燃?xì)馍淞髟谧兘孛娉湟汗艿纼?nèi)作用特性研究

郭保全，黃 通，丁 寧，欒成龍，張 彤

(1.中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，山西 太原 030051；2.中北大學(xué) 軍民融合協(xié)同創(chuàng)新研究院，山西 太原 030051；3.中北大學(xué) 儀器與電子學(xué)院，山西 太原 030051)

為了適應(yīng)現(xiàn)代城市巷戰(zhàn)的戰(zhàn)場(chǎng)需求，實(shí)現(xiàn)對(duì)坦克、裝甲車輛和軍事堡壘設(shè)施的有效打擊，單兵筒式武器作為重型火力的補(bǔ)充，具有質(zhì)量小、機(jī)動(dòng)性高、便于操作等優(yōu)點(diǎn)，能夠快速有效地執(zhí)行各種反導(dǎo)、反裝甲和摧毀敵方防御工事的軍事任務(wù)[1]。因此，近年來得到了相關(guān)學(xué)者的廣泛關(guān)注[2-3]。

單兵筒式武器主要是利用火藥燃?xì)庀蚝髧娚鋪頊p少發(fā)射時(shí)產(chǎn)生的后坐力，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、質(zhì)量小、攜帶方便等優(yōu)點(diǎn)。但它在發(fā)射過程中也存在著高沖擊波、高噪聲、強(qiáng)尾焰的缺點(diǎn)，不利于隱藏以及實(shí)現(xiàn)在“有限空間射擊”的技術(shù)要求[4-5]。針對(duì)單兵筒式武器在發(fā)射過程中存在高噪聲、強(qiáng)尾焰等問 題，相關(guān)學(xué)者提出了在發(fā)射筒尾部增加一段液柱平衡體，在發(fā)射過程中，通過火藥燃?xì)夂鸵褐胶怏w的相互作用，使液體霧化吸收一部份燃?xì)鉄崮埽源藖斫档蜕淞鲌?chǎng)的溫度，來實(shí)現(xiàn)對(duì)無后坐力炮的消焰、消噪聲[6]。

液柱平衡體在發(fā)射筒中運(yùn)動(dòng)，對(duì)發(fā)射筒的影響主要體現(xiàn)在作用于筒壁上的粘滯阻力，為了探究火藥燃?xì)馍淞髟谧兘孛婀艿纼?nèi)與液體工質(zhì)作用對(duì)管道穩(wěn)定性的影響，筆者以某型單兵筒式武器為研究對(duì)象，對(duì)燃?xì)馍淞髯饔孟乱后w工質(zhì)的運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行研究，重點(diǎn)研究了燃?xì)馍淞髯饔孟乱后w工質(zhì)的流場(chǎng)特性和粘滯阻力特性，討論分析管道結(jié)構(gòu)參數(shù)和液體工質(zhì)性能參數(shù)對(duì)管道穩(wěn)定性的影響，研究結(jié)果可以為液體平衡體的應(yīng)用工作提供依據(jù)。

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(nèi)，通過隔板與發(fā)射藥分開。在發(fā)射過程中，火藥燃?xì)鉀_破隔板開始作用在液柱平衡體上，與液柱平衡體產(chǎn)生相互作用并推動(dòng)其向后運(yùn)動(dòng)。在液柱平衡體運(yùn)動(dòng)過程中，由于噴管結(jié)構(gòu)特性的影響，液柱平衡體的運(yùn)動(dòng)可以分為3個(gè)階段:平直段，收斂段和擴(kuò)張段。如圖1所示，液態(tài)平衡體對(duì)筒壁的作用力主要表現(xiàn)為粘滯阻力，該力在射擊過程中通過發(fā)射筒傳遞到操作人員身上，對(duì)射擊穩(wěn)定性產(chǎn)生一定的影響。

為簡(jiǎn)化計(jì)算模型，針對(duì)燃?xì)馍淞髯饔眠^程，采用如下簡(jiǎn)化假設(shè)：

1)假設(shè)燃?xì)鉃槔硐霘怏w，計(jì)算過程中不考慮燃?xì)饨M成成份。

2)假設(shè)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?xì)馍淞髯饔眠^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(duì)象，建立仿真模型計(jì)算區(qū)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(kuò)張部長度為210 mm，液柱平衡體長度為50 mm.

