脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中擴展特性的測量與分析

劉 怡, 余永剛, 莽珊珊

(1. 南京理工大學能源與動力工程學院, 江蘇 南京 210094; 2. 南京理工大學理學院, 江蘇 南京 210094)

1 引 言

電熱化學炮[1]由于其超高速、高動能、大威力等優(yōu)點,在新概念火炮領域具有很強的競爭力。電熱化學炮包括固體工質(zhì)電熱化學炮(solid propellant electrothermal chemical gun, SPETCG)和液體工質(zhì)電熱化學炮(liquid propellant electrothermal chemical gun, LPETCG),與固體發(fā)射藥相比,液體發(fā)射藥[2]有很多突出的優(yōu)點,如: 具有較大的裝填密度、易實現(xiàn)裝填自動化、易儲存和運輸?shù)鹊取?/p>

整裝式液體發(fā)射藥燃燒不穩(wěn)定且難以控制[3],所以LPETCG的燃燒穩(wěn)定性控制技術是關鍵技術之一,等離子與液體工質(zhì)相互作用的過程和特性是燃燒穩(wěn)定性控制的核心問題。國內(nèi)外學者對等離子與固體介質(zhì)相互作用的研究比較多[4-7],對等離子與液體介質(zhì)相互作用也進行了一些研究。劉東堯[8]分析了等離子與液體介質(zhì)相互作用面上的傳熱傳質(zhì)現(xiàn)象,發(fā)現(xiàn)了與相同噴嘴結構下的火藥氣體射流在液體介質(zhì)中的擴展相比,等離子體射流的比沖遠高于常規(guī)火藥燃氣的比沖。周彥煌[9]通過實驗觀察到等離子射流在液體介質(zhì)中的膨脹是一種典型的Taylor空腔的擴展過程, 發(fā)現(xiàn)兩相界面存在明顯的冷卻暗區(qū), Taylor空腔有時會出現(xiàn)間斷。前人通過采用漸擴結構燃燒室來改善整裝式液體發(fā)射藥燃燒的不穩(wěn)定性[10-11],這種方式同樣可以運用于LPETCG的燃燒穩(wěn)定性控制技術中。Yu等[12-13]通過設計實驗和數(shù)值仿真說明了多級漸擴燃燒室對等離子射流在液體介質(zhì)中擴展穩(wěn)定性有積極影響。張琦[14-15]測量了不同形狀充液室中脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中擴展初期的軸向位移、速度和加速度,研究了等離子射流在液體介質(zhì)中的軸向擴展特性,還建立了等離子射流擴展的二維軸對稱非穩(wěn)態(tài)數(shù)學模型,結果顯示漸擴充液室邊界形狀能夠改善Taylor空腔擴展過程中的不穩(wěn)定性。

電熱化學炮發(fā)射過程中,等離子體噴入貯液室中形成Taylor空腔,燃燒主要發(fā)生在Taylor空腔與液體工質(zhì)的交界面上,對Taylor空腔體積擴展特性的研究有助于了解交界面處的燃燒特性及燃氣生成量,從而為深入分析電熱化學炮內(nèi)彈道過程穩(wěn)定性有重要價值。關于等離子射流在液體介質(zhì)中體積隨時間變化規(guī)律,前人并沒有進行具體的定量描述。本研究測量了脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中擴展的體積變化,總結了Taylor空腔體積隨時間變化的擴展規(guī)律,分析了脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中的擴展特性,且不僅限于Taylor空腔的擴展初期,同時還探討了貯液室邊界形狀、放電電壓和噴嘴直徑變化對脈沖等離子射流體積擴展的影響。

