郭保全，黃 通，丁 寧，欒成龍，張 彤

(1.中北大學 機電工程學院，山西 太原 030051；2.中北大學 軍民融合協(xié)同創(chuàng)新研究院，山西 太原 030051；3.中北大學 儀器與電子學院，山西 太原 030051)

為了適應現代城市巷戰(zhàn)的戰(zhàn)場需求，實現對坦克、裝甲車輛和軍事堡壘設施的有效打擊，單兵筒式武器作為重型火力的補充，具有質量小、機動性高、便于操作等優(yōu)點，能夠快速有效地執(zhí)行各種反導、反裝甲和摧毀敵方防御工事的軍事任務[1]。因此，近年來得到了相關學者的廣泛關注[2-3]。

單兵筒式武器主要是利用火藥燃氣向后噴射來減少發(fā)射時產生的后坐力，具有結構簡單、質量小、攜帶方便等優(yōu)點。但它在發(fā)射過程中也存在著高沖擊波、高噪聲、強尾焰的缺點，不利于隱藏以及實現在“有限空間射擊”的技術要求[4-5]。針對單兵筒式武器在發(fā)射過程中存在高噪聲、強尾焰等問 題，相關學者提出了在發(fā)射筒尾部增加一段液柱平衡體，在發(fā)射過程中，通過火藥燃氣和液柱平衡體的相互作用，使液體霧化吸收一部份燃氣熱能，以此來降低射流場的溫度，來實現對無后坐力炮的消焰、消噪聲[6]。

液柱平衡體在發(fā)射筒中運動，對發(fā)射筒的影響主要體現在作用于筒壁上的粘滯阻力，為了探究火藥燃氣射流在變截面管道內與液體工質作用對管道穩(wěn)定性的影響，筆者以某型單兵筒式武器為研究對象，對燃氣射流作用下液體工質的運動特性進行研究，重點研究了燃氣射流作用下液體工質的流場特性和粘滯阻力特性，討論分析管道結構參數和液體工質性能參數對管道穩(wěn)定性的影響，研究結果可以為液體平衡體的應用工作提供依據。

1 基本原理

噴管是單兵筒式武器尾部的重要組成部件，液柱平衡體主要放置在噴管前端的平直段內，通過隔板與發(fā)射藥分開。在發(fā)射過程中，火藥燃氣沖破隔板開始作用在液柱平衡體上，與液柱平衡體產生相互作用并推動其向后運動。在液柱平衡體運動過程中，由于噴管結構特性的影響，液柱平衡體的運動可以分為3個階段:平直段，收斂段和擴張段。如圖1所示，液態(tài)平衡體對筒壁的作用力主要表現為粘滯阻力，該力在射擊過程中通過發(fā)射筒傳遞到操作人員身上，對射擊穩(wěn)定性產生一定的影響。

為簡化計算模型，針對燃氣射流作用過程，采用如下簡化假設：

1)假設燃氣為理想氣體，計算過程中不考慮燃氣組成成份。

2)假設隔板受擠壓后直接破碎，忽略破碎過程和破碎形狀的影響。

3)采用k-ε湍流模型描述燃氣射流作用過程中氣液兩相的湍流摻混。

2 阻力特性分析

2.1 模型的建立

以某型82 mm單兵筒式武器噴管為研究對象，建立仿真模型計算區(qū)域,如圖2所示，已知其藥室部半徑為46 mm，尾噴管喉部半徑為34 mm，尾噴管出口部半徑為70 mm，收斂部長度為33 mm，喉部長度為10 mm，擴張部長度為210 mm，液柱平衡體長度為50 mm.

圖2中，區(qū)域1為單兵筒式武器尾部噴管的計算域，區(qū)域2為羽流的計算域，陰影部分為液體標識區(qū)。ab為燃氣射流入口，定義為壓力入口邊界，入口壓力變化如圖3所示；ac和bd為簡化的噴管無厚度壁面，定義為絕熱壁面；efg和hmn為外流場入口，定義為壓力遠場邊界；ec、hd和gh為羽流流場出口，定義為壓力出口邊界。

2.2 射流作用過程

單兵筒式武器發(fā)射時，隨著火藥的燃燒，膛內壓力增大，火藥燃氣推動彈丸向前運動，部分火藥燃氣向后作用，沖破隔板作用在液柱平衡體上，在與液柱平衡體產生摻混的同時推動液柱平衡體向后運動，實現發(fā)射過程中的動量平衡。

液體工質變化如表1所示。

表1 液體工質變化圖

隨著燃氣射流的開始作用，液柱平衡體由于粘滯靜阻力的限制，不產生移動，燃氣射流與液柱平衡體的工質開始發(fā)生摻混，隨著燃氣壓力的繼續(xù)上升，液柱平衡體開始產生移動，氣液混合相的體積逐漸增多；當液柱平衡體運動到收斂段時，液柱平衡體內部液體運動速度加快，通過收斂段的液態(tài)工質和氣液混合相流動速度增加，而未通過收斂段的氣液混合相等。由于收斂筒壁的阻滯作用，流動速度相對較小，使得液柱平衡體長度逐漸增大，隨著燃氣射流壓力和溫度的繼續(xù)上升，氣液混合相體積繼續(xù)增大；當液柱平衡體全部運動到擴張段時，液柱平衡體內部液態(tài)工質和氣液混合相的運動速度繼續(xù)增加，而靠近筒壁的各相由于粘滯作用導致流動速度減慢，在靠近筒壁處形成長度較大的粘滯區(qū)，在壓力逐漸增大的燃氣射流作用下繼續(xù)向筒外流動，直至全部噴出。

