，，

(中國船舶重工集團公司第七一三研究所， 鄭州 450015)

艦船彈藥庫存貯了大量彈藥，彈藥庫的安全性關系到艦船的戰(zhàn)斗力[1]。當彈藥庫發(fā)生導彈發(fā)動機意外點火工作時，燃燒室燃燒后由噴管噴射出大量高溫-高速燃氣流，整個彈藥庫溫度和壓力會隨之升高，彈藥庫內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)自點火或爆炸。歷史上發(fā)生過多次因導彈意外點火而引發(fā)的彈庫事故，甚至造成整船沉沒。當彈藥庫出現(xiàn)火災等險情時，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《關于消耗臭氧物質的蒙特利爾議定書》，哈龍在全球范圍逐漸被全面禁用[3]。作為哈龍滅火替代技術之一的細水霧滅火技術，以其環(huán)保、費用低、水漬災害小等諸多優(yōu)點逐步得到廣泛關注和應用[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)消防噴淋技術相比，細水霧技術優(yōu)勢明顯：霧滴粒徑更小，同一質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1 700倍的體積膨脹可稀釋燃料和助燃氣體，卷吸進來的空氣同樣可稀釋燃料濃度。

霧場特性是火災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，導致滅火效率下降[4-5]；液滴粒徑大的霧場，穿透火焰達燃料表面并且冷卻和濕潤燃料的能力更強，但是吸熱和蒸發(fā)能力弱，氣體特性不強導致抑制火的能力減弱。不少學者對最優(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彈發(fā)動機意外點火后彈藥庫內燃氣流場進行仿真計算，基于組分輸運加入離散相DPM噴霧降溫模型，耦合計算整個艙室的降溫過程，研究不同噴頭壓強對降溫效能的影響[6-8]，同時對不同噴淋初始壓強下的霧場分布進行分析，探討改變噴頭壓強對降溫效能產生的影響。

1 數(shù)理模型

1.1 液滴的受力

細水霧的生成實際上是液體破碎成大量離散相液滴，液滴破碎的機理比較復雜，已有研究普遍從受力的角度對破碎進行分析，液滴的受力和運動滿足牛頓第二定律。

(1)

式中：FD表示阻力；Ff表示浮力；Fx表示附加項力。霧滴在氣相中運動受的阻力包括黏性切應力和壓差阻力：

(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，大量實驗基礎上得到阻力系數(shù)ξ與雷諾數(shù)Re的關系，見圖1。

圖1 霧滴運動阻力系數(shù)ξ與雷諾數(shù)Re關系

雷諾數(shù)Re和阻力系數(shù)ξ的關系如式(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。當球形液滴在穩(wěn)定氣流中運動時，所受氣動力為

(4)

量綱一的量化：

(5)

韋伯數(shù)大于臨界韋伯數(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 液滴的熱質傳遞

當液滴溫度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)關聯(lián)式得到

(9)

當溫度Tp大于沸點溫度Tbp時為沸騰傳熱傳質，沸騰蒸發(fā)反應率方程：

(10)

當溫度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)

對流傳質系數(shù)ki與質量擴散通量Ni和濃度差關系表示為

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

(12)

傳質系數(shù)ki根據(jù)舍伍德數(shù)關聯(lián)式得到

(13)

質量傳遞方程為

mp(t+Δt)=mp(t)-NiApMw,iΔt

(14)

2 模擬條件

艙室為長方形結構，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。艙室尺寸導彈垂直豎立艙室中心位置，根據(jù)實際物理工況，綜合考慮相關因素，在不影響流場特性的前提下，對計算模型進行適當簡化，忽略艙室內設備對流場的影響，簡化后幾何模型見圖2，計算網格見圖3。

圖2 艙室?guī)缀文Ｐ?/p>

圖3 計算網格

火箭發(fā)動機燃氣流為復雜的高溫、高壓、高速流，本身成分復雜，氣固混合，常伴隨著復雜的化學反應。在計算中，忽略燃氣的顆粒相，假定燃氣組分混合均勻且性質單一，與周圍環(huán)境無化學反應，燃氣的比熱比恒定。

