顯示隨著壓強(qiáng)的增大，在較小的粒徑范圍內(nèi)積累概率越來越往高，即隨著壓強(qiáng)的增大，較小粒徑的顆粒越來越多。當(dāng)初始壓強(qiáng)增大到一定程度，霧場中各個粒徑區(qū)域分布趨于穩(wěn)定，壓強(qiáng)對粒徑分析的影響越來越弱。

圖11 噴頭壓強(qiáng)對霧滴速度的影響

圖11顯示隨著噴頭壓強(qiáng)的增大霧滴速度基本成線性增大，動量增大。液滴速度由0.3 MPa時的9.83 m/s增大至0.6 MPa時的13.96 m/s，曲線略微上凸，說明壓強(qiáng)增大到一定程度，霧滴速度的增大速率會下降；霧滴速度隨壓強(qiáng)的變化趨勢和流量隨壓強(qiáng)的變化曲線走勢一致。

4 結(jié)論

1)發(fā)動機(jī)意外點(diǎn)火后，艙室溫度快速達(dá)到1 000 K以上，當(dāng)噴淋系統(tǒng)工作9 s后可以將艙室高溫環(huán)境快速降低到380 K以下，降溫效能顯著。

2)隨著噴頭初始壓強(qiáng)的增大，霧滴量更大、粒徑更小、速度更高，有效促進(jìn)液滴蒸發(fā)，提高降溫效能；當(dāng)壓強(qiáng)增大到一定程度后，增大壓強(qiáng)對降溫效能的提高越來越小。實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，需設(shè)計(jì)合適的噴霧壓強(qiáng)，使其既滿足降溫效能，又不造成浪費(fèi)。