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    四股燃?xì)馍淞髟谡b式液體中擴(kuò)展特性的實(shí)驗(yàn)研究

    2017-05-07 01:43:27馮博聲薛曉春
    含能材料 2017年12期
    關(guān)鍵詞:觀察室噴孔空腔

    馮博聲, 薛曉春

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

    1 引 言

    近年來(lái),軍事技術(shù)的發(fā)展對(duì)彈丸的炮口動(dòng)能和初速提出了更高要求。由于固體發(fā)射藥火炮在這些方面難以取得較大突破,因此液體發(fā)射藥成為了研究重點(diǎn)之一。整裝式液體發(fā)射藥火炮的內(nèi)彈道過(guò)程[1]: 點(diǎn)燃位于膛底的液體燃料,局部被點(diǎn)燃后生成的燃?xì)庑纬闪薚aylor空腔,燃燒在Taylor空腔的氣液交界面上進(jìn)行,由于Taylor空腔內(nèi)燃?xì)庠跉庖航唤缑嫣幋嬖谙鄬?duì)運(yùn)動(dòng),導(dǎo)致Kelvin-Helmholtz不穩(wěn)定性,這種不穩(wěn)定的正反饋機(jī)制使燃燒過(guò)程難以控制。目前,普遍認(rèn)為Helmholtz不穩(wěn)定性會(huì)引起膛內(nèi)壓力震蕩[2],在整裝式液體發(fā)射藥火炮中,膛內(nèi)圧力曲線大部分情況下是雙峰狀,其第一峰值的大小取決于點(diǎn)火射流的能量釋放量,而第二峰值則與內(nèi)彈道過(guò)程所固有的液體發(fā)射藥破碎機(jī)制有關(guān)。Helmholtz效應(yīng)使液體發(fā)射藥不斷地破碎直至充分燃燒,但是這種破碎機(jī)理卻帶有很大的隨機(jī)性,造成了燃燒表面波動(dòng)的增加,最終導(dǎo)致了燃燒過(guò)程的不穩(wěn)定,使整裝式液體發(fā)射藥火炮難以實(shí)際應(yīng)用。早期,Morrison和Knapton[3]指出整裝式液體藥火炮工作機(jī)理在于: 液體藥火炮的燃燒過(guò)程依賴(lài)于流體不穩(wěn)定引起的氣液混合; Knapton[4]指出整裝式液體藥火炮發(fā)展所面臨的核心問(wèn)題,是如何控制整裝式液體藥燃燒的穩(wěn)定性;隨后,Talley和Bracuti[5-6]提出的采用多級(jí)漸擴(kuò)型藥室結(jié)構(gòu)來(lái)控制燃燒穩(wěn)定性。為了掌握多級(jí)漸擴(kuò)型藥室的穩(wěn)燃機(jī)理,余永剛[7-8]、齊麗婷[9-10]、莽珊珊[11-12]嘗試了幾種多級(jí)漸擴(kuò)型燃燒室,開(kāi)展了對(duì)單股燃?xì)馍淞髋c液體相互作用的基礎(chǔ)研究;余永剛[13]和薛曉春[14-17]開(kāi)展了對(duì)雙股燃?xì)馍淞髋c液體相互作用的實(shí)驗(yàn)及數(shù)值研究。目前對(duì)于較少股數(shù)的燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展特性已有了認(rèn)識(shí),但是對(duì)于在較大口徑的火炮中,進(jìn)一步增加燃?xì)馍淞鞴蓴?shù),氣液復(fù)雜的湍流摻混及Taylor空腔的穩(wěn)定擴(kuò)展特性仍不清楚。

    因此,本研究以整裝式液體發(fā)射藥火炮多點(diǎn)點(diǎn)火為背景,針對(duì)五級(jí)圓柱漸擴(kuò)型觀察室及圓柱型觀察室,開(kāi)展了多股燃?xì)馍淞髋c液體相互作用的實(shí)驗(yàn)研究,主要討論不同漸擴(kuò)型觀察室結(jié)構(gòu)對(duì)多股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展過(guò)程的影響以及不同的工作參數(shù)下多股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中的擴(kuò)展過(guò)程,通過(guò)分析實(shí)驗(yàn)結(jié)果找出合適的實(shí)驗(yàn)參數(shù),增強(qiáng)徑向擴(kuò)展,減小Helmholtz不穩(wěn)定性,從而使液體發(fā)射藥火炮的燃燒更加穩(wěn)定。

