馮博聲, 薛曉春

(南京理工大學(xué)能源與動力工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094)

1 引 言

近年來，軍事技術(shù)的發(fā)展對彈丸的炮口動能和初速提出了更高要求。由于固體發(fā)射藥火炮在這些方面難以取得較大突破，因此液體發(fā)射藥成為了研究重點之一。整裝式液體發(fā)射藥火炮的內(nèi)彈道過程[1]: 點燃位于膛底的液體燃料，局部被點燃后生成的燃?xì)庑纬闪薚aylor空腔，燃燒在Taylor空腔的氣液交界面上進(jìn)行，由于Taylor空腔內(nèi)燃?xì)庠跉庖航唤缑嫣幋嬖谙鄬\動，導(dǎo)致Kelvin-Helmholtz不穩(wěn)定性，這種不穩(wěn)定的正反饋機制使燃燒過程難以控制。目前，普遍認(rèn)為Helmholtz不穩(wěn)定性會引起膛內(nèi)壓力震蕩[2]，在整裝式液體發(fā)射藥火炮中，膛內(nèi)圧力曲線大部分情況下是雙峰狀，其第一峰值的大小取決于點火射流的能量釋放量，而第二峰值則與內(nèi)彈道過程所固有的液體發(fā)射藥破碎機制有關(guān)。Helmholtz效應(yīng)使液體發(fā)射藥不斷地破碎直至充分燃燒，但是這種破碎機理卻帶有很大的隨機性，造成了燃燒表面波動的增加，最終導(dǎo)致了燃燒過程的不穩(wěn)定，使整裝式液體發(fā)射藥火炮難以實際應(yīng)用。早期，Morrison和Knapton[3]指出整裝式液體藥火炮工作機理在于: 液體藥火炮的燃燒過程依賴于流體不穩(wěn)定引起的氣液混合； Knapton[4]指出整裝式液體藥火炮發(fā)展所面臨的核心問題，是如何控制整裝式液體藥燃燒的穩(wěn)定性；隨后，Talley和Bracuti[5-6]提出的采用多級漸擴型藥室結(jié)構(gòu)來控制燃燒穩(wěn)定性。為了掌握多級漸擴型藥室的穩(wěn)燃機理，余永剛[7-8]、齊麗婷[9-10]、莽珊珊[11-12]嘗試了幾種多級漸擴型燃燒室，開展了對單股燃?xì)馍淞髋c液體相互作用的基礎(chǔ)研究；余永剛[13]和薛曉春[14-17]開展了對雙股燃?xì)馍淞髋c液體相互作用的實驗及數(shù)值研究。目前對于較少股數(shù)的燃?xì)馍淞鲾U展特性已有了認(rèn)識，但是對于在較大口徑的火炮中，進(jìn)一步增加燃?xì)馍淞鞴蓴?shù)，氣液復(fù)雜的湍流摻混及Taylor空腔的穩(wěn)定擴展特性仍不清楚。

因此，本研究以整裝式液體發(fā)射藥火炮多點點火為背景，針對五級圓柱漸擴型觀察室及圓柱型觀察室，開展了多股燃?xì)馍淞髋c液體相互作用的實驗研究，主要討論不同漸擴型觀察室結(jié)構(gòu)對多股燃?xì)馍淞鲾U展過程的影響以及不同的工作參數(shù)下多股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中的擴展過程，通過分析實驗結(jié)果找出合適的實驗參數(shù)，增強徑向擴展，減小Helmholtz不穩(wěn)定性，從而使液體發(fā)射藥火炮的燃燒更加穩(wěn)定。

