某防暴噴射管管內(nèi)流場數(shù)值模擬

張燕麗，趙法棟，趙 悅，莊弘煒

（1.武警工程大學(xué)基礎(chǔ)部，陜西 西安 710086；2.武警工程大學(xué)裝備管理與保障學(xué)院，陜西 西安 710086）

1 引言

某防暴噴射管是一種配屬到專用發(fā)射裝置，以高壓氣體為動力，推動管內(nèi)的裝填戰(zhàn)劑（液態(tài)刺激劑）從噴口高速噴出形成射流，噴射到有生目標，使之暫時失去抵抗能力的警用非致命彈種。因其有效解決了現(xiàn)有防暴噴射器存在的“易堵塞、泄漏，不利于臨戰(zhàn)使用和貯存保管”等問題[1]，具有廣泛的應(yīng)用前景。

該噴射管管內(nèi)流場分布特性直接影響其噴射性能，但其脈沖發(fā)射特點又使得管內(nèi)流場很難用實驗的方式測得。隨著計算機技術(shù)的飛速發(fā)展，采用CFD 的方法進行流場的精細可視化仿真，已經(jīng)成為目前常用的科學(xué)研究方法[2]。文獻[3]就借助該方法深入研究了沖擊擠壓式、截斷式脈沖射流形成過程的流場變化特點；莊弘煒等[4]為優(yōu)化某噴射器結(jié)構(gòu)，基于Fluent 軟件分析了刺激劑儲罐排液過程中流場參數(shù)分布和變化規(guī)律；文獻[5]利用CFD 軟件對噴吹管內(nèi)流場進行數(shù)值模擬，得到了不同條件下的流場分布特性；文獻[6]為尋求合適的清管器結(jié)構(gòu)尺寸，基于Fluent 軟件分析了結(jié)構(gòu)尺寸對管道流場特性的影響。文獻[7]為改進螺旋管油水分離技術(shù)，采用CFD 的方法獲得了螺旋管內(nèi)流場的變化特性。文獻[8]運用CFD 軟件研究了液體介質(zhì)對齒輪泵內(nèi)部流場的影響機制。而大多數(shù)研究都是在已知流體初始速度/壓力的前提下進行的，缺少對流動過程的整體考量。

課題組前期[1]采用多物理場耦合[9]的方法建立了該噴射管流動過程的數(shù)值模型，分析了射流的形成和發(fā)展，認為發(fā)射管結(jié)構(gòu)和氣室壓強是影響其噴射性能的重要因素，而且決定著發(fā)射裝置的結(jié)構(gòu)尺寸。因此，在該工作的基礎(chǔ)上，基于COMSOL 平臺[10]對其管內(nèi)沖擊擠壓過程進行數(shù)值模擬，深入分析發(fā)射管結(jié)構(gòu)和氣室壓強對噴射性能的影響，以期該防暴噴射管的優(yōu)化設(shè)計提供參考。

2 基于COMSOL 的管內(nèi)流動過程仿真

2.1 工作原理分析

該防暴噴射管由氣室、上下隔板、活塞、戰(zhàn)劑、發(fā)射管及錐直形噴嘴組成，如圖1 所示。其工作原理是：當發(fā)射裝置觸發(fā)后，氣室內(nèi)的高壓氣體沖破下隔板推動活塞運動，管內(nèi)戰(zhàn)劑受壓，通過噴嘴的整型作用從噴口噴出形成射流。

圖1 某防暴噴射管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure Diagram of Anti-Riot Ejector

可見，其管內(nèi)流動過程涉及到氣體膨脹、隔板破裂、活塞運動、流體流動多個復(fù)雜的物理過程，而這里關(guān)注的是氣體能量和發(fā)射管結(jié)構(gòu)參數(shù)對其噴射性能的影響，在數(shù)值模擬過程中需要在合理假設(shè)的基礎(chǔ)上進行簡化，以便于深入分析研究。

2.2 實現(xiàn)過程

2.2.1 基本假設(shè)

（1）高壓氣體膨脹滿足理想氣體狀態(tài)方程，且不考慮傳熱；

（2）活塞為線彈性材料，與管壁無摩擦，且在運動過程中無變形；

（3）不考慮上、下隔板的破裂過程；

（4）戰(zhàn)劑為不可壓縮牛頓流體。

基于以上假設(shè)，該管內(nèi)流動過程可簡化為高壓氣體膨脹、活塞推動以及戰(zhàn)劑流動三個過程。

2.2.2 物理模型建立及網(wǎng)格劃分

為減少對計算能力的要求，該噴射管的管內(nèi)流動可以簡化為二維軸對稱模型，其幾何結(jié)構(gòu)及尺寸，如圖2 所示。

圖2 某防暴噴射管物理模型示意圖（單位：mm）Fig.2 Physical Model of Anti-Riot Ejector（mm）

圖中：l1—氣室長度；R1—管體內(nèi)徑；l2—活塞厚度；L1—管體長度。

在COMSOL 中采用“用戶控制網(wǎng)格”進行網(wǎng)格劃分，最大單元大小為0.14mm，最小單元單元大小為0.002mm；在管壁設(shè)置邊界層網(wǎng)格，層數(shù)為2 層，邊界拉伸因子為1.2；計算域內(nèi)采用自由三角形網(wǎng)格，平均單元質(zhì)量大于0.95。