    2 實(shí)驗(yàn)裝置與原理

    圖1a是實(shí)驗(yàn)設(shè)備示意圖,實(shí)驗(yàn)裝置主要由電脈沖點(diǎn)火器、高壓燃燒室、多孔噴嘴、五級(jí)圓柱漸擴(kuò)型觀察室/圓柱型觀察室和高速攝影機(jī)等組成。圓柱漸擴(kuò)型觀察室由圓柱形的透明玻璃構(gòu)成,便于觀測(cè)記錄,如圖1b內(nèi)部是A型和B型觀察室的漸擴(kuò)型空腔示意圖,A型和B型結(jié)構(gòu)尺寸只有空腔的漸擴(kuò)臺(tái)階寬度不同,G型觀察室是一個(gè)圓柱體空腔,沒(méi)有漸擴(kuò)型臺(tái)階;三種觀察室底部連接著高壓燃燒室,噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1c所示,其中4個(gè)直噴孔周向分布,通過(guò)圓心的兩個(gè)噴孔中心間距為s。高壓燃燒室內(nèi)裝有速燃火藥,通過(guò)電點(diǎn)火的方式點(diǎn)燃火藥,產(chǎn)生高溫高壓燃?xì)?。?dāng)高溫高壓燃?xì)膺_(dá)到一定壓力值時(shí),沖破紫銅膜片,通過(guò)多孔噴嘴噴入到充滿液體的漸擴(kuò)型觀察室中。此時(shí),高壓燃?xì)忾_(kāi)始在液體工質(zhì)中擴(kuò)展,形成Taylor空腔,通過(guò)數(shù)字高速錄像系統(tǒng)記錄Taylor空腔的擴(kuò)展過(guò)程。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中,為了消除重力影響,將實(shí)驗(yàn)裝置豎直放置,即高壓燃?xì)舛嗫讎娮煜蛏蠂娚?,觀察室上端與大氣相連,實(shí)際出口位置處與彈丸底部連接,當(dāng)達(dá)到一定壓力后,推動(dòng)彈丸一起運(yùn)動(dòng);目前主要針對(duì)彈丸未啟動(dòng)前的靜態(tài)過(guò)程,討論其中的氣液湍流摻混特性,對(duì)影響射流擴(kuò)展穩(wěn)定性的因素進(jìn)行分析,分析結(jié)果可指導(dǎo)后期更為復(fù)雜的實(shí)際工作過(guò)程。在后期的研究中,將會(huì)逐步考慮更多的實(shí)際工作狀態(tài),并在將來(lái)加入燃燒進(jìn)行更深入的研究;水的流動(dòng)特性與液體發(fā)射藥相似,因此實(shí)驗(yàn)中以水作為模擬液體工質(zhì)。

    a. system test chart

    b. observation chamber structure c. nozzle chart

    圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

    Fig.1 Schematic diagrams of experimental device

    實(shí)驗(yàn)探討了多級(jí)圓柱漸擴(kuò)型觀察室的結(jié)構(gòu)參數(shù)、噴射壓力p、噴孔直徑d和噴孔中心間距s對(duì)多股燃?xì)馍淞鞯挠绊?。其中,不同觀察室的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示,D1~D5為觀察室內(nèi)每級(jí)臺(tái)階直徑,L1~L5為觀察室內(nèi)每級(jí)臺(tái)階高度,D為觀察室外直徑,L為觀察室總高度,三種觀察室的L相同,B型和G型的D相同,與A型不同,漸擴(kuò)比ΔD/L可以通過(guò)式(1)計(jì)算,由于G型觀察室沒(méi)有漸擴(kuò)型臺(tái)階,所以沒(méi)有ΔD/L;不同噴射壓力通過(guò)改變裝藥量和紫銅膜片厚度來(lái)實(shí)現(xiàn)。

    (1)

