劉二偉，徐勝利，周 杰，左金東

（1. 清華大學(xué)航天航空學(xué)院，北京 100084；2. 中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，安徽 合肥 230026）

具有重要應(yīng)用前景的跨介質(zhì)入水飛行器近年來得到廣泛研究。和空氣或水的單介質(zhì)相比，氣水介質(zhì)密度相差約800 倍，黏性系數(shù)相差約59 倍，導(dǎo)致相同條件下飛行器所受阻力相差較大。對(duì)高速入水而言，該研究包含多相、動(dòng)邊界、尾部強(qiáng)湍流、相變和結(jié)構(gòu)響應(yīng)動(dòng)力學(xué)、縮尺實(shí)驗(yàn)有效性等問題，如卷入空氣或自然空化出現(xiàn)多相流場，高速入水產(chǎn)生的沖擊載荷會(huì)引起飛行器結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)變形和損傷。此外，高速入水實(shí)驗(yàn)涉及水空化壓力和材料強(qiáng)度等絕對(duì)物理量模擬，采用相似率和相似參數(shù)等傳統(tǒng)實(shí)驗(yàn)流體力學(xué)方法有較大局限性?？紤]到實(shí)驗(yàn)涉及寬范圍的模型尺度（10～10mm）、質(zhì)量（10～10g）和速度（10～10m/s），需建造較大尺度實(shí)驗(yàn)裝置，再現(xiàn)高速入水物理力學(xué)過程，評(píng)估模型尺度效應(yīng)對(duì)空化或卷入氣泡、吸能材料和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度等的影響。分析表明：立式和臥式氣炮與水箱組成的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)是較適合斜入水和水平入水的實(shí)驗(yàn)?zāi)M裝置。

氣炮可將不同質(zhì)量和尺寸的飛行器模型加速到預(yù)定速度，被廣泛應(yīng)用于結(jié)構(gòu)沖擊動(dòng)力學(xué)、高超聲速氣動(dòng)物理現(xiàn)象研究，適合高速入水和水中航行的飛行器或發(fā)動(dòng)機(jī)鳥撞、高速列車沖擊、降落傘開傘和攔阻索沖擊加載等實(shí)驗(yàn)研究。早期一級(jí)氣炮多是軸向臥式火藥炮，結(jié)構(gòu)和操作簡單，缺點(diǎn)是無法控制火藥燃燒速率、藥室燃?xì)鈮毫Ω摺⒒鹚幦細(xì)飧g內(nèi)壁導(dǎo)致保養(yǎng)困難和實(shí)驗(yàn)重復(fù)性差等。另外，若改變模型速度需要重新設(shè)計(jì)火藥內(nèi)彈道。同時(shí)，火藥高燃速和膛壓上升過快，導(dǎo)致模型（或活塞）加速度過大，可能導(dǎo)致上游驅(qū)動(dòng)氣體產(chǎn)生激波并造成總壓損失。一級(jí)氣炮適合驅(qū)動(dòng)大質(zhì)量實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ椭恋退贍顟B(tài)，二級(jí)和多級(jí)氣炮適合發(fā)射小質(zhì)量實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ椭粮咚贍顟B(tài)。在結(jié)構(gòu)上，二級(jí)氣炮在一級(jí)氣炮壓縮管末端增加刻槽膜片并連接發(fā)射管（二級(jí)）和實(shí)驗(yàn)艙，小質(zhì)量模型位于膜片下游。當(dāng)膜片破裂，驅(qū)動(dòng)氣體在發(fā)射管加速模型運(yùn)動(dòng)。為提高驅(qū)動(dòng)氣體膨脹做功能力，通常選擇聲速大、摩爾質(zhì)量小的氣體，如氫氣和氦氣。為滿足更高速度范圍的實(shí)驗(yàn)需求，如模擬空間碎片撞擊航天器，三級(jí)氣炮或組合驅(qū)動(dòng)輕氣炮也有所研制。