2.2.3 仿真實現(xiàn)

為實現(xiàn)氣室內(nèi)壓力控制，采用設(shè)置活塞底部載荷的方式進行。由基本假設(shè)（1）可知，氣體膨脹過程中P0V0=P1V1，則活塞底部載荷可由下式得出，即：

式中：P1—氣室內(nèi)初始壓強；V0—氣室初始容積；V1—氣體膨脹后的體積；S—發(fā)射管截面積；h—活塞位置（初始位置為l1）。

由基本假設(shè)（2），活塞為剛體，在固體力學(xué)模塊中，將其設(shè)置為剛性域，并指定只能橫向運動，其初始位移、速度均設(shè)置為0。

采用動網(wǎng)格法控制流體區(qū)域，將變形域指定為活塞運動的區(qū)域，采用Yeoh 平滑類型；其法向網(wǎng)格位移邊界指定為活塞運動經(jīng)過的管壁。

戰(zhàn)劑的管內(nèi)流動可考慮為不可壓縮層流，將活塞與噴口之間的流體域指定為層流域，初始速度場和壓力均設(shè)置為0，指定發(fā)射管管壁為無滑移壁面，噴口處設(shè)置為開放邊界，其法向應(yīng)力設(shè)置為0。

使用流固耦合模塊，指定流體和結(jié)構(gòu)耦合接口，采用全耦合類型。將氣室內(nèi)初始壓強設(shè)定為20MPa，戰(zhàn)劑屬性設(shè)置為Water，活塞材料設(shè)置為Steel。求解時間步設(shè)置為0.0001s，速度場、壓力和空間網(wǎng)格位移計算采用PARDISO 求解器，位移場計算采用MUMPS 求解器。根據(jù)所設(shè)計的工況對管內(nèi)流動過程進行瞬態(tài)計算。

3 發(fā)射管結(jié)構(gòu)對管內(nèi)流場的影響

3.1 工況設(shè)計

本部分在氣體能量、戰(zhàn)劑容量和活塞厚度一致（氣體初始壓強為20MPa，戰(zhàn)劑容量為10ml，活塞厚度為3mm）的情況下，分析發(fā)射管結(jié)構(gòu)對管內(nèi)流場的影響，工況設(shè)計，如表1 所示。

表1 發(fā)射管結(jié)構(gòu)工況設(shè)計表Tab.1 Working Condition Design of Launch Pipe Structure

3.2 結(jié)果分析

3.2.1 活塞運動分析

活塞載荷與運動速度隨時間變化曲線，如圖3、圖4 所示。可見活塞所受載荷在達到初始壓強后，隨著氣體的膨脹、氣室容積的擴大，載荷迅速衰減而后趨于平緩；活塞速度則迅速增加到最大值，而后受管流阻力的影響逐漸衰減并趨于平緩。

圖3 不同發(fā)射管結(jié)構(gòu)活塞載荷-時間曲線Fig.3 Piston Load-Time Curve of Different Launch Pipe Structure

圖4 不同發(fā)射管結(jié)構(gòu)活塞運動速度-時間曲線Fig.4 Piston Velocity-Time Curve of Different Launch Pipe Structure

由于噴嘴結(jié)構(gòu)是一致的，管體內(nèi)徑越小，噴嘴整型加速作用越小，從而使得活塞運動速度越快：工況1 條件下，活塞在0.88ms時達到最大值約34.38m/s；工況2 條件下，活塞在0.58ms 時達到最大值約26.50m/s；工況3 條件下，活塞在0.44ms 時達到最大值約20.81m/s。

因此，盡管在戰(zhàn)劑容量一致的情況下，管體內(nèi)徑越小，其長度越長，然而，活塞運動速度的增大，使得活塞運動時間更短，三種工況條件下，活塞運動時間分別為5.68ms、5.89ms、6.13ms；活塞停止時刻的速度分別為15.32m/s、10.26m/s、7.29m/s。

3.2.2 管內(nèi)戰(zhàn)劑壓強變化分析

（1～5）ms 時刻三種工況下管內(nèi)戰(zhàn)劑壓強分布云圖，如圖5所示。可以看出：在活塞推動下，戰(zhàn)劑內(nèi)產(chǎn)生壓力向噴口傳播且壓強分布均勻。由于采用了錐直形噴嘴，結(jié)構(gòu)的突變使得戰(zhàn)劑在進入噴嘴時壓力發(fā)生變化，在圓柱段出現(xiàn)負壓，形成渦流。

