基于CE/SE 方法對模塊裝藥點(diǎn)傳火過程的數(shù)值模擬及特性研究

森思義，王 浩，陶如意

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

1 引言

模塊裝藥是一種用單元容器裝填火藥并分裝式填進(jìn)炮膛的裝藥方式，每一個模塊單元都包含傳火管與裝藥藥筒。相較于其他裝藥方式，模塊裝藥具有如下特點(diǎn)：便于進(jìn)行藥量組合并且便于變化藥號，可以實(shí)現(xiàn)裝藥的自動化裝填、提高火炮的應(yīng)急能力，減少了火炮發(fā)射的機(jī)械動作，從而提高了火炮的可靠性，目前模塊化裝藥方式已經(jīng)在自行火炮中被廣泛采用［1］。

模塊裝藥作為目前內(nèi)彈道領(lǐng)域的一個重要的研究方向，由于其裝藥結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，其內(nèi)彈道過程十分復(fù)雜，近年來研究者們針對這種裝藥方式，進(jìn)行了諸多數(shù)值計(jì)算方向上的研究，如陸忠兵和周彥煌［2］針對模塊裝藥的內(nèi)彈道過程，考慮了模塊間的隔倉區(qū)以及模塊外的環(huán)形區(qū)，對各個區(qū)域建立了不同的計(jì)算模型并進(jìn)行了數(shù)值仿真，數(shù)值結(jié)果表明受隔倉影響，膛內(nèi)過程中形成了火焰?zhèn)鞑サ母綦x帶，各模塊主裝藥區(qū)存在逐級燃燒的現(xiàn)象，軸向壓力分布在隔倉區(qū)形成了明顯的落差。趙毅［3］對模塊裝藥的點(diǎn)傳火過程進(jìn)行了研究，其建立了傳火管的一維兩相流模型，對模塊主裝藥區(qū)則采用集總參量法進(jìn)行仿真，研究發(fā)現(xiàn)由于可燃傳火管強(qiáng)度較低，傳火管很早就會發(fā)生破碎并造成局部點(diǎn)火的現(xiàn)象。馬昌軍［4］針對模塊裝藥的內(nèi)彈道過程提出了一種新的計(jì)算模型，其建立了單獨(dú)的膛內(nèi)主裝藥床計(jì)算區(qū)域，模塊破裂前對各個傳火管及主裝藥區(qū)單獨(dú)進(jìn)行解算，破裂后各區(qū)域內(nèi)的火藥進(jìn)行融合并在單獨(dú)的主裝藥床上進(jìn)行計(jì)算，數(shù)值結(jié)果表明模塊間的阻隔效應(yīng)影響了模塊裝藥結(jié)構(gòu)的傳火性能，各模塊不能同時(shí)破裂。

值得注意的是，大部分研究者對于這種裝藥方式的內(nèi)彈道過程仿真均采用一維模型描述傳火管，忽略了傳火管燃?xì)獾膹较蛐?yīng)；炮膛燃燒室內(nèi)的自由空間采用集總參數(shù)法進(jìn)行描述，忽略了模塊端蓋破裂后燃?xì)庠谶@一部分空間的發(fā)展過程。綜上，為了深入研究模塊裝藥內(nèi)彈道過程中的多維特性，本研究主要針對單個模塊的點(diǎn)傳火過程，設(shè)計(jì)了一種金屬裝藥模塊并進(jìn)行了點(diǎn)傳火試驗(yàn)，構(gòu)建了其點(diǎn)傳火過程的二維軸對稱兩相流模型，采用CE/SE（The Method of Space-Time Conservation Element and Solution Element）方法對試驗(yàn)過程進(jìn)行了數(shù)值仿真，并對仿真結(jié)果進(jìn)行了詳細(xì)分析。

2 實(shí)驗(yàn)部分

2.1 試驗(yàn)裝置及相關(guān)試驗(yàn)參數(shù)

試驗(yàn)采用自制的金屬模塊藥筒于燃燒裝置內(nèi)進(jìn)行點(diǎn)傳火試驗(yàn)，圖1 為金屬模塊藥筒及傳感器轉(zhuǎn)接裝置示意圖，其中藥筒的半徑和長度分別為50 mm 和153 mm，傳火管的半徑和長度分別為18 mm和153 mm，傳火孔在空間上均勻分布，截面方向上為4 排孔，垂直于截面方向上為3 排孔，每排孔均各有2 個孔，孔徑為2 mm；藥筒上部以及燃燒試驗(yàn)裝置均開孔，并配備傳感器轉(zhuǎn)接裝置，以便傳感器能夠深入至筒內(nèi)測量藥筒內(nèi)壓力變化，具體如圖1 所示，圖2 為裝配了金屬藥筒的燃燒模擬試驗(yàn)裝置，表1 給出了不同區(qū)域的火藥參數(shù)與裝填密度。

