噴嘴結(jié)構(gòu)對某防暴噴射管內(nèi)流場影響的數(shù)值模擬

趙法棟，張燕麗，莊弘煒，吳一丹

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

0 引言

某防暴噴射管采用沖擊擠壓式脈沖射流噴射技術(shù)，以高壓氣體為動力，推動活塞使管內(nèi)戰(zhàn)劑從噴嘴高速噴出形成脈沖射流。在噴射過程中，噴嘴結(jié)構(gòu)直接影響著射流射程和噴射性能。前期研究[1]發(fā)現(xiàn)，錐角為120°的錐直形噴嘴會造成噴射管內(nèi)戰(zhàn)劑速度和壓強波動，導(dǎo)致射流破碎提前。因此，開展噴嘴結(jié)構(gòu)對管內(nèi)流場的影響研究，對于優(yōu)化噴射管結(jié)構(gòu)具有重要意義。

目前，國內(nèi)外學(xué)者針對噴嘴的不同用途，采用數(shù)值模擬的方法[2-8]開展了大量研究。張德榮等[4]綜合考慮射流特性和耐腐蝕磨損，對水力噴砂射孔器噴嘴結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化。劉巨保等[5]得到了更適合磨料射流切割的噴嘴結(jié)構(gòu)。湯積仁等[6]提出了一種入口帶過渡段的噴嘴結(jié)構(gòu)，利用數(shù)值模擬和3D-PIV測試技術(shù)獲取了最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)。上述研究都是針對連續(xù)射流，而脈沖射流的研究焦點則集中于自激振蕩噴嘴[7]、自激吸氣式噴嘴[8]，對沖擊擠壓式噴嘴鮮有報道。

從防暴噴射管的沖擊擠壓過程出發(fā)，基于COMSOL仿真平臺[9]，采用動網(wǎng)格技術(shù)對其管內(nèi)流場進行大渦模擬，深入分析噴嘴結(jié)構(gòu)對流動過程的影響，從能量轉(zhuǎn)化的角度進行優(yōu)選，以期為防暴噴射管的優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 基于COMSOL的管內(nèi)流動仿真

1.1 物理模型建立及網(wǎng)格劃分

如圖1所示,該防暴噴射管為回轉(zhuǎn)軸對稱結(jié)構(gòu)，其管內(nèi)流場可簡化為二維軸對稱模型,其中氣室內(nèi)為高壓氣體，活塞為剛性材料，發(fā)射管內(nèi)為戰(zhàn)劑。受其發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)所限，噴嘴總長度H為16 mm，出口半徑r0為3 mm。

在COMSOL中采用“用戶控制網(wǎng)格”進行網(wǎng)格劃分，最大單元尺寸為0.14 mm，最小單元尺寸為0.002 mm；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。

圖1 某防暴噴射管物理模型示意圖(單位：mm)

1.2 仿真實現(xiàn)

假設(shè)氣室內(nèi)高壓氣體膨脹滿足理想氣體狀態(tài)方程，且不考慮傳熱，則活塞底部載荷可由式(1)得出：

P1=P0V0/V1=P0V0/(Sh)

(1)

式中:P0為氣室內(nèi)初始壓強;V0為氣室初始容積;V1為氣體膨脹后的體積;S為發(fā)射管截面積;h為活塞位置(初始位置為4 mm處)。

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)流動為湍流流動，選用LES大渦模擬，采用Smagorinsky亞格子模型，Cs取0.01，并指定為活塞與噴口之間的流體域，初始速度場和壓強均設(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，采用全耦合類型，分別指定流體和結(jié)構(gòu)耦合接口。設(shè)定氣室內(nèi)初始壓強值，將戰(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0.000 1 s，速度場、壓強和空間網(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。

2 錐直形噴嘴仿真分析

2.1 工況設(shè)計

錐直形噴嘴由于具有流量系數(shù)大、易于加工等特點，是一種常用的射流噴嘴,如圖2(a)所示。以該型噴嘴為研究對象，分析在高壓氣體體積和初始壓強、管內(nèi)戰(zhàn)劑容量和屬性不變的情況下，噴嘴收縮角α(120°～30°)對管內(nèi)流場的影響。工況如表1所示。