圖5 不同發(fā)射管結(jié)構(gòu)管內(nèi)戰(zhàn)劑壓強分布云圖（單位：MPa）Fig.5 Cloud Digram of Agent Pressure Distribution of Different Launch Pipe Structure（MPa）

發(fā)射管內(nèi)和噴嘴入口處平均壓強隨時間變化曲線，如圖6、圖7 所示。可以看出：當活塞載荷達到最大值后，發(fā)射管內(nèi)壓強也達到最大值，管內(nèi)直徑越小，最大值也越大；而后隨著活塞的運動迅速降低并逐漸趨于平緩，管內(nèi)直徑越小，衰減速度越慢，這主要是由于在相同噴嘴結(jié)構(gòu)下，局部水頭損失[11]越小造成的。

圖6 不同發(fā)射管結(jié)構(gòu)管內(nèi)戰(zhàn)劑壓強-時間曲線Fig.6 Agent Pressure-Time Curve of Different Launch Pipe Structure

圖7 不同發(fā)射管結(jié)構(gòu)噴嘴入口平均壓強-時間曲線Fig.7 Mean Pressure-Time Curve at Nozzle Inlet of Different Launch Pipe Structure

與之同時，相應(yīng)噴嘴入口平均壓強也在達到最大值后迅速降低并趨于平緩。管內(nèi)直徑越小，噴嘴入口處平均壓強最大值也越小：三種工況下分別為4.06MPa、6.44MPa 和8.70MPa。而后隨著渦流的出現(xiàn)，噴嘴入口處平均壓強出現(xiàn)波動，管內(nèi)直徑越小，波動幅度越大。在工況2 條件下，波動出現(xiàn)的最早，約為1.24ms，其次是工況3，約為1.32ms，工況1 波動出現(xiàn)的最晚，約為1.41ms。

3.2.3 管內(nèi)戰(zhàn)劑速度分析

（1～5）ms 時刻各工況下管內(nèi)戰(zhàn)劑速度分布情況，如圖8 所示。在每一時刻，管內(nèi)戰(zhàn)劑速度分布比較均勻，噴嘴直徑要小于管內(nèi)直徑，使得戰(zhàn)劑在噴嘴處加速。噴嘴出口處戰(zhàn)劑的平均速度隨時間變化曲線，如圖9 所示。當活塞載荷達到最大后，隨著活塞運動速度的增加，出口處戰(zhàn)劑速度也增加。管內(nèi)直徑越大，噴嘴的加速作用也越大，射流速度最大值出現(xiàn)的也越早：三種工況下，戰(zhàn)劑在活塞運動速度最大的時刻，即分別為0.88ms、0.58ms、0.44ms，達到最大值86.63m/s、96.14m/s、102.83m/s。而后由于局部水頭的能量損失，速度迅速衰減并趨于平緩。由于噴嘴結(jié)構(gòu)是一致的，管內(nèi)直徑越大，射流能量損失越大，戰(zhàn)劑速度衰減的也越快。由于渦流的存在，出口平均速度出現(xiàn)波動，管內(nèi)直徑越小，速度波動幅度越大。

圖8 不同發(fā)射管結(jié)構(gòu)管內(nèi)戰(zhàn)劑速度分布云圖（單位：m/s）Fig.8 Cloud Diagram of Agent Velocity Distribution of Different Launch Pipe Structure（m/s）

圖9 不同發(fā)射管結(jié)構(gòu)噴嘴出口平均速度-時間曲線Fig.9 Mean Nozzle Outlet Velocity-Time Curve of Different Launch Pipe Structure

在噴射過程中，高壓氣體做功為活塞動能、戰(zhàn)劑動能和管內(nèi)流動能量損失之和，三種工況下氣體做功和戰(zhàn)劑動能的轉(zhuǎn)化情況，如表2 所示。可以看出：工況1 條件下由于管流能量損失較小，能量轉(zhuǎn)化率最高，相反，工況3 能量轉(zhuǎn)化率最低。

表2 不同發(fā)射管結(jié)構(gòu)下能量轉(zhuǎn)化Tab.2 Energy Conversion Under Different Launch Pipe Structure

4 氣室壓強對管內(nèi)流場的影響

4.1 工況設(shè)計

表3 氣室壓強工況設(shè)計表Tab.3 Working Condition Design of Gas Chamber Pressure

氣室內(nèi)的高壓氣體是該噴射管的動力源，本部分就在工況2的發(fā)射管結(jié)構(gòu)條件下，分析氣室初始壓強對管內(nèi)流動的影響，工況設(shè)計，如表3 所示。