圖1 金屬模塊藥筒及測壓裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of metal module cartridge and pressure measuring device

圖2 燃燒試驗(yàn)裝置Fig.2 Combustion device

表1 裝藥參數(shù)與裝填密度Table 1 charge parameters and charge density

2.2 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)通過數(shù)據(jù)采集儀與壓電式壓力傳感器記錄藥筒內(nèi)的壓力變化，傳感器型號為KISTLER-601H，其量程為0～100 MPa。藥筒內(nèi)傳火管尾部封閉且傳火孔無膜片，藥筒及燃燒室尾部均有一層薄鋁膜片，這種條件下的點(diǎn)傳火過程為：點(diǎn)火頭激發(fā)后產(chǎn)生底火流進(jìn)傳火管，靠近底火附近的黑火藥優(yōu)先被點(diǎn)燃，火焰及火藥顆粒主要沿軸向朝尾部傳播、擴(kuò)散，其余黑火藥逐漸被點(diǎn)燃，產(chǎn)生高溫高壓燃?xì)獠⑼ㄟ^傳火管上的傳火孔流進(jìn)藥筒主裝藥區(qū)，點(diǎn)燃發(fā)射藥，當(dāng)藥筒內(nèi)主裝藥區(qū)壓力達(dá)到膜片破膜條件時(shí)，膜片破裂，燃?xì)饧拔慈纪甑幕鹚庮w粒流進(jìn)燃燒室無火藥的自由空間內(nèi)，直到燃燒室膜片破裂，燃?xì)馀c剩余火藥顆粒開始外流，直至完全流出。

3 理論模型與數(shù)值計(jì)算方法

3.1 計(jì)算模型

本研究的模塊藥筒為一圓柱體，與燃燒室內(nèi)壁存在大量不規(guī)則的狹窄間隙，且點(diǎn)傳火過程主要發(fā)生在傳火管、模塊主裝藥區(qū)及燃燒室自由空間3 個區(qū)域，在盡量不影響計(jì)算結(jié)果的前提下，可只考慮上述3 個主要區(qū)域并忽略試驗(yàn)裝置部分的復(fù)雜結(jié)構(gòu)，對計(jì)算模型進(jìn)行簡化，其簡化后的模型如圖3 所示。

圖3 計(jì)算模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of calculation model

值得注意的是，藥筒和燃燒室尾部的膜片破裂過程實(shí)際上是一個復(fù)雜的流固耦合過程，為便于計(jì)算，提出一種假設(shè)，即它們的破裂完全是由內(nèi)外壓差導(dǎo)致，且達(dá)到破裂條件時(shí)膜片瞬時(shí)完全破碎，數(shù)值上表現(xiàn)為模塊及燃燒室自由空間的膜片處壁面邊界失效，模塊與燃燒室之間變?yōu)樽杂闪魍ǖ倪吔鐥l件，燃燒室尾部變?yōu)榱鞒鲞吔鐥l件；對于傳火管，二維模型無法準(zhǔn)確描述傳火孔在周向上的空間分布以及孔的實(shí)際面積，在離散的傳火管計(jì)算域內(nèi)，孔所處位置均位于與模塊主裝藥區(qū)相連接的邊界處，顯然二維軸對稱模型下徑向邊界處的網(wǎng)格等效于三維模型下的最外環(huán)，因此需采用等效環(huán)模型處理傳火孔，如圖4 所示，即孔所處流出區(qū)的面積需滿足ΔxΦ=Sh，這里Φ表示傳火管的周長，Sh為傳火孔面積，均為已知量，可求得Δx，以此推導(dǎo)出計(jì)算域傳火孔處的網(wǎng)格尺寸。

