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        艦船彈藥艙噴頭壓強(qiáng)對(duì)降溫效能的影響

        2019-01-08 01:56:52,,
        船海工程 2018年6期
        關(guān)鍵詞:彈藥庫(kù)艙室液滴

        ,,

        (中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第七一三研究所, 鄭州 450015)

        艦船彈藥庫(kù)存貯了大量彈藥,彈藥庫(kù)的安全性關(guān)系到艦船的戰(zhàn)斗力[1]。當(dāng)彈藥庫(kù)發(fā)生導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火工作時(shí),燃燒室燃燒后由噴管噴射出大量高溫-高速燃?xì)饬?,整個(gè)彈藥庫(kù)溫度和壓力會(huì)隨之升高,彈藥庫(kù)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(guò)多次因?qū)椧馔恻c(diǎn)火而引發(fā)的彈庫(kù)事故,甚至造成整船沉沒。當(dāng)彈藥庫(kù)出現(xiàn)火災(zāi)等險(xiǎn)情時(shí),對(duì)彈藥庫(kù)采取快速及時(shí)的滅火降溫措施很必要[2]。

        長(zhǎng)期以來(lái)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(guó)環(huán)境署通過(guò)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(duì)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(shì)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(lái)的空氣同樣可稀釋燃料濃度。

        霧場(chǎng)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(chǎng)特性的主要參數(shù)。對(duì)于霧滴粒徑來(lái)說(shuō),并不是霧滴粒徑越小越好。液滴粒徑小的霧場(chǎng),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(chǎng),穿透火焰達(dá)燃料表面并且冷卻和濕潤(rùn)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(duì)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(duì)于某一特定的噴頭,通過(guò)改變噴頭初始?jí)毫?lái)改變噴霧量、霧滴直徑和霧滴速度等霧場(chǎng)參數(shù),進(jìn)而影響噴淋降溫效能。針對(duì)某一特定的艙室,基于Fluent流體仿真軟件對(duì)艦載彈藥庫(kù)導(dǎo)彈發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火后彈藥庫(kù)內(nèi)燃?xì)饬鲌?chǎng)進(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(gè)艙室的降溫過(guò)程,研究不同噴頭壓強(qiáng)對(duì)降溫效能的影響[6-8],同時(shí)對(duì)不同噴淋初始?jí)簭?qiáng)下的霧場(chǎng)分布進(jìn)行分析,探討改變噴頭壓強(qiáng)對(duì)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(duì)破碎進(jìn)行分析,液滴的受力和運(yùn)動(dòng)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(dòng)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(guò)不可壓縮黏性流N-S方程組數(shù)值求解。雷諾數(shù)Re對(duì)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(dòng)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(dòng)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(dòng)時(shí),所受氣動(dòng)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(duì)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(shí),液滴和周圍氣體只傳熱:

        Qp=hAp(Tg-Tp)

        (8)

        對(duì)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(shí)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(shí),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(duì)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(zhǎng)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(chǎng)特性的前提下,對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化,忽略艙室內(nèi)設(shè)備對(duì)流場(chǎng)的影響,簡(jiǎn)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(dòng)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(wú)化學(xué)反應(yīng),燃?xì)獾谋葻岜群愣ā?/p>

        發(fā)動(dòng)機(jī)參考某型號(hào)試車試驗(yàn)實(shí)測(cè)值,入口總溫為氣體的定壓燃燒溫度,總壓為發(fā)動(dòng)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(dòng)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(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)意外點(diǎn)火的燃?xì)饬鲌?chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬和分析;當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火工作一定時(shí)間后,防火防爆系統(tǒng)啟動(dòng),基于Fluent仿真軟件的DPM離散相組分輸運(yùn)噴霧模型,對(duì)艙室高溫環(huán)境進(jìn)行噴霧降溫,通過(guò)改變噴頭初始?jí)簭?qiáng),研究噴頭壓強(qiáng)對(duì)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(duì)比

        圖4為發(fā)動(dòng)機(jī)工作4 s時(shí)艙室的溫度分布。由圖4可見,整個(gè)艙室溫度較高,在1 000 K以上,尤其是在發(fā)動(dòng)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(dòng)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(guò)程中,對(duì)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(gè)區(qū)域。由于仿真模型功能的限制,對(duì)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(dòng)后,不能蒸發(fā)的液滴會(huì)聚集于艙室底部,一定時(shí)間內(nèi)會(huì)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(dòng)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(dòng)機(jī)工作4 s時(shí)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(dòng)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(lái)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(dòng)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(dòng)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?jí)簭?qiáng)對(duì)噴淋效能的影響

        為研究噴淋強(qiáng)度對(duì)艙室降溫效果的影響,保持火箭發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)不變,位置不變,即發(fā)動(dòng)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?jí)簭?qiáng),研究噴頭不同壓強(qiáng)對(duì)降溫效能的影響。分別設(shè)置初始?jí)簭?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(shí)間的變化,在艙室內(nèi)上、中、下3個(gè)高度監(jiān)測(cè)艙室內(nèi)溫度的變化,同一高度均布9個(gè)測(cè)點(diǎn),共27個(gè)測(cè)點(diǎn)。取27個(gè)測(cè)點(diǎn)的平均溫度作為艙室這一時(shí)刻的特征溫度,不同噴頭壓強(qiáng)下艙室溫度隨時(shí)間的變化曲線,見圖8。

        圖8 噴頭壓強(qiáng)對(duì)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(shuō)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(shí)間越來(lái)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(shí)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(wú)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(duì)于不同噴淋初始?jí)簭?qiáng)是如何影響降溫效能,需進(jìn)行進(jìn)一步探討。對(duì)于某一特定的噴頭,隨著噴淋壓強(qiáng)的增大,會(huì)改變霧場(chǎng)分布,即不同壓強(qiáng)會(huì)導(dǎo)致噴頭流量不同,霧滴粒徑分布不同,霧滴速度不同。對(duì)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(duì)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(duì)不同壓強(qiáng)下的粒徑分布進(jìn)行測(cè)量,測(cè)量數(shù)據(jù)處理結(jié)果見圖10;高速攝像機(jī)攝像并通過(guò)計(jì)算機(jī)軟件對(duì)霧滴速度進(jìn)行計(jì)算,速度見圖11。

        圖9 噴頭壓強(qiáng)對(duì)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(shuō)明壓強(qiáng)增大到一定程度,流量的增大速率會(huì)下降。

        圖10 噴頭壓強(qiáng)對(duì)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(lái)越往高,即隨著壓強(qiáng)的增大,較小粒徑的顆粒越來(lái)越多。當(dāng)初始?jí)簭?qiáng)增大到一定程度,霧場(chǎng)中各個(gè)粒徑區(qū)域分布趨于穩(wěn)定,壓強(qiáng)對(duì)粒徑分析的影響越來(lái)越弱。

        圖11 噴頭壓強(qiáng)對(duì)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(dòng)量增大。液滴速度由0.3 MPa時(shí)的9.83 m/s增大至0.6 MPa時(shí)的13.96 m/s,曲線略微上凸,說(shuō)明壓強(qiáng)增大到一定程度,霧滴速度的增大速率會(huì)下降;霧滴速度隨壓強(qiáng)的變化趨勢(shì)和流量隨壓強(qiáng)的變化曲線走勢(shì)一致。

        4 結(jié)論

        1)發(fā)動(dòng)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?jí)簭?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(duì)降溫效能的提高越來(lái)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)。

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