燃气射流在变截面充液管道内作用特性研究

郭保全，黄 通，丁 宁，栾成龙，张 彤

(1.中北大学 机电工程学院，山西 太原 030051；2.中北大学 军民融合协同创新研究院，山西 太原 030051；3.中北大学 仪器与电子学院，山西 太原 030051)

为了适应现代城市巷战的战场需求，实现对坦克、装甲车辆和军事堡垒设施的有效打击，单兵筒式武器作为重型火力的补充，具有质量小、机动性高、便于操作等优点，能够快速有效地执行各种反导、反装甲和摧毁敌方防御工事的军事任务[1]。因此，近年来得到了相关学者的广泛关注[2-3]。

单兵筒式武器主要是利用火药燃气向后喷射来减少发射时产生的后坐力，具有结构简单、质量小、携带方便等优点。但它在发射过程中也存在着高冲击波、高噪声、强尾焰的缺点，不利于隐藏以及实现在“有限空间射击”的技术要求[4-5]。针对单兵筒式武器在发射过程中存在高噪声、强尾焰等问 题，相关学者提出了在发射筒尾部增加一段液柱平衡体，在发射过程中，通过火药燃气和液柱平衡体的相互作用，使液体雾化吸收一部份燃气热能，以此来降低射流场的温度，来实现对无后坐力炮的消焰、消噪声[6]。

液柱平衡体在发射筒中运动，对发射筒的影响主要体现在作用于筒壁上的粘滞阻力，为了探究火药燃气射流在变截面管道内与液体工质作用对管道稳定性的影响，笔者以某型单兵筒式武器为研究对象，对燃气射流作用下液体工质的运动特性进行研究，重点研究了燃气射流作用下液体工质的流场特性和粘滞阻力特性，讨论分析管道结构参数和液体工质性能参数对管道稳定性的影响，研究结果可以为液体平衡体的应用工作提供依据。

1 基本原理

喷管是单兵筒式武器尾部的重要组成部件，液柱平衡体主要放置在喷管前端的平直段内，通过隔板与发射药分开。在发射过程中，火药燃气冲破隔板开始作用在液柱平衡体上，与液柱平衡体产生相互作用并推动其向后运动。在液柱平衡体运动过程中，由于喷管结构特性的影响，液柱平衡体的运动可以分为3个阶段:平直段，收敛段和扩张段。如图1所示，液态平衡体对筒壁的作用力主要表现为粘滞阻力，该力在射击过程中通过发射筒传递到操作人员身上，对射击稳定性产生一定的影响。

为简化计算模型，针对燃气射流作用过程，采用如下简化假设：

1)假设燃气为理想气体，计算过程中不考虑燃气组成成份。

2)假设隔板受挤压后直接破碎，忽略破碎过程和破碎形状的影响。

3)采用k-ε湍流模型描述燃气射流作用过程中气液两相的湍流掺混。

2 阻力特性分析

2.1 模型的建立

以某型82 mm单兵筒式武器喷管为研究对象，建立仿真模型计算区域,如图2所示，已知其药室部半径为46 mm，尾喷管喉部半径为34 mm，尾喷管出口部半径为70 mm，收敛部长度为33 mm，喉部长度为10 mm，扩张部长度为210 mm，液柱平衡体长度为50 mm.

图2中，区域1为单兵筒式武器尾部喷管的计算域，区域2为羽流的计算域，阴影部分为液体标识区。ab为燃气射流入口，定义为压力入口边界，入口压力变化如图3所示；ac和bd为简化的喷管无厚度壁面，定义为绝热壁面；efg和hmn为外流场入口，定义为压力远场边界；ec、hd和gh为羽流流场出口，定义为压力出口边界。

2.2 射流作用过程

单兵筒式武器发射时，随着火药的燃烧，膛内压力增大，火药燃气推动弹丸向前运动，部分火药燃气向后作用，冲破隔板作用在液柱平衡体上，在与液柱平衡体产生掺混的同时推动液柱平衡体向后运动，实现发射过程中的动量平衡。

液体工质变化如表1所示。

表1 液体工质变化图

随着燃气射流的开始作用，液柱平衡体由于粘滞静阻力的限制，不产生移动，燃气射流与液柱平衡体的工质开始发生掺混，随着燃气压力的继续上升，液柱平衡体开始产生移动，气液混合相的体积逐渐增多；当液柱平衡体运动到收敛段时，液柱平衡体内部液体运动速度加快，通过收敛段的液态工质和气液混合相流动速度增加，而未通过收敛段的气液混合相等。由于收敛筒壁的阻滞作用，流动速度相对较小，使得液柱平衡体长度逐渐增大，随着燃气射流压力和温度的继续上升，气液混合相体积继续增大；当液柱平衡体全部运动到扩张段时，液柱平衡体内部液态工质和气液混合相的运动速度继续增加，而靠近筒壁的各相由于粘滞作用导致流动速度减慢，在靠近筒壁处形成长度较大的粘滞区，在压力逐渐增大的燃气射流作用下继续向筒外流动，直至全部喷出。