已有對(duì)模型入水的研究分為垂直入水和傾斜入水。針對(duì)90°錐頭模型，黃振貴等用高速攝像拍攝了垂直低速入水的空泡形態(tài)演變過程，模型長度為44 mm，直徑為8 mm，速度為0～4.71 m/s。針對(duì)截錐頭模型，羅馭川等對(duì)比分析了不同模型低速傾斜入水現(xiàn)象，得到了頭部直徑大小對(duì)截錐頭模型入水空泡、運(yùn)動(dòng)速度、俯仰角的影響規(guī)律，模型長度為35 mm，直徑為2～4 mm，速度低于4 m/s。針對(duì)細(xì)長體模型，時(shí)素果等采用壓力傳感器測量模型表面壓力，獲得了模型高速入水過程中空泡形態(tài)和表面壓力變化規(guī)律，模型長度為800 mm，最大直徑為60 mm，速度為60 m/s。陳誠等在預(yù)制舵角下得到了細(xì)長體模型入水產(chǎn)生的空泡流型、尾部壓力和運(yùn)動(dòng)參數(shù)變化規(guī)律，對(duì)模型入水彈道偏轉(zhuǎn)過程進(jìn)行了分析研究，模型長度為840 mm，最大直徑為60 mm，速度為70 m/s。針對(duì)平頭、卵形和截卵形頭部模型，張偉等拍攝了模型入水和空泡擴(kuò)展的詳細(xì)過程，分析了頭型對(duì)模型入水彈道穩(wěn)定性的影響，模型長度為28.4～43.6 mm，直徑為12.65 mm，速度為35～160 m/s。針對(duì)平頭和半球形頭部細(xì)長體模型，Chen 等對(duì)高速入水模型的彈道穩(wěn)定性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，分析了頭型、入水速度和角度對(duì)模型彈道穩(wěn)定性的影響，模型長度為21～24 mm，直徑為6 mm，速度為44～144 m/s。綜合上述文獻(xiàn)，可以看出已有研究多針對(duì)低速入水（小于200 m/s），模型尺寸也較小。而高速入水和水中高速航行實(shí)驗(yàn)?zāi)康氖前l(fā)射大質(zhì)量、大尺寸實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ托比胨蛩饺胨Ｐ唾|(zhì)量和速度變化范圍較大，要求實(shí)驗(yàn)重復(fù)性好。因此，本文研制立式和臥式氣炮實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，包括配套水箱和流場顯示測量等裝置，并給出模型高速斜入水和水平入水航行的初步實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

1 立式可變發(fā)射角一級(jí)/二級(jí)組合氣炮水箱系統(tǒng)

開展入射角度范圍較大（特別是小角度）斜入水實(shí)驗(yàn)，軸向臥式結(jié)構(gòu)布局存在局限性。圖1 所示為立式可變發(fā)射角一級(jí)/二級(jí)組合氣炮示意圖，包括高壓氣室、壓縮管、發(fā)射管和實(shí)驗(yàn)艙（即水箱）等。

圖1 立式可變發(fā)射角二級(jí)氣炮示意圖Fig. 1 Schematic of the vertical two-stage gas gun with a rotated launch tube

立式可變發(fā)射角二級(jí)氣炮各部分的設(shè)計(jì)思路和結(jié)構(gòu)簡要介紹如下：

（1）氣炮通常采用高溫高壓燃?xì)饣虺馗邏嚎諝怛?qū)動(dòng)重活塞（或模型）?？紤]到使用成本和安全性等因素，高壓空氣驅(qū)動(dòng)方式更為普遍。高壓氣室可分為兩類：一類是高壓力、小容積；另一類是低壓力、大容積。前者和火藥燃?xì)馀陬愃疲瑲馐液椭鼗钊膊繗怏w壓比高，當(dāng)氣路連通可能會(huì)形成聲速喉道，節(jié)流產(chǎn)生的稀疏波導(dǎo)致重活塞尾部壓力低、推力下降，即高壓空氣做功效率降低。本文氣室采用大容積、中低壓力（＜4 MPa）方案，高壓氣罐內(nèi)徑為320 mm，長為3 m，容積約為0.241 m，采用立式布置。氣罐高壓空氣由空氣壓縮機(jī)提供，最高可達(dá)4 MPa，滿足實(shí)驗(yàn)使用需求。

（2）大容積氣室和氣炮壓縮管連接需設(shè)計(jì)快速閥，要求快速閥開啟時(shí)間為毫秒量級(jí)，以快速打開連接通道，這是氣炮研制的難點(diǎn)之一。和文獻(xiàn)[4]不同，本文中在壓縮管外側(cè)安裝環(huán)形充氣腔和大口徑球閥連接，并在充氣腔內(nèi)周向設(shè)置8 個(gè)進(jìn)氣道（長120 mm，寬15 mm），利用重活塞位置和自身長度（470 mm）形成活塞閥，當(dāng)重活塞滑過進(jìn)氣道，氣室和壓縮管相互連接實(shí)現(xiàn)側(cè)向進(jìn)氣，消除側(cè)向進(jìn)氣產(chǎn)生的橫向載荷。在平衡活塞內(nèi)部設(shè)計(jì)通氣道，配合壓縮管左端電磁閥充入高壓空氣，控制活塞閥的開關(guān)狀態(tài)。

