燃氣射流在變截面充液管道內作用特性研究

郭保全，黃 通，丁 寧，欒成龍，張 彤

(1.中北大學 機電工程學院，山西 太原 030051；2.中北大學 軍民融合協同創新研究院，山西 太原 030051；3.中北大學 儀器與電子學院，山西 太原 030051)

為了適應現代城市巷戰的戰場需求，實現對坦克、裝甲車輛和軍事堡壘設施的有效打擊，單兵筒式武器作為重型火力的補充，具有質量小、機動性高、便于操作等優點，能夠快速有效地執行各種反導、反裝甲和摧毀敵方防御工事的軍事任務[1]。因此，近年來得到了相關學者的廣泛關注[2-3]。

單兵筒式武器主要是利用火藥燃氣向后噴射來減少發射時產生的后坐力，具有結構簡單、質量小、攜帶方便等優點。但它在發射過程中也存在著高沖擊波、高噪聲、強尾焰的缺點，不利于隱藏以及實現在“有限空間射擊”的技術要求[4-5]。針對單兵筒式武器在發射過程中存在高噪聲、強尾焰等問 題，相關學者提出了在發射筒尾部增加一段液柱平衡體，在發射過程中，通過火藥燃氣和液柱平衡體的相互作用，使液體霧化吸收一部份燃氣熱能，以此來降低射流場的溫度，來實現對無后坐力炮的消焰、消噪聲[6]。

液柱平衡體在發射筒中運動，對發射筒的影響主要體現在作用于筒壁上的粘滯阻力，為了探究火藥燃氣射流在變截面管道內與液體工質作用對管道穩定性的影響，筆者以某型單兵筒式武器為研究對象，對燃氣射流作用下液體工質的運動特性進行研究，重點研究了燃氣射流作用下液體工質的流場特性和粘滯阻力特性，討論分析管道結構參數和液體工質性能參數對管道穩定性的影響，研究結果可以為液體平衡體的應用工作提供依據。

1 基本原理

噴管是單兵筒式武器尾部的重要組成部件，液柱平衡體主要放置在噴管前端的平直段內，通過隔板與發射藥分開。在發射過程中，火藥燃氣沖破隔板開始作用在液柱平衡體上，與液柱平衡體產生相互作用并推動其向后運動。在液柱平衡體運動過程中，由于噴管結構特性的影響，液柱平衡體的運動可以分為3個階段:平直段，收斂段和擴張段。如圖1所示，液態平衡體對筒壁的作用力主要表現為粘滯阻力，該力在射擊過程中通過發射筒傳遞到操作人員身上，對射擊穩定性產生一定的影響。

為簡化計算模型，針對燃氣射流作用過程，采用如下簡化假設：

1)假設燃氣為理想氣體，計算過程中不考慮燃氣組成成份。

2)假設隔板受擠壓后直接破碎，忽略破碎過程和破碎形狀的影響。

3)采用k-ε湍流模型描述燃氣射流作用過程中氣液兩相的湍流摻混。

2 阻力特性分析

2.1 模型的建立

以某型82 mm單兵筒式武器噴管為研究對象，建立仿真模型計算區域,如圖2所示，已知其藥室部半徑為46 mm，尾噴管喉部半徑為34 mm，尾噴管出口部半徑為70 mm，收斂部長度為33 mm，喉部長度為10 mm，擴張部長度為210 mm，液柱平衡體長度為50 mm.

圖2中，區域1為單兵筒式武器尾部噴管的計算域，區域2為羽流的計算域，陰影部分為液體標識區。ab為燃氣射流入口，定義為壓力入口邊界，入口壓力變化如圖3所示；ac和bd為簡化的噴管無厚度壁面，定義為絕熱壁面；efg和hmn為外流場入口，定義為壓力遠場邊界；ec、hd和gh為羽流流場出口，定義為壓力出口邊界。

2.2 射流作用過程

單兵筒式武器發射時，隨著火藥的燃燒，膛內壓力增大，火藥燃氣推動彈丸向前運動，部分火藥燃氣向后作用，沖破隔板作用在液柱平衡體上，在與液柱平衡體產生摻混的同時推動液柱平衡體向后運動，實現發射過程中的動量平衡。

液體工質變化如表1所示。

表1 液體工質變化圖

隨著燃氣射流的開始作用，液柱平衡體由于粘滯靜阻力的限制，不產生移動，燃氣射流與液柱平衡體的工質開始發生摻混，隨著燃氣壓力的繼續上升，液柱平衡體開始產生移動，氣液混合相的體積逐漸增多；當液柱平衡體運動到收斂段時，液柱平衡體內部液體運動速度加快，通過收斂段的液態工質和氣液混合相流動速度增加，而未通過收斂段的氣液混合相等。由于收斂筒壁的阻滯作用，流動速度相對較小，使得液柱平衡體長度逐漸增大，隨著燃氣射流壓力和溫度的繼續上升，氣液混合相體積繼續增大；當液柱平衡體全部運動到擴張段時，液柱平衡體內部液態工質和氣液混合相的運動速度繼續增加，而靠近筒壁的各相由于粘滯作用導致流動速度減慢，在靠近筒壁處形成長度較大的粘滯區，在壓力逐漸增大的燃氣射流作用下繼續向筒外流動，直至全部噴出。

