不同噴氣結構對航行體高速入水沖擊的影響研究

魏海鵬，辛萬青，劉華坪，劉元清

(1.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076；2.中國運載火箭技術研究院，北京 100076；3.華中科技大學航空航天學院，武漢 410074)

0 引言

跨介質飛行器能夠實現(xiàn)多次出入水航行，兼具飛行器的速度和潛航器的隱蔽性[1]，是當前飛行器研究的重點方向。在從空中飛行轉化到水下航行模式過程(入水過程)中，飛行器在極短時間內經歷撞水、侵水、開空泡、空泡閉合等階段[2]，包括自由液面發(fā)展、氣墊效應[3]、旋渦流動、分離流動、入水空泡發(fā)展[4]等諸多流體力學現(xiàn)象，使得飛行器的結構動力學響應特性也極為復雜。撞水階段瞬態(tài)間毫秒級時間內飛行器會遭受很大的沖擊載荷[5]，極易造成結構的損壞、器件失靈、忽撲和彈道失控等問題[6]。因此，降低高速入水瞬態(tài)強沖擊問題尤為重要。

常用的降載方法主要包括頭型結構優(yōu)化[7]及主動降載技術[8]。頭型優(yōu)化適用特定條件，隨著入水速度提高，無法通過簡單的結構優(yōu)化大幅降低入水沖擊。在主動降載方面，常采用頭部柔性涂層及“頭帽”結構往往會對飛行器空氣動力及水動力特性產生重要影響。頭部噴氣通過在航行體頭部形成氣墊大幅減小沖擊載荷[9-10]。本文開展了不同噴氣結構對高速航行體入水流場演化及沖擊載荷特性影響規(guī)律和機制研究，為跨介質飛行器降載設計提供參考。

1 研究對象與數(shù)值方法

1.1 研究對象

本文所采用的計算模型為美國MK46魚雷的1∶3.24縮比模型，魚雷原尺寸長2.59 m，直徑0.324 m。針對入水速度50 m/s、噴氣流量0.6 kg/s，開展不同噴氣結構對航行體入水繞流流場及受力特性的影響研究，計算方案如表1所示，其中方案0為不噴氣，噴氣方案航行體結構如圖1所示。在采用頭部噴氣時，幾何尺寸以方案3為基準(入口到出口直徑標記為1.0 to 1.0)，針對噴口入口到出口不同尺寸共設計了5組方案：方案1相對于方案3入口和出口直徑均縮小一半(入口到出口直徑標記為0.5 to 0.5)，即方案1和方案3均為等直徑型噴口；方案2為收縮型噴口，相對于方案3出口直徑縮小一半(入口到出口直徑標記為1.0 to 0.5)；方案4、方案5為擴張型噴口，出口直徑分別為入口直徑的2倍和3倍(入口到出口直徑標記為1.0 to 2.0,1.0 to 3.0)。

表1 航行體入水不同噴氣結構方案

圖1 不同方案噴氣結構示意圖Fig.1 The schemes of different nozzle structures

1.2 數(shù)值方法

潘龍等[10]、劉華坪等[11]研究表明，針對垂直入水狀態(tài)，采用軸對稱模型和三維模型區(qū)別較小，本文也采用軸對稱模型。圖2給出了本文所采用的計算域及計算網(wǎng)格，其中水域深度為7.5 m，氣域高度為3.5 m，徑向尺寸2 m。對壁面和自由液面附近網(wǎng)格進行了局部加密。入水過程中，將包裹航行體的矩形域設置為運動域，即航行體運動附體網(wǎng)格保持不變。通過雙向耦合法實時計算航行體的受力與流場變化，采用動網(wǎng)格層變技術進行動態(tài)過程網(wǎng)格更新。

計算域底端及側面設置為壁面邊界條件，頂端設置為壓力出口，初始時刻航行體在大氣中，頭部距離水面0.5 m，在頭部觸水時刻之前航行體勻速運動，頭部觸水以后，開始計及航行體各外表面受力及重力作用，進行變速入水過程仿真。湍流模型采用k-ωSST模型，采用VOF多相流模型捕捉氣液界面的演化，采用Schnerr-Sauer模型計算空化現(xiàn)象。

1.3 數(shù)值方法驗證

為了驗證數(shù)值方法的可靠性，針對已有的航行體入水實驗[12]進行了數(shù)值仿真研究。從圖3中給出的入水典型時刻自由液面分布可以看出，數(shù)值模擬較好地捕捉了入水空泡的演化過程；而從圖4中入水位移來看，本文所得到的位移特性與實驗吻合較好。