（3）壓縮管內(nèi)徑為125 mm，長為7.91 m，軸線離地面6 m 且水平放置。為消除氣炮在實(shí)驗(yàn)過程中產(chǎn)生的后坐力，壓縮管兩端的平衡和阻尼活塞均為可移動(dòng)活塞，并在可移動(dòng)活塞表面周向布置O 形圈密封，保證壓縮管只受摩擦力作用，在重活塞運(yùn)動(dòng)過程中保持穩(wěn)定。阻尼活塞由液壓油缸驅(qū)動(dòng)，由安裝在油缸頭部的聚氨酯板和復(fù)位彈簧組成，能有效緩沖和吸收重活塞在壓縮終點(diǎn)附近的剩余動(dòng)能，防止重活塞剛性撞擊造成設(shè)備損壞。圖1 中液壓缸直接作用于端部阻尼塊，防止其軸向運(yùn)動(dòng)。類似地，為保證實(shí)驗(yàn)穩(wěn)定性和重復(fù)性，充氣腔和集氣腔與壓縮管之間為滑動(dòng)連接，該結(jié)構(gòu)可保證即使重活塞運(yùn)動(dòng)時(shí)壓縮管產(chǎn)生位移和振動(dòng)，集氣腔和連接的發(fā)射管仍可保持不動(dòng)，這是本文設(shè)備不同于其他氣炮之處。

（4）集氣腔和充氣腔結(jié)構(gòu)類似。對(duì)集氣腔而言，為減小余隙容積，需保證高溫高壓氣體進(jìn)入集氣腔時(shí)，重活塞運(yùn)動(dòng)到壓縮管右端，再次形成類似的活塞閥。集氣腔體積對(duì)壓縮管終態(tài)參數(shù)有重要影響。若體積太大，導(dǎo)致驅(qū)動(dòng)氣體壓力和溫度不高，會(huì)降低破膜壓力和模型速度。綜合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和驅(qū)動(dòng)效率考慮，本文中設(shè)計(jì)集氣腔內(nèi)徑為200 mm，長為196 mm，其容積為3.85 L。

（5）發(fā)射管和集氣腔連接處設(shè)置前夾膜段，安裝預(yù)置銑槽的金屬膜片（鋼膜或鋁膜）。由理論估算得知，當(dāng)發(fā)射管和壓縮管截面積比為1∶9，可獲得壓力驅(qū)動(dòng)增益大于80%，因此確定發(fā)射管內(nèi)徑為40 mm?？紤]到水面受重力作用無法傾斜，需設(shè)計(jì)可變角度的發(fā)射管以滿足斜入水模型要求。圖2 所示為立式氣炮側(cè)視圖（L 形布置）。從圖2 看出，發(fā)射管可變角度范圍為45°～90°。發(fā)射管長度最大為6 m，可根據(jù)角度需要調(diào)節(jié)長度。發(fā)射管出口安裝內(nèi)置導(dǎo)向管和測速孔的彈托捕捉器，采用撞擊方式分離彈托和模型。彈托捕捉器還具有側(cè)向泄氣功能，以減弱模型入水前尾流對(duì)氣水界面的影響。為保護(hù)彈托捕捉器，同時(shí)降低彈托質(zhì)量，本文中彈托材質(zhì)為聚四氟乙烯。導(dǎo)向管出口設(shè)置后夾膜段，安裝雙向拉伸聚丙烯薄膜（biaxially oriented polypropylene，BOPP），隔離外部空氣環(huán)境，方便調(diào)節(jié)發(fā)射管內(nèi)初始?jí)毫Α?/p>

（6）圖2 中實(shí)驗(yàn)艙可在導(dǎo)軌上前后移動(dòng)，并通過支架調(diào)節(jié)俯仰，同時(shí)和發(fā)射管滑動(dòng)連接，滿足發(fā)射角度變化要求。實(shí)驗(yàn)艙內(nèi)徑為0.5 m，長為1.2 m，在兩側(cè)各布置2 個(gè)觀察窗，用于光學(xué)測量。為防止模型直接撞擊艙底，應(yīng)在實(shí)驗(yàn)艙底部和側(cè)邊布置緩沖材料（如硬橡皮或金屬板）進(jìn)行防護(hù)。

