趙嘉俊, 余永剛

(南京理工大學能源與動力工程學院， 江蘇 南京 210094)

1 引 言

應(yīng)用超空泡減阻技術(shù)，水下航行體的速度可突破70 m·s-1的限制，達到100 m·s-1或更高[1-2]。水下槍械的發(fā)射是種典型的超空泡武器發(fā)射過程，點火后，彈體推動前端的水柱運動，水柱附加質(zhì)量在降低彈體出管速度的同時增大膛壓，易造成炸膛的危險，因此需探索一種新型水下發(fā)射方式。

水下氣體射流存在于各工業(yè)流程中，如直接接觸冷凝過程[3-4]，冶金工業(yè)氧化過程[5]，水下推進過程[6-7]等。2006年，戴振卿等[8]實驗研究了水下氣體射流在音速和超音速工況下的射流流場特性，認為激波結(jié)構(gòu)會增強射流在噴嘴附近的脈動強度。2010年，施紅輝等[9]對射流存在的回擊現(xiàn)象進行分析，將回擊現(xiàn)象解釋為激波反饋現(xiàn)象。2013年，Weiland等[10]的實驗結(jié)果表明，射流的夾斷現(xiàn)象的發(fā)生是由于流向速度的波動達到最大值。2014年，Harby等[11]通過實驗研究，認為射流的夾斷發(fā)生位置與弗勞德數(shù)呈現(xiàn)對數(shù)關(guān)系。以上重點研究持續(xù)射流在液體環(huán)境中伴隨的回擊和夾斷等特征，而在水下推進系統(tǒng)中，需要重點分析氣體射流噴入液體環(huán)境與液體相互作用的過程。2009年，Linck等[7]比較三種噴嘴對水下射流發(fā)展過程的影響，認為噴嘴內(nèi)部結(jié)構(gòu)對水下射流穩(wěn)定性的影響很小，噴嘴處壓降是影響氣液相互作用的主要因素。2011年，Arghode等[12]的實驗結(jié)果表明，氣體射流的不穩(wěn)定性與噴嘴出口形狀無關(guān)。2013年，Xue等[13]研究階梯型液室內(nèi)雙股氣體射流擴展的過程，階梯形狀邊界削弱了射流的Kelvin-Helmholtz不穩(wěn)定性，同時促進了射流進行徑向擴展?，F(xiàn)有文獻對燃氣射流在液體環(huán)境中發(fā)展過程的研究主要集中于單股、雙股射流，而對于多股射流與液體工質(zhì)相互作用的研究還很少。

本研究基于水下武器發(fā)射的工程背景，提出一種燃氣實時排水的新思路，通過彈體上細小通道將彈體后端藥室內(nèi)的高壓燃氣導入前端形成空氣腔，避免彈體直接推動水柱而引起的膛壓陡升，降低炸膛的風險。為分析這種水下發(fā)射的原理，需研究多股燃氣射流與水的相互作用問題。通過自主設(shè)計的實驗裝置開展實驗研究，分析錐形多股火藥燃氣射流在液體工質(zhì)中的擴展特性，包括: 多個泰勒空腔的擴展及聚并規(guī)律，受限空間內(nèi)燃氣射流特征參數(shù)變化對其發(fā)展過程的影響等。

2 實驗裝置與原理

自主設(shè)計的多股火藥燃氣射流與液體工質(zhì)相互作用的模擬實驗裝置如圖1所示，它主要由高壓燃燒室、噴嘴組件和透明觀察室三個部分組成。實驗選用速燃火藥作為氣源，放置在高壓燃燒室中，高壓燃燒室通過連接件連接透明觀察室，透明觀察室連接大氣環(huán)境。具體實驗流程為: 首先用脈沖電點火裝置對火藥進行電點火，火藥迅速燃燒，燃燒室壓力上升，當高壓燃燒室的壓力達到密封銅片最大承壓值時，銅片被剪切，高溫高壓燃氣經(jīng)過噴嘴的流道從多個噴孔噴出，在受限水中形成多股燃氣射流。噴嘴頭部開有5個噴孔(直徑見表1)，圖2是噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖，中心處有1個噴孔，側(cè)面平均分布4個噴孔，中心噴孔與側(cè)面噴孔的水平距離為9.5 mm，側(cè)面噴孔方向與水平方向成45°夾角。為比較噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對多股射流擴展特性的影響，加工3種不同型號的噴嘴，其結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。實驗中，透明觀察室內(nèi)徑為55 mm，觀察室頂部到噴嘴頂部的距離為127 mm。