圖2中，區(qū)域1為單兵筒式武器尾部噴管的計(jì)算域，區(qū)域2為羽流的計(jì)算域，陰影部分為液體標(biāo)識(shí)區(qū)。ab為燃?xì)馍淞魅肟冢x為壓力入口邊界，入口壓力變化如圖3所示；ac和bd為簡(jiǎn)化的噴管無厚度壁面，定義為絕熱壁面；efg和hmn為外流場(chǎng)入口，定義為壓力遠(yuǎn)場(chǎng)邊界；ec、hd和gh為羽流流場(chǎng)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(fā)射時(shí)，隨著火藥的燃燒，膛內(nèi)壓力增大，火藥燃?xì)馔苿?dòng)彈丸向前運(yùn)動(dòng)，部分火藥燃?xì)庀蚝笞饔茫瑳_破隔板作用在液柱平衡體上，在與液柱平衡體產(chǎn)生摻混的同時(shí)推動(dòng)液柱平衡體向后運(yùn)動(dòng)，實(shí)現(xiàn)發(fā)射過程中的動(dòng)量平衡。

液體工質(zhì)變化如表1所示。

表1 液體工質(zhì)變化圖

隨著燃?xì)馍淞鞯拈_始作用，液柱平衡體由于粘滯靜阻力的限制，不產(chǎn)生移動(dòng)，燃?xì)馍淞髋c液柱平衡體的工質(zhì)開始發(fā)生摻混，隨著燃?xì)鈮毫Φ睦^續(xù)上升，液柱平衡體開始產(chǎn)生移動(dòng)，氣液混合相的體積逐漸增多；當(dāng)液柱平衡體運(yùn)動(dòng)到收斂段時(shí)，液柱平衡體內(nèi)部液體運(yùn)動(dòng)速度加快，通過收斂段的液態(tài)工質(zhì)和氣液混合相流動(dòng)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(dòng)速度相對(duì)較小，使得液柱平衡體長度逐漸增大，隨著燃?xì)馍淞鲏毫蜏囟鹊睦^續(xù)上升，氣液混合相體積繼續(xù)增大；當(dāng)液柱平衡體全部運(yùn)動(dòng)到擴(kuò)張段時(shí)，液柱平衡體內(nèi)部液態(tài)工質(zhì)和氣液混合相的運(yùn)動(dòng)速度繼續(xù)增加，而靠近筒壁的各相由于粘滯作用導(dǎo)致流動(dòng)速度減慢，在靠近筒壁處形成長度較大的粘滯區(qū)，在壓力逐漸增大的燃?xì)馍淞髯饔孟吕^續(xù)向筒外流動(dòng)，直至全部噴出。

2.3 數(shù)值模擬與分析

按照單兵筒式武器尾部噴管的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，將液柱平衡體在筒壁內(nèi)的運(yùn)動(dòng)過程分為平直段、收斂段和擴(kuò)張段。其中燃?xì)馍淞髯饔孟乱褐胶怏w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(yùn)動(dòng)處于燃?xì)馍淞鏖_始作用時(shí)期，隨著燃?xì)鈮毫χ饾u增大，液柱平衡體粘滯阻力逐漸增大，直至達(dá)到A點(diǎn)(0.4 ms時(shí)刻)，液柱平衡體已經(jīng)逐漸離開平直段，粘滯阻力開始下降，且由于膛內(nèi)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(diǎn)(0.8 ms時(shí)刻)，液柱平衡體全部離開筒壁平直段。但是由于膛內(nèi)壓力仍保持升高趨勢(shì)的影響，平直段的粘滯阻力又出現(xiàn)了回升現(xiàn)象，直到C點(diǎn)(1.35 ms時(shí)刻)，作用在平直段的膛壓達(dá)到最大值時(shí)，粘滯阻力達(dá)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(diǎn)(0.3 ms時(shí)刻)開始，液柱平衡體開始進(jìn)入筒壁收斂段，收斂段粘滯阻力開始逐漸增大，直至達(dá)到阻力峰值，這是因?yàn)橄鄬?duì)于平直段作用時(shí)間，收斂段較為靠后，膛壓相對(duì)較大，并且由于收斂段對(duì)液柱平衡體的流動(dòng)阻滯較大，因此阻力峰值較大；到達(dá)E點(diǎn)(0.9 ms時(shí)刻)時(shí)，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(kuò)張段的粘滯阻力變化如圖6所示。從F點(diǎn)(0.45 ms時(shí)刻)開始，液柱平衡體開始進(jìn)入筒壁擴(kuò)張段，由于收斂段阻滯作用影響，液柱平衡體在進(jìn)入擴(kuò)張段后長度增加，流速變大，加之膛內(nèi)壓力的升高，液柱平衡體在擴(kuò)張段對(duì)筒壁的粘滯力峰值變大，在H點(diǎn)(1.05 ms時(shí)刻)達(dá)到粘滯阻力峰值；到達(dá)G點(diǎn)(1.30 ms時(shí)刻)時(shí)，液柱平衡體全部噴出筒壁外，粘滯阻力開始隨膛壓進(jìn)行變化。