圖2 立式氣炮可變發(fā)射角側(cè)視圖Fig. 2 Profiles of variable incident angle of the vertical gas gun

立式氣炮實(shí)驗(yàn)過程簡述如下：實(shí)驗(yàn)前，將氣罐充入預(yù)定壓力的高壓空氣；將壓縮管、發(fā)射管抽真空，再向壓縮管中充入指定氣體至指定壓力；向?qū)嶒?yàn)艙注水。實(shí)驗(yàn)開始時(shí)，從激發(fā)孔充入高壓空氣，驅(qū)動(dòng)重活塞向右移動(dòng)。當(dāng)重活塞滑過充氣腔進(jìn)氣道，氣罐中高壓氣體從環(huán)形集氣腔迅速充入重活塞和平衡活塞之間，并推動(dòng)重活塞加速右移，使壓縮管中氣體充入集氣腔。理想情況下，隨著集氣腔壓力、溫度升高，重活塞速度迅速下降，當(dāng)重活塞和聚氨酯塊距離接近為零，重活塞速度正好降為零，將壓縮管中氣體完全充入集氣腔中。當(dāng)集氣腔氣體壓力達(dá)到破膜壓力，膜片破裂，推動(dòng)彈托和模型加速運(yùn)動(dòng)。在發(fā)射管出口，通過捕捉器將彈托碰撞分離，高速模型在導(dǎo)向管內(nèi)運(yùn)動(dòng)并穿透末端BOPP 膜片，進(jìn)入空氣中飛行至實(shí)驗(yàn)艙水面，斜侵入水中減速直至靜止。

2 臥式一級(jí)氣炮水箱實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

為滿足大質(zhì)量（幾到幾百千克）、大尺寸（最大外徑為200 mm，長度不限）和低速（幾到200 m/s）模型入水和水中航行實(shí)驗(yàn)需求，本文臥式一級(jí)氣炮和水箱實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖3 所示，其主要組成部分有：高壓氣室、壓縮管、泄氣段和實(shí)驗(yàn)艙等。和立式氣炮類似，臥式一級(jí)氣炮采用高壓氣體驅(qū)動(dòng)彈托和模型，在壓縮管中加速運(yùn)動(dòng)，最終以較高速度進(jìn)入實(shí)驗(yàn)艙。其中，高壓氣罐內(nèi)徑為320 mm，長為3 m；壓縮管內(nèi)徑為200 mm，長為10 m；實(shí)驗(yàn)艙內(nèi)徑為1 m，長為5 m。高壓氣罐通過活塞閥連接壓縮管外部充氣腔，再由平衡活塞內(nèi)高壓氣孔控制激發(fā)狀態(tài)。壓縮管末端和實(shí)驗(yàn)艙之間安裝泄氣段、可重復(fù)使用彈托捕捉器、氣動(dòng)閘板閥（內(nèi)徑為150 mm）和夾膜段。其中，泄氣段將彈托下游氣體側(cè)向排出，以免進(jìn)入水箱并影響模型入水流場。采用可重復(fù)使用的彈托捕捉器分離模型和彈托。閘板閥和實(shí)驗(yàn)艙之間夾有BOPP 膜片，當(dāng)模型進(jìn)入實(shí)驗(yàn)艙且膜片破裂后，閘板閥及時(shí)關(guān)閉，防止實(shí)驗(yàn)艙內(nèi)的水流出進(jìn)入泄氣段和壓縮管。實(shí)驗(yàn)艙兩側(cè)各安裝4 個(gè)直徑為300 mm 的觀察窗，用于光學(xué)拍攝測量，頂部同樣安裝直徑為300 mm 的觀察窗，針對(duì)片光Mie 散射、粒子成像測速（particle image velocity，PIV）等測量方法提供進(jìn)光或標(biāo)定路徑。實(shí)驗(yàn)艙末端安裝防撞塊，并將實(shí)驗(yàn)艙整體放置于可沿軸向移動(dòng)導(dǎo)軌上，以削弱高速模型對(duì)實(shí)驗(yàn)艙的撞擊作用。

圖3 臥式一級(jí)氣炮總體結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 3 Schematic diagram of the global structure of the horizontal one-stage gas gun

