水下點(diǎn)火過程及其影響因素仿真

柳文杰，李 冬，蔡 強(qiáng)，李 翔，張 正

(中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京 100076)

0 引言

火箭發(fā)動(dòng)機(jī)水下點(diǎn)火時(shí)，燃燒室內(nèi)高溫、高壓的燃?xì)饨?jīng)過噴管的加速、排出后直接與低溫、高密度水介質(zhì)作用，整體表現(xiàn)為燃?xì)馀葸吔?密度間斷面)、燃?xì)馀輧?nèi)壓力、自由射流結(jié)構(gòu)在相互耦合作用下表現(xiàn)出的非定常、高動(dòng)態(tài)演化規(guī)律。目前有關(guān)水下點(diǎn)火過程、水下超聲速射流問題的研究分為試驗(yàn)、理論與數(shù)值仿真3種方式。水下點(diǎn)火試驗(yàn)研究大多在壓力水筒或試驗(yàn)水池中進(jìn)行，分為冷氣射流試驗(yàn)和水下火箭發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火試驗(yàn)，主要通過高速攝像機(jī)、壓力傳感器等記錄燃?xì)馀菪螒B(tài)演化、特征點(diǎn)處壓強(qiáng)變化趨勢(shì)等。張磊等在開闊水域中進(jìn)行了水下點(diǎn)火試驗(yàn)研究，有效避免了邊界的干擾。水下超聲速射流問題的理論研究主要集中于自由射流界面的穩(wěn)定性研究，黃楠等通過建立小擾動(dòng)線性化氣液兩相流控制方程，對(duì)水下超聲速氣體射流線性穩(wěn)定性進(jìn)行分析，獲取了射流基本流分布、雷諾數(shù)、相對(duì)密度等對(duì)射流穩(wěn)定性的影響規(guī)律。水下點(diǎn)火試驗(yàn)可以獲取更為精確的數(shù)據(jù)，但受限于觀測(cè)條件，無(wú)法獲得流場(chǎng)的全部信息，很難進(jìn)行機(jī)理性的研究，理論研究雖然可以獲取解析的結(jié)論、規(guī)律，但對(duì)復(fù)雜問題的建模研究仍具有很大難度，相較而言數(shù)值仿真研究可以求解更為復(fù)雜的流動(dòng)問題并獲取流場(chǎng)的全部信息用于水下點(diǎn)火機(jī)理分析，具有越來(lái)越廣泛的應(yīng)用前景。一方面重點(diǎn)分析了水下燃?xì)馍淞鞯姆嵌ǔＱ莼^程及其影響因素作用規(guī)律，唐云龍以深水條件點(diǎn)火為背景研究了燃?xì)馍淞髋c推力的特性，張有為等研究了水下點(diǎn)火推力峰值問題并分析了導(dǎo)彈尾部外形對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)水下點(diǎn)火推力的影響，魏海鵬等分析了氣體射流發(fā)展不同階段的流場(chǎng)特性等，王利利等研究了不同擴(kuò)張比下噴管推力與流場(chǎng)特性的演化過程，認(rèn)為低擴(kuò)張比的噴管推力輸出穩(wěn)定，更有利于水下推進(jìn)；另一方面則結(jié)合水下發(fā)射環(huán)境對(duì)水下點(diǎn)火進(jìn)行研究，張正等結(jié)合動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)，模擬了航行狀態(tài)下的近筒口水下點(diǎn)火過程，發(fā)現(xiàn)延遲燃?xì)獍l(fā)生器熄火有利于發(fā)動(dòng)機(jī)射流的建立，祁曉斌等則重點(diǎn)研究了不同距離水下點(diǎn)火對(duì)筒口效應(yīng)的影響。

上述水下點(diǎn)火試驗(yàn)與仿真研究中，關(guān)于航行體航行速度對(duì)水下點(diǎn)火影響的研究較少，并很少有關(guān)于水下點(diǎn)火過程汽化效應(yīng)的求解與分析，本文系統(tǒng)研究了水下點(diǎn)火過程的時(shí)間、空間特征，并考慮點(diǎn)火深度、航速、相變過程對(duì)流場(chǎng)特性、發(fā)動(dòng)機(jī)推力振蕩特征的影響規(guī)律，研究結(jié)果可以為水下發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)提供參考。

