同心筒水下發射筒口氣泡變化的數值模擬

鄧佳，畢世華，李景須

（1.北京理工大學宇航學院，北京100081；2.中國人民解放軍93708部隊，北京101300；3.北京電子工程總體研究所，北京100854）

同心筒水下發射筒口氣泡變化的數值模擬

鄧佳1，2，畢世華1，李景須3

（1.北京理工大學宇航學院，北京100081；2.中國人民解放軍93708部隊，北京101300；3.北京電子工程總體研究所，北京100854）

為了研究同心筒水下熱發射過程中筒口氣泡變化規律，采用三維多相流模型對發射過程進行了模擬。研究表明，同心筒結構應用于水下發射時筒口氣泡受到彈體表面黏性力、氣流附壁效應以及兩相互相作用過程影響，筒口氣泡的形態會經歷3個典型階段，筒口附近的壓強和速度受氣泡運動和發展影響而振蕩變化。研究的結果在水下發射技術的發展上具有一定的理論意義和工程應用價值。

同心筒；多相流；數值模擬；動網格

與其他發射系統相比，同心筒結構的發射系統在性能和造價上具有一系列的優點，可以滿足多種作戰任務的需求［1］。自1991年同心筒式發射裝置的基本原理［2］首次提出，Yagla［3］系統地闡述了同心筒發射裝置的結構特點，對同心筒發射裝置的結構參數對質量流量的影響做出了理論分析和實驗研究；Weiland等［4］研究了同心筒在水下發射的應用，提出“破水發射”的概念。傅德彬等［5］建立用于同心筒發射數值分析的集中參數模型，分析了內外筒間隙尺寸對發射過程的影響；王亞東等［6-7］分析了氣泡彈性對同心筒水下發射的影響；袁緒龍等［8］分析并總結了同心筒結構參數對內彈道的影響規律。

但之前的研究沒有關注筒口處氣泡變化，而筒口處氣泡的變化直接影響到發射筒內流場。為此基于CFD方法，建立了水下垂直發射過程的流場模型，數值模擬了發射過程中筒口處高速氣流的流動變化過程，并對其筒口處氣泡內部的壓強和速度變化進行分析。

1 物理模型和計算方法

1.1 彈體運動方程

在不考慮引起彈體徑向偏轉的推力偏心和來流速度等，導彈的運動可近似為只沿彈體軸線運動的動力學模型，表達式為

1.2 動網格控制方程

模擬導彈的出筒過程需要采用動網格技術。在動網格中計算流場時，通用變量φ在任意控制體V上的守恒方程可以表示為

式中：Γ為耗散系數；Sφ為φ的源項；?V為控制體V的邊界。

1.3 計算區域和網格

計算區域為同心筒內外區域所示，取三維模型的一半進行計算。發射筒間隙長度為7.2 m，內外筒間隙為0.3 m，間隙底部和頂部均有擋流環。計算網格區域分為固定網格區域和動態網格區域，其中動態網格區域用來模擬導彈的運動過程。整個區域采用六面體網格進行劃分，整個計算域具有100萬網格，其對稱面分區如圖1所示。

圖1 計算區域分區示意圖

1.4 計算方法

采用有限體積法對流場控制方程進行離散，湍流模型選用RNG k-ε模型［9］，采用標準壁面函數，動網格采用域動分層法［10］，采用Mixture多相流模型求解兩相流場［11］。

2 邊界條件和初始條件

1）發動機燃燒室的末端作為壓力入口，總壓、總溫分別為9 MPa和3 450 K；外部水域邊界為壓力出口，溫度為300 K，隨水深變化的靜壓由UDF給出；

2）發射筒、導彈底部和頭部均作為絕熱壁面；動網格和靜止網格區域的接觸面作為Interface面；

計算模型中對燃氣的性質及發射狀態做如下假設：燃氣為理想氣體；不考慮水的汽化及水蒸汽的凝結；不考慮導彈頭部的空化；不考慮艇速及艇壁的影響。初始時刻發射筒內為均壓狀態，充滿的燃氣溫度為300K，發射深度為30 m。

3 結果和討論

導彈在0.393 s離筒，此時彈體速度為32.19 m/s。在發射初期，隨著筒內壓強增加，燃氣開始逐漸從內外筒間隙排出，形成“面包圈”形式的環形氣泡；隨著排出燃氣量的增加，發射筒口的“面包圈”環形氣泡逐漸沿軸向和徑向擴展。從圖2中可以看出，由于燃氣流在筒口具有較大的軸向動量，其軸向上的膨脹程度要大于徑向的膨脹程度。