2 實驗裝置與原理

圖1a是實驗設(shè)備示意圖，實驗裝置主要由電脈沖點火器、高壓燃燒室、多孔噴嘴、五級圓柱漸擴型觀察室/圓柱型觀察室和高速攝影機等組成。圓柱漸擴型觀察室由圓柱形的透明玻璃構(gòu)成，便于觀測記錄，如圖1b內(nèi)部是A型和B型觀察室的漸擴型空腔示意圖，A型和B型結(jié)構(gòu)尺寸只有空腔的漸擴臺階寬度不同，G型觀察室是一個圓柱體空腔，沒有漸擴型臺階；三種觀察室底部連接著高壓燃燒室，噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1c所示，其中4個直噴孔周向分布，通過圓心的兩個噴孔中心間距為s。高壓燃燒室內(nèi)裝有速燃火藥，通過電點火的方式點燃火藥，產(chǎn)生高溫高壓燃?xì)狻．?dāng)高溫高壓燃?xì)膺_(dá)到一定壓力值時，沖破紫銅膜片，通過多孔噴嘴噴入到充滿液體的漸擴型觀察室中。此時，高壓燃?xì)忾_始在液體工質(zhì)中擴展，形成Taylor空腔，通過數(shù)字高速錄像系統(tǒng)記錄Taylor空腔的擴展過程。實驗過程中，為了消除重力影響，將實驗裝置豎直放置，即高壓燃?xì)舛嗫讎娮煜蛏蠂娚?，觀察室上端與大氣相連，實際出口位置處與彈丸底部連接，當(dāng)達(dá)到一定壓力后，推動彈丸一起運動；目前主要針對彈丸未啟動前的靜態(tài)過程，討論其中的氣液湍流摻混特性，對影響射流擴展穩(wěn)定性的因素進(jìn)行分析，分析結(jié)果可指導(dǎo)后期更為復(fù)雜的實際工作過程。在后期的研究中，將會逐步考慮更多的實際工作狀態(tài)，并在將來加入燃燒進(jìn)行更深入的研究；水的流動特性與液體發(fā)射藥相似，因此實驗中以水作為模擬液體工質(zhì)。

a. system test chart

b. observation chamber structure c. nozzle chart

圖1 實驗裝置示意圖

Fig.1 Schematic diagrams of experimental device

實驗探討了多級圓柱漸擴型觀察室的結(jié)構(gòu)參數(shù)、噴射壓力p、噴孔直徑d和噴孔中心間距s對多股燃?xì)馍淞鞯挠绊?。其中，不同觀察室的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，D1～D5為觀察室內(nèi)每級臺階直徑，L1～L5為觀察室內(nèi)每級臺階高度，D為觀察室外直徑，L為觀察室總高度，三種觀察室的L相同，B型和G型的D相同，與A型不同，漸擴比ΔD/L可以通過式(1)計算，由于G型觀察室沒有漸擴型臺階，所以沒有ΔD/L；不同噴射壓力通過改變裝藥量和紫銅膜片厚度來實現(xiàn)。

(1)

表1 觀察室結(jié)構(gòu)尺寸

Table 1 Observation chamber structure size

typeD1/mmD2/mmD3/mmD4/mmD5/mmL1/mmL2/mmA40526476882020B40465258642020G64//////typeL3/mmL4/mmL5/mmL/mmD/mmΔD/LA202030129980．6B202030129740．3G///12974/

3 實驗結(jié)果及分析

3.1 四股燃?xì)馍淞髟谟^察室中的擴展特性

實驗采用A型觀察室，即五級圓柱漸擴型觀察室作為典型工況進(jìn)行分析。實驗工況: 噴孔數(shù)為4個，噴射壓力為9.18 MPa，噴孔直徑為1.4 mm，噴孔中心間距為20 mm。圖2為四股燃?xì)馍淞髟谝后w中擴展過程的序列圖。在射流擴展過程的序列圖中，射流擴展區(qū)域與觀察室、充液區(qū)之間的顏色對比明顯，利用數(shù)字圖像處理技術(shù)中的邊緣檢測法，得到射流邊界處的像素點坐標(biāo)，結(jié)合觀察室的尺寸，依次連接這些坐標(biāo)獲得不同時刻射流頭部的位置，如圖3所示，時間間隔為1 ms。