1 數(shù)值仿真模型與仿真工況設(shè)置

1.1 數(shù)學(xué)模型

本文不考慮橫側(cè)向橫流的影響，流場(chǎng)具有軸對(duì)稱性，因此求解二維軸對(duì)稱非定常RANS方程。湍流模型采用SST—模型，對(duì)湍動(dòng)能和單位耗散率的傳輸方程進(jìn)行求解，以確定湍流渦黏度。水與發(fā)動(dòng)機(jī)燃?xì)鈨上嗔黧w的流動(dòng)求解采用流體體積(VOF)模型，在VOF模型中，跟蹤相與相之間的界面是通過求解一相或多相的體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)方程來(lái)完成的，其氣液相界面的求解采用界面捕捉類方法，仿真中采用高分辨率交界面捕捉(HRIC)格式模擬不混溶流體組分的對(duì)流傳輸，用于追蹤交界面。質(zhì)量守恒方程，體積分?jǐn)?shù)約束方程，動(dòng)量、能量守恒控制方程為

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：為創(chuàng)建汽泡的沸騰熱通量大小的模型常數(shù)；為表面熱通量；為液相的汽化潛熱。

1.2 初邊界條件設(shè)置

水下航行體為軸對(duì)稱外形，噴管出口外為外部流場(chǎng)，尺寸為300×50，可有效消除仿真求解的邊界效應(yīng)，如圖1所示。

圖1 邊界條件與發(fā)動(dòng)機(jī)入口總壓—總溫變化曲線Fig.1 Boundary conditions and curve of total pressure and temperature at engine inlet

本文重點(diǎn)求解水下超聲速射流與水介質(zhì)的兩相流動(dòng)、作用規(guī)律，因此對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)及工質(zhì)的模擬進(jìn)行一定的簡(jiǎn)化：

1)仿真中的噴管采用錐形噴管，擴(kuò)張比為4，擴(kuò)張角取17°；

2)忽略燃燒室內(nèi)部復(fù)雜噴注、燃燒過程，簡(jiǎn)化為圖1中燃?xì)鈪?shù)恒定的壓力入口邊界條件，同時(shí)不考慮噴管內(nèi)及噴管出口外燃?xì)獾幕瘜W(xué)反應(yīng)；

3)噴管入口工質(zhì)為理想氣體，總壓8 MPa、總溫3 200 K；

4)噴管內(nèi)設(shè)置有堵蓋，當(dāng)燃燒室壓力達(dá)到2.6 MPa時(shí)打開，燃?xì)馍淞鲊娙胨?，在仿真模型中，發(fā)動(dòng)機(jī)堵蓋簡(jiǎn)化為噴管出口的“擋板界面”模型，通過將“擋板界面”變?yōu)椤皟?nèi)部界面”來(lái)模擬堵蓋打開過程。

在計(jì)算域的下游邊界設(shè)定為壓力出口，上游邊界設(shè)定為速度入口，以方便模擬航速存在的工況。

1.3 仿真工況設(shè)置

根據(jù)噴管出口壓強(qiáng)與環(huán)境背壓的比值(出口壓強(qiáng)比)可以將燃?xì)馍淞髁鲃?dòng)狀態(tài)分為過膨脹與欠膨脹兩種，分別對(duì)應(yīng)不同射流結(jié)構(gòu)，決定了流場(chǎng)與推力的特征。流體因相變產(chǎn)生的汽化效應(yīng)、水下航行速度對(duì)流場(chǎng)特征也會(huì)產(chǎn)生重要影響。本文綜合考慮點(diǎn)火水深、航速和汽化效應(yīng)的影響，設(shè)置如表1所示仿真工況。