(a) 實驗[12] (b) 仿真圖3 空泡形狀對比Fig.3 Comparison of cavitation shape

圖4 航行體位置對比Fig.4 Comparison of trajectory

2 結果分析

2.1 高速入水流場演化分析

圖5給出了從航行體頭觸水時刻到運動至水下約1倍彈長過程中氣水相的體積分數(shù)(圖5左側)、流線及壓力分布(圖5右側)。可以看出，航行體入水繞流流場主要經歷流動形成、空泡敞開、空泡閉合、空泡潰滅4個階段。

1)從高速航行體頭部接觸水面開始(t=0.010 s)頭部刺穿水面，將動能傳遞給水并將其排開(如圖5中流線所示)，瞬間形成大范圍高幅值的頭部滯止高壓區(qū)，入水沖擊載荷最大。

圖5 無噴氣時入水氣液分布及壓力演化Fig.5 Gas distribution and pressure evolution without jet

2)隨著航行體侵水深度增加，頭部周圍水體沿徑向逐漸遠離航行體，形成與大氣連通的敞開空泡(在t=0.015～0.025 s時間段內)，持續(xù)侵入使得氣體不斷注入水體和航行體之間的空隙，空泡徑向尺寸擴張，軸向長度持續(xù)拉長，頭部持續(xù)存在的滯止高壓使得航行體開始減速，沖擊高壓的最大值及分布范圍有所降低。

3)隨著航行體進一步運動，在表面張力、重力等因素作用下，排開的水流回流，并閉合在航行體表面，從而阻斷了外部氣體繼續(xù)注入，形成閉合空泡(在t=0.025～0.035 s時間段內)，并生成沖擊射流，在航行體尾部附近產生了局部高壓區(qū)。

4)氣泡在航行體運動牽引下繼續(xù)拉長，航行體末端滯止高壓區(qū)范圍擴大(t=0.035～0.045 s)，氣泡徑向、軸向尺寸收縮。由于航行體速度減小，頭部滯止高壓區(qū)的幅值和范圍持續(xù)下降。

圖6給出了不同時刻航行體表面壓力沿軸向分布情況，其中左側為頭部，右側為尾部。從t=0.01 s航行體頭部開始觸水后，沖擊作用形成局部滯止高壓，且隨著航行體侵入深度的增加，運動速度降低，導致航行體頭部(圖6中L=0.0 m側)滯止高壓幅值下降。此外，航行體頭部高速運動帶來的流體繞流作用形成了局部低壓區(qū)(如圖6中L=0～0.2 m區(qū)域)，其壓力甚至小于大氣壓，且隨著空泡尺寸的拉長軸向范圍逐漸擴張。對于航行體的后半部分，在t=0.035 s空泡閉合以后，航行體尾部附近表面開始出現(xiàn)局部高壓區(qū)，這與圖5中空泡末端閉合在航行體表面對應，并隨著空泡的逐漸脫落，徑向、軸向尺寸收縮，閉合高壓向頭部遷移，壓力峰值逐漸升高。

圖6 不同時刻航行體表面壓力(表壓)沿軸向分布情況Fig.6 Surface pressure distribution of the vehicle along axial direction at different moment

2.2 噴氣結構對流場演化的影響

圖7給出了3個特征時刻不同噴口結構下航行體入水繞流流場的水體積分數(shù)及壓力分布情況?？梢钥闯?，航行體頭觸水即t=0.01 s時刻，小的等直徑噴嘴(方案1)形成的尖頂型頭部氣團沿航行體軸向和徑向的尺寸略小于較大等直徑的方案3；方案2收縮型噴嘴形成的氣體氣團較為扁平，噴流沖擊排開水的能力較弱；在擴張型噴嘴的方案4和5中，氣團形狀及尺寸均與方案3接近。從該時刻壓力分布來看，方案3～方案5中形成的凹陷區(qū)域壓力分布規(guī)律接近，在遠離頭部的氣水界面附近形成了明顯的高壓區(qū)。

(a) t=0.01 s時刻流動對比

(b) t=0.02 s時刻流動對比

(c) t=0.04 s時刻流動對比圖7 不同噴氣結構下航行體入水流場分布情況Fig.7 Evolution of the flow field with different nozzle structures

當航行體入水后的t=0.02 s時刻(入水約為0.5倍彈長)，等直徑及擴張型噴嘴下形成的附體局部空泡尺寸、壓力分布規(guī)律接近，空泡界面穩(wěn)定；而收縮型噴口方案2形成的空泡界面出現(xiàn)波動，其氣團凹陷深度距離航行體噴口距離較近，且水面附近空泡出現(xiàn)了提前閉合的趨勢。在t=0.04 s時刻，收縮型噴口方案2形成的氣團已處于接近閉合狀態(tài)，體現(xiàn)在圖中為空泡界面向航行體側偏轉，且侵水深度小于其他噴氣方案；方案1,3,4和5形成的氣團均未閉合，尺寸繼續(xù)增大，侵水深度也基本相同。