實驗中多股燃氣射流與液體工質(zhì)相互作用的過程通過高速錄像系統(tǒng)進行記錄，拍攝頻率均為4000幅/s。為了在實驗的過程中清楚完整記錄多股射流的擴展形態(tài)，通過構(gòu)建鏡像來實時同步記錄兩個方向的射流擴展形態(tài)，圖3是其光路原理圖。實驗結(jié)果表明，從兩個方向能較好地記錄中心噴孔射流和側(cè)面噴孔射流各自的擴展形態(tài)。

圖1 實驗裝置原理圖

Fig.1 Schematic of experimental device

圖2 噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.2 Structure of Nozzle

圖3 光路原理圖

Fig.3 Schematic of optical path

表1 噴嘴的結(jié)構(gòu)參數(shù)

Table 1 Parameters of the nozzle

nozzlediameter/mmcentralorificelateralorificeA 2 2B 3 2C 3 3

3 實驗結(jié)果與分析

3.1 典型工況下射流擴展特性分析

圖4是A型噴嘴5股火藥燃氣射流噴入液體工質(zhì)的擴展形態(tài)，破膜噴射壓力為10.8 MPa。由圖4可見，高溫高壓的火藥燃氣從不同噴孔噴出，在液體工質(zhì)中形成5個Taylor空腔。由于壁面的存在，與水平方向成45°的側(cè)孔射流在擴展過程中撞擊壁面，側(cè)孔射流的擴展方向與形態(tài)將發(fā)生改變。以側(cè)孔射流撞擊壁面的時刻為分界點，將燃氣射流在受限液體工質(zhì)中的擴展過程分兩個階段: 第一階段是射流初期發(fā)展階段(側(cè)孔射流撞擊壁面前)，第二階段為射流貼壁擴展階段(側(cè)孔射流撞擊壁面后)。結(jié)合圖4b中0.75 ms與1 ms的結(jié)果，側(cè)孔射流頭部形狀在兩幅圖中有明顯差異，表明側(cè)孔射流在0.75 ms到1 ms之間撞擊壁面，因此圖4a，圖4b中1 ms前為射流初期發(fā)展階段。該階段，燃氣從不同噴孔噴出，在液體工質(zhì)中形成5個Taylor空腔，初始Taylor空腔為圓柱形，隨著后續(xù)火藥燃氣補充逐漸擴展，中心Taylor空腔沿豎直方向擴展，側(cè)面Taylor空腔的擴展方向與水平成45°角，由于Kelvin-Helmholtz不穩(wěn)定性，形成的5個Taylor空腔表面均有褶皺。該階段的特點是，火藥燃氣形成的5個Taylor空腔無直接接觸，Taylor空腔沿各自噴孔方向擴展，中心Taylor空腔的發(fā)展過程與文獻[14]所記錄的單股射流初期發(fā)展過程相似，該階段占實驗觀察時間的13%左右，沒有觀察到明顯的氣液卷吸作用，燃氣射流與液體工質(zhì)相互作用相對較弱。圖4中1 ms后為相應(yīng)的射流貼壁擴展階段，由圖4a可直接觀察該階段中心射流頭部的擴展過程。在2.75 ms時，中心射流頭部出現(xiàn)一個突起，在4.75 ms時刻觀察到尖刺，隨著中心射流擴展，湍流不穩(wěn)定性增強使氣液摻混程度增大，從而中心射流頭部變化程度相比上階段劇烈。結(jié)合圖4a和圖4b，可觀察側(cè)孔射流撞壁及貼壁擴展的過程，側(cè)孔射流撞擊壁面后，Taylor空腔頭部發(fā)生變形，從觀察室外可觀察到一個橢圓形的貼壁空腔，隨后空腔沿壁面進行縱向和橫向擴展。由圖4a中可見，相鄰的兩股側(cè)孔射流在形成貼壁橢圓形空腔后，在3.75 ms左右開始匯聚，由于相鄰空腔間的相互吸引，湍流不穩(wěn)定性和卷吸作用均增強。相鄰Taylor空腔匯聚后，不同股側(cè)孔射流成為一個整體，射流間的相互作用轉(zhuǎn)變?yōu)檎w內(nèi)部的作用。總結(jié)該階段的特點，中心射流湍流程度的增大，增強氣液卷吸現(xiàn)象，Taylor空腔頭部形狀變化程度較上階段劇烈，與文獻[14]所記錄的單股射流發(fā)展有明顯不同。側(cè)孔射流撞擊壁面后迅速發(fā)展為貼壁射流，不同股側(cè)孔射流在3.75 ms左右進行匯聚，撞壁和匯聚過程增強湍流不穩(wěn)定性和卷吸作用，匯聚后的側(cè)孔射流和中心射流共同作用，繼續(xù)推動水柱向上運動。