由圖2和圖3可見，四股燃?xì)鈴牟煌膰娍讎姵觯谝后w工質(zhì)中形成四個Taylor空腔。由于噴孔的位置關(guān)系，中間一股燃?xì)鈱⑵湔蠓降牧硪还扇細(xì)庹趽踝。虼藞D2和圖3中只顯示出三股燃?xì)馍淞?。在t=1.0 ms時，四股射流明顯分開，Taylor空腔邊界形狀比較規(guī)則，呈現(xiàn)出圓錐狀，射流的軸向擴展速度很快，而徑向擴展則較為緩慢。然而，由于采用漸擴結(jié)構(gòu)，觀察室的徑向直徑是逐級增大，此時，Taylor空腔剛擴展到徑向直徑較小的第一級臺階拐角處，因此射流能夠很快充滿觀察室第一級，殘留在觀察室壁面處液體工質(zhì)較少，僅在四股射流之間還殘留部分的液體工質(zhì)；在t=2.0 ms時，四股射流已經(jīng)開始交匯，且由于漸擴臺階的誘導(dǎo)作用，增強了徑向湍流，在臺階處出現(xiàn)向擴展，并且射流幾乎充滿了前兩級臺階空間，由此可知，當(dāng)射流擴展到達(dá)觀察室出口時，沒有殘留在觀察室壁面處的環(huán)形液體，因此不需要再通過氣液之間的Helmholtz不穩(wěn)定效應(yīng)使殘留的液體工質(zhì)參與到Taylor空腔的擴展過程中，從而減弱了射流擴展后期的Taylor空腔邊界的不穩(wěn)定性；t=3.0 ms時，射流頭部已經(jīng)發(fā)展到第三級臺階，此時四股射流幾乎匯聚成了一股射流，并向前推進(jìn)。觀察圖2和圖3可以發(fā)現(xiàn)，射流頭部較為穩(wěn)定，每當(dāng)射流發(fā)展到一個新臺階后，都能將前面的臺階充滿。對比莽珊珊等人[6-7]的實驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，四股燃?xì)馍淞飨鄬τ趩喂啥?，漸擴型邊界對四股燃?xì)馍淞鞯膹较驍_動更大，使四股燃?xì)馍淞骺梢愿斓財U展到觀察室側(cè)壁，有利于射流的穩(wěn)定擴展；對比薛曉春等[10-13]的實驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，四股燃?xì)馍淞鬏^雙股而言，能夠使氣液摻混更加充分，增大了射流頭部與液體工質(zhì)的接觸面積，使得氣液摻混更多在Taylor空腔表面進(jìn)行，并減少了滯留在觀察室壁面的液體工質(zhì)，從而抑制了射流在整個擴展過程中由于氣液速度差而導(dǎo)致的Helmholtz不穩(wěn)定效應(yīng)。

圖2 四股燃?xì)馍淞髟贏型觀察室中的擴展過程序列圖

Fig.2 Sequence diagrams of the expansion process of four combustion-gas jet in A-type observation chamber

圖3 A型觀察室中不同時刻射流頭部位置圖

Fig.3 Jet head position diagram at different times in A-type observation chamber

3.2 不同參數(shù)對四股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中擴展特性的影響

3.2.1漸擴比對四股燃?xì)馍淞鲾U展特性的影響

圖4和圖5分別是采用B型和G型漸擴觀察室時，四股燃?xì)馍淞髟谝后w中擴展過程的序列圖。其實驗工況都與圖2相同。依照上述方法處理B型和G型觀察室中射流的擴展序列圖，可以得到其射流頭部位置圖，如圖6所示。

圖4 四股燃?xì)馍淞髟贐型觀察室中的擴展過程序列圖

Fig.4 Sequence diagrams of the expansion process of four combustion-gas jet in B-type observation chamber

圖5 四股燃?xì)馍淞髟贕型觀察室中的擴展過程序列圖

Fig.5 Sequence diagrams of the expansion process of four combustion-gas jet in G-type observation chamber