圖4 傳火孔等效環(huán)模型Fig.4 Equivalent ring model of vent hole

3.2 兩相控制方程

針對試驗(yàn)過程，本研究建立了燃燒室內(nèi)單模塊裝藥條件下的二維兩相流軸對稱計(jì)算模型，整個計(jì)算域被劃分為3 個區(qū)域，即傳火管、模塊主裝藥區(qū)以及燃燒室無火藥的自由空間，計(jì)算設(shè)定條件如下：

（1）兩相流模型采用雙流體模型，即把火藥顆粒作為具有連續(xù)介質(zhì)特性的擬流體來處理；

（2）不考慮湍流的影響，忽略氣體的黏性耗散以及壁面的熱損失；

（3）固相顆粒是不可壓縮的，即火藥密度不變，所有藥粒的尺寸均為當(dāng)量尺寸；

（4）燃?xì)夥腘obel-Abel 狀態(tài)方程；

（5）火藥燃燒服從幾何燃燒和指數(shù)燃燒規(guī)律，火藥一旦著火，其溫度瞬間達(dá)到爆溫。

3 個區(qū)域的兩相控制方程均可用如下方程組描述［5］：

式中，徑向通量F及軸向通量G均為守恒變量U的函數(shù)，φ為空隙率；ρg為氣相密度、ρp為固相密度，kg·m-3；ugr和ugz分別為氣相的徑向速度和軸向速度，m·s-1；upr和upz是固相的徑向速度和軸向速度，m·s-1；Eg為氣相總能，J·kg-1。p為氣相壓強(qiáng)，Pa；Rp為顆粒間應(yīng)力，Pa。

需要特別指出一點(diǎn)，對于不同的區(qū)域，源項(xiàng)H的表示方法是不同的，除傳火管外，其余區(qū)域均不含與底火有關(guān)的項(xiàng)，而其它項(xiàng)的表示方法則相同，傳火管的源項(xiàng)為：

式中，mc為單位時(shí)間單位體積內(nèi)的燃?xì)馍闪浚琸g·s-1·m-3；Fsz和Fsr為兩相間的軸向阻力和徑向阻力，N·m-3；mig為底火源的燃?xì)馍闪?，kg·s-1·m-3；ep為單位質(zhì)量的火藥化學(xué)潛能，J·kg-1；Hig為底火燃?xì)饬魅氲臏轨?，J·kg-1；Uigr和Uigz分別為底火燃?xì)獾膹较蛩俣群洼S向速度，m·s-1；Qp為相間傳熱量，J·s-1·m-3。為構(gòu)建封閉方程組，關(guān)于火藥燃燒及相間作用的輔助方程主要參考文獻(xiàn)［6］。

3.3 數(shù)值計(jì)算方法

對含有強(qiáng)間斷現(xiàn)象的內(nèi)彈道過程的數(shù)值模擬，所采用的數(shù)值計(jì)算方法必須在保持計(jì)算精度的前提下同時(shí)具備對間斷的高效捕捉能力。本研究采用的CE/SE方法是一種計(jì)算守恒性方程的格式，其特點(diǎn)是同時(shí)考慮流場域空間與時(shí)間兩個維度，統(tǒng)一劃分成若干個網(wǎng)格，并將其分解為若干守恒元和解元，基于守恒元邊界上空間通量與時(shí)間通量的守恒性構(gòu)造出其差分格式。此格式構(gòu)造簡單、計(jì)算精度較高，并且對間斷具有很強(qiáng)的分辨率，簡單地引入權(quán)函數(shù)即可進(jìn)行捕捉［7-8］，避免了傳統(tǒng)迎風(fēng)格式用以處理間斷的限制器可能導(dǎo)致的過度數(shù)值耗散。二階CE/SE 計(jì)算格式的推導(dǎo)過程及其相關(guān)項(xiàng)的求解方法可參見文獻(xiàn)［9］，其在軸對稱坐標(biāo)系下的二維無粘反應(yīng)流的計(jì)算格式為：

式中，i，j分別對應(yīng)徑向r和軸向z空間網(wǎng)格點(diǎn)的坐標(biāo)，n為時(shí)間迭代步數(shù)，由于流場中存在強(qiáng)間斷現(xiàn)象，Ur和Uz這兩項(xiàng)需采用差分重構(gòu)的方法進(jìn)行求解［10］，即：