3 實(shí)驗(yàn)測量裝置

3.1 重活塞速度測量

為認(rèn)識(shí)壓縮管終點(diǎn)附近破膜前后重活塞運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，采用基于光反射的通斷法測量壓縮管中重活塞速度。圖4 所示為立式氣炮壓縮管單個(gè)測點(diǎn)測量活塞速度的光路示意圖。從圖4 看出，在壓縮管壁設(shè)置測速孔安裝光纖座，通過輸入和輸出光纖分別連接光纖座和短弧氙燈光源（非激光光源）、光纖座和光電二極管。在重活塞表面間距376 mm的凹槽處粘貼2 道反光鋁箔。當(dāng)重活塞帶動(dòng)反光鋁箔依次運(yùn)動(dòng)至測速孔，對(duì)應(yīng)通道光電二極管將接收2 次脈沖光信號(hào)，根據(jù)反光鋁箔間距和光信號(hào)時(shí)間差即可得到測點(diǎn)處重活塞速度?？紤]重活塞長度和運(yùn)動(dòng)限制，重活塞行程約為6 m。在壓縮管上設(shè)置11 個(gè)測速孔，測速區(qū)長度為6.1 m。

安裝重活塞前，需仔細(xì)檢查反光鋁箔是否干凈平整，以保證較高的光反射效率。輸入光纖將發(fā)射光導(dǎo)向重活塞凹槽的反光鋁箔，再用同一站點(diǎn)的輸出光纖導(dǎo)出反射光。要說明的是，為方便顯示，圖4 中輸入和輸出光纖的水平位置存在差別，實(shí)際上兩者水平位置相同。另外，原理上可采用加速度傳感器測量重活塞加速度，但受過載和振動(dòng)影響，由加速度積分得到的速度比光反射法直接測得的速度精度低很多。

圖4 光反射測速法示意圖Fig. 4 Schematic diagram of velocity measurement with light reflection

3.2 立式氣炮陰影測量

圖5 所示為立式氣炮的帶觀察窗實(shí)驗(yàn)艙測量系統(tǒng)示意圖。由于設(shè)備限制，本文中陰影測量實(shí)驗(yàn)分為2 組：一組采用脈沖火花光源（KDH-1 型），配合單反相機(jī)（Nikon D60）的B 門常開模式拍攝；另一組采用連續(xù)8W-532nm 激光器（SUMZG-5000B），配合高速攝影相機(jī)（Photron Fastcam SA-Z）拍攝。除激光器采用的擴(kuò)束器外，2 組陰影測量裝置相同。在發(fā)射管末端夾膜段后安裝模型測速段，其原理基于光反射法，和圖4 中的重活塞測速裝置相同。考慮到模型體積較小，在模型表面鍍鉻，提高光反射效率，根據(jù)測速段上2 個(gè)測速孔（間距50 mm）采集的反射光信號(hào)，得到高速模型進(jìn)入空氣前的平均速度。2 組實(shí)驗(yàn)均采用測速信號(hào)觸發(fā)延時(shí)器DG535 輸出TTL 電平，再由TTL 電平觸發(fā)火花光源或高速攝影相機(jī)。

圖5 立式氣炮陰影測量系統(tǒng)光路示意圖Fig. 5 Schematic diagram of optical path of shadow measurement of the vertical gas gun

3.3 臥式氣炮陰影測量

圖6 給出臥式氣炮陰影測量光路示意圖。和立式氣炮陰影測量相比，臥式氣炮觀察窗直徑更大（250 mm），采用大直徑（300 mm）凹球反射鏡代替凸透鏡產(chǎn)生平行光，并采用Z 形布置。同時(shí)由于場地限制，采用反射鏡來擴(kuò)展光路。類似的，在泄氣段上安裝基于光通斷法的模型測速裝置，在模型入水前將測速光信號(hào)通過延時(shí)器DG535 轉(zhuǎn)化為TTL 電平控制高速攝影相機(jī)拍攝。同時(shí)，采用TTL 電平觸發(fā)光電二極管觸發(fā)模型隨體測量的光電管和繼電器，啟動(dòng)模型隨體加速度測量數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)模型在線測量和水箱側(cè)向流場顯示的時(shí)間同步控制。

圖6 臥式氣炮實(shí)驗(yàn)艙和陰影測量系統(tǒng)光路示意圖Fig. 6 Schematic diagram of optical paths of shadow measurement of the horizontal gas gun

4 結(jié)果分析

4.1 重活塞速度計(jì)算

重活塞速度是氣炮性能指標(biāo)的重要參數(shù)，和集氣腔氣體終態(tài)參數(shù)、模型底壓和膜片破裂過程等密切相關(guān)。下面首先給出理想情況下重活塞速度理論計(jì)算。