2 實驗裝置

依據(jù)小口徑電熱化學發(fā)射裝置的要求,設計了模擬實驗裝置,它由脈沖功率源、等離子發(fā)生器、貯液室和高速錄像系統(tǒng)組成。脈沖功率源主要是由電容儲能的脈沖形成網(wǎng)絡(PFN)組成,如圖1所示,實驗所用的電容器組的容量為46.5 μF,電感器電感為35 μH。實驗主體部分包括等離子發(fā)生器(毛細管、電爆炸絲、一對電極、噴嘴、毛細管外的絕緣體和金屬殼體)和觀察室(貯液室),如圖2所示。實驗所用毛細管長度為73 mm,內(nèi)徑為6 mm,采用聚乙烯材料,電爆炸絲的材料為鋁。貯液室采用四級臺階圓柱漸擴型,由透明的有機玻璃制成,內(nèi)部充滿液體,考慮實驗安全性,選用水作為液體介質(zhì)。等離子射流與液體介質(zhì)相互作用過程采用FASTCAM-ultima APX高速錄像系統(tǒng)進行記錄,拍攝頻率為3000幅/s。

圖1脈沖形成網(wǎng)絡

1—自耦變壓器, 2—隔離變壓器, 3—交流電壓表, 4—升壓變壓器, 5—直流電壓表, 6—電容器組, 7—等離子發(fā)生器裝置, 8—放電開關, 9—放電觸發(fā)器, 10—阻尼電阻, 11—充電電流表, 12—限流電阻, 13—整流堆

Fig.1Pulse forming network

1—self coupled transformer, 2—isolation transformer, 3—AC voltage meter, 4—boost transformer, 5—DC voltage meter, 6—capacitor group, 7—plasma generator, 8—discharge switch, 9—discharge trigger, 10—damping resistor, 11—charging current meter, 12—current limiting resistor, 13—rectifier

a. schematic diagramb. photograph

圖2等離發(fā)生器和貯液室

1—貯液室, 2—噴嘴, 3—連接頭, 4—金屬殼體, 5—絕緣體, 6—陽極, 7—毛細管, 8—電爆炸絲, 9—膜片(陰極)

Fig.2Plasma generator and liquid chamber

1—liquid chamber, 2—nozzle, 3—connection head, 4—metal case, 5—insulator, 6—anode, 7—capillary, 8—electric exploding wire, 9—diaphragm(cathode)

3 實驗結果及討論

3.1 在液體介質(zhì)中的擴展過程和特性

實驗過程中,脈沖功率源將電能加載于等離子發(fā)生器的兩極,電爆炸絲爆炸形成高溫金屬等離子體,燒蝕毛細管壁面聚乙烯材料形成等離子體混合物,當其壓力超過破膜壓力后,等離子射流沖破膜片,從噴嘴噴出并注入貯液室與液體介質(zhì)相互作用。實驗中放電電壓UC為3000 V,噴嘴直徑d0為2 mm。

脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中的擴展形態(tài)演化圖如圖3所示,選取時間t為0～20 ms的序列照片進行測量分析。圖中只截取了貯液室內(nèi)兩相流相互作用的過程,舍去了液體介質(zhì)受擠壓噴入空氣的部分。從圖中可以看出,脈沖等離子射流與貯液室中的液體介質(zhì)相互作用形成Taylor空腔,由于貯液室漸擴臺階的徑向誘導作用,Taylor空腔整個擴展過程沿著漸擴臺階逐級進行。約1ms的時候,空腔充滿第一級貯液室,約4 ms充滿第二級,約7 ms充滿第三級。擴展過程中軸向擴展比徑向擴展快,并且徑向位移在達到貯液室壁面以后,受到壁面限制不再擴展。

圖3脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中的擴展形態(tài)演化圖

Fig.3Evolution process of pulsed plasma jet in liquid medium

Taylor空腔與液體介質(zhì)的兩相交界面存在湍流摻混,邊界模糊不光滑,同時空腔亮度也有變化,等離子體噴入液體介質(zhì)后亮度逐漸增強,9 ms時亮度最大,隨后又漸漸變暗,后期只能看到零星的亮點。這主要是因為兩相交界處不穩(wěn)定,湍流摻混越來越強,降低了等離子射流的溫度,同時形成大量氣泡和蒸汽團,加強了遮光效應。