α為可調(diào)節(jié)常數(shù)，通常取1-2，本文中取2。

格式穩(wěn)定性條件為：

式（6）中所介紹的CE/SE 方法含有帶火藥燃燒反應(yīng)的源項(xiàng)，相對于流場反應(yīng)的特征時(shí)間，燃燒反應(yīng)過程的時(shí)間尺度是較小的，直接求解式（6）可能會導(dǎo)致數(shù)值解的不收斂，所以這里采用分步求解的方法：對于任意時(shí)間步，在不考慮源項(xiàng)的 情 況 下 求 解 出，即求解不 含的式（6），再通過計(jì)算中間參量得到的值，最后采用四階龍格庫塔法求解常微分方程組dU/dT=H，即可得到下一時(shí)間步的。

3.4 邊界條件與初始條件

本研究中計(jì)算域選擇中心軸線以下的部分，對于各個計(jì)算域，其邊界條件設(shè)置如下：

（1）軸對稱邊界條件：軸線上流體的速度沿法向的分量為零，其他物理量沿軸線法向方向上梯度為零。

（2）流通區(qū)域邊界條件：對于各個計(jì)算域，未連通時(shí)邊界條件設(shè)置成固壁條件，形成流通狀態(tài)后，即破孔或破膜后，各個計(jì)算域相連通位置處的邊界條件變?yōu)樽杂奢斎?、輸出邊界，即邊界處各物理量沿流動方向的梯度為零?/p>

（3）固壁條件：無粘流動中，固壁邊界設(shè)置成有滑移邊界條件，氣相與固相的速度沿法向的分量為零。

初始時(shí)刻，傳火管與主裝藥區(qū)的空隙率由火藥裝填密度決定，燃燒室自由空間區(qū)空隙率為1，初始壓力p0為0.1 MPa，氣固兩相初始速度均為0，初始溫度T0為室溫，初始?xì)庀嗝芏葹棣裧0=p0(p0β+ RT0)，其中β為火藥氣體余容，R 為火藥氣體的氣體常數(shù)。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 傳火管點(diǎn)傳火過程分析

圖5 給出了不同時(shí)刻傳火管內(nèi)氣相的壓力與徑向速度分布圖，圖6 給出了傳火孔1 至孔7（分別對應(yīng)底火端至傳火管尾部的7 個傳火孔）隨時(shí)間的氣相徑向速度分布圖。圖5a 是點(diǎn)火初期的壓力分布圖，由于底火源是一種高強(qiáng)度的瞬態(tài)源，在點(diǎn)火初期流場中就形成了明顯的軸向壓力梯度。由圖5b 可見，當(dāng)傳火管內(nèi)黑火藥被點(diǎn)燃后，伴隨著傳火孔處燃?xì)獾耐饬?，軸向壓力梯度整體不再明顯，而傳火孔周圍則呈現(xiàn)了明顯的徑向壓力梯度；黑火藥顆粒藥床主要受燃?xì)廨S向上的推動作用，逐漸向傳火管尾部堆積，燃?xì)饨?jīng)過顆粒密集區(qū)時(shí)會生成大量燃?xì)猓野殡S著局部燃?xì)饷芏鹊脑龃螅?.39 ms 左右時(shí)尾部處已形成了明顯的高壓區(qū)，波峰處約為12 MPa，隨后壓力波反射，如圖5c～5d 所示，圖5d 也給出了同一時(shí)期的氣相密度分布圖，顯然高壓區(qū)同時(shí)伴隨著高氣相密度。在整個點(diǎn)傳火過程中，徑向上的壓力梯度推動了燃?xì)獾耐饬?，氣體朝著傳火孔所處方向不斷加速，從點(diǎn)火過程開始，傳火管內(nèi)壓力不斷升高，徑向流速也在不斷提高，隨著燃?xì)庀蛩幫仓餮b藥區(qū)不斷注入，主裝藥區(qū)的壓力逐漸上升，管內(nèi)外壓差逐漸減小，使得在一段時(shí)間內(nèi)傳火孔處氣體的徑向流速趨于平緩，當(dāng)壓力波形成后，局部的高壓高密度燃?xì)鈺偈箓骰鹂滋帤庀鄰较蛄魉俚亩冈?，最大徑向流速可達(dá)127 m·s-1，如圖6 所示。

圖5 不同時(shí)刻傳火管內(nèi)壓力分布與氣相徑向速度分布圖Fig.5 The distribution of pressure and gas radial velocity in ignition tube