3 參數(shù)影響分析

3.1 液體工質(zhì)材料

不同材料的液體工質(zhì)對(duì)粘滯阻力的影響如圖7所示。

隨著液體工質(zhì)密度的增加，粘滯阻力也隨之增大，但粘滯阻力峰值出現(xiàn)的時(shí)刻近似相同。這是因?yàn)橐后w工質(zhì)密度越大，質(zhì)量越大，粘滯阻力也就越大，而液體工質(zhì)體積不變，液體工質(zhì)與燃?xì)馍淞鞯膿交斐潭茸兓淮螅虼苏硿枇Ψ逯党霈F(xiàn)的時(shí)間對(duì)應(yīng)時(shí)刻近似相同。

3.2 液體工質(zhì)體積

由于液體工質(zhì)的橫截面積特點(diǎn)，利用液體工質(zhì)長度L即能直觀的反映出液體工質(zhì)體積的影響，不同液體工質(zhì)長度的粘滯阻力變化規(guī)律如圖8所示。在燃?xì)庾饔贸跗冢?～0.5 ms期間，由于液體工質(zhì)體積增大，使得液體工質(zhì)質(zhì)量增加，靜摩擦力隨之增大，因此呈現(xiàn)出長度越長，粘滯阻力越大的趨勢(shì)；在燃?xì)庾饔弥衅冢?.5～0.9 ms期間，由于液體工質(zhì)與燃?xì)馍淞髦饾u摻混，液體工質(zhì)長度越小，氣液混合相所占成份就越大，對(duì)發(fā)射筒內(nèi)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?xì)庾饔煤笃冢?.9～1.5 ms期間，燃?xì)馍淞髦饾u流出噴管，液體工質(zhì)長度越小，質(zhì)量越小，流失比重越大，因此粘滯阻力下降越快。

4 結(jié)論

筆者通過對(duì)燃?xì)馍淞髯饔孟乱后w工質(zhì)的粘滯阻力特性進(jìn)行研究分析，得出以下結(jié)論：

1)在燃?xì)馍淞髯饔眠^程中，燃?xì)馀c液體工質(zhì)逐漸混合，形成氣液混合相從管道中噴出；在燃?xì)庾饔贸跗冢慈細(xì)庾饔?～0.5 ms時(shí)期，液體工質(zhì)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?xì)庾饔弥衅冢慈細(xì)庾饔?.5～0.9 ms時(shí)期，液體工質(zhì)主要作用在管道收斂段上，粘滯阻力峰值逐漸增大；在燃?xì)庾饔煤笃冢慈細(xì)庾饔?.9～1.5 ms時(shí)期，液體工質(zhì)主要作用在管道擴(kuò)張段上，粘滯阻力峰值最大。

2)液體工質(zhì)密度越大，粘滯阻力峰值越大；體積越小，液體工質(zhì)與燃?xì)馍淞鲹交毂戎卦龃螅瑲庖夯旌舷嗨汲煞菥驮龃螅瑢?duì)發(fā)射筒內(nèi)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。