表1 模擬計(jì)算工況

1.4 數(shù)值仿真模型驗(yàn)證及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

為了表明數(shù)值仿真模型的有效性，本文根據(jù)文獻(xiàn)[1]的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)數(shù)值方法進(jìn)行驗(yàn)證，其中噴管結(jié)構(gòu)外形尺寸、外部環(huán)境工況與燃燒室入口條件與文獻(xiàn)[1]相同。圖2為流場(chǎng)演化典型時(shí)刻燃?xì)馀菪螒B(tài)與徑向尺寸的試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果對(duì)比。

根據(jù)試驗(yàn)記錄的對(duì)比可見，數(shù)值仿真結(jié)果能夠較準(zhǔn)確地得到水下點(diǎn)火過程中燃?xì)馀菪螒B(tài)、尺寸的變化規(guī)律，仿真模型可以較好地模擬發(fā)動(dòng)機(jī)水下點(diǎn)火過程。網(wǎng)格數(shù)量是數(shù)值仿真中的關(guān)鍵參數(shù)，需綜合計(jì)算精度與求解效率的需求，因此需要進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證。

圖2 燃?xì)馀菪螒B(tài)與數(shù)值仿真驗(yàn)證結(jié)果Fig.2 Verification results of gas bubble shape and numerical simulation

本文以標(biāo)準(zhǔn)網(wǎng)格設(shè)置為基礎(chǔ)，通過修改網(wǎng)格全局控制尺寸進(jìn)行調(diào)整，共得到3種網(wǎng)格模型，網(wǎng)格數(shù)分別為10、2×10與3×10(網(wǎng)格1、2、3)，采用完全相同的計(jì)算條件對(duì)非定常水下點(diǎn)火過程進(jìn)行求解，并記錄圖1中壓強(qiáng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)，得到如圖2(c)所示的求解結(jié)果。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，在水下點(diǎn)火過程中，不同網(wǎng)格數(shù)目的仿真模型求解結(jié)果變化規(guī)律相同，尤其在水下點(diǎn)火初期，不同網(wǎng)格數(shù)量的求解結(jié)果完全一致，但在求解過程的后期，網(wǎng)格1模型無(wú)法捕捉流場(chǎng)振蕩的細(xì)節(jié)，而網(wǎng)格2、3模型對(duì)流場(chǎng)振蕩幅值、頻率的求解幾乎一致，因此，綜合考慮準(zhǔn)確性與經(jīng)濟(jì)性，選用網(wǎng)格2網(wǎng)格模型進(jìn)行仿真求解。

2 仿真結(jié)果分析

2.1 水下點(diǎn)火非定常演化時(shí)間與空間特征分析

當(dāng)水深為30 m時(shí)，噴管出口壓強(qiáng)比最接近1，以工況2為例分析流場(chǎng)的非定常演化特征。

根據(jù)工況2中流場(chǎng)與推力的仿真結(jié)果，水下點(diǎn)火過程基本分為3個(gè)階段：水下點(diǎn)火初期階段(0～64.5 ms)、射流發(fā)展階段(64.5 ms～約350 ms)與發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)定工作階段(約350 ms后)，推力振蕩的主頻為31.73 Hz。結(jié)合圖3仿真結(jié)果，得到了不同階段流場(chǎng)演化的特點(diǎn)。

圖3 工況2數(shù)值仿真結(jié)果Fig.3 Simulation results of case 2

2.1.1 流場(chǎng)演化初期

如圖4壓強(qiáng)云圖所示，在=16.5 ms時(shí)刻發(fā)動(dòng)機(jī)堵蓋打開瞬間，噴管內(nèi)外壓差大于2 MPa，擾動(dòng)壓力波以水下聲速迅速向外傳播，可視為輕微的“水下爆炸”，在堵蓋打開瞬間隨即經(jīng)歷一個(gè)推力的峰值—回落過程，持續(xù)時(shí)間約20 ms。燃?xì)鈱?duì)外膨脹做功，燃?xì)馀葜饾u由徑向翻卷轉(zhuǎn)為軸向擴(kuò)張。

圖4 點(diǎn)火初期流場(chǎng)壓強(qiáng)云圖Fig.4 Pressure nephogram of flow filed at the initial stage of ignition