圖6 傳火孔處氣相徑向速度曲線Fig.6 The gas radial velocity of vent holes

4.2 主裝藥區(qū)火藥燃燒過程分析

主裝藥區(qū)不同時(shí)刻的火藥溫度及壓力分布如圖7所示。圖7a 還給出了初始時(shí)刻主裝藥區(qū)的空隙率分布，可見對于主裝藥區(qū)，當(dāng)傳火管燃?xì)忾_始注入時(shí)，火藥顆粒逐漸向邊界處堆積，繼而會導(dǎo)致初始時(shí)期徑向上的壓力落差；在相間傳熱的作用下，近傳火孔處火藥最先被點(diǎn)燃，火藥一經(jīng)點(diǎn)燃，隨即達(dá)到爆溫，如圖7b 所示；由圖7c 可以看出，在傳火孔處燃?xì)馍淞鞯淖饔孟拢捎跉庀嗟膹较蛄鲃有?yīng)顯著，燃?xì)饽芰恐饕貜较騻鞑?，火藥也主要隨徑向被點(diǎn)燃。而隨著火藥的逐層點(diǎn)燃，除傳火孔射流區(qū)域外，主裝藥區(qū)此時(shí)已無明顯的徑向壓力梯度，壓力分布整體顯得較為平均；在整個點(diǎn)傳火過程中，除燃?xì)馍淞鲗?dǎo)致的火藥燃燒，局部火藥點(diǎn)燃后向外釋放的大量化學(xué)能也促使了其余火藥的燃燒，由圖7d 可見大約在6.81ms 左右時(shí)整個主裝藥區(qū)的發(fā)射藥幾乎被完全點(diǎn)燃，此后主裝藥區(qū)壓力上升幅度逐漸向峰值逼近；當(dāng)主裝藥區(qū)的膜片破裂后，燃?xì)獾某隽鲿?dǎo)致出口處形成明顯的軸向壓力梯度，如圖7e所示。圖8 給出了主裝藥區(qū)測壓點(diǎn)的圧力曲線的仿真值與試驗(yàn)值，計(jì)算所得最大壓力為2.64 MPa，試驗(yàn)結(jié)果為2.66 MPa，計(jì)算所得結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比基本吻合。

圖7 不同時(shí)刻主裝藥區(qū)火藥溫度及壓力分布圖Fig.7 The distribution of pressure and propellant temperature in main charge area

圖8 測壓點(diǎn)圧力曲線Fig.8 The pressure curves of simulation and experiment

4.3 燃燒室自由空間激波形成分析

圖9 是破膜瞬間即主裝藥區(qū)膜片處達(dá)到破膜壓力時(shí)，燃燒室自由空間的氣相密度和馬赫數(shù)分布圖，可以明顯的看出有一道激波在此時(shí)產(chǎn)生，這是由于相對于燃燒室無裝藥的自由空間，主裝藥區(qū)為一高壓高密度區(qū)域，破膜瞬間高溫高壓燃?xì)馍淞鬟M(jìn)入燃燒室自由空間，燃?xì)獾拿芏冗h(yuǎn)高于自由空間內(nèi)氣體的密度，燃?xì)庀虺隹谕馀蛎?，壓縮波匯聚疊加，因此在燃?xì)馍淞鲄^(qū)域形成了明顯的高密度區(qū)域，同時(shí)在射流的作用下，出口處的高馬赫數(shù)區(qū)域隨之形成?？梢灶A(yù)見的是，模塊裝藥結(jié)構(gòu)的特殊性極易在膛內(nèi)點(diǎn)傳火過程中產(chǎn)生激波現(xiàn)象，典型如藥筒內(nèi)傳火管的破孔過程，其破孔后的燃?xì)馍淞魍瑯訒橛屑げㄐ纬桑M(jìn)而影響主裝藥區(qū)的升壓過程，針對這一構(gòu)想，4.4 節(jié)專門對一假設(shè)工況下（此工況下傳火孔孔徑設(shè)定為4 mm）3 種不同破孔壓力的傳火孔燃?xì)馍淞鬟^程進(jìn)行了仿真分析。

圖9 破膜瞬間燃燒室自由空間馬赫數(shù)與氣相密度分布圖Fig.9 The distribution of gas density and Mach number in free space of combustor at the moment of diaphragm breaking