圖2 對稱面氣泡發展云圖（0.016～0.046 s）

在發射初期，筒口燃氣射流氣泡的膨脹速度快于彈體的運動；筒口氣泡的體積變化顯著，未發生筒口氣泡的頸縮、斷裂等現象。在0.1 s時，彈體運動速度逐漸超過筒口氣泡發展速度，出現彈體貫穿筒口氣泡的典型形態，如圖3所示。此時筒口氣泡在水介質作用下受到阻滯并產生反轉，其軸向發展變得緩慢而徑向的膨脹空間增加。

圖3 對稱面氣泡發展云圖（0.1～0.2 s）

在彈體加速運動的過程中，彈體表面的柯恩達效應和黏性作用力開始表現出顯著的作用。筒口氣泡在彈體表面黏性作用力和低壓區作用下沿軸向快速運動，發射初期形成的氣泡遠離了筒口位置，形成“蘑菇”形態。在氣泡下部，由于彈體的帶動和筒口排出燃氣的補充，形成“蘑菇”根部結構。受彈體表面黏性作用和低壓區作用，雖有頸縮現象的發生，但氣泡斷裂現象未出現。

氣泡受環境水介質的阻滯作用運動速度明顯低于彈體。在這一階段，上述“蘑菇”形氣泡的傘狀邊緣向彈體表面靠近，形成了較為完整的“紡錘”形態，如圖4所示。受彈體表面黏性作用力、氣泡內部氣流動量等因素影響，“紡錘”形氣泡跟隨彈體運動，但速度明顯低于彈體運動速度。在筒口附近，外部氣泡與筒內氣體保持連通狀態，未出現明顯的氣泡斷裂和脫落狀態。

圖4 對稱面氣泡發展云圖（0.25～0.4 s）

為定量分析筒口氣泡發展過程和內部壓強變化規律，本節利用筒口附近的測點壓強變化情況進行分析。在發射筒外部對稱面上沿軸向和徑向建立兩個監測點A1和B1。這兩個監測點均位于發射筒內外筒間隙出口正上方，A1距筒口0.8 m，B1距筒口1.3 m。

筒口氣泡壓強發展過程分為3個階段，如圖5所示。在第一階段（t=0～0.05 s），0.02 s左右壓力波抵達測點位置，監測點的壓強陡然上升，達到壓強峰值。由于A1監測點距離發射筒較近，受到的沖擊作用要強，A1的壓力峰值要大于B1；在第二階段（t=0.05～0.16 s），筒口氣泡推動水向上運動并經過監測點。在氣泡前沿抵達測點時，由于氣泡內燃氣軸向運動受到環境阻滯，壓力相應增加，部分氣體沿徑向流動；而在“蘑菇”狀氣泡傘形區域根部抵達測點時，測點壓強又顯著降低并達到最低值。在第三階段（t=0.15～0.4 s），氣泡主體越過監測點，且燃氣具有一定的軸向速度，監測點A1的壓強在大部分時間上均高于監測點B1的壓強。在燃氣流動過程中，受到兩相界面不穩定影響，燃氣流動通道截面積呈現間歇性的“膨脹-收縮”變化，測點壓強也相應地呈現振蕩變化。

在發射初期（t＜0.1 s），氣泡尚未運動或發展至監測點區域，周圍水介質在氣泡作用下開始運動，在靠近彈體的監測點A1、B1附近，水流速度約為4～6 m/s。此后隨著氣泡運動至監測點區域，監測點反映出氣泡內燃氣流動速度。從圖6中可以看出，隨著徑向距離的增加，燃氣運動速度的呈整體下降趨勢。當監測點位于氣泡內部時，監測點速度呈現出顯著的振蕩變化，反映出在氣泡內不同位置、不同時刻，燃氣的流動速度受氣泡形態和內部流動等多種因素影響，具有復雜的變化規律。此外還可以看出，B1的速度變化滯后于A1，表明距離筒口越遠，環境介質受到的擾動越滯后。