發(fā)動機參考某型號試車試驗實測值，入口總溫為氣體的定壓燃燒溫度，總壓為發(fā)動機燃燒室壓強。艙壁和導彈外殼為固體壁面邊界條件，壁面熱邊界為絕熱，忽略與相鄰外界環(huán)境的換熱；發(fā)動機點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)動機意外點火的燃氣流場進行數(shù)值模擬和分析；當發(fā)動機點火工作一定時間后，防火防爆系統(tǒng)啟動，基于Fluent仿真軟件的DPM離散相組分輸運噴霧模型，對艙室高溫環(huán)境進行噴霧降溫，通過改變噴頭初始壓強，研究噴頭壓強對彈藥艙噴淋效能的影響。

3 計算結果與分析

3.1 降溫前后溫度對比

圖4為發(fā)動機工作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，對于燃氣流正沖底板的沖擊區(qū)，由于燃氣的速度高，液滴質量和速度都較小，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，一定時間內會形成一定高度的液面，艙室底部的降溫實際效果較好。

圖4 發(fā)動機工作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)動機工作4 s時艙室內水蒸氣的質量分數(shù)分布，水蒸氣在艙室內基本均勻分布，發(fā)動機燃氣組分所含的水蒸氣質量分數(shù)約為2%。圖7為當噴淋系統(tǒng)工作9 s后水蒸氣質量分數(shù)顯示。隨著液滴在高溫艙室內不斷蒸發(fā)，水蒸氣質量分數(shù)快速上升，艙室內水蒸氣的質量分數(shù)越來越大，噴淋9 s后達到17%左右。

圖6 噴淋前艙室水蒸氣質量分數(shù)分布

圖7 噴淋9 s后艙室水蒸氣質量分數(shù)分布

圖7還顯示部分近壁區(qū)水蒸氣質量分數(shù)高于其他區(qū)域，因為液滴運動到壁面后飛濺成粒徑更小的液滴，蒸發(fā)速率更高。此外，燃氣流在艙室壁面渦旋流動較強，換熱強度更大，有利于蒸發(fā)。導致近壁區(qū)水蒸氣質量分數(shù)更高。

3.2 噴頭初始壓強對噴淋效能的影響

為研究噴淋強度對艙室降溫效果的影響，保持火箭發(fā)動機參數(shù)不變，位置不變，即發(fā)動機點火后艙室的高溫環(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，研究噴頭不同壓強對降溫效能的影響。分別設置初始壓強為0.3、0.4、0.5、0.6 MPa，研究不同噴霧壓強下艙室溫度隨時間的變化，在艙室內上、中、下3個高度監(jiān)測艙室內溫度的變化，同一高度均布9個測點，共27個測點。取27個測點的平均溫度作為艙室這一時刻的特征溫度，不同噴頭壓強下艙室溫度隨時間的變化曲線，見圖8。

圖8 噴頭壓強對降溫效能的影響

由圖8可見，4種壓強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。隨著噴霧壓強的增大，艙室溫度到達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。隨著噴霧壓強增大，降溫效率提高也不是無限度；隨著噴霧壓強提高，降溫效能提高的速率減小，壓強由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是如何影響降溫效能，需進行進一步探討。對于某一特定的噴頭，隨著噴淋壓強的增大，會改變霧場分布，即不同壓強會導致噴頭流量不同，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下的性能試驗。試驗系統(tǒng)中流量計對不同壓強下的流量進行記錄，流量數(shù)理處理結果見圖9；激光粒度儀對不同壓強下的粒徑分布進行測量，測量數(shù)據(jù)處理結果見圖10；高速攝像機攝像并通過計算機軟件對霧滴速度進行計算，速度見圖11。

圖9 噴頭壓強對流量的影響

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

圖10 噴頭壓強對粒徑分布的影響

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

圖11 噴頭壓強對霧滴速度的影響

圖11顯示隨著噴頭壓強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；霧滴速度隨壓強的變化趨勢和流量隨壓強的變化曲線走勢一致。

4 結論

1)發(fā)動機意外點火后，艙室溫度快速達到1 000 K以上，當噴淋系統(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)隨著噴頭初始壓強的增大，霧滴量更大、粒徑更小、速度更高，有效促進液滴蒸發(fā)，提高降溫效能；當壓強增大到一定程度后，增大壓強對降溫效能的提高越來越小。實際工程設計中，需設計合適的噴霧壓強，使其既滿足降溫效能，又不造成浪費。