圖2 噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖

表1 錐直形噴嘴工況設(shè)計表

2.2 結(jié)果分析

2.2.1 活塞運動分析

由圖3和圖4可知，隨著高壓氣體的高速膨脹，活塞載荷迅速減小，活塞速度在0.56 ms迅速增加到最大值而后逐漸衰減。錐直形噴嘴的結(jié)構(gòu)突變造成局部阻力，收縮角越小，阻力越小，活塞速度越快，運動時長越短：收縮角為120°,90°,60°,30°時，最大速度分別為24.98 m/s,25.50 m/s,26.18 m/s,27.31 m/s，運動時長分別為6.69 ms,6.36 ms,5.99 ms,5.65 ms。活塞運動過程中出現(xiàn)速度波動，收縮角越大，波動幅度越大。

圖3 活塞載荷-時間曲線

圖4 活塞速度-時間曲線

2.2.2 噴嘴內(nèi)速度分布分析

圖5為噴嘴入口和出口處平均速度隨時間變化曲線。可以看出，管內(nèi)戰(zhàn)劑在活塞的推動作用下先迅速增加到最大值而后逐漸衰減，各工況下噴嘴入口平均速度基本一致，這說明管內(nèi)沿程損失大致相同。而噴嘴出口平均速度受噴嘴結(jié)構(gòu)的影響較大，噴嘴收縮角越小，出口平均速度越大,各工況下的最大速度值分別為99.92 m/s,101.99 m/s,104.73 m/s,109.41 m/s。這說明噴嘴結(jié)構(gòu)特征是影響其能量損失的主要因素。

圖5 錐直形噴嘴入口/出口平均速度-時間曲線

工況1、2、3條件下，噴嘴出口速度衰減過程中出現(xiàn)了不同程度的脈沖波動，收縮角越大，波動幅度越大、脈沖頻率越高。

圖6給出了各工況下1～6 ms(或結(jié)束時刻)噴嘴內(nèi)流場速度及流線分布云圖。可以看出：管內(nèi)戰(zhàn)劑沿入口收縮段從大管徑進入小管徑時，由于慣性作用繼續(xù)收縮，在直管段內(nèi)擴大，直管近壁處形成旋渦并向前發(fā)展直至從噴口流出。在徑向上，越靠近旋渦戰(zhàn)劑瞬時速度越大，旋渦流出噴口時不僅使得戰(zhàn)劑出口速度出現(xiàn)瞬時峰值，而且產(chǎn)生了徑向速度分量。而后旋渦不斷再次形成、發(fā)展和流出，從而出現(xiàn)了速度脈沖波動。收縮角越小，產(chǎn)生渦流的能量越小，波動幅度和頻率也就越小，因而渦流損失也就越小。工況4條件下，渦流損失最小，射流出口徑向速度分布較為均勻，整個過程中速度變化較為平緩。

圖6 錐直形噴嘴流場速度分布云圖

2.2.3 噴嘴內(nèi)壓強分析

由于噴嘴出口為大氣，且入口壓強較高，較大的壓差會使噴嘴內(nèi)部出現(xiàn)氣蝕，進而消耗系統(tǒng)能量。氣蝕能量損失可由壓強分布來反映，并且負壓越大，能量損失越嚴(yán)重。圖7為各工況下1～6 ms(或結(jié)束時刻)噴嘴內(nèi)流場壓強分布云圖。

可以看出，不同工況下入口收縮段均沒有負壓產(chǎn)生，而直管段均出現(xiàn)了不同程度的負壓：噴嘴收縮角越大，負壓范圍越廣,負壓值越大，因而能量損失越嚴(yán)重。每種工況下，噴嘴入口壓強隨著管內(nèi)壓強的減小而逐漸減小，直管內(nèi)的負壓值和負壓范圍也逐漸變小。可見，錐直形噴嘴結(jié)構(gòu)的突變和較大的壓差所帶來的渦流損失是一個時變的過程，隨著氣室內(nèi)高壓氣體壓強的變化而變化。

