雙股燃?xì)馍淞髟诔湟菏覂?nèi)擴(kuò)展特性的實驗研究＊

薛曉春，余永剛，張 琦

（南京理工大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，江蘇 南京 210094）

液體發(fā)射藥火炮（liquid propellant gun，LPG）是一種利用液體燃料為能源的新概念火炮，自20世紀(jì)四五十年代開始作為一種新概念武器備受關(guān)注，尤其是當(dāng)固體發(fā)射藥火炮沒有取得重大的突破性進(jìn)展時，它更引人關(guān)注。整裝式液體發(fā)射藥火炮（bulk－loaded liquid propellant gun，BLPG）的機(jī)械結(jié)構(gòu)簡單，但內(nèi)彈道過程難以控制。其內(nèi)彈道過程是利用流體的不穩(wěn)定性造成氣液混合而使之充分燃燒的過程，由于液體藥的燃燒推動彈丸運(yùn)動并在液體藥內(nèi)部形成氣穴（泰勒空腔），而氣液的交界面處由于氣液的速度差導(dǎo)致了Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性，這種不穩(wěn)定燃燒的正反饋機(jī)制使燃燒過程很復(fù)雜。20世紀(jì)90年代初期，J.A.Oweczarczak等［1］、R.L.Talley等［2］在口徑為40mm 的實驗裝置上進(jìn)行了實驗，發(fā)現(xiàn)采用多級漸擴(kuò)型燃燒室結(jié)構(gòu)對BLPG燃燒穩(wěn)定性控制有幫助。R.L.Talley［3］還提出了采用多藥室組合結(jié)構(gòu)來控制火炮腔內(nèi)燃燒的穩(wěn)定性。J.De Spirito［4］利用CRAFT納維－斯托克斯方程成功模擬了整裝式液體藥在四級階躍式圓柱漸擴(kuò)型燃燒室中的燃燒特性，主要包括氣穴、液柱的加速擴(kuò)展過程、壓力分布、燃燒場溫度、燃?xì)赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)分布等。余永剛等［5］、齊麗婷等［6］、莽珊珊等［7－8］從改變?nèi)紵医Y(jié)構(gòu)著手，開展相關(guān)基礎(chǔ)研究，觀測了單股燃?xì)馍淞髟跐u擴(kuò)型充液室中的擴(kuò)展特性。Yu Yong－gang等［9］針對平面型觀察室，開展了雙股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中擴(kuò)展的實驗研究。

本文中，以整裝式液體發(fā)射藥火炮多點點火為背景，針對雙股燃?xì)馍淞髟谖寮増A柱漸擴(kuò)型觀察室和圓柱型觀察室中的擴(kuò)展特性進(jìn)行實驗研究，重點討論不同的漸擴(kuò)型邊界對雙股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展形態(tài)的影響以及不同的工作參數(shù)下雙股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中擴(kuò)展的過程。

1 實驗裝置與原理

實驗裝置如圖1（a）所示，主要由高壓燃燒室、雙孔噴嘴和五級圓柱漸擴(kuò)型觀察室組成。該觀察室的外部是圓柱型的結(jié)構(gòu)，由透明的有機(jī)玻璃組成以便于觀測，內(nèi)部是一個臺階型的空腔，觀察室的底部連接燃?xì)獍l(fā)生器。其工作原理是利用電點火裝置點燃填充在燃燒室內(nèi)的速燃火藥，火藥被點燃，其壓力迅速升高，至一定閾值沖破紫銅密封膜片，高溫高壓的燃?xì)饨?jīng)雙孔噴嘴被分成2股，噴入充滿液體藥模擬工質(zhì)的透明觀察室中。雙股射流在液體中相互作用以及射流擴(kuò)展過程由數(shù)字高速錄像系統(tǒng)記錄。實驗中為了減少重力的影響，將此裝置豎直向上放置，即高溫高壓的燃?xì)庥扇紵蚁虏肯蛏蠂娙耄^察室上端與大氣相連。實驗中選擇流動特性與液體發(fā)射藥相近的水作為液體藥模擬工質(zhì)。