    表1 觀察室結(jié)構(gòu)尺寸

    Table 1 Observation chamber structure size

    typeD1/mmD2/mmD3/mmD4/mmD5/mmL1/mmL2/mmA40526476882020B40465258642020G64//////typeL3/mmL4/mmL5/mmL/mmD/mmΔD/LA202030129980.6B202030129740.3G///12974/

    3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

    3.1 四股燃?xì)馍淞髟谟^察室中的擴(kuò)展特性

    實(shí)驗(yàn)采用A型觀察室,即五級(jí)圓柱漸擴(kuò)型觀察室作為典型工況進(jìn)行分析。實(shí)驗(yàn)工況: 噴孔數(shù)為4個(gè),噴射壓力為9.18 MPa,噴孔直徑為1.4 mm,噴孔中心間距為20 mm。圖2為四股燃?xì)馍淞髟谝后w中擴(kuò)展過(guò)程的序列圖。在射流擴(kuò)展過(guò)程的序列圖中,射流擴(kuò)展區(qū)域與觀察室、充液區(qū)之間的顏色對(duì)比明顯,利用數(shù)字圖像處理技術(shù)中的邊緣檢測(cè)法,得到射流邊界處的像素點(diǎn)坐標(biāo),結(jié)合觀察室的尺寸,依次連接這些坐標(biāo)獲得不同時(shí)刻射流頭部的位置,如圖3所示,時(shí)間間隔為1 ms。

    由圖2和圖3可見(jiàn),四股燃?xì)鈴牟煌膰娍讎姵?,在液體工質(zhì)中形成四個(gè)Taylor空腔。由于噴孔的位置關(guān)系,中間一股燃?xì)鈱⑵湔蠓降牧硪还扇細(xì)庹趽踝。虼藞D2和圖3中只顯示出三股燃?xì)馍淞?。在t=1.0 ms時(shí),四股射流明顯分開(kāi),Taylor空腔邊界形狀比較規(guī)則,呈現(xiàn)出圓錐狀,射流的軸向擴(kuò)展速度很快,而徑向擴(kuò)展則較為緩慢。然而,由于采用漸擴(kuò)結(jié)構(gòu),觀察室的徑向直徑是逐級(jí)增大,此時(shí),Taylor空腔剛擴(kuò)展到徑向直徑較小的第一級(jí)臺(tái)階拐角處,因此射流能夠很快充滿觀察室第一級(jí),殘留在觀察室壁面處液體工質(zhì)較少,僅在四股射流之間還殘留部分的液體工質(zhì);在t=2.0 ms時(shí),四股射流已經(jīng)開(kāi)始交匯,且由于漸擴(kuò)臺(tái)階的誘導(dǎo)作用,增強(qiáng)了徑向湍流,在臺(tái)階處出現(xiàn)向擴(kuò)展,并且射流幾乎充滿了前兩級(jí)臺(tái)階空間,由此可知,當(dāng)射流擴(kuò)展到達(dá)觀察室出口時(shí),沒(méi)有殘留在觀察室壁面處的環(huán)形液體,因此不需要再通過(guò)氣液之間的Helmholtz不穩(wěn)定效應(yīng)使殘留的液體工質(zhì)參與到Taylor空腔的擴(kuò)展過(guò)程中,從而減弱了射流擴(kuò)展后期的Taylor空腔邊界的不穩(wěn)定性;t=3.0 ms時(shí),射流頭部已經(jīng)發(fā)展到第三級(jí)臺(tái)階,此時(shí)四股射流幾乎匯聚成了一股射流,并向前推進(jìn)。觀察圖2和圖3可以發(fā)現(xiàn),射流頭部較為穩(wěn)定,每當(dāng)射流發(fā)展到一個(gè)新臺(tái)階后,都能將前面的臺(tái)階充滿。對(duì)比莽珊珊等人[6-7]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn),四股燃?xì)馍淞飨鄬?duì)于單股而言,漸擴(kuò)型邊界對(duì)四股燃?xì)馍淞鞯膹较驍_動(dòng)更大,使四股燃?xì)馍淞骺梢愿斓財(cái)U(kuò)展到觀察室側(cè)壁,有利于射流的穩(wěn)定擴(kuò)展;對(duì)比薛曉春等[10-13]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn),四股燃?xì)馍淞鬏^雙股而言,能夠使氣液摻混更加充分,增大了射流頭部與液體工質(zhì)的接觸面積,使得氣液摻混更多在Taylor空腔表面進(jìn)行,并減少了滯留在觀察室壁面的液體工質(zhì),從而抑制了射流在整個(gè)擴(kuò)展過(guò)程中由于氣液速度差而導(dǎo)致的Helmholtz不穩(wěn)定效應(yīng)。