在噴射過程中，高壓氣體能量轉(zhuǎn)化為活塞動能、戰(zhàn)劑動能和渦流損失能量，表2給出了錐直形噴嘴氣體做功和戰(zhàn)劑動能的轉(zhuǎn)化情況。可以看出：工況4條件下由于渦流損失較小，能量轉(zhuǎn)化率最高；相反，工況1能量轉(zhuǎn)化率最低。

圖7 錐直形噴嘴流場壓強分布云圖

表2 錐直形噴嘴能量轉(zhuǎn)化

3 噴嘴入口收縮段優(yōu)化仿真分析

3.1 工況設(shè)計

由前述可知，入口收縮段結(jié)構(gòu)是影響其噴嘴內(nèi)流場的關(guān)鍵，下面在工況4的基礎(chǔ)上，對入口收縮段結(jié)構(gòu)進行工況5～工況7設(shè)計。

工況5：等變速噴嘴(圖2(b))，入口收縮段為等變速曲線，其特點為流體速度變化率為常數(shù)，流道母線方程為[4,10]：

(2)

式中：r1為噴嘴入口半徑；H1為入口收縮段長度。

工況6：維多辛斯基噴嘴(圖2(c))，其入口收縮段為維多辛斯基曲線的一部分，流道母線方程[11]為：

(3)

工況7：流線形噴嘴(圖2(d))，其內(nèi)流道母線為流線型，方程為[4]：

(4)

式中，β為流道角，取值范圍為0°～85°。

以圖1物理模型為基礎(chǔ)，將錐直形噴嘴依次換成上述3種新型噴嘴，采用相同的數(shù)值模型、初始和邊界條件進行仿真分析(r1取為6 mm,H1取為11.20 mm)。

3.2 結(jié)果分析

圖8為新型噴嘴入口/出口平均速度-時間曲線。可以看出，各工況下噴嘴入口和出口速度呈現(xiàn)與錐直形噴嘴類似的變化趨勢，但均未出現(xiàn)脈沖波動現(xiàn)象。相比而言，等變速噴嘴的入口和出口平均速度均高于其余3種，其次是維多辛斯基噴嘴和錐直形噴嘴，流線形噴嘴最小。

圖8 新型噴嘴入口/出口平均速度-時間曲線

圖9給出了1 ms時刻新型噴嘴速度/壓強分布云圖。可以看出，新型噴嘴入口收縮段的結(jié)構(gòu)變化比較平緩，使戰(zhàn)劑收縮減慢，速度變化梯度較大，在直管段未形成渦旋，因而消除了出口速度的脈沖波動。在各種工況中，等變速噴嘴入口收縮段內(nèi)速度和壓強分布最均勻，因而管流阻力最小，管內(nèi)流動時長最短，其次是錐直形噴嘴和維多辛斯基噴嘴。

新型噴嘴直管段也出現(xiàn)了不同程度的負壓：維多辛斯基噴嘴負壓值和負壓范圍最小，其次是流線形噴嘴，等變速噴嘴最大，但也小于錐直形噴嘴(工況4)。

圖9 1 ms時刻新型噴嘴速度/壓強分布云圖

表3給出了新型噴嘴的能量轉(zhuǎn)化情況：等變速噴嘴內(nèi)的渦流阻力最小，能量轉(zhuǎn)化率達到95.51%，要高于工況4錐直形噴嘴的94.39%，其他兩種新型噴嘴渦流阻力要大于工況4，戰(zhàn)劑動能相對較小，能量轉(zhuǎn)換率相對較低。

表3 新型噴嘴能量轉(zhuǎn)化

4 結(jié)論

1)該防暴噴射管內(nèi)流動的能量損失主要是噴嘴結(jié)構(gòu)突變和壓強差引起的渦流損失。

2)錐直形噴嘴收縮角越小，渦流損失越小，出口平均速度越快，能量利用率越高，戰(zhàn)劑出口徑向速度分量越小。

3)等變速噴嘴收縮段內(nèi)速度和壓強分布最均勻、出口平均速度最高，能量轉(zhuǎn)化率最高，性能最優(yōu)。