為了研究不同的觀察室結(jié)構(gòu)對雙股燃?xì)馍淞鲊娙胍后w工質(zhì)過程中氣液相互作用的影響，實驗中采用2種不同結(jié)構(gòu)的觀察室，分別為五級圓柱漸擴(kuò)型觀察室和圓柱型觀察室。五級圓柱漸擴(kuò)型觀察的結(jié)構(gòu)尺寸如圖1（b）所示，其中第1級圓柱以后的每級圓柱直徑增量為Δd，采用每級圓柱直徑增量與長度l之比，即Δd／l作為圓柱漸擴(kuò)型觀察室的結(jié)構(gòu)參數(shù)。圓柱型觀察室的直徑為64mm，長度為110mm。

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Sketch of the experimental device

2 實驗結(jié)果及分析

2.1 雙股燃?xì)馍淞髟谟^察室中的擴(kuò)展過程

實驗中，噴孔采用紫銅膜片密封，用來得到足夠的破膜壓力。首先采用五級圓柱漸擴(kuò)型觀察室結(jié)構(gòu)，圖2展示了雙股燃?xì)馍淞髟谄渲袛U(kuò)展的序列過程。其實驗工況為：噴射壓力為18MPa，噴孔直徑為0.8mm，噴孔中心間距為16mm，漸擴(kuò)比Δd／l＝0.6。

圖2 雙股燃?xì)馍淞髟趫A柱漸擴(kuò)型觀察室中擴(kuò)展的序列過程Fig.2 Expansion sequence of twin combustion－gas jet in cylindrical stepped－wall chamber

由圖2可以看出，當(dāng)雙股燃?xì)馍淞鲝碾p孔噴嘴剛進(jìn)入液體工質(zhì)時，即在t＝1.0ms時，2股射流明顯分開，雙股射流的邊界較規(guī)則，呈扇形。當(dāng)雙股射流進(jìn)入第2級燃燒室后，Taylor空腔與Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性效應(yīng)的正反饋機(jī)制開始體現(xiàn)出來，雙股燃?xì)馍淞黝^部的形狀變得不規(guī)則，2股射流仍然明顯地分開。隨著時間的推移，2股射流發(fā)生相互卷吸和干擾：當(dāng)t＝2.0ms時，2股射流中心已經(jīng)開始交匯，射流的內(nèi)側(cè)邊緣出現(xiàn)明顯的相互干擾，2股射流的頭部也由于相互吸引而呈現(xiàn)向內(nèi)側(cè)彎曲靠近的趨勢，而徑向由于漸擴(kuò)臺階的誘導(dǎo)作用，形成了逐漸增強(qiáng)的徑向湍流，即在臺階處出現(xiàn)一個明顯的徑向擴(kuò)展帶，使雙股射流沿著漸擴(kuò)臺階逐步向軸向和徑向同時擴(kuò)展；當(dāng)t＝6.0ms時，雙股燃?xì)馍淞饕呀?jīng)擴(kuò)展到最后一個臺階，且雙股燃?xì)馍淞髂軌蚧旧铣錆M圓柱漸擴(kuò)型觀察室的前幾級臺階。在雙股射流擴(kuò)展的整個過程中，2股射流基本是對稱的。

為了說明漸擴(kuò)邊界對雙股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中擴(kuò)展特性的作用，還采用了圓柱型觀察室作對比實驗，其工況同圖2。雙股燃?xì)馍淞髟趫A柱型觀察室中擴(kuò)展的序列過程如圖3所示。由圖3可觀察到，雙股射流沿軸向發(fā)展較明顯，沿徑向擴(kuò)展較緩慢，在射流發(fā)展初期就呈現(xiàn)Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性效應(yīng)，雙股射流的邊界形狀很不規(guī)則，呈鋸齒狀。由于缺少徑向的擾動作用，雙股燃?xì)馍淞鬏^快地合成一股，穿過液體工質(zhì)到達(dá)圓柱型觀察室的頂部，殘留在觀察室壁面的部分液體只能通過Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性效應(yīng)與氣體發(fā)生相互作用。在雙股射流擴(kuò)展的過程中，2股射流基本是對稱的。

圖3 雙股燃?xì)馍淞髟趫A柱型觀察室中擴(kuò)展的序列過程Fig.3 Expansion sequence of twin combustion－gas jet in cylindrical observation chamber