2.1.2 射流振蕩發(fā)展階段

此時(shí)燃?xì)馀葜黧w仍在噴管出口附近，=65.0 ms時(shí)刻從彈體尾部開始出現(xiàn)頸縮。頸縮出現(xiàn)時(shí)，氣水界面(密度間斷)沿航行體尾部逐漸向中心收縮，并與自由射流邊界發(fā)生干涉；高速氣體受到氣水界面“阻擋”發(fā)生滯止產(chǎn)生局部高壓，將水介質(zhì)排開，高速射流結(jié)構(gòu)重新建立；在高速氣體抽吸作用和局部低壓的影響下，水介質(zhì)重新與射流邊界相交。上述現(xiàn)象不斷發(fā)生，引起射流結(jié)構(gòu)、氣水界面以及推力的劇烈振蕩，推力的最大振幅可達(dá)到與動(dòng)推力相同的量級(jí)。

2.1.3 推力穩(wěn)定階段

燃?xì)馀萁?jīng)過一段時(shí)間的劇烈振蕩后在射流末端6外周期性地發(fā)生膨脹—頸縮與脫落現(xiàn)象，航行體尾部(射流上游)流場(chǎng)相對(duì)穩(wěn)定，燃?xì)馀莨卜譃樯淞鲄^(qū)、過渡區(qū)與摻混區(qū)，與文獻(xiàn)[2]中試驗(yàn)的燃?xì)馀菪螒B(tài)結(jié)構(gòu)分區(qū)一致(見圖5)。上游射流區(qū)氣水邊界處速度梯度較大，存在Kelvin-Helmholtz剪切不穩(wěn)定現(xiàn)象，是推力穩(wěn)定段射流與推力振蕩的主要因素。

圖5 推力穩(wěn)定階段流場(chǎng)仿真結(jié)果Fig.5 Simulation results of flow filed at the thrust stabilization stage

2.2 不同水深下流場(chǎng)與推力特征分析

環(huán)境背壓是流場(chǎng)非定常演化的重要影響因素，典型時(shí)刻燃?xì)馀菪螒B(tài)如圖6所示。

圖6 不同深度下水下點(diǎn)火過程流場(chǎng)體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.6 Volume fraction nephogram of flow filed during underwater ignition at different depths

從上述仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，燃?xì)馍淞鞒跗谔卣骰疽恢?，但隨著深度增加，燃?xì)馀蒹w積變小。燃?xì)馀輸U(kuò)張過程中，水深越大的工況初次頸縮現(xiàn)象發(fā)生的時(shí)間越早。在流場(chǎng)演化的射流振蕩發(fā)展階段，燃?xì)馀莶粩喟l(fā)生膨脹—頸縮現(xiàn)象，隨著水深增加，頸縮程度會(huì)逐漸加劇，直至氣泡斷裂，并伴隨回射現(xiàn)象。圖7所示為工況7某周期內(nèi)完整的膨脹—頸縮—斷裂—回射過程。

當(dāng)距離噴管出口比較近的位置處發(fā)生燃?xì)馀輸嗔褧r(shí)，燃?xì)馍淞髋艑?dǎo)空間會(huì)急劇減小，發(fā)動(dòng)機(jī)噴管出口會(huì)出現(xiàn)圖7(a)所示的背壓突增，噴管內(nèi)會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的流動(dòng)分離現(xiàn)象，激波向噴管內(nèi)部回退，嚴(yán)重時(shí)回退至圖7(b)所示的噴管喉部處，同時(shí)產(chǎn)生壓強(qiáng)峰值。10 m及30 m水深點(diǎn)火時(shí)不會(huì)發(fā)生流動(dòng)分離現(xiàn)象，當(dāng)點(diǎn)火水深增加至60 m時(shí)，噴管開始出現(xiàn)流動(dòng)分離現(xiàn)象，100 m水深點(diǎn)火時(shí)呈現(xiàn)一定規(guī)律性，幾乎每個(gè)振蕩周期燃?xì)馀荻紩?huì)出現(xiàn)頸縮斷裂現(xiàn)象，引起噴管內(nèi)的流動(dòng)分離。圖8為不同點(diǎn)火水深下發(fā)動(dòng)機(jī)總推力隨時(shí)間變化的曲線，水深越大，推力振蕩幅度越大，最大可達(dá)平均推力的數(shù)倍，對(duì)航行體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)將產(chǎn)生巨大的擾動(dòng)。