Taylor空腔擴展過程中還出現(xiàn)了振蕩現(xiàn)象。擴展初期,0～7 ms,Taylor空腔擴展較快,空腔不斷變大并將液體擠壓出貯液室; 7～11 ms,Taylor空腔前端面往回運動,液體回流,空腔范圍縮小; 11 ms以后又繼續(xù)向外擴展。這主要是由于等離子射流噴射初期,高溫高壓射流提供能量推動空腔前端液面向上運動,此時Taylor空腔壓力大于水壓; 中期由于等離子射流前端的動能耗盡,Taylor空腔的壓力小于水壓,部分擠壓出去的液體回流,使得空腔前端面往回運動; 后期由于Taylor空腔被壓縮,增大了空腔的壓力,又推動了空腔前端面的運動,進而在貯液室中就出現(xiàn)了Taylor空腔來回振蕩的現(xiàn)象。

脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中的擴展形態(tài)變化復雜,影響因素較多。為了進一步定量表征等離子射流與液體相互作用的特性,通過運用Photoshop軟件,對脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中的擴展形態(tài)演化圖進行測量,通過比例換算,獲得了Taylor空腔的軸向位移(x)和體積(V)隨時間(t)變化的曲線,如圖4所示。

圖4Taylor空腔軸向位移和體積隨時間變化的曲線

Fig.4Change curves in axial displacement and volume of Taylor cavity with time

由圖4可見,x-t和V-t曲線都是先增大后出現(xiàn)波動,V-t曲線波動幅度比x-t曲線波動幅度大。0～7 ms期間,Taylor空腔的軸向位移和體積都增大,軸向位移擴展的平均速率約為11.2 m·s-1,在7 ms時軸向位移達到第一峰值78.5 mm,之后曲線有微小的波動,于13 ms的時候達最小值71.9 mm,后期基本穩(wěn)定在74 mm左右。而Taylor空腔體積在7 ms時達到第一峰值42 cm3,隨后出現(xiàn)明顯的振蕩現(xiàn)象,13 ms的時候出現(xiàn)最小值29.2 cm3,之后曲線繼續(xù)增長,于20 ms達到43.8 cm3。

根據(jù)Taylor空腔的體積變化規(guī)律,V-t曲線可分為“增長段”和“振蕩段”兩個階段。其中Taylor空腔體積由0到體積最大值Vmax為增長段,Vmax以后為體積振蕩段。通過曲線擬合,得到Taylor空腔體積隨時間變化的經(jīng)驗關系式:

(1)

式中,a、b、c為Taylor空腔體積增長段的參數(shù),A、B、ω、φ為體積振蕩段的參數(shù),具體數(shù)值如表1所示。

表1Taylor空腔體積隨時間變化經(jīng)驗關系式的參數(shù)值

Table1Parameter values of experiential formula of changes in the volume of Taylor cavity with time

fittingparameterabcABωφvalue95．51-97．6410．8236．957．070．473．66

3.2 貯液室邊界形狀的影響

為了探討貯液室邊界形狀變化對等離子射流擴展特性的影響,實驗所用的貯液室采用三級圓柱漸擴型和四級圓柱漸擴型兩種。貯液室邊界形狀尺寸的設計需要使Taylor空腔擴展過程中能受到壁面約束并沿著漸擴臺階逐級擴展。具體結構尺寸如表2所示。定義每一級臺階的直徑增量ΔD與該級臺階的長度L之比為漸擴結構因子n,即:

n=ΔD/L

(2)

表2貯液室結構尺寸

Table2Structure size of liquid chamber

No．typestructuresize/mmD1L1D2L2D3L3D4L41threesteps183030304238--2foursteps1820302042205438