通過這一實驗現(xiàn)象可以預(yù)測，在整裝式液體發(fā)射藥火炮中，當(dāng)高溫高壓的燃?xì)鈬娙肴紵抑?，燃燒室?nèi)的液體發(fā)射藥由于受到點火熱氣流沖擊而形成一個凹面，隨著燃燒在液體發(fā)射藥表面的進(jìn)行，凹面逐漸發(fā)展為一個泰勒空腔。在泰勒空腔的不斷發(fā)展下，彈丸底部的液體發(fā)射藥被壓縮，直至彈丸獲得一定的初速度后，泰勒空腔迅速發(fā)展到達(dá)彈丸的底部，在燃燒室內(nèi)形成類似于一條狹長的隧道般的空穴，橫穿在整個燃燒室內(nèi)。由于泰勒空腔迅速擴(kuò)展到彈丸底部，導(dǎo)致燃燒室的近壁面處被壓縮了大量液體發(fā)射藥，且未能得到充分燃燒，僅能通過點火燃?xì)饬鞯木砦饔脜⑴c到燃燒中，加劇了Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性效應(yīng)，引起膛內(nèi)壓力出現(xiàn)劇烈振蕩現(xiàn)象。而采用多級圓柱漸擴(kuò)型觀察室，由于臺階的誘導(dǎo)作用，泰勒空腔能夠平緩地沿著軸向和徑向同時發(fā)展，當(dāng)泰勒空腔到達(dá)彈丸的底部，推動彈丸向前運(yùn)動時，僅有少部分液體燃料被滯留在燃燒室近壁面處。此時，再通過Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性效應(yīng)使剩余液體燃料得到充分燃燒，減弱由Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性效應(yīng)引起的膛內(nèi)壓力劇烈脈動現(xiàn)象，避免壓力出現(xiàn)第2峰值。而與齊麗婷等［6］的單孔燃?xì)馍淞鲗嶒炑芯肯啾龋p股燃?xì)馍淞髟黾恿巳細(xì)馀c液體藥模擬工質(zhì)表面的接觸面積，增加了Taylor空腔的徑向直徑，減少了殘留在觀察室壁面的環(huán)形液體，使氣液交換更多地在泰勒空腔內(nèi)進(jìn)行，降低了射流擴(kuò)展過程中氣液湍流摻混的隨機(jī)脈動性，從而很好地抑制了Taylor空腔與Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性效應(yīng)的正反饋機(jī)制。由此可推測，在整裝式液體發(fā)射藥火炮內(nèi)，采用這種雙股燃?xì)馍淞魍瑫r點火可以抑制燃燒的不穩(wěn)定性，提高其內(nèi)彈道穩(wěn)定性。

2.2 不同參數(shù)對雙股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中擴(kuò)展特性的影響

2.2.1 漸擴(kuò)比對雙股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展特性的影響

實驗中，為了探討不同的多級圓柱漸擴(kuò)型觀察室結(jié)構(gòu)對雙股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中擴(kuò)展特性的影響，同樣采用五級圓柱漸擴(kuò)型觀察室，將每級臺階直徑的增量改為6mm，即Δd／l＝0.3，其實驗工況為：噴射壓力為18MPa，噴孔直徑為1mm，噴孔中心間距為20mm。2種圓柱漸擴(kuò)型觀察室結(jié)構(gòu)下的實驗序列過程如圖4所示。

觀察2種Δd／l結(jié)構(gòu)下的雙股射流擴(kuò)展的序列過程，可以發(fā)現(xiàn)：圖4（b）中，漸擴(kuò)比越小，雙股射流沿著軸向發(fā)展越快，氣液的湍流摻混強(qiáng)度越大，射流頭部的脈動越劇烈，射流發(fā)展越不規(guī)則。通過處理2種結(jié)構(gòu)下雙股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展的序列圖，可獲得雙股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展的軸向速度和加速度分布，如圖5所示。結(jié)合實驗過程的序列圖可知：當(dāng)Δd／l較大時，射流軸向擴(kuò)展速度明顯較小，初始階段加速度也較小。但當(dāng)雙股射流擴(kuò)展到后期時，2種結(jié)構(gòu)的加速度近似于相同。

圖4 不同結(jié)構(gòu)圓柱漸擴(kuò)型觀察室中雙股射流的擴(kuò)展序列Fig.4 Expansion sequences of twin combustion－gas jets in different cylindrical stepped－wall chambers

圖5 不同的漸擴(kuò)尺寸下雙股射流的軸向速度和加速度Fig.5 Axial velocities and axial accelerations of twin combustion－gas jets at different gradually－enlarged ratios