2.3 數值模擬與分析

按照單兵筒式武器尾部噴管的結構特點，將液柱平衡體在筒壁內的運動過程分為平直段、收斂段和擴張段。其中燃氣射流作用下液柱平衡體在平直段的粘滯阻力變化如圖4所示。液柱平衡體在筒壁平直段運動處于燃氣射流開始作用時期，隨著燃氣壓力逐漸增大，液柱平衡體粘滯阻力逐漸增大，直至達到A點(0.4 ms時刻)，液柱平衡體已經逐漸離開平直段，粘滯阻力開始下降，且由于膛內壓力升高的影響，液柱平衡體離開平直段的速度增加，粘滯阻力下降率逐漸加快；在B點(0.8 ms時刻)，液柱平衡體全部離開筒壁平直段。但是由于膛內壓力仍保持升高趨勢的影響，平直段的粘滯阻力又出現了回升現象，直到C點(1.35 ms時刻)，作用在平直段的膛壓達到最大值時，粘滯阻力達到阻力峰值，然后開始隨著膛壓的減小逐漸減小。

液體平衡體在收斂段的粘滯阻力變化如圖5所示。從D點(0.3 ms時刻)開始，液柱平衡體開始進入筒壁收斂段，收斂段粘滯阻力開始逐漸增大，直至達到阻力峰值，這是因為相對于平直段作用時間，收斂段較為靠后，膛壓相對較大，并且由于收斂段對液柱平衡體的流動阻滯較大，因此阻力峰值較大；到達E點(0.9 ms時刻)時，液柱平衡體全部離開筒壁收斂段，粘滯阻力開始隨膛壓的變化而改變。

液體平衡體在擴張段的粘滯阻力變化如圖6所示。從F點(0.45 ms時刻)開始，液柱平衡體開始進入筒壁擴張段，由于收斂段阻滯作用影響，液柱平衡體在進入擴張段后長度增加，流速變大，加之膛內壓力的升高，液柱平衡體在擴張段對筒壁的粘滯力峰值變大，在H點(1.05 ms時刻)達到粘滯阻力峰值；到達G點(1.30 ms時刻)時，液柱平衡體全部噴出筒壁外，粘滯阻力開始隨膛壓進行變化。

3 參數影響分析

3.1 液體工質材料

不同材料的液體工質對粘滯阻力的影響如圖7所示。

隨著液體工質密度的增加，粘滯阻力也隨之增大，但粘滯阻力峰值出現的時刻近似相同。這是因為液體工質密度越大，質量越大，粘滯阻力也就越大，而液體工質體積不變，液體工質與燃氣射流的摻混程度變化不大，因此粘滯阻力峰值出現的時間對應時刻近似相同。

3.2 液體工質體積

由于液體工質的橫截面積特點，利用液體工質長度L即能直觀的反映出液體工質體積的影響，不同液體工質長度的粘滯阻力變化規(guī)律如圖8所示。在燃氣作用初期，即0～0.5 ms期間，由于液體工質體積增大，使得液體工質質量增加，靜摩擦力隨之增大，因此呈現出長度越長，粘滯阻力越大的趨勢；在燃氣作用中期，即0.5～0.9 ms期間，由于液體工質與燃氣射流逐漸摻混，液體工質長度越小，氣液混合相所占成份就越大，對發(fā)射筒內壁面的粘滯作用就越大，因此粘滯阻力增長較快，并且粘滯阻力峰值越大；燃氣作用后期，即0.9～1.5 ms期間，燃氣射流逐漸流出噴管，液體工質長度越小，質量越小，流失比重越大，因此粘滯阻力下降越快。

4 結論

筆者通過對燃氣射流作用下液體工質的粘滯阻力特性進行研究分析，得出以下結論：

1)在燃氣射流作用過程中，燃氣與液體工質逐漸混合，形成氣液混合相從管道中噴出；在燃氣作用初期，即燃氣作用0～0.5 ms時期，液體工質主要作用在管道平直段上，粘滯阻力先增大后減小且峰值較??；在燃氣作用中期，即燃氣作用0.5～0.9 ms時期，液體工質主要作用在管道收斂段上，粘滯阻力峰值逐漸增大；在燃氣作用后期，即燃氣作用0.9～1.5 ms時期，液體工質主要作用在管道擴張段上，粘滯阻力峰值最大。

2)液體工質密度越大，粘滯阻力峰值越大；體積越小，液體工質與燃氣射流摻混比重增大，氣液混合相所占成份就增大，對發(fā)射筒內壁面的粘滯作用就增大，粘滯阻力增長較快，并且粘滯阻力峰值越大。