針對(duì)自由活塞運(yùn)動(dòng)，忽略壓縮過程中壁面熱傳導(dǎo)、重活塞和壁面摩擦以及由高壓驅(qū)動(dòng)氣體速度和重活塞運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的波系，近似認(rèn)為該過程等熵，并假設(shè)被壓縮氣體滿足量熱完全氣體狀態(tài)。則被壓縮氣體受重活塞等熵壓縮后的內(nèi)能增加為：

式中：c為被壓縮氣體定容比熱，下標(biāo)m 表示壓縮過程中間狀態(tài)，i 表示初始狀態(tài)，為被壓縮氣體溫度，為壓力，為體積，γ 為比熱比，為理想氣體常數(shù)。

經(jīng)驗(yàn)表明，當(dāng)氣室和壓縮管容積比為2～2.5 時(shí)，可采用等底壓假設(shè)粗略估計(jì)重活塞的質(zhì)量、運(yùn)動(dòng)速度和初始?jí)毫χg的關(guān)系。因此，假設(shè)高壓氣室的壓力在壓縮過程中近似保持不變，則高壓驅(qū)動(dòng)氣體做功為：

要說明的是，式(7) 僅適用于重活塞壓縮過程，即和單調(diào)增大，單調(diào)減小。當(dāng)膜片破裂（減?。┗蚰て雌屏讯鼗钊磸棧p?。?7)不再適用。

4.2 重活塞速度測量

4.2.1 破膜工況重活塞速度測量

針對(duì)膜片破裂工況，圖7 所示為重活塞速度沿壓縮管軸線分布。圖7 表明：壓縮初期，重活塞速度迅速上升，隨后重活塞速度緩慢上升。膜片破裂后，重活塞速度迅速上升。當(dāng)重活塞封閉集氣腔，接近壓縮終程時(shí)，其速度迅速下降。圖7 中還給出根據(jù)式(7)估算得到的重活塞速度沿壓縮管軸線的變化曲線-，方程各參數(shù)取值為= 0.125 m，= 40 kg，= 0.1 MPa，= 0.8 MPa，= 6 m，γ = 1.4。對(duì)比計(jì)算值和測量值，結(jié)果表明：未破膜前，重活塞速度計(jì)算值和測量值變化規(guī)律相似，只是數(shù)值略有差別，這可能是由于重活塞周向密封和壓縮管壁之間存在較大摩擦。但破膜后兩者有較大差別，表現(xiàn)為重活塞速度在壓縮末期急劇上升，這是由于理論估算無法考慮膜片破裂后的情況。

圖7 破膜工況重活塞沿壓縮管軸線速度分布Fig. 7 Piston velocity distribution along the axis of the compression tube under diaphragm burst condition

圖8 所示為集氣腔內(nèi)氣體壓力（）隨時(shí)間變化曲線。圖8 表明：壓縮初期，緩慢上升；壓縮后期，快速上升；膜片破裂過程中，波動(dòng)較劇烈，并出現(xiàn)一定的壓力平臺(tái)；破膜后，急劇下降。集氣腔壓力在膜片破裂過程中和破膜后變化較大，這是重活塞速度測量值和計(jì)算值差別較大的原因之一。

圖8 破膜工況集氣腔壓力時(shí)間曲線Fig. 8 Pressure history in the gas collection chamber under diaphragm burst condition

4.2.2 未破膜工況重活塞速度測量

圖9 所示未破膜工況的活塞速度分布，其中，圖9(a)為重活塞速度沿壓縮管軸線的分布，圖9(b)為重活塞速度隨時(shí)間的變化歷程。圖9(a)表明：未破膜工況重活塞壓縮過程和破膜工況類似，在管長5 m 處（靠近壓縮終點(diǎn)），重活塞速度急劇下降并隨后出現(xiàn)后退，且摩擦力導(dǎo)致重活塞后退速度較低。圖9(b)表明：重活塞由前向運(yùn)動(dòng)變?yōu)楹笙蜻\(yùn)動(dòng)的時(shí)間很短（約50 ms）。這表明壓縮終點(diǎn)附近，重活塞加速度非常高（約2 740 m/s）。為防止重活塞后退，選擇合適破膜壓力的膜片非常重要，理想情況下，當(dāng)重活塞運(yùn)動(dòng)到壓縮終點(diǎn)并停留在右端阻尼活塞，此時(shí)膜片破裂同步完成。經(jīng)過反復(fù)實(shí)驗(yàn)，本文膜片采用預(yù)置銑槽的退火鋁膜，膜片厚度為2 mm，槽深為0.2～0.6 mm，對(duì)應(yīng)破膜壓力為15～ 25 MPa。