結(jié)合圖4和圖6a可以看出，對于B型觀察室，在t=1.0 ms時，射流頭部到達(dá)了第二個臺階，并且射流基本填滿了第一個臺階；隨著時間的推移，射流頭部Taylor空腔不穩(wěn)定性開始表現(xiàn)出來，從t=2.0 ms開始，由于Taylor空腔擴展的不穩(wěn)定性，導(dǎo)致強烈的氣液交換，射流頭部呈現(xiàn)出不規(guī)則的形狀，隨著射流的發(fā)展，這種不穩(wěn)定性更加劇烈，在Taylor空腔和觀察室壁面之間形成Helmholtz不穩(wěn)定性氣液交界面，Taylor空腔呈現(xiàn)出尖錐狀，不利于射流的穩(wěn)定進(jìn)行，導(dǎo)致整裝式液體發(fā)射藥火炮內(nèi)彈道不穩(wěn)定。除了軸向擴展速度外，本研究較為關(guān)心的還有Taylor空腔的徑向發(fā)展過程。Taylor空腔充分的徑向發(fā)展，可以減少觀察室側(cè)壁滯留的液體工質(zhì)，防止Taylor空腔和觀察室側(cè)壁液體工質(zhì)形成較大的Helmholtz不穩(wěn)定性氣液交界面，避免因Helmholtz不穩(wěn)定性導(dǎo)致的液面隨機波動性占主導(dǎo)。觀察圖5和圖6b可知，對于G型觀察室，在t=1.0 ms時，四股射流剛從噴孔噴出，形成Taylor空腔，射流沿軸向擴展較快，而沿徑向則擴展緩慢；在t=2.0 ms時，射流繼續(xù)擴展，此時，Taylor空腔與觀察室側(cè)壁之間還存在大量液體工質(zhì)；在t=4.0 ms時，Taylor空腔終于徑向擴展到了觀察室側(cè)壁。由于缺少臺階的誘導(dǎo)作用，圓柱觀察室中射流徑向擴展緩慢，導(dǎo)致噴孔周圍的側(cè)壁滯留了大量液體工質(zhì)，只能通過Helmholtz不穩(wěn)定性與氣體相互作用，容易出現(xiàn)壓力第二峰值。

a. B-type

b. G-type

圖6 不同觀察室結(jié)構(gòu)下的射流頭部位置序列圖

Fig.6 Sequence diagrams of jet head position under different observation chambeers

通過處理三種不同結(jié)構(gòu)的觀察室中射流軸向擴展序列圖，計算得到射流軸向擴展的位移對比圖如圖7a所示；根據(jù)處理圖像獲得的位移數(shù)據(jù)點，采用一階指數(shù)衰減方程(2)擬合出射流軸向位移隨時間變化的規(guī)律，將方程(2)對時間進(jìn)行微分后得到方程(3)，可以得到射流軸向擴展速度隨時間的變化曲線，如圖7b所示，可見射流軸向擴展速度均呈指數(shù)下降。

a. axial displacement

b. axial speed

圖7 三種觀察室結(jié)構(gòu)中的射流軸向位移和軸向速度對比圖

Fig.7 Comparison of the axial displacement and axial velocity of jet in three kinds of observation chamber structures

S(t)=A0+A1e-t/A2

(2)

(3)

式中，S(t)為射流的軸向擴展位移，mm；V(t)為射流的軸向擴展速度，m·s-1,二者都是時間的函數(shù)；t為時間，ms；A0，A1和A2為實驗常數(shù)，射流軸向位移隨時間變化的擬合參數(shù)，如表2所示。

由圖7可見，三種觀察室中四股燃?xì)馍淞鲾U展規(guī)律基本相同。但B型觀察室中四股燃?xì)馍淞鞯妮S向位移明顯大于A型觀察室。通過表1可以得知A型觀察室的漸擴比ΔD/L=0.6,而B型觀察室的漸擴比為ΔD/L=0.3，由圖7a位移數(shù)據(jù)計算可得，當(dāng)漸擴比ΔD/L從0.3增加到0.6，t=5 ms射流軸向位移減小了10.8%，由此可以發(fā)現(xiàn)，觀察室的漸擴比越大，臺階的誘導(dǎo)作用越強，四股燃?xì)馍淞餮剌S向擴展越慢，氣液的湍流摻混強度越小，射流頭部發(fā)展越規(guī)則，且由于徑向擾動增大，有利于射流的徑向發(fā)展。而G型觀察室中，射流的軸向擴展速度在初期較慢，但隨著時間的推移，由于G型觀察室中射流缺少徑向的約束作用，因此在t=1 ms后，G型觀察室的軸向位移和軸向速度都略大于A型觀察室，說明漸擴比大的A型觀察室，能在一定程度上減慢軸向速度，通過結(jié)合圖3和圖6中兩股射流擴展特性可以看出，在G型觀察室中，燃?xì)馍淞鞒跗?，射流沿軸向擴展較快，沿徑向擴展緩慢，無法快速擴展到觀察室側(cè)壁。而A型觀察室中，射流總能較快到達(dá)壁面，而且射流頭部比較平滑，Taylor空腔發(fā)展較穩(wěn)定，有利于整裝式液體發(fā)射藥火炮中燃燒的穩(wěn)定進(jìn)行。通過上述分析可以發(fā)現(xiàn)，四股燃?xì)馍淞鲾U展過程在A型觀察室中更加穩(wěn)定，因此，僅在A型觀察室中進(jìn)行不同噴孔中心間距、不同噴孔壓力和不同噴孔直徑的實驗。