    圖2 四股燃?xì)馍淞髟贏型觀察室中的擴(kuò)展過(guò)程序列圖

    Fig.2 Sequence diagrams of the expansion process of four combustion-gas jet in A-type observation chamber

    圖3 A型觀察室中不同時(shí)刻射流頭部位置圖

    Fig.3 Jet head position diagram at different times in A-type observation chamber

    3.2 不同參數(shù)對(duì)四股燃?xì)馍淞髟谝后w工質(zhì)中擴(kuò)展特性的影響

    3.2.1漸擴(kuò)比對(duì)四股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展特性的影響

    圖4和圖5分別是采用B型和G型漸擴(kuò)觀察室時(shí),四股燃?xì)馍淞髟谝后w中擴(kuò)展過(guò)程的序列圖。其實(shí)驗(yàn)工況都與圖2相同。依照上述方法處理B型和G型觀察室中射流的擴(kuò)展序列圖,可以得到其射流頭部位置圖,如圖6所示。

    圖4 四股燃?xì)馍淞髟贐型觀察室中的擴(kuò)展過(guò)程序列圖

    Fig.4 Sequence diagrams of the expansion process of four combustion-gas jet in B-type observation chamber

    圖5 四股燃?xì)馍淞髟贕型觀察室中的擴(kuò)展過(guò)程序列圖

    Fig.5 Sequence diagrams of the expansion process of four combustion-gas jet in G-type observation chamber

    結(jié)合圖4和圖6a可以看出,對(duì)于B型觀察室,在t=1.0 ms時(shí),射流頭部到達(dá)了第二個(gè)臺(tái)階,并且射流基本填滿了第一個(gè)臺(tái)階;隨著時(shí)間的推移,射流頭部Taylor空腔不穩(wěn)定性開(kāi)始表現(xiàn)出來(lái),從t=2.0 ms開(kāi)始,由于Taylor空腔擴(kuò)展的不穩(wěn)定性,導(dǎo)致強(qiáng)烈的氣液交換,射流頭部呈現(xiàn)出不規(guī)則的形狀,隨著射流的發(fā)展,這種不穩(wěn)定性更加劇烈,在Taylor空腔和觀察室壁面之間形成Helmholtz不穩(wěn)定性氣液交界面,Taylor空腔呈現(xiàn)出尖錐狀,不利于射流的穩(wěn)定進(jìn)行,導(dǎo)致整裝式液體發(fā)射藥火炮內(nèi)彈道不穩(wěn)定。除了軸向擴(kuò)展速度外,本研究較為關(guān)心的還有Taylor空腔的徑向發(fā)展過(guò)程。Taylor空腔充分的徑向發(fā)展,可以減少觀察室側(cè)壁滯留的液體工質(zhì),防止Taylor空腔和觀察室側(cè)壁液體工質(zhì)形成較大的Helmholtz不穩(wěn)定性氣液交界面,避免因Helmholtz不穩(wěn)定性導(dǎo)致的液面隨機(jī)波動(dòng)性占主導(dǎo)。觀察圖5和圖6b可知,對(duì)于G型觀察室,在t=1.0 ms時(shí),四股射流剛從噴孔噴出,形成Taylor空腔,射流沿軸向擴(kuò)展較快,而沿徑向則擴(kuò)展緩慢;在t=2.0 ms時(shí),射流繼續(xù)擴(kuò)展,此時(shí),Taylor空腔與觀察室側(cè)壁之間還存在大量液體工質(zhì);在t=4.0 ms時(shí),Taylor空腔終于徑向擴(kuò)展到了觀察室側(cè)壁。由于缺少臺(tái)階的誘導(dǎo)作用,圓柱觀察室中射流徑向擴(kuò)展緩慢,導(dǎo)致噴孔周?chē)膫?cè)壁滯留了大量液體工質(zhì),只能通過(guò)Helmholtz不穩(wěn)定性與氣體相互作用,容易出現(xiàn)壓力第二峰值。

    a. B-type

    b. G-type

    圖6 不同觀察室結(jié)構(gòu)下的射流頭部位置序列圖

    Fig.6 Sequence diagrams of jet head position under different observation chambeers