分別對兩種貯液室中Taylor空腔的軸向位移和體積隨時間變化關系進行測量,所采用的放電電壓為3000 V,噴嘴直徑為2 mm。Taylor空腔的軸向位移和體積變化曲線如圖5所示。由圖5a可見,兩條曲線的走勢都是先增長,后逐漸趨于穩(wěn)定。0～3 ms期間,兩條曲線基本重合,Taylor空腔平均擴展速度約為20.7 m·s-1。3 ms時刻之后,n=0.4的曲線高于n=0.6的曲線,且波動更劇烈,n=0.4的曲線在7 ms的時候達到第一峰值91.5 mm,比n=0.6的曲線的第一峰值大13 mm,增大了16.6%;n=0.4的曲線在13 ms的時候為最小值81.8 mm,比n=0.6的曲線的最小值大10.1 mm。可以看出,貯液室的n越大,Taylor空腔的軸向位移變化越小。另外,由圖5b可以看出,0～6 ms期間,兩條曲線基本重合,隨后兩條曲線都出現(xiàn)了明顯的波動。n=0.4的曲線在8 ms達到第一峰值47.2 cm3,比n=0.6的曲線第一峰值高5.2 cm3,增大了12.4%;n=0.4的曲線在13 ms達到最小值40.7 cm3,比n=0.6的曲線最小值高11.5 cm3?？梢钥闯?貯液室的n越大,后期Taylor空腔的體積波動越大。這主要是因為: 漸擴結構因子n增大,臺階的徑向誘導作用增強,使得兩相之間軸向湍流度減弱,徑向湍流度增強,導致空腔的軸向位移變化減小,軸向位移的振蕩也減弱。同時,由于Taylor空腔軸向擴展能量的減弱,貯液室上端擠壓出去液柱回流,進一步壓縮了Taylor空腔體積,Taylor空腔內(nèi)的壓力增大,又進一步膨脹,所以漸擴結構因子n越大,Taylor空腔后期的體積波動也越大。

a. x-t curves

b. V-t curves

圖5不同貯液室邊界形狀下Taylor空腔軸向位移和體積變化曲線

Fig.5Change curves in axial displacement and volume of Taylor cavity at different liquid chamber boundary shape

3.3 放電電壓的影響

放電電壓也是影響等離子射流擴展特性的一個重要參數(shù),分別采取了3000,2500 V和2100 V的放電電壓進行實驗,噴嘴直徑為2 mm。在不同的放電電壓下,分別測出了Taylor空腔的軸向位移和體積隨時間變化的曲線圖,如圖6所示。由圖6a可知,Taylor空腔的軸向位移是先增大后出現(xiàn)不同程度的波動,放電電壓UC為3000,2500 V和2100 V的x-t曲線第一峰值分別是78.5,56.6 mm和50.2 mm,放電電壓由3000 V減小到2100 V,軸向位移第一峰值減小了36.1%,由此可知,放電電壓越小,Taylor空腔的軸向位移越小。另外,由圖6b可以看出,Taylor空腔的體積隨時間的變化比軸向位移隨時間的變化更劇烈,波動性更強。放電電壓UC為3000,2500 V和2100 V的V-t曲線第一峰值分別是42,26.3 cm3和16.5 cm3,放電電壓由3000 V減小到2100 V,體積第一峰值減小了60.7%。曲線波動都很劇烈,但是放電電壓為2100 V的曲線波動率先出現(xiàn)了第二峰值,其波動頻率大,穩(wěn)定性最差。這可以解釋為: 放電電壓小,等離子射流的能量小,所以Taylor空腔的內(nèi)部壓力小,空腔的軸向擴展受到液壓的限制導致軸向位移變小,空腔能量小導致UC=2100 V的曲線更早降到最小值,液體回流加劇了Taylor空腔與液體介質(zhì)之間的湍流摻混,導致Taylor空腔體積波動大,不利于擴展過程中的穩(wěn)定性。

a. x-t curves

b. V-t curves

圖6不同放電電壓下Taylor空腔軸向位移和體積變化曲線

Fig.6Change curves in axial displacement and volume of Taylor cavity at different discharge voltage