表2 射流軸向位移、速度隨時間變化的擬合參數(shù)

Table 2 Fitting parameters of variation in axial displacement and velocity of Jet with time

typeA0A1A2A105．3-103．83．4B150．8-146．75．4G111．4-109．03．5

3.2.2不同噴孔中心間距對四股燃?xì)馍淞鲾U展特性的影響

采用三種不同的噴孔中心間距s(16,20,24 mm)在A型觀察室中進(jìn)行實驗，實驗工況: 噴孔壓力為9.18 MPa，噴孔直徑為0.8 mm，噴孔數(shù)為4個；圖8為不同噴孔間距的擴展序列圖。其軸向位移如圖9所示。當(dāng)噴孔中心間距較小時，如圖8a所示，由于四股射流在擴展過程中間距小，所以較早的開始相互卷吸和干擾，并較早的匯聚成一股射流，協(xié)同向前擴展，此時與單股射流的相似，因此相同時刻軸向位移較大；當(dāng)噴孔中心間距逐漸增大時，如圖8b所示，四股射流在擴展過程中離觀察室的邊界較近，受到漸擴臺階的誘導(dǎo)作用，四股射流徑向擾動增強，從而相對減弱了射流的軸向擴展速度。因此四股射流匯聚的較晚，軸向位移較??；當(dāng)噴孔中心間距繼續(xù)增大時，結(jié)合圖8c和圖9可以看出，軸向位移減小幅度沒有那么明顯。通過圖9位移數(shù)據(jù)計算可得，當(dāng)噴孔中心間距從16 mm增大到20 mm時，t=5 ms射流軸向位移減小了20.6%，當(dāng)噴孔中心間距從20 mm增大到24 mm時，t=5 ms射流軸向位移僅減小了9.1%。因此適當(dāng)增大噴孔間距，可以減小軸向位移，使射流徑向擴展更加充分。通過上述分析可知，噴孔中心間距為20 mm更有利于四股射流擴展過程的穩(wěn)定。

a. spray hole spacing (s=16 mm)

b. spray hole spacing (s=20 mm)

c. spray hole spacing (s=24 mm)

圖8 不同噴孔中心間距的射流軸向擴展序列圖

Fig.8 Axial expansion sequence diagrams of jet with different nozzle center spacing

圖9 采用不同噴孔中心間距的射流軸向位移對比圖

Fig. 9 Comparison of the axial displacement of jet with different nozzle center spacing