4.4 傳火孔破孔過程的仿真及分析

圖10 給出了破孔壓力為3 MPa 時(shí)不同時(shí)刻主裝藥區(qū)的氣相馬赫數(shù)分布圖和速度矢量圖。顯然傳火管內(nèi)壓力的分步不均會導(dǎo)致破孔明顯存在時(shí)序上的差異；破孔后的主裝藥區(qū)形成了向四周擴(kuò)散的激波，這與文獻(xiàn)［12］所討論的傳火孔射流激波現(xiàn)象基本接近。當(dāng)傳火通道形成后，燃?xì)庠讵M窄的區(qū)域內(nèi)向外釋放，且主要沿徑向方向流動，如圖10a 所示。受激波影響，傳火孔出口位置的氣相流速接近音速，大約在離軸線1 mm 的位置處便形成了明顯的超音速流域，燃?xì)饨?jīng)傳火孔向外傳播，并主要沿徑向方向上擴(kuò)散，破孔初期氣相的徑向流速在馬赫數(shù)最大區(qū)域約為502 m·s-1，之后不斷加速，在3.33 ms時(shí)達(dá)到了729 m·s-1，如圖10b～10c 所示，相較于無膜片的情況，氣相流速顯著增大。圖11 給出了不同破孔壓力下主裝藥區(qū)某網(wǎng)格點(diǎn)的壓力隨時(shí)間變化的曲線圖，對比可知，傳火孔無膜片的主裝藥區(qū)升壓過程中的壓力曲線較平滑，但當(dāng)存在破孔條件時(shí)，氣相徑向流速的增大會顯著提高傳火孔燃?xì)馍淞鞯牧髁浚虼酥餮b藥區(qū)壓力上升的趨勢更為劇烈且伴有明顯的震蕩。

圖10 不同時(shí)刻主裝藥區(qū)氣相馬赫數(shù)與速度矢量分布圖Fig.10 The distribution of gas Mach number and velocity vector in main charge area

圖11 不同破孔壓力下主裝藥區(qū)測壓點(diǎn)的壓力曲線Fig.11 Pressure curves of a pressure measuring point in main charge area under different breaking pressure of vent holes

5 結(jié)論

基于模塊裝藥條件下的點(diǎn)傳火試驗(yàn)，建立了試驗(yàn)條件下的計(jì)算模型并采用CE/SE 方法進(jìn)行了數(shù)值仿真，通過試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果的對比，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性，所建立的模型能較準(zhǔn)確的描述試驗(yàn)過程。揭示了模塊藥筒傳火管的傳火與破孔規(guī)律、主裝藥區(qū)火藥著火規(guī)律和升壓規(guī)律，以及點(diǎn)傳火過程中的激波形成現(xiàn)象。主要結(jié)論如下：

（1）對于傳火管，點(diǎn)火初期軸向上存在著較大的壓力梯度，之后逐漸平緩直至壓力波形成，伴隨著傳火孔處燃?xì)庀蚬芡獾牧鞒?，傳火孔區(qū)域會逐漸形成較為明顯的徑向壓力梯度；整個點(diǎn)傳火過程中氣相的徑向流動效應(yīng)十分明顯，其徑向流速受管內(nèi)外壓差影響呈現(xiàn)增減的趨勢。

（2）受燃?xì)馍淞鞯膹较騻鞑ビ绊懀餮b藥區(qū)發(fā)射藥主要沿徑向方向被點(diǎn)燃；傳火初期，火藥顆粒受徑向上的推動作用會逐漸堆積在邊界處，此時(shí)會形成較為明顯的徑向壓力落差，隨著火藥的逐層點(diǎn)燃，徑向上的壓力落差消失；當(dāng)膜片破裂后，燃?xì)獾妮S向外流會導(dǎo)致出口處形成明顯的軸向壓力梯度。

（3）藥筒的膜片破裂后，主裝藥區(qū)燃?xì)馍淞鬟M(jìn)入無火藥的燃燒室自由空間，燃?xì)馍淞鲄^(qū)會發(fā)生明顯的激波現(xiàn)象，形成局部的高密度、高馬赫數(shù)分布。

（4）對假設(shè)工況下的傳火孔破孔的射流過程進(jìn)行了研究，傳火孔的破孔具有不一致性；傳火孔破孔后會導(dǎo)致激波在孔外產(chǎn)生，并向四周擴(kuò)散。受激波影響，氣相流速顯著提高，進(jìn)而導(dǎo)致主裝藥區(qū)在升壓過程中的壓力震蕩十分明顯且升壓幅度相較于傳火孔無膜片的情況下更為劇烈。