a. results of direction A

b. results of direction B

圖4 5股射流擴展的時間序列圖(破膜噴射壓力10.8 MPa)

Fig.4 The expansion process of 5 combustion gas jets in liquid(injection pressure 10.8 MPa)

3.2 噴射壓力對燃氣射流與液體工質(zhì)相互作用的影響

圖5是A型噴嘴5股火藥燃氣射流在液體工質(zhì)中的擴展序列圖，破膜噴射壓力為28.8 MPa。相比噴射壓力為10.8 MPa的工況，火藥燃氣射流形成的Taylor空腔在液體工質(zhì)中的擴展距離有顯著增加，燃氣射流擴展過程中的氣液卷吸程度增大。噴射壓力增大，提高Taylor空腔的擴展速度，從而28.8 MPa工況下側(cè)孔射流撞壁時刻較10.8 MPa工況提前0.25 ms。在射流貼壁擴展階段，側(cè)孔射流有撞擊壁面和匯聚兩個現(xiàn)象，噴射壓力越高，側(cè)孔射流所攜帶能量就越大，壁面所承受的沖擊壓力相應(yīng)增大，從而沖擊區(qū)域內(nèi)湍流不穩(wěn)定性增強。此外，提高噴射壓力對不同股側(cè)孔射流的貼壁擴展有加速作用，相比10.8 MPa工況，噴射壓力為28.8 MPa時，相鄰側(cè)孔射流開始匯聚的時間為3 ms，提前0.75 ms。

實驗從兩個方向記錄射流的擴展形態(tài)，獲得多個側(cè)孔射流的位移數(shù)據(jù)，采用均值方法對其進行處理，通過擬合曲線再求導的方式得到其速度變化曲線，部分實驗數(shù)據(jù)處理見表2，其余工況均采用同樣方式處理。圖6是不同破膜噴射壓力下，A型噴嘴中心射流和側(cè)孔射流頭部的擴展速度圖，速度方向豎直向上，這是由于側(cè)孔射流撞壁前的數(shù)據(jù)點較少，因而將分析重點放在側(cè)孔射流撞壁后。由圖6a可見，噴射壓力由10.8 MPa上升到28.8 MPa，A型噴嘴中心射流的最大速度由20.75 m·s-1增加到26.63 m·s-1，提高28%。由圖6b可見，噴射壓力由10.8 MPa上升到28.8 MPa，側(cè)孔射流的最大速度由16.02 m·s-1增大到22.43 m·s-1，速度提高40%。增大噴射壓力，中心射流與側(cè)孔射流的最大擴展速度增大。

火藥燃氣在液體工質(zhì)中形成Taylor空腔后，受到靜止液體的慣性作用，空腔的擴展速度逐漸下降。在10.8 MPa和28.8 MPa兩種工況下，0 ms到5.75 ms時間內(nèi)，A型噴嘴中心射流的擴展速度分別下降42%和38%，在0.75 ms到4.5 ms時間內(nèi)，A型噴嘴側(cè)孔射流的擴展速度分別下降28%和23%。不同噴射壓力下，同一噴孔所形成的燃氣射流速度變化趨勢相同，表明噴射壓力對燃氣射流速度變化趨勢影響不大。

圖5 A型噴嘴射流擴展的時間序列圖(破膜噴射壓力28.8 MPa)

Fig.5 The expansion process of gas jets in liquid of nozzle A(injection pressure 28.8 MPa)

表2 實驗數(shù)據(jù)(噴射壓力為10.8 MPa)