圖7 工況7某振蕩周期仿真結(jié)果Fig.7 Simulation results of an oscillation period under case 7

圖8 總推力隨時(shí)間變化曲線Fig.8 Variation curve of engine total thrust with time

表2所示為不同水深工況下發(fā)動(dòng)機(jī)總推力主頻，燃?xì)膺^膨脹程度不太大(即工作水深<60 m)時(shí)，隨著水深增加，推力主頻增加。但當(dāng)燃?xì)馀莅l(fā)生斷裂-回射時(shí)，主頻開始隨水深減小。

表2 不同水深工況下發(fā)動(dòng)機(jī)總推力主頻

2.3 航速對(duì)流場(chǎng)與推力的影響

水下發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火試驗(yàn)時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)處于系留狀態(tài)，但水下航行體航行時(shí)會(huì)有一定航速，燃?xì)馀莶粩啾粊?lái)流“攜帶”至下游，引起氣水界面的變化。圖9 所示為工況2、3與工況5、6的仿真結(jié)果。

圖9 不同航速工況下仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results under different velocity case

由圖9(a)得，在有航速時(shí)主要呈現(xiàn)以下規(guī)律。

1)燃?xì)馀菖c航行體徑向尺寸基本相當(dāng)，容積整體減?。蝗?xì)馀葺S向生長(zhǎng)速度增大，軸向尺寸增加，沿軸向形成內(nèi)徑大—小間隔存在波狀分布。

2)燃?xì)馀菥哂懈郊拥南蛳掠芜\(yùn)動(dòng)趨勢(shì)，導(dǎo)致噴管出口附近燃?xì)馀輧?nèi)含氣量減小，泡內(nèi)壓力減小，在航行體尾部更易發(fā)生頸縮現(xiàn)象，燃?xì)馀莞酌撀洹?/p>

由圖9(b)的仿真結(jié)果可知，當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)在航行工況下工作時(shí)，推力大小變化趨勢(shì)與靜水點(diǎn)火狀態(tài)相比基本一致，但振蕩幅度與頻率增大，通過頻譜分析可知，推力振蕩主頻為45.57 Hz，并存在更多個(gè)高階的頻率峰值(77.74、115.27、139.39 Hz等)。此時(shí)燃?xì)馀菀妆焕瓟?，抵御頸縮能力減弱，更易發(fā)生斷裂，因此振幅也相對(duì)較大。受航速影響，航行體頭部與肩部受到定常流體作用力，阻力增大，尾部壓強(qiáng)與總推力在幅值上整體小于靜水點(diǎn)火狀態(tài)。

2.4 汽化效應(yīng)對(duì)流場(chǎng)與推力的影響

為了研究水下點(diǎn)火過程中的汽化效應(yīng)對(duì)流場(chǎng)影響，本文進(jìn)行了工況4的仿真求解，典型時(shí)刻流場(chǎng)云圖如圖10所示。

圖10 流場(chǎng)水蒸氣相體積分?jǐn)?shù)云圖與溫度場(chǎng)云圖Fig.10 Cloud diagram of water vapor phase integral number and temperature field

在水下點(diǎn)火初期(=22.0 ms)，高溫高壓燃?xì)馐艿剿橘|(zhì)的阻滯，被封閉在容積很小的燃?xì)馀輧?nèi)，高溫燃?xì)庵苯优c常溫水介質(zhì)接觸，在氣水界面上具有很高的溫度差，液態(tài)水發(fā)生汽化生成水蒸氣，在兩相流交界面上進(jìn)行熱量的傳遞與質(zhì)量的輸運(yùn)，初始階段氣水界面表面積小，水蒸氣生成量較少，隨著時(shí)間推移蒸汽量不斷增加，受燃?xì)夥淼挠绊?，水蒸氣聚集在航行體尾部周圍。當(dāng)進(jìn)入振蕩階段與推力穩(wěn)定階段后，雖然燃?xì)馀莶粩喟l(fā)生膨脹、收縮、脫落等現(xiàn)象，摻混效應(yīng)明顯，但水蒸氣仍在旋渦中心處聚集，燃?xì)馀萆嫌紊傻乃魵獗蝗細(xì)鈹y帶至下游，噴管出口外燃?xì)馍淞魍ǖ啦辉儆兴魵饩奂?/p>