2.2.2 噴射壓力對雙股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展特性的影響

圖6為相同結(jié)構(gòu)（Δd／l＝0.6）的五級圓柱漸擴(kuò)型觀察室，不同的噴射壓力下，雙股燃?xì)馍淞鞯妮S向速度和加速度的曲線圖，實驗工況為：噴孔直徑為0.8mm，噴孔中心間距為16mm。

圖6 不同噴射壓力下雙股射流的軸向速度和加速度Fig.6 Axial velocities and axial accelerations of twin combustion－gas jets at different injection pressures

結(jié)合雙股射流擴(kuò)展過程的典型實驗圖2可見，增加燃?xì)獾膰娚鋲毫?，雙股射流的氣液摻混強(qiáng)度增加，從而使雙股射流沿軸向的擴(kuò)展速度增大。從圖6中可以看出，當(dāng)噴射壓力提高到18MPa時，射流的軸向擴(kuò)展速度大幅度提高，射流的軸向加速度也明顯增大，而當(dāng)噴射壓力繼續(xù)增加時，射流的軸向加速度基本不變。將圖6（a）擬合后得到如表1所示的經(jīng)驗關(guān)系式。

表1 噴射壓力對雙股射流擴(kuò)展速度影響的經(jīng)驗關(guān)系式Table1 Empirical formula for influences of injection pressures on axial velocity

2.2.3 噴孔直徑對雙股燃?xì)鈹U(kuò)展特性的影響

觀察不同的噴孔直徑對雙股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中擴(kuò)展特性的影響，其實驗工況為：噴射壓力為18MPa，噴孔中心間距為16mm，漸擴(kuò)比Δd／l＝0.6。雙股燃?xì)馍淞鬏S向速度和加速度的變化曲線如圖7所示。結(jié)合雙股燃?xì)馍淞鞯牡湫蛿U(kuò)展圖2可見：噴孔直徑越大，射流頭部軸向擴(kuò)展速度越大；噴孔直徑越小，氣液湍流摻混和卷吸效應(yīng)越顯著。將圖7（a）擬合后得到如表2所示的經(jīng)驗關(guān)系式。

圖7 不同噴孔直徑下雙股射流的軸向速度和加速度Fig.7 Axial velocities and axial accelerations of twin combustion－gas jets at different nozzle diameters

表2 噴射直徑對雙股射流擴(kuò)展速度影響的經(jīng)驗關(guān)系式Table2 Empirical formula for influences of nozzle diameters on axial velocity

2.2.4 噴孔間距對雙股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展特性的影響

采用不同的噴孔間距對雙股燃?xì)馍淞鲊娙胍后w工質(zhì)的過程進(jìn)行實驗研究，噴射壓力仍為18MPa，噴孔直徑為0.8mm，漸擴(kuò)比Δd／l＝0.6，噴孔中心間距分別為16和20mm。圖8展示了雙股燃?xì)馍淞髟趪娍字行拈g距為20mm的漸擴(kuò)型結(jié)構(gòu)中擴(kuò)展的序列過程。結(jié)合圖2可見，噴孔間距較大時，雙股射流在擴(kuò)展過程中離圓柱漸擴(kuò)型觀察室的邊界較近，因此受漸擴(kuò)型臺階的誘導(dǎo)作用，雙股射流沿徑向擾動較強(qiáng)烈。當(dāng)t＝1.5ms時，雙股射流就已經(jīng)向漸擴(kuò)型邊界擴(kuò)展；在t＝2.5ms時，2股射流都分別充滿前2級臺階。但是由于雙股射流之間的距離相對較遠(yuǎn)，因此，2股射流發(fā)生匯聚的時間較晚。而對于較小的噴孔間距，雙股射流之間的卷吸和干擾強(qiáng)度相對較大，雙股射流發(fā)生向內(nèi)側(cè)彎曲的趨勢較明顯，當(dāng)t＝2.0ms時，2股射流就已經(jīng)開始相互卷吸。

通過處理圖2、8的序列過程，計算得到雙股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展過程的軸向速度和加速度的對比曲線，如圖9所示。由圖9可見，當(dāng)雙股射流發(fā)展到后期，2股射流的軸向速度相差不大，都能穩(wěn)步向前發(fā)展，而軸向加速度也近似相同。

圖8 雙股燃?xì)馍淞髟趪娍字行拈g距為20mm的漸擴(kuò)型結(jié)構(gòu)中擴(kuò)展的序列圖Fig.8 Expansion sequence of twin combustion－gas jet in the cylindrical stepped－wall chamber of s＝20mm