3.2.3不同噴射壓力和噴孔直徑對四股燃?xì)馍淞鲾U展特性的影響

圖10a為A型觀察室，采用不同的噴射壓力p(9.18,15.30,18.36,24.48 MPa)時的軸向位移對比圖，其他實驗工況與圖2相同。為了觀察不同噴孔直徑對四股燃?xì)馍淞鲾U展特性的影響，在A型觀察室中又分別采用了直徑d為0.8 mm、1.4 mm和2.0 mm的噴孔進(jìn)行了實驗，通過處理射流頭部的輪廓圖，得到射流頭部軸向圖，如圖10b所示，其他實驗工況與圖2相同。通過圖10可知: 隨著壓力的增大，燃?xì)馍淞鲝姸仍龃螅S向擴展位移迅速增大，軸向擴展速度也會迅速增大，由圖10a數(shù)據(jù)計算可得，t=4 ms時刻，壓力從9.18 MPa增大到15.30 MPa，射流軸向位移增加了20.9%，壓力從15.30 MPa增大到18.36 MPa，射流軸向位移增加了18.2%；從圖10a中可以看出，18.36 MPa和24.48 MPa兩個工況的射流軸向位移十分接近，射流軸向位移僅增加了2.2%，由此可以推測，壓力增大到一定值后，再繼續(xù)增大壓力，不會對射流軸向位移產(chǎn)生影響；隨著噴孔直徑的增加，Taylor空腔體積增加，燃?xì)馍淞鬏S向位移增大，射流頭部擴展速度變快，由圖10b數(shù)據(jù)計算可得,t=5 ms時刻，噴孔直徑從0.8 mm增大到1.4 mm，射流軸向位移增加了7.7%，噴孔直徑從1.4 mm增大到2.0 mm，射流軸向位移增加了24.1%，由此可以看出，當(dāng)噴孔直徑較小時，增大噴孔直徑對射流軸向位移影響不明顯，當(dāng)噴孔直徑增大到一定程度后，繼續(xù)增大噴孔直徑，會明顯增加對射流軸向位移。由此可以推測，采用點火燃?xì)馍淞鼽c燃液體藥時，較大的點火噴射壓力和噴孔直徑都會增大射流強度，使液體藥破碎成大量的小液滴群，實現(xiàn)液體藥的充分燃燒，但強烈的氣液摻混又會引起內(nèi)彈道過程極大的不穩(wěn)定性，增加燃燒面的隨機性，不利于燃燒的穩(wěn)定性，因此，選擇點火噴射壓力為9.18 MPa和噴孔直徑1.4 mm可以在射流擴展過程相對穩(wěn)定的同時使液體藥燃燒更加充分。

a. different pressure

b. different nozzle diameter

圖10 多參數(shù)變化下射流軸向位移的對比

Fig.10 Comparison of the axial displacement of jet under multi - parameter variation

4 結(jié) 論

(1) 對于整裝式液體發(fā)射藥燃燒過程的不穩(wěn)定性，可以采用多級漸擴型臺階使射流擴展過程更加穩(wěn)定。多級漸擴型結(jié)構(gòu)由于臺階的誘導(dǎo)作用，對燃?xì)馍淞鞯膹较驍_動較大，能使射流在擴展過程中，較快充滿整個邊界。四股燃?xì)馍淞鬏^雙股或單股射流而言，增大了射流頭部氣體與液體工質(zhì)的接觸面積，使氣液摻混更多的發(fā)生在Taylor空腔表面，減少了殘留在觀察室側(cè)壁的液體工質(zhì)，抑制了Helmholtz的不穩(wěn)定效應(yīng)，有利于燃燒的穩(wěn)定進(jìn)行。

(2) 觀察室的漸擴比ΔD/L越大，射流軸向位移越小，擴展過程越穩(wěn)定，當(dāng)漸擴比ΔD/L從0.3增加到0.6，t=5 ms射流軸向位移減小了10.8%；隨著噴射壓力的增大，軸向位移也會隨之增大，射流頭部發(fā)展越不穩(wěn)定，壓力從9.18 MPa增大到15.30 MPa，t=4 ms射流軸向位移增加了20.9%；噴孔直徑越大，軸向位移越大，當(dāng)噴孔直徑從1.4 mm增大到2.0 mm，t=5 ms射流軸向位移增加了24.1%；噴孔中心間距越大，沿徑向發(fā)展越快，沿軸向擴展越慢，當(dāng)噴孔中心間距從16 mm增大到20 mm時，t=5 ms射流軸向位移減小了20.6%。

(3) 實驗結(jié)果表明，采用A型觀察室結(jié)構(gòu)，選擇噴射壓力9.18 MPa、噴孔直徑1.4 mm、噴孔中心間距20 mm，可以實現(xiàn)對射流擴展形態(tài)的有效控制，從而改善氣液摻混過程。

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