從圖11(a)可得，在忽略汽化效應(yīng)的仿真工況中，燃?xì)馀莩醮晤i縮的時(shí)刻提前，導(dǎo)致兩種工況流場(chǎng)演化并不同步，但燃?xì)馀菪螤睢⒊叽?、基本結(jié)構(gòu)均相差不大。航行體尾部受力反映了流場(chǎng)的擾動(dòng)對(duì)航行體產(chǎn)生的影響，從圖11(b)中可以發(fā)現(xiàn)，在射流非定常演化過程中，尾部受力的平均值、振蕩幅度與振蕩的主頻率幾乎一致，但相位有所差別，同時(shí)，忽略汽化效應(yīng)后尾部受力的振蕩幅度有所增加且出現(xiàn)部分高頻振動(dòng)。綜上所述，汽化反應(yīng)通過局部的質(zhì)量輸運(yùn)，增加了燃?xì)馀輧?nèi)的含氣量，燃?xì)馀莸恼袷幏葴p小，高頻振動(dòng)減小。

圖11 工況2、4典型時(shí)刻燃?xì)馀菰茍D與堵蓋打開后 尾部平均受力曲線Fig.11 Gas bubble cloud diagram and tail average stress curve at typical time under case 2 and case 4

3 結(jié)論

1)振蕩是水下點(diǎn)火的最主要特征，表現(xiàn)為燃?xì)馀萁缑妗⑸淞餍螒B(tài)、壓強(qiáng)等參數(shù)的振蕩演化。時(shí)間規(guī)律上，水下點(diǎn)火共分為3個(gè)主要階段：流場(chǎng)演化初期、振蕩發(fā)展階段與穩(wěn)定工作階段。初期會(huì)存在一個(gè)明顯的推力峰值，推力穩(wěn)定時(shí)期燃?xì)馀菰诳臻g上可分為射流區(qū)、過渡區(qū)和摻混區(qū)。當(dāng)噴管出口燃?xì)馓幱谇放蛎洜顟B(tài)時(shí)，推力振蕩幅度小、輸出平穩(wěn)。

2)隨著工作深度增加，噴管出口燃?xì)庵饾u由欠膨脹變?yōu)檫^膨脹，燃?xì)馀菡袷幹芷谟膳蛎洝湛s變?yōu)榕蛎洝i縮—斷裂—回?fù)舻闹貜?fù)過程，燃?xì)馀輸嗔褧?huì)引起噴管出口處壓力劇增，擴(kuò)張段發(fā)生流動(dòng)分離現(xiàn)象，產(chǎn)生非常大的推力峰值，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)避免噴管出口壓強(qiáng)比遠(yuǎn)小于1。在0～60 m范圍內(nèi)，振蕩主頻率隨著水深增大，100 m水深點(diǎn)火時(shí)，斷裂的發(fā)生使得振蕩主頻率降低。

3)在航速的影響下，燃?xì)馀菡w表現(xiàn)為“被拉長(zhǎng)”，軸向貫穿距離增加、徑向尺寸減小，振蕩周期內(nèi)頸縮程度增大，燃?xì)馀莞酌撀?，推力振蕩的幅度增大?/p>

4)高溫高速燃?xì)庵苯优艑?dǎo)進(jìn)入水中，氣水交界面處會(huì)汽化生成水蒸氣，受燃?xì)馀輧?nèi)氣體運(yùn)動(dòng)的影響，呈現(xiàn)聚集性特征。汽化效應(yīng)的存在可在一定程度上減小燃?xì)馀莸恼袷幏燃案哳l的振蕩，改善發(fā)動(dòng)機(jī)水下工作的推力特性，整體而言影響程度較小。