4.2 結(jié)果分析

4.2.1 活塞運動分析

不同初始壓強下活塞載荷和運動速度隨時間變化結(jié)果，如圖10、圖11 所示。可以看出當活塞載荷加載到最大初始值后，載荷迅速衰減并趨于平緩。活塞運動速度先迅速增加而后受到管流阻力的影響衰減并趨于平緩。氣室初始壓強越大，活塞運動速度越快，也越早達到速度最大值：四種工況下的速度最大值（時刻）分別 為18.74m/s（0.8ms）、26.50m/s（0.58ms）、32.45m/s（0.48ms）、37.44m/s（0.42ms），活塞也越快到達噴嘴：四種工況下活塞運動時間分別為：8.31ms、5.89ms、4.82ms、4.18ms。

圖10 不同初始壓強下活塞載荷-時間曲線Fig.10 Piston Load-Time Curve of Different Initial Pressure

圖11 不同初始壓強下活塞運動速度-時間曲線Fig.11 Piston Velocity-Time Curve of Different Initial Pressure

4.2.2 管內(nèi)戰(zhàn)劑壓強變化分析

不同初始壓強管內(nèi)和噴嘴入口處壓強隨時間變化曲線，如圖12、圖13 所示。管內(nèi)戰(zhàn)劑的壓強在活塞載荷達到最大值時達到最大值，活塞載荷越大，戰(zhàn)劑壓強也越大，而后隨著活塞載荷的減小壓強迅速減小并趨于平緩。噴嘴入口處壓強也出現(xiàn)同樣的變化趨勢。活塞載荷越大，噴嘴入口處壓強衰減的越快，渦流出現(xiàn)的越早，壓強波動出現(xiàn)的越早，波動幅度也越大。

圖12 不同初始壓強下管內(nèi)戰(zhàn)劑壓強-時間曲線Fig.12 Agent Pressure-Time Curve of Different Initial Pressure

圖13 不同初始壓強下噴嘴入口平均壓強-時間曲線Fig.13 Mean Pressure-Time Curve at Nozzle Inlet of Different Initial Pressure

4.2.3 管內(nèi)戰(zhàn)劑速度分析

不同初始壓強下噴嘴出口平均速度隨時間變化曲線，如圖14 所示。

圖14 不同初始壓強下噴嘴出口平均速度-時間曲線Fig.14 Mean Nozzle Outlet Velocity-Time Curve of Different Initial Pressure

由圖14 可知：各工況下噴嘴出口平均速度呈現(xiàn)先迅速增加而后逐漸降低并趨于平緩的趨勢。隨著初始壓強的增加，氣體能量越大，噴嘴出口速度也增大，而且速度增加的也越快：四種工況下，噴嘴出口速度分別在0.79ms、0.58ms、0.48ms、0.42ms 達到最大值67.99m/s、96.14m/s、117.74m/s、135.89m/s。盡管整體幾何結(jié)構(gòu)是一致的，但由于較大的速度使得管流能量損失也越大，噴嘴出口速度衰減的也越快。在活塞停止時刻，各工況下出口平均速度分別為：26.23m/s、37.14m/s、45.49m/s、52.45m/s。不同初始壓強下氣體做功和戰(zhàn)劑動能的轉(zhuǎn)化情況，如表4 所示。氣體初始壓強越大，輸出能量越大，戰(zhàn)劑獲得的動能也就越大，能量轉(zhuǎn)化率相對較高。

表4 不同初始壓強下能量轉(zhuǎn)化Tab.4 Energy Conversion Under Different Initial Pressure

5 結(jié)論

（1）在氣體能量、戰(zhàn)劑容量一致的情況下，由于發(fā)射管內(nèi)徑越小，噴嘴處局部水頭損失越小，因而活塞運動速度越快，管內(nèi)流動時間越短，能量轉(zhuǎn)化率也就越高，但也使得噴嘴的整型加速作用越弱，從而噴嘴入口處壓強越小、減小了戰(zhàn)劑的出口速度。（2）在結(jié)構(gòu)參數(shù)一致的情況下，較大的氣室初始壓強使得管內(nèi)流動時間更短，出口速度更大，能量利用率相對較高。但也會要求整具噴射管具有更高的結(jié)構(gòu)強度，而且更容易造成射流霧化提前，進而縮短噴射射程。這就需要進一步開展實驗研究以確定最優(yōu)的初始壓強。（3）由于采用了錐直形噴嘴，結(jié)構(gòu)的突變使得戰(zhàn)劑在流動過程中的壓強和速度都出現(xiàn)了波動。這種波動會造成后續(xù)射流的斷裂和破碎，這就需要專門針對噴嘴結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，以獲得最佳的噴射性能。