3.4 噴嘴直徑的影響

脈沖等離子射流通過噴嘴噴入貯液室中,噴嘴直徑的大小對等離子射流的噴射強度有一定影響,為了研究噴嘴直徑對等離子射流擴展特性的影響,實驗分別采用噴嘴直徑d0為2 mm和1.5 mm的噴嘴進行實驗,放電電壓UC=2700 V,漸擴結構因子n=0.4。經(jīng)過測定,得到Taylor空腔軸向位移和體積隨時間變化的對比曲線,如圖7所示。由圖7a可知,兩條曲線都是先增大后逐漸趨于平穩(wěn),d0=2 mm的曲線全程高于d0=1.5 mm的曲線,兩條曲線都是在7 ms的時候達到第一峰值,這一時刻Taylor空腔軸向位移第一峰值分別為85.2 mm和62.0 mm,減小了27.2%,且Taylor空腔擴展的平均速度分別為12.2 m·s-1和8.9 m·s-1,相差3.1 m·s-1?？梢钥闯?噴嘴直徑越大,Taylor空腔的軸向位移擴展越大,擴展速度也越快。另外,由圖7b可見,d0=2 mm的曲線全程高于d0=1.5 mm的曲線,但采用直徑為1.5 mm噴嘴實驗中形成的Taylor空腔體積率先達到第一峰值22.2 cm3,與采用直徑為2 mm噴嘴實驗中形成的Taylor空腔體積的第一峰值51.3 cm3相比,減小了56.7%。說明噴嘴直徑越大,Taylor空腔的擴展能力越強。主要是因為噴嘴直徑越大,等離子射流的質(zhì)量流量越大,能量越高,導致Taylor空腔中的壓力越大,有利于空腔的擴展,所以Taylor空腔的軸向位移和體積變化越大,空腔擴展能力越強。

a. x-t curves

b. V-t curves

圖7不同噴嘴直徑下Taylor空腔軸向位移和體積變化曲線

Fig.7Change curves in axial displacement and volume of Taylor cavity at different nozzle diameter

4 結 論

實驗觀察了0～20 ms脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中的擴展過程和形態(tài),測定了Taylor空腔的軸向位移和體積變化的具體數(shù)值,討論了貯液室邊界形狀、放電電壓和噴嘴直徑對等離子射流擴展特性的影響,可得出以下結論:

(1) 脈沖等離子射流在液體介質(zhì)中擴展形成Taylor空腔,空腔邊界面褶皺不光滑,Taylor空腔沿著貯液室的漸擴臺階逐級擴展,擴展過程中亮度逐漸增強,于9ms時達到最大亮度后變暗,后期只能看到零星的亮點;

(3) 當放電電壓為3000 V,噴嘴直徑為2 mm時,貯液室的漸擴結構因子n由0.6減小到0.4,Taylor空腔的擴展能力增強,軸向位移第一峰值增大了16.6%,體積第一峰值增大了12.4%; 放電電壓UC由3000 V減小到2100 V,軸向位移第一峰值減小了36.1%,體積第一峰值減小了60.7%; 噴嘴直徑d0由2 mm減小到1.5 mm,軸向位移第一峰值減小了27.2%,體積第一峰值減小了56.7%。

參考文獻:

[1] 王明東, 王天祥. 新概念武器的現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢[J]. 四川兵工學報, 2014, 35(6): 1-5.

WANG Ming-dong, WANG Tian-xiang. Actuality and development trend of new concept weapons[J].JournalofSichuanOrdnance, 2014, 35(6): 1-5.

[2] 程石, 孫耀琪. 液體發(fā)射藥火炮及其發(fā)展趨勢[J]. 國防技術基礎, 2008(4): 51-55.

CHENG Shi, SUN Yao-qi. Liquid propellant gun and its development trend[J].TechnologyFoundationofNationalDefence, 2008(4): 51-55.

[3] XUE Xiao-chun, YU Yong-gang, MANG Shan-shan. Physical characteristics on high-pressure combustion and propelling process of bulk-loaded energetic liquid[J].AppliedThermalEngineering, 2016, 98: 1070-1079.

[4] LI Xing-wen, LI Rui, JIA Shen-li, et al. Interaction features of different propellants under plasma impingement[J].JournalofAppliedPhysics, 2012, 112(6): 63303.

[5] 馮紅艷, 朱順官, 張琳, 等. SCB傳熱模型及點火能量驗證[J]. 含能材料, 2009, 17(6): 699-703.