圖8給出了在t=0.02 s時刻不同結構下頭部附近流場演化對比。無噴氣時航行體侵水推動流體向四周排開(如圖8中發(fā)散狀流線所示)，頭部形成了明顯的高壓區(qū)；肩部則形成了明顯的空化現(xiàn)象，壁面附近氣體受摩擦作用與航行體同向運動。采用頭部噴氣后，氣體排開頭部水體，形成遠離頭部的氣水界面，高壓核心區(qū)位于正對噴氣孔的氣水界面處，因此航行體頭部所受的沖擊載荷顯著減??；此外，由于開空泡尾部與大氣相通，壓力較低，部分氣體通過肩部區(qū)域向尾部流動，與水空化產生的蒸汽共同形成伴隨航行體發(fā)展的超空泡結構。

由圖8可以看出，由于噴氣孔結構不同，頭部氣泡內的流動演化區(qū)別較大：在噴氣方案2中，高壓區(qū)更接近頭部，噴嘴出口兩側壁面壓力明顯較高；在方案1中，噴嘴直徑較小，頭部氣泡的軸向尺寸略小方案3～5，且肩部處氣泡壁面距航行體的距離較??；而等直徑的方案3頭部氣泡軸向尺寸最大，高壓區(qū)距頭部的距離也最遠，使得噴嘴出口兩側壁面壓力最低。

(a) 無噴氣

(b) 方案1

(c) 方案2

(d) 方案3

(e) 方案4

(f) 方案5

2.3 噴氣結構對受力特性的影響

圖9和圖10給出了航行體入水所受軸向合力及速度隨時間的變化曲線。收縮型噴口方案2由于氣團形成的凹陷區(qū)域距離航行體頭部距離較小，其噴氣形成滯止高壓區(qū)距頭部近，導致航行體入水所受軸向合力較大，但低于無噴氣結構情況；由于該結構沖擊大，因此速度減小也快于其他噴氣結構。其他幾種噴氣結構下形成的氣團尺寸較大，高壓區(qū)遠離航行體頭部，入水所受軸向沖擊載荷也較小。其中，等直徑方案3的沖擊峰值最小，而噴嘴直徑減小時最大沖擊力峰值增大。噴口出口擴張的方案4最大沖擊力略大于方案1，而當出口進一步擴張時(方案5)，沖擊力峰值也更大。沖擊力越小，航行體入水后減速越慢。因此，采用方案3中的噴氣結構時航行體入水后減速最慢。

圖9 航行體軸向合力時變曲線Fig.9 The time-varying curve of the vehicle axial impact force

圖10 航行體速度時變曲線Fig.10 The time-varying curve of the vehicle velocity

圖11給出了航行體入水過程中頭部最大沖擊壓力的時變曲線。不同噴氣結構方案下航行體頭部監(jiān)測點壓力與軸向載荷變化規(guī)律相同，即收縮型噴嘴頭部監(jiān)測點在入水所受的沖擊載荷幅值最高，入水過程中由于氣泡界面的波動導致監(jiān)測點壓力成波動下降規(guī)律。而另外4個方案頭部監(jiān)測點壓力峰值較小，尤其是等直徑噴嘴方案3監(jiān)測點壓力基本不變。圖12給出了航行體在t=0.04 s時刻表面壓力沿軸向分布情況。方案2收縮型噴管頭部載荷幅值偏高，其他方案航行體表面壓力沿軸向分布情況較為接近；隨出口擴張程度增加，頭部滯止壓力出現(xiàn)小幅度增加。從表2中沖擊特性對比可知，與無噴氣相比，方案3入水降載效果最為明顯，最大沖擊力可降低92%；頭部最大沖擊壓力則可降低98%以上。

圖11 航行體頭部最大沖擊壓力時變曲線Fig.11 The time-varying curve of the maximum impact on vehicle head

圖12 不同方案航行體表面壓力沿軸向分布情況Fig.12 Pressure distribution of vehicle surface along the axial direction with different nozzle sturctures

表2 沖擊載荷對比

3 結論

本文研究了不同噴氣結構對航行體入水流場演化與降載效果的影響，主要得出以下論：

1)在噴氣流量保持不變時(0.6 kg/s)，兩種不同直徑的等直徑方案下頭部噴氣形成的空泡形態(tài)及壓力分布發(fā)展過程較為接近，頭部噴氣形成的降載效果相當。

2)與無噴氣時相比，最佳的噴氣方案下入水最大沖擊力可降低92%，最大沖擊壓力可降低98%。

3)收縮型噴嘴形成的附體空泡保護層明顯小于等直徑方案，降載效果大幅度削弱。

4)擴張噴嘴頭產生的頭部氣泡軸向尺寸略小于等直徑方案，降載、減阻及維持入水速度的效果減弱，且隨擴張程度增加其降載效果降低。