圖9 未破膜工況重活塞速度沿壓縮管軸線分布和隨時(shí)間變化Fig. 9 Piston velocity distribution along the axis of compression tube and history with time marching under non-burst condition

4.3 立式氣炮高速模型斜入水陰影測量

圖10 所示高速模型斜侵入水前后流場陰影照片，對(duì)應(yīng)實(shí)驗(yàn)工況為：鋼膜厚度為1.5 mm，預(yù)置銑槽深度為1.2 mm，高壓驅(qū)動(dòng)氣體壓力為0.8 MPa，彈托質(zhì)量為49 g，錐柱狀尖頭模型柱體直徑10 mm，柱體長度10 mm，頭部錐角60°，質(zhì)量為9 g，入水前速度約為1 800 m/s。圖10 清楚地顯示了模型入水前的空氣頭激波和羽流激波、入水后的水中激波系以及斜侵徹引起的單側(cè)水界面破碎和空化區(qū)（即圖中黑色區(qū)域）。要說明的是：由于加工誤差造成兩塊觀察窗不平行，導(dǎo)致流場中平行光線產(chǎn)生折射，在氣水界面產(chǎn)生了錯(cuò)位交叉的分界面。

圖10 模型入水前后陰影照片F(xiàn)ig. 10 Shadow graphs captured before and after the oblique water-entry of the model

圖10(a)顯示，入水前，模型在空氣中飛行，頭部出現(xiàn)脫體激波，尾部出現(xiàn)漩渦。氣流經(jīng)過頭部激波后沿側(cè)面流向下游，然后穿過側(cè)面和底面交線產(chǎn)生的稀疏波，繼續(xù)膨脹變?yōu)槟Ｐ陀鹆鳌ＤＰ蜋M截面積小，近底部羽流亞聲速區(qū)域尺度小，因此，下游近尾流區(qū)很快又向外膨脹為超聲速區(qū)域。當(dāng)超聲速來流和模型羽流相互作用，又形成多道羽流激波。圖10(b)顯示，模型頭激波和羽流激波先后在模型入水后的水面上反射，鑒于水密度高、慣性大，未引起氣水界面強(qiáng)烈震蕩。當(dāng)模型侵入水中，產(chǎn)生向外傳播的多道半球形沖擊波。與空氣相比，模型受水阻力顯著增大，速度明顯降低。由于水聲速大，沖擊波傳播速度快，水中模型尾流出現(xiàn)形狀不規(guī)則的卷入空氣泡（黑色區(qū)域）。模型斜侵入水，在氣水界面上的液體飛濺和空泡區(qū)也是非對(duì)稱的，偏向于模型入射軌跡和水面相交平面法線另一側(cè)。隨時(shí)間推移，模型底部高速羽流和斜入水后的氣水界面發(fā)生相互作用，在非水平氣水界面產(chǎn)生多道非規(guī)則、向空氣傳播的反射激波。此時(shí)氣水界面不水平，存在飛濺兩相水霧，無法觀察反射激波來源。圖10(c)顯示，當(dāng)模型入水后，其羽流和氣水界面繼續(xù)相互作用，斜向上噴射的破碎射流進(jìn)一步擴(kuò)大。氣水界面下空泡區(qū)也進(jìn)一步擴(kuò)展。水阻力導(dǎo)致模型速度有所衰減，模型入水后的氣水界面強(qiáng)擾動(dòng)會(huì)很快干擾模型水下運(yùn)動(dòng)及尾流，間接影響模型水下彈道。

為研究尺度效應(yīng)，利用立式氣炮發(fā)射質(zhì)量較大、速度較低的鋁制模型，圖11 給出錐柱狀尖頭模型和截錐狀平頭模型斜侵入水流場高速陰影照片，模型參數(shù)見表1。3 次實(shí)驗(yàn)對(duì)應(yīng)工況均為：鋼膜厚度為1.0 mm，槽深為0.7 mm，驅(qū)動(dòng)氣體壓力為1.1 MPa。高速攝影相機(jī)拍攝速率為6 400 s，曝光時(shí)間為2 μs，圖片像素為480×480。

表1 不同工況模型參數(shù)Table 1 Parameters of different models

圖11 不同頭形模型斜入水流場陰影圖像Fig. 11 Shadow graphs with projectiles of different head models inclined into the water