圖9 不同噴孔間距下雙股射流的軸向速度和加速度Fig.9 Axial velocities and axial accelerations of twin combustion－gas jets at different dual－orifice intervals

3 結(jié) 論

（1）圓柱漸擴(kuò)型觀察室內(nèi)，雙股射流由于受漸擴(kuò)臺階的誘導(dǎo)作用，沿徑向擴(kuò)展較明顯，降低了Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性效應(yīng)，減少了由此而引發(fā)的壓力劇烈脈動，而雙股射流相對單股射流來說，由于2股射流本身存在著相互的卷吸和干擾，使2股射流最終逐漸匯聚成1股，并充滿整個觀察室邊界，增加了Taylor空腔的表面積，抑制了Taylor空腔與Kelvin－Helmholtz不穩(wěn)定性效應(yīng)的正反饋機(jī)制。

（2）雙股燃?xì)馍淞鞯臄U(kuò)展形態(tài)與觀察室的漸擴(kuò)型尺寸、噴孔直徑、噴孔間距、噴射壓力等有關(guān)，多級圓柱漸擴(kuò)型觀察室的漸擴(kuò)比越大，軸向擴(kuò)展速度越慢，氣液的摻混強(qiáng)度也越??；噴孔直徑越小，雙股射流的氣液摻混強(qiáng)度越大，存在越強(qiáng)的干擾和卷吸作用；噴孔間距越大，受漸擴(kuò)邊界的影響，沿著徑向發(fā)展越快，但2股射流發(fā)生匯聚的時間越晚；噴射壓力越大，射流頭部發(fā)展越不穩(wěn)定，湍流脈動也越劇烈。

［1］Owezarezak J A，Talley R L.Interior and exterior testing of bulk－loaded propellant in a 40－mm gun［R］.Veritay Report D32－001，1994.

［2］Talley R L，Owezarezak J A，Geise M.Interior and exterior testing of bulk－loaded propellant in a 40－mm gun［R］.Veritay Report D48－95－001，1995.

［3］Talley R L.Interior ballistic process control using mechanical concepts in medium caliber bulk－loaded LP guns［C］∥Proceedings of the 31st JANNAF Combustion Subcommittee Meeting，1994，1：303－312.

［4］De Spirito J.Interior ballistic simulations of the bulk－loaded liquid propellant gun［R］.ARL－TR－2316，2001.

［5］余永剛，昌學(xué)霞，周彥煌，等.整裝式含能液體燃燒推進(jìn)實驗研究及數(shù)值模擬［J］.工程熱物理學(xué)報，2008，29（3）：531－534.Yu Yong－gang，Chang Xue－xia，Zhou Yan－h(huán)uang，et al.Experiment and numerical simulation of combustion and propulsion of bulk－loaded energetic liquid［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2008，29（3）：531－534.

［6］齊麗婷，余永剛，彭志國，等.邊界形狀對氣液相互作用過程的影響［J］.彈道學(xué)報，2008，20（1）：5－10.Qi Li－ting，Yu Yong－gang，Peng Zhi－guo，et al.Influence of boundary shape on interaction process of gas and liquid［J］.Journal of Ballistics，2008，20（1）：5－10.

［7］莽珊珊，余永剛.高壓熱氣流與整裝式液體工質(zhì)相互作用的實驗研究［J］.工程熱物理學(xué)報，2009，30（12）：2017－2020.Mang Shan－shan，Yu Yong－gang.Experimental study on the interaction of high－pressure hot gas jet with bulk－loaded liquid［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2009，30（12）：2017－2020.

［8］莽珊珊，余永剛.高壓燃?xì)馍淞髟谡b液體中擴(kuò)展過程的實驗和數(shù)值模擬［J］.爆炸與沖擊，2011，31（3）：300－305.Mang Shan－shan，Yu Yong－gang.Experiment and numerical simulation for high pressure combustible gas jet expansion process in a bulk－loaded liquid［J］.Explosion and Shock Waves，2011，31（3）：300－305.

［9］Yu Yong－gang，Yan Shan－h(huán)eng.Study on expansion process and interaction of high speed twin combustion－gas jet in liquid［J］.Journal of Applied Mechanics，2010，77（5）：051404－1－051404－7.