    通過(guò)處理三種不同結(jié)構(gòu)的觀察室中射流軸向擴(kuò)展序列圖,計(jì)算得到射流軸向擴(kuò)展的位移對(duì)比圖如圖7a所示;根據(jù)處理圖像獲得的位移數(shù)據(jù)點(diǎn),采用一階指數(shù)衰減方程(2)擬合出射流軸向位移隨時(shí)間變化的規(guī)律,將方程(2)對(duì)時(shí)間進(jìn)行微分后得到方程(3),可以得到射流軸向擴(kuò)展速度隨時(shí)間的變化曲線,如圖7b所示,可見(jiàn)射流軸向擴(kuò)展速度均呈指數(shù)下降。

    a. axial displacement

    b. axial speed

    圖7 三種觀察室結(jié)構(gòu)中的射流軸向位移和軸向速度對(duì)比圖

    Fig.7 Comparison of the axial displacement and axial velocity of jet in three kinds of observation chamber structures

    S(t)=A0+A1e-t/A2

    (2)

    (3)

    式中,S(t)為射流的軸向擴(kuò)展位移,mm;V(t)為射流的軸向擴(kuò)展速度,m·s-1,二者都是時(shí)間的函數(shù);t為時(shí)間,ms;A0,A1和A2為實(shí)驗(yàn)常數(shù),射流軸向位移隨時(shí)間變化的擬合參數(shù),如表2所示。

    由圖7可見(jiàn),三種觀察室中四股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展規(guī)律基本相同。但B型觀察室中四股燃?xì)馍淞鞯妮S向位移明顯大于A型觀察室。通過(guò)表1可以得知A型觀察室的漸擴(kuò)比ΔD/L=0.6,而B(niǎo)型觀察室的漸擴(kuò)比為ΔD/L=0.3,由圖7a位移數(shù)據(jù)計(jì)算可得,當(dāng)漸擴(kuò)比ΔD/L從0.3增加到0.6,t=5 ms射流軸向位移減小了10.8%,由此可以發(fā)現(xiàn),觀察室的漸擴(kuò)比越大,臺(tái)階的誘導(dǎo)作用越強(qiáng),四股燃?xì)馍淞餮剌S向擴(kuò)展越慢,氣液的湍流摻混強(qiáng)度越小,射流頭部發(fā)展越規(guī)則,且由于徑向擾動(dòng)增大,有利于射流的徑向發(fā)展。而G型觀察室中,射流的軸向擴(kuò)展速度在初期較慢,但隨著時(shí)間的推移,由于G型觀察室中射流缺少?gòu)较虻募s束作用,因此在t=1 ms后,G型觀察室的軸向位移和軸向速度都略大于A型觀察室,說(shuō)明漸擴(kuò)比大的A型觀察室,能在一定程度上減慢軸向速度,通過(guò)結(jié)合圖3和圖6中兩股射流擴(kuò)展特性可以看出,在G型觀察室中,燃?xì)馍淞鞒跗冢淞餮剌S向擴(kuò)展較快,沿徑向擴(kuò)展緩慢,無(wú)法快速擴(kuò)展到觀察室側(cè)壁。而A型觀察室中,射流總能較快到達(dá)壁面,而且射流頭部比較平滑,Taylor空腔發(fā)展較穩(wěn)定,有利于整裝式液體發(fā)射藥火炮中燃燒的穩(wěn)定進(jìn)行。通過(guò)上述分析可以發(fā)現(xiàn),四股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展過(guò)程在A型觀察室中更加穩(wěn)定,因此,僅在A型觀察室中進(jìn)行不同噴孔中心間距、不同噴孔壓力和不同噴孔直徑的實(shí)驗(yàn)。

    表2 射流軸向位移、速度隨時(shí)間變化的擬合參數(shù)