FENG Yan-hong, ZHU Shun-guan, ZHANG Lin, et al. Validation of energy transfer and continuum heat transfer model for the SCB plasma[J].ChineseJournalofEnergeticMaterials(HannengCailiao), 2009, 17(6): 699-703.

[6] 肖正剛, 應三九, 周偉良, 等. 低敏感高能發(fā)射藥等離子體點火研究動態(tài)[J]. 含能材料, 2008, 16(5): 633-638.

XIAO Zheng-gang, YING San-jiu, ZHOU Wei-liang, et al. Progress in plasma ignition of insensitive high energy propellants[J].ChineseJournalofEnergeticMaterials(HannengCailiao), 2008, 16(5): 633-638.

[7] 倪琰杰, 邢榮軍, 栗保明, 等. 多孔發(fā)射藥等離子體增強燃速[J]. 爆炸與沖擊, 2016, 36(4): 562-567.

NI Yan-jie, XING Rong-jun, LI Bao-ming, et al. Porous propellant burning rate enhanced by plasma[J].ExplosionandShockWaves, 2016, 36(4): 562-567.

[8] 劉東堯, 周彥煌, 余永剛. 爆炸等離子體射流在液體中擴展過程實驗研究[J]. 彈道學報, 2004, 16(2): 7-10.

LIU Dong-yao, ZHOU Yan-huang, YU Yong-gang. Experimental study on plasma jet expansion process in liquid[J].JournalofBallistics, 2004, 16(2): 7-10.

[9] 周彥煌, 劉東堯, 余永剛. 非穩(wěn)態(tài)等離子體射流在液體中的膨脹特性[J]. 南京理工大學學報(自然科學版), 2003, 27(5): 525-529.

ZHOU Yan-huang, LIU Dong-yao, YU Yong-gang. Expansion characteristics of unstable plasma jet in liquid[J].JournalofNanjingUniversityofScienceandTechnology(NatureScience), 2003, 27(5): 525-529.

[10] XUE Xiao-chun, YU Yong-gang, ZHANG Qi. Study on expansion characteristic of twin combustion gas jets in five-stage cylindrical stepped-wall observation chamber[J].FlowTurbulenceandCombustion, 2013, 91(1): 139-155.

[11] 莽珊珊, 余永剛, 張琦. 燃燒室邊界形狀對整裝含能液體高壓燃燒穩(wěn)定性影響的實驗研究[J]. 彈道學報, 2013, 25(4): 85-89.

MANG Shan-shan, YU Yong-gang, ZHANG Qi. Experimental research on effects of chamber wall shape on high-pressure combusion stability of bulk-loaded energetic liquid[J].JournalofBallistics, 2013, 25(4): 85-89.

[12] YU Yong-gang, YAN Shao-heng, ZHAO Na, et al. Influence of boundary shape on interaction process of plasma jet and liquid media[J].InternationalJournalofAppliedElectromagneticsandMechanics, 2010, 33(1): 541-548.

[13] YU Yong-gang, YAN Shao-heng, ZHAO Na, et al. Experimental study and numerical simulation on interaction of plasma jet and liquid media[C]∥Power and Energy Engineering Conference.Wuhan, 2009.

[14] 張琦, 余永剛. 邊界形狀影響等離子體射流擴展特性的實驗研究[J]. 實驗流體力學, 2013, 27(1): 15-19.

ZHANG Qi, YU Yong-gang. Experimental study on boundary shape affecting propagation properties of plasma jet[J].JournalofExperimentsinFluidMechanics, 2013, 27(1): 15-19.

[15] 張琦, 余永剛, 陸欣, 等. 等離子射流與漸擴邊界中液體工質(zhì)相互作用特性的模擬實驗[J]. 爆炸與沖擊, 2011(3): 311-316.

ZHANG Qi, YU Yong-gang, LU Xing, et al. Experiment on plasma-liquid interaction in a stepped-wall chamber[J].ExplosionandShockWaves, 2011(3): 311-316.