圖6 監測點速度變化曲線

4 結論

利用CFD方法，對同心筒水下發射過程中筒口氣泡變化進行了模擬。從分析中看出，筒口氣泡形態經歷了3個典型階段，一是在發射初期，由同心筒結構排出的水下氣體射流受環形噴口形式影響呈現“面包圈”形態，其徑向和軸向發展速度主要受排導燃氣流量影響；二是在彈體頭部穿過氣泡后，筒口氣泡在彈體表面黏性作用力和自身慣性作用下向前運動，形成“蘑菇”狀形態；三是在環境水介質阻滯作用下，“蘑菇”狀氣泡的傘狀邊緣向彈體表面靠近，形成“紡錘”形態。在筒口氣泡的發展過程中，受柯恩達效應影響，由筒口排出的燃氣貼近彈體表面流動，并不斷補充進入其典型形態結構中，未發生氣泡的斷裂和脫落現象。筒口附近壓強和速度變化受氣泡運動和發展影響，呈震蕩變化趨勢。

［1］李艷良.同心式發射筒流場計算及結構優化［D］.哈爾濱:哈爾濱工程大學，2006.

［2］谷榮亮，杜江，時繼慶.戰術導彈垂直發射系統的現狀及發展趨勢［J］.上海航天，2003（3）:28-32.

［3］John J Yagla.Concentric Canister Launcher［J］.Naval Engineers Journal，1997，1（9）:313-330.

［4］Chris J.Weiland，Pavlos P.Vlachosa，Jon J.Yagla.Concept analysis and laboratory observations on a water piercing missile launcher［J］.Ocean Engineering，2010，37（11）:959 -965.

［5］傅德彬，于殿君，張志勇.同心筒發射的集中參數模型及應用［J］.固體火箭技術，2012，35（3）:301-305.

［6］王亞東，袁緒龍，覃東升.導彈水下發射筒口氣泡特性研究［J］.兵工學報，2011，32（8）:991-995.

［7］王亞東，袁緒龍，張宇文，等.氣泡彈性對同心筒水下發射影響研究［J］.計算力學學報，2013（2）:313-318.

［8］袁緒龍，王亞東，劉維.同心筒水下發射內彈道建模與仿真研究［J］.彈道學報，2013，25（2）:48-53.

［9］徐小強.水下燃氣噴管高速射流問題研究［D］.杭州:浙江大學，2004.

［10］郝繼光，姜毅，韓書永，等.一種新的動網格更新方法及其應用研究［J］.彈道學報，2007，19（2）:88-92.

［11］曹嘉怡，魯傳敬，李杰，等.水下超聲速燃氣射流動力學特性研究［J］.水動力學研究與進展A輯，2009，24（5）: 575-582.

（責任編輯周江川）

Numerical Simulation of Change of Bubble in Tube Opening Underwater Launch Using Concentric Canister Structure

DENG Jia1，2，BI Shi-hua1，LI Jing-xu3
（1.School of Aerospace Engineering，Beijing Institute of Technology，Beijing 100081，China；2.The No.93708thTroop of PLA，Beijing 101300，China；3.Beijing Institute of Electronic System Engineering，Beijing 100854，China）

In order to study the development change rule of bubble in tube opening during underwater launching process using concentric canister structure，three-dimensional multiphase flow model was used to simulate the process of launching.The results indicate that when concentric tube structure is applied to the underwater launch，bubbles at concentric tube edge are affected by projectile surface viscous force，airflow coanda effect and the above two phase's process between each other，and the shape of jet bubble experienced three typical forms.Pressure and velocity inside the bubbles oscillated and changed for the motion and development of bubble.Results of this study have theoretical significance and engineering value in the development of underwater launch technology.

concentric canister launcher；multiphase flow；numerical simulation；dynamic mesh

鄧佳，畢世華，李景須.同心筒水下發射筒口氣泡變化的數值模擬［J］.四川兵工學報，2015（11）：26 -28.

format：DENG Jia，BI Shi-hua，LI Jing-xu.Numerical Simulation of Change of Bubble in Tube Opening Underwater Launch Using Concentric Canister Structure［J］.Journal of Sichuan Ordnance，2015（11）：26-28.

U674.7+03.54；TJ762.4

A

1006-0707（2015）11-0026-04

10.11809/scbgxb2015.11.008

2015-06-12

國家自然科學基金（51306019）

鄧佳（1984—），男，博士研究生，主要從事兵器發射理論與技術研究。