    Table 2 Fitting parameters of variation in axial displacement and velocity of Jet with time

    typeA0A1A2A105.3-103.83.4B150.8-146.75.4G111.4-109.03.5

    3.2.2不同噴孔中心間距對(duì)四股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展特性的影響

    采用三種不同的噴孔中心間距s(16,20,24 mm)在A型觀察室中進(jìn)行實(shí)驗(yàn),實(shí)驗(yàn)工況: 噴孔壓力為9.18 MPa,噴孔直徑為0.8 mm,噴孔數(shù)為4個(gè);圖8為不同噴孔間距的擴(kuò)展序列圖。其軸向位移如圖9所示。當(dāng)噴孔中心間距較小時(shí),如圖8a所示,由于四股射流在擴(kuò)展過(guò)程中間距小,所以較早的開(kāi)始相互卷吸和干擾,并較早的匯聚成一股射流,協(xié)同向前擴(kuò)展,此時(shí)與單股射流的相似,因此相同時(shí)刻軸向位移較大;當(dāng)噴孔中心間距逐漸增大時(shí),如圖8b所示,四股射流在擴(kuò)展過(guò)程中離觀察室的邊界較近,受到漸擴(kuò)臺(tái)階的誘導(dǎo)作用,四股射流徑向擾動(dòng)增強(qiáng),從而相對(duì)減弱了射流的軸向擴(kuò)展速度。因此四股射流匯聚的較晚,軸向位移較?。划?dāng)噴孔中心間距繼續(xù)增大時(shí),結(jié)合圖8c和圖9可以看出,軸向位移減小幅度沒(méi)有那么明顯。通過(guò)圖9位移數(shù)據(jù)計(jì)算可得,當(dāng)噴孔中心間距從16 mm增大到20 mm時(shí),t=5 ms射流軸向位移減小了20.6%,當(dāng)噴孔中心間距從20 mm增大到24 mm時(shí),t=5 ms射流軸向位移僅減小了9.1%。因此適當(dāng)增大噴孔間距,可以減小軸向位移,使射流徑向擴(kuò)展更加充分。通過(guò)上述分析可知,噴孔中心間距為20 mm更有利于四股射流擴(kuò)展過(guò)程的穩(wěn)定。

    a. spray hole spacing (s=16 mm)

    b. spray hole spacing (s=20 mm)

    c. spray hole spacing (s=24 mm)

    圖8 不同噴孔中心間距的射流軸向擴(kuò)展序列圖

    Fig.8 Axial expansion sequence diagrams of jet with different nozzle center spacing

    圖9 采用不同噴孔中心間距的射流軸向位移對(duì)比圖

    Fig. 9 Comparison of the axial displacement of jet with different nozzle center spacing

    3.2.3不同噴射壓力和噴孔直徑對(duì)四股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展特性的影響

