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(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。
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)
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)
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)
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。
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。
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。
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)。