2.3 数值模拟与分析

按照单兵筒式武器尾部喷管的结构特点，将液柱平衡体在筒壁内的运动过程分为平直段、收敛段和扩张段。其中燃气射流作用下液柱平衡体在平直段的粘滞阻力变化如图4所示。液柱平衡体在筒壁平直段运动处于燃气射流开始作用时期，随着燃气压力逐渐增大，液柱平衡体粘滞阻力逐渐增大，直至达到A点(0.4 ms时刻)，液柱平衡体已经逐渐离开平直段，粘滞阻力开始下降，且由于膛内压力升高的影响，液柱平衡体离开平直段的速度增加，粘滞阻力下降率逐渐加快；在B点(0.8 ms时刻)，液柱平衡体全部离开筒壁平直段。但是由于膛内压力仍保持升高趋势的影响，平直段的粘滞阻力又出现了回升现象，直到C点(1.35 ms时刻)，作用在平直段的膛压达到最大值时，粘滞阻力达到阻力峰值，然后开始随着膛压的减小逐渐减小。

液体平衡体在收敛段的粘滞阻力变化如图5所示。从D点(0.3 ms时刻)开始，液柱平衡体开始进入筒壁收敛段，收敛段粘滞阻力开始逐渐增大，直至达到阻力峰值，这是因为相对于平直段作用时间，收敛段较为靠后，膛压相对较大，并且由于收敛段对液柱平衡体的流动阻滞较大，因此阻力峰值较大；到达E点(0.9 ms时刻)时，液柱平衡体全部离开筒壁收敛段，粘滞阻力开始随膛压的变化而改变。

液体平衡体在扩张段的粘滞阻力变化如图6所示。从F点(0.45 ms时刻)开始，液柱平衡体开始进入筒壁扩张段，由于收敛段阻滞作用影响，液柱平衡体在进入扩张段后长度增加，流速变大，加之膛内压力的升高，液柱平衡体在扩张段对筒壁的粘滞力峰值变大，在H点(1.05 ms时刻)达到粘滞阻力峰值；到达G点(1.30 ms时刻)时，液柱平衡体全部喷出筒壁外，粘滞阻力开始随膛压进行变化。

3 参数影响分析

3.1 液体工质材料

不同材料的液体工质对粘滞阻力的影响如图7所示。

随着液体工质密度的增加，粘滞阻力也随之增大，但粘滞阻力峰值出现的时刻近似相同。这是因为液体工质密度越大，质量越大，粘滞阻力也就越大，而液体工质体积不变，液体工质与燃气射流的掺混程度变化不大，因此粘滞阻力峰值出现的时间对应时刻近似相同。

3.2 液体工质体积

由于液体工质的横截面积特点，利用液体工质长度L即能直观的反映出液体工质体积的影响，不同液体工质长度的粘滞阻力变化规律如图8所示。在燃气作用初期，即0～0.5 ms期间，由于液体工质体积增大，使得液体工质质量增加，静摩擦力随之增大，因此呈现出长度越长，粘滞阻力越大的趋势；在燃气作用中期，即0.5～0.9 ms期间，由于液体工质与燃气射流逐渐掺混，液体工质长度越小，气液混合相所占成份就越大，对发射筒内壁面的粘滞作用就越大，因此粘滞阻力增长较快，并且粘滞阻力峰值越大；燃气作用后期，即0.9～1.5 ms期间，燃气射流逐渐流出喷管，液体工质长度越小，质量越小，流失比重越大，因此粘滞阻力下降越快。

4 结论

笔者通过对燃气射流作用下液体工质的粘滞阻力特性进行研究分析，得出以下结论：

1)在燃气射流作用过程中，燃气与液体工质逐渐混合，形成气液混合相从管道中喷出；在燃气作用初期，即燃气作用0～0.5 ms时期，液体工质主要作用在管道平直段上，粘滞阻力先增大后减小且峰值较小；在燃气作用中期，即燃气作用0.5～0.9 ms时期，液体工质主要作用在管道收敛段上，粘滞阻力峰值逐渐增大；在燃气作用后期，即燃气作用0.9～1.5 ms时期，液体工质主要作用在管道扩张段上，粘滞阻力峰值最大。

2)液体工质密度越大，粘滞阻力峰值越大；体积越小，液体工质与燃气射流掺混比重增大，气液混合相所占成份就增大，对发射筒内壁面的粘滞作用就增大，粘滞阻力增长较快，并且粘滞阻力峰值越大。