Table 2 Experimental data (p=10.8 MPa)

time/mslateralorifice1/mmlateralorifice2/mmlateralorifice3/mmlateralorifice4/mmaverage/mm0．513．2713．1313．8113．2713．37122．2822．3822．0222．4522．281．533．1631．1934．3831．9932．68243．0840．1141．6741．8941．602．549．0246．4146．9949．2147．91354．8451．2953．5355．7453．853．560．6456．9358．2963．0959．79468．3764．0164．5370．4566．844．576．3570．1669．7576．3973．16581．2075．2576．0182．4778．735．586．6782．2280．3989．4184．67

a. central jetb. lateral jet

圖6 不同噴射壓力下射流擴展的速度圖(A型噴嘴)

Fig.6 Expansion speed of jet under different injection pressure(nozzle A)

3.3 噴孔直徑對燃氣射流與液體工質(zhì)相互作用的影響

3.3.1 增大中心噴孔直徑對燃氣射流擴展速度的影響

圖7是不同中心噴孔直徑的噴嘴形成的中心射流和側(cè)孔射流在液體工質(zhì)中擴展的速度圖，速度方向豎直向上，破膜噴射壓力為10.8 MPa，為保持側(cè)面噴孔直徑不變，選用A型噴嘴與B型噴嘴進行比較。由圖7a可見，相同噴射壓力下，中心噴孔直徑從2 mm增大到3 mm，中心射流的最大速度從20.75 m·s-1提高到26.86 m·s-1，增大29%。在射流發(fā)展過程中，B型噴嘴中心噴孔直徑較A型噴嘴大，受到液體工質(zhì)的阻礙也相對大，故中心射流的速度下降趨勢較A型噴嘴明顯，射流擴展到6.5 ms時，兩種型號噴嘴的中心射流速度相差不大，預(yù)計再經(jīng)過一段時間，B型噴嘴中心射流的速度將小于A型噴嘴中心射流的擴展速度。增大中心噴孔直徑，側(cè)孔射流的擴展速度由于耦合作用也發(fā)生改變，由圖7(b)可見，側(cè)孔射流最大擴展速度由16.02 m·s-1增大到20.23 m·s-1，增大26%，側(cè)孔射流同樣受到靜止液體工質(zhì)的作用而減速，由圖可見，B型噴嘴側(cè)孔射流速度下降要快，并在4 ms后低于A型噴嘴側(cè)孔射流的擴展速度。0～6.5 ms，A型與B型噴嘴的中心射流擴展速度分別下降46%與57%，0.75～6.5 ms，A型與B型噴嘴的側(cè)孔射流的擴展速度分別下降31%與55%。同一噴射壓力下，中心噴孔直徑越大，其燃氣射流的最大速度越大，速度下降趨勢也越大。

a. central jetb. lateral jet

圖7 不同噴嘴型號下射流擴展的速度圖(破膜噴射壓力10.8 MPa)

Fig.7 Expansion speed of jet under different nozzle(injection pressure 10.8 MPa)

3.3.2 增大側(cè)噴孔直徑對燃氣射流擴展速度的影響

圖8是不同側(cè)噴孔直徑的噴嘴形成的中心射流和側(cè)孔射流在液體工質(zhì)中擴展的速度圖，速度方向豎直向上，破膜噴射壓力為28.8 MPa，選用B型噴嘴與C型噴嘴進行比較。由圖8a可見，噴射壓力為28.8 MPa時，增大側(cè)面噴孔直徑，中心射流的擴展速度僅增大4%。由圖8b可見，在射流擴展過程中，雖然C型噴嘴側(cè)孔射流速度處于B型噴嘴的上方，但兩種情況下側(cè)孔射流速度差異并不大。在射流擴展過程中，受到靜止液體工質(zhì)的作用，燃氣射流的擴展速度降低，0～4.25 ms，B型噴嘴與C型噴嘴中心射流的擴展速度均降低50%，0.75～4.25 ms，B型噴嘴與C型噴嘴側(cè)孔射流的擴展速度分別下降38%與35%?？梢娡粐娚鋲毫ο?，B型噴嘴與C型噴嘴的燃氣射流擴展速度相差不大，表明增大側(cè)面噴孔的直徑對燃氣射流的擴展速度影響較小。

a. central jetb. lateral jet

圖8 不同噴嘴型號下射流擴展的速度圖(破膜噴射壓力28.8 MPa)

Fig.8 Expansion speed of jet under different nozzle(injection pressure 28.8 MPa)

4 結(jié) 論

在本研究的實驗工況下，通過對5股燃氣射流擴展特征的分析可得出以下結(jié)論:

(1)互成夾角的多股燃氣射流與受限水相互作用的過程分為兩個階段: 射流初期發(fā)展階段和射流貼壁擴展階段。射流初期發(fā)展階段，燃氣形成的5股射流無直接接觸，沿各自噴孔方向進行擴展，中心射流的擴展形態(tài)與單股射流擴展類似。射流貼壁擴展階段，中心射流湍流強度增大，增強氣液卷吸作用，頭部形狀變化程度較上階段劇烈，側(cè)孔射流撞擊壁面后迅速發(fā)展為貼壁射流，不同股側(cè)孔射流在3.75ms左右進行匯聚，撞壁和匯聚過程增強燃氣射流的湍流不穩(wěn)定性和氣液卷吸程度，匯聚后的側(cè)孔射流和中心射流共同作用，繼續(xù)推動水柱向上運動。

(2)相同噴孔直徑下，提高噴射壓力，火藥燃氣射流在液體工質(zhì)中的擴展速度提高，湍流不穩(wěn)定性增強，氣液卷吸程度增強。壓力從10.8 MPa上升到28.8 MPa，A型噴嘴中心射流的擴展速度增大28%，側(cè)孔射流的擴展速度增大40%。

(3)相同噴射壓力下，增大中心噴孔的直徑，中心射流與側(cè)孔射流的最大擴展速度增大，速度的下降趨勢也增大。中心射流的最大擴展速度增大29%，速度的下降趨勢增大11%，側(cè)孔射流的最大擴展速度增大26%，速度下降趨勢增大24%。增大側(cè)噴孔的直徑，對燃氣射流的擴展速度影響較小。

參考文獻:

[1] Savchenko Y. Supercavitation-problems and perspectives[C]∥Fourth International Symposium on Cavitation, Pasadena CA USA, 2001.

[2] Nesteruk I. Drag reduction for high-speed underwater vehicles[C]∥7th International Symposium on Cavitation, Ann Arbor Michigan USA, 2009.

[3] Wu X, Yan J, Li W, et al. Experimental investigation of over-expanded supersonic steam jet submerged in quiescent water[J].ExperimentalThermalandFluidScience, 2010, 34(1): 10-19.

[4] Qiu B, Tang S, Yan J, et al. Experimental investigation on pressure oscillations caused by direct contact condensation of sonic steam jet[J].ExperimentalThermalandFluidScience, 2014, 52: 270-277.

[5] Dahikar S K, Joshi J B, Shah M S, et al. Experimental and computational fluid dynamic study of reacting gas jet in liquid: Flow pattern and heat transfer[J].ChemicalEngineeringScience, 2010, 65(2): 827-849.

[6] Linck M B, Gupta A K, Bourhis G, et al. Combustion characteristics of pressurized swirling spray flame and unsteady two-phase exhaust jet[R].AIAA 2006-377, 2006.

[7] Linck M B, Gupta A K, Yu K. Submerged combustion and two-phase exhaust jet instabilities[J].JournalofPropulsionandPower, 2009, 25(2): 522-532.

[8] Dai Z, Wang B, Qi L, et al. Experimental study on hydrodynamic behaviors of high-speed gas jets in still water[J].ActaMechanicaSinica, 2006, 22(5): 443-448.

[9] Shi H, Wang B, Dai Z. Research on the mechanics of underwater supersonic gas jets[J].ScienceChinaPhysics,Mechanics&Astronomy, 2010, 53(3): 527-535.

[10] Weiland C, Vlachos P P. Round gas jets submerged in water[J].InternationalJournalofMultiphaseFlow, 2013, 48: 46-57.

[12] Arghode V K, Gupta A K. Jet characteristics from a submerged combustion system[J].AppliedEnergy, 2011, 89(1): 246-253.

[13] Xue X, Yu Y, Zhang Q. Study on expansion characteristic of twin combustion gas jets in five-stage cylindrical stepped-wall observation chamber[J].Flow,TurbulenceandCombustion, 2013, 91(1): 139-155.

[14] 施紅輝，汪劍鋒，陳帥，等. 水下超聲速氣體射流初期流場特性的實驗研究[J]. 中國科學技術(shù)大學學報, 2014, 44(3): 233-237.

SHI Hong-hui, WANG Jian-feng, CHEN Shuai, et al. Experimental study on flow characteristics at the initial injection stage of underwater supersonic gas jets[J].JournalofUniversityofScienceandTechnologyofChina, 2014, 44(3): 233-237.