圖11 表明：模型入水前，羽流氣流產(chǎn)生的激波已超越模型頭部，在氣水界面反射。模型侵徹入水產(chǎn)生半球形激波，表明水的若壓縮性質(zhì)。模型在入水后承受較大沖擊載荷，相當(dāng)于高速碰撞。水聲速大于空氣，水中沖擊波傳播速度也快于空氣激波。圖中黑色區(qū)域?qū)?yīng)密度大或梯度較大變化，即水中模型尾流空泡、模型入水產(chǎn)生的液面飛濺和破碎等區(qū)域?？梢钥吹剑张輩^(qū)和霧化區(qū)均呈現(xiàn)不規(guī)則形狀且無明顯界面，對(duì)模型軸線呈不對(duì)稱分布，主要位于模型入射軌跡和氣水界面交線夾角較大（鈍角）一側(cè)。氣水界面處可觀察到模型尾跡氣體膨脹在空氣中產(chǎn)生的反射激波，其水中投射激波非常弱，無法在陰影照片中清楚辨別。參照觀察窗直徑，圖11 中模型（含氣泡）在水中位移分別為51.81、53.64 和51.40 mm，平均速度分別為331.6、343.3 和329.0 m/s，對(duì)應(yīng)入水前模型速度分別為350.5、361.9 和356.4 m/s，速度衰減5.4%、5.1%和7.7%，這表明較大橫截面模型入水后速度衰減也較大。圖11還表明：模型頭部形狀對(duì)入水和水下彈道有重要影響。水密度較大，導(dǎo)致卷入羽流氣泡膨脹相對(duì)緩慢，限于觀察窗尺寸，不能得到全部模型水下彈道。

4.4 臥式氣炮大質(zhì)量模型水平入水陰影測量

利用臥式氣炮發(fā)射較大尺度的截錐狀平頭模型，總長450 mm，柱體直徑為70 mm，柱體長為400 mm，頭部端面直徑為46.7 mm，錐角約26°。圖12(a)給出由高速攝影照片提取的空泡輪廓外形，其中，實(shí)驗(yàn)水溫15 ℃，水中模型速度為42.7 m/s。圖12(a)表明：頭部端面相當(dāng)于空化盤，卷入空氣和水空化產(chǎn)生的封閉空泡完全包裹模型表面。受重力作用，模型航行速度快，空泡受上浮影響不大，在視窗可見范圍未出現(xiàn)明顯上轉(zhuǎn)。除空泡尾流外，空泡外輪廓清晰完整，無明顯的大尺度界面失穩(wěn)。采用Fluent 計(jì)算軟件模擬該工況模型入水流場，圖12(b)給出計(jì)算和實(shí)驗(yàn)得到氣泡輪廓圖線對(duì)比。圖12(b)表明：兩者基本符合，但在空泡尾部出現(xiàn)明顯差異，原因可能是：模型尾流是高度非定常的兩相湍流場，包含氣水界面、水空化和湍流流動(dòng)，受回流影響嚴(yán)重，容易出現(xiàn)翻卷和破碎（界面失穩(wěn)），數(shù)值計(jì)算難以囊括這些現(xiàn)象的物理模型。

圖12 氣泡輪廓實(shí)驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig. 12 Comparison of bubble contours between experimental and computational results

5 結(jié) 論

（1）和水洞相比，氣炮可發(fā)射較大速度和質(zhì)量范圍模型，立式可變發(fā)射角和臥式大尺度氣炮可滿足模型高速入水和水中航行的實(shí)驗(yàn)需求，近似真實(shí)地再現(xiàn)入水實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象。結(jié)合側(cè)向泄氣和可重復(fù)使用彈托捕捉器，有效地消除了模型入水前氣炮尾流對(duì)氣水界面的擾動(dòng)，適合開展不同尺度模型入水現(xiàn)象模擬。特別是流場顯示和隨體測量一體化研究，為流固耦合流場研究提供了新途徑。

（2）立式氣炮初步實(shí)驗(yàn)圖像可清楚地觀察到由高速模型產(chǎn)生的空中激波在氣水界面反射，模型斜入水導(dǎo)致氣水界面破碎，在水中產(chǎn)生沖擊波等現(xiàn)象。臥式氣炮初步實(shí)驗(yàn)圖像給出了覆蓋模型氣泡完整圖像，可觀察氣泡自尾部向上游傳遞的失穩(wěn)現(xiàn)象。

（3）模型受到的沖擊載荷和頭部幾何結(jié)構(gòu)相關(guān)性較大。截錐和鈍頭受沖擊載荷大，所產(chǎn)生的覆蓋模型氣泡尺度也較大，并和模型尺度非線性相關(guān)。