    圖10a為A型觀察室,采用不同的噴射壓力p(9.18,15.30,18.36,24.48 MPa)時(shí)的軸向位移對(duì)比圖,其他實(shí)驗(yàn)工況與圖2相同。為了觀察不同噴孔直徑對(duì)四股燃?xì)馍淞鲾U(kuò)展特性的影響,在A型觀察室中又分別采用了直徑d為0.8 mm、1.4 mm和2.0 mm的噴孔進(jìn)行了實(shí)驗(yàn),通過(guò)處理射流頭部的輪廓圖,得到射流頭部軸向圖,如圖10b所示,其他實(shí)驗(yàn)工況與圖2相同。通過(guò)圖10可知: 隨著壓力的增大,燃?xì)馍淞鲝?qiáng)度增大,軸向擴(kuò)展位移迅速增大,軸向擴(kuò)展速度也會(huì)迅速增大,由圖10a數(shù)據(jù)計(jì)算可得,t=4 ms時(shí)刻,壓力從9.18 MPa增大到15.30 MPa,射流軸向位移增加了20.9%,壓力從15.30 MPa增大到18.36 MPa,射流軸向位移增加了18.2%;從圖10a中可以看出,18.36 MPa和24.48 MPa兩個(gè)工況的射流軸向位移十分接近,射流軸向位移僅增加了2.2%,由此可以推測(cè),壓力增大到一定值后,再繼續(xù)增大壓力,不會(huì)對(duì)射流軸向位移產(chǎn)生影響;隨著噴孔直徑的增加,Taylor空腔體積增加,燃?xì)馍淞鬏S向位移增大,射流頭部擴(kuò)展速度變快,由圖10b數(shù)據(jù)計(jì)算可得,t=5 ms時(shí)刻,噴孔直徑從0.8 mm增大到1.4 mm,射流軸向位移增加了7.7%,噴孔直徑從1.4 mm增大到2.0 mm,射流軸向位移增加了24.1%,由此可以看出,當(dāng)噴孔直徑較小時(shí),增大噴孔直徑對(duì)射流軸向位移影響不明顯,當(dāng)噴孔直徑增大到一定程度后,繼續(xù)增大噴孔直徑,會(huì)明顯增加對(duì)射流軸向位移。由此可以推測(cè),采用點(diǎn)火燃?xì)馍淞鼽c(diǎn)燃液體藥時(shí),較大的點(diǎn)火噴射壓力和噴孔直徑都會(huì)增大射流強(qiáng)度,使液體藥破碎成大量的小液滴群,實(shí)現(xiàn)液體藥的充分燃燒,但強(qiáng)烈的氣液摻混又會(huì)引起內(nèi)彈道過(guò)程極大的不穩(wěn)定性,增加燃燒面的隨機(jī)性,不利于燃燒的穩(wěn)定性,因此,選擇點(diǎn)火噴射壓力為9.18 MPa和噴孔直徑1.4 mm可以在射流擴(kuò)展過(guò)程相對(duì)穩(wěn)定的同時(shí)使液體藥燃燒更加充分。

    a. different pressure

    b. different nozzle diameter

    圖10 多參數(shù)變化下射流軸向位移的對(duì)比

    Fig.10 Comparison of the axial displacement of jet under multi - parameter variation

    4 結(jié) 論

    (1) 對(duì)于整裝式液體發(fā)射藥燃燒過(guò)程的不穩(wěn)定性,可以采用多級(jí)漸擴(kuò)型臺(tái)階使射流擴(kuò)展過(guò)程更加穩(wěn)定。多級(jí)漸擴(kuò)型結(jié)構(gòu)由于臺(tái)階的誘導(dǎo)作用,對(duì)燃?xì)馍淞鞯膹较驍_動(dòng)較大,能使射流在擴(kuò)展過(guò)程中,較快充滿整個(gè)邊界。四股燃?xì)馍淞鬏^雙股或單股射流而言,增大了射流頭部氣體與液體工質(zhì)的接觸面積,使氣液摻混更多的發(fā)生在Taylor空腔表面,減少了殘留在觀察室側(cè)壁的液體工質(zhì),抑制了Helmholtz的不穩(wěn)定效應(yīng),有利于燃燒的穩(wěn)定進(jìn)行。

    (2) 觀察室的漸擴(kuò)比ΔD/L越大,射流軸向位移越小,擴(kuò)展過(guò)程越穩(wěn)定,當(dāng)漸擴(kuò)比ΔD/L從0.3增加到0.6,t=5 ms射流軸向位移減小了10.8%;隨著噴射壓力的增大,軸向位移也會(huì)隨之增大,射流頭部發(fā)展越不穩(wěn)定,壓力從9.18 MPa增大到15.30 MPa,t=4 ms射流軸向位移增加了20.9%;噴孔直徑越大,軸向位移越大,當(dāng)噴孔直徑從1.4 mm增大到2.0 mm,t=5 ms射流軸向位移增加了24.1%;噴孔中心間距越大,沿徑向發(fā)展越快,沿軸向擴(kuò)展越慢,當(dāng)噴孔中心間距從16 mm增大到20 mm時(shí),t=5 ms射流軸向位移減小了20.6%。

    (3) 實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,采用A型觀察室結(jié)構(gòu),選擇噴射壓力9.18 MPa、噴孔直徑1.4 mm、噴孔中心間距20 mm,可以實(shí)現(xiàn)對(duì)射流擴(kuò)展形態(tài)的有效控制,從而改善氣液摻混過(guò)程。

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