2.3 數值模擬與分析

按照單兵筒式武器尾部噴管的結構特點，將液柱平衡體在筒壁內的運動過程分為平直段、收斂段和擴張段。其中燃氣射流作用下液柱平衡體在平直段的粘滯阻力變化如圖4所示。液柱平衡體在筒壁平直段運動處于燃氣射流開始作用時期，隨著燃氣壓力逐漸增大，液柱平衡體粘滯阻力逐漸增大，直至達到A點(0.4 ms時刻)，液柱平衡體已經逐漸離開平直段，粘滯阻力開始下降，且由于膛內壓力升高的影響，液柱平衡體離開平直段的速度增加，粘滯阻力下降率逐漸加快；在B點(0.8 ms時刻)，液柱平衡體全部離開筒壁平直段。但是由于膛內壓力仍保持升高趨勢的影響，平直段的粘滯阻力又出現了回升現象，直到C點(1.35 ms時刻)，作用在平直段的膛壓達到最大值時，粘滯阻力達到阻力峰值，然后開始隨著膛壓的減小逐漸減小。

液體平衡體在收斂段的粘滯阻力變化如圖5所示。從D點(0.3 ms時刻)開始，液柱平衡體開始進入筒壁收斂段，收斂段粘滯阻力開始逐漸增大，直至達到阻力峰值，這是因為相對于平直段作用時間，收斂段較為靠后，膛壓相對較大，并且由于收斂段對液柱平衡體的流動阻滯較大，因此阻力峰值較大；到達E點(0.9 ms時刻)時，液柱平衡體全部離開筒壁收斂段，粘滯阻力開始隨膛壓的變化而改變。

液體平衡體在擴張段的粘滯阻力變化如圖6所示。從F點(0.45 ms時刻)開始，液柱平衡體開始進入筒壁擴張段，由于收斂段阻滯作用影響，液柱平衡體在進入擴張段后長度增加，流速變大，加之膛內壓力的升高，液柱平衡體在擴張段對筒壁的粘滯力峰值變大，在H點(1.05 ms時刻)達到粘滯阻力峰值；到達G點(1.30 ms時刻)時，液柱平衡體全部噴出筒壁外，粘滯阻力開始隨膛壓進行變化。

3 參數影響分析

3.1 液體工質材料

不同材料的液體工質對粘滯阻力的影響如圖7所示。

隨著液體工質密度的增加，粘滯阻力也隨之增大，但粘滯阻力峰值出現的時刻近似相同。這是因為液體工質密度越大，質量越大，粘滯阻力也就越大，而液體工質體積不變，液體工質與燃氣射流的摻混程度變化不大，因此粘滯阻力峰值出現的時間對應時刻近似相同。

3.2 液體工質體積

由于液體工質的橫截面積特點，利用液體工質長度L即能直觀的反映出液體工質體積的影響，不同液體工質長度的粘滯阻力變化規律如圖8所示。在燃氣作用初期，即0～0.5 ms期間，由于液體工質體積增大，使得液體工質質量增加，靜摩擦力隨之增大，因此呈現出長度越長，粘滯阻力越大的趨勢；在燃氣作用中期，即0.5～0.9 ms期間，由于液體工質與燃氣射流逐漸摻混，液體工質長度越小，氣液混合相所占成份就越大，對發射筒內壁面的粘滯作用就越大，因此粘滯阻力增長較快，并且粘滯阻力峰值越大；燃氣作用后期，即0.9～1.5 ms期間，燃氣射流逐漸流出噴管，液體工質長度越小，質量越小，流失比重越大，因此粘滯阻力下降越快。

4 結論

筆者通過對燃氣射流作用下液體工質的粘滯阻力特性進行研究分析，得出以下結論：

1)在燃氣射流作用過程中，燃氣與液體工質逐漸混合，形成氣液混合相從管道中噴出；在燃氣作用初期，即燃氣作用0～0.5 ms時期，液體工質主要作用在管道平直段上，粘滯阻力先增大后減小且峰值較小；在燃氣作用中期，即燃氣作用0.5～0.9 ms時期，液體工質主要作用在管道收斂段上，粘滯阻力峰值逐漸增大；在燃氣作用后期，即燃氣作用0.9～1.5 ms時期，液體工質主要作用在管道擴張段上，粘滯阻力峰值最大。

2)液體工質密度越大，粘滯阻力峰值越大；體積越小，液體工質與燃氣射流摻混比重增大，氣液混合相所占成份就增大，對發射筒內壁面的粘滯作用就增大，粘滯阻力增長較快，并且粘滯阻力峰值越大。