艦炮制導炮彈彈托分離過程非定常流場數(shù)值模擬

劉亞杰,孫世巖

(海軍工程大學,武漢 430033)

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艦炮制導炮彈彈托分離過程非定常流場數(shù)值模擬

劉亞杰,孫世巖

(海軍工程大學,武漢 430033)

為了研究次口徑艦炮制導炮彈彈托與炮彈的分離安全性及分離過程中的氣動干擾,采用基于動網格技術的非定常CFD數(shù)值模擬方法,同時耦合求解彈托六自由度彈道方程,對彈托與炮彈的分離過程進行了模擬計算。給出了分離過程中炮彈和彈托各自的氣動特性,及彈托分離軌跡和姿態(tài)角變化規(guī)律,分析了彈托與彈體間的氣動干擾特性。結果表明,彈托能夠與炮彈安全分離,在分離初期炮彈和彈托之間存在顯著的氣動干擾,分離一定距離后彈托對炮彈的氣動干擾消失。文中為次口徑艦炮的彈托分離技術研究提供了數(shù)據(jù)支撐和理論依據(jù)。

CFD數(shù)值模擬;動網格;彈托分離;流場特性;氣動特性;分離軌跡

0 引言

艦炮武器是現(xiàn)代海軍的重要武器裝配之一,其性能是衡量一個國家海軍裝備技術水平的一個重要標志,因此世界各軍事大國都在競相發(fā)展。采用大身管火炮發(fā)射同口徑的制導炮彈,可以獲得較大的炮口速度。但由于彈體直徑較大,阻力較大,飛行中速度下降較快,難以獲得大射高和大射距,難以保證炮彈在有效射程末端攔截高機動目標所需的速度和橫向過載。

采用大身管火炮發(fā)射的次口徑制導炮彈,在炮膛內炮彈靠彈托(一般為三瓣或四瓣)與炮管適配,在炮彈離開炮口一定安全距離后彈托拋掉。采用次口徑發(fā)射的制導炮彈不僅可獲得高的炮口速度,而且大大的減小了拋掉彈托后彈體飛行中的阻力和速度損失,可大大增加射高和射距,提高制導炮彈在有效射程末端的飛行速度及法向過載。出炮口后彈托能否與炮彈安全分離是次口徑制導炮彈研制的關鍵技術之一。

隨著非定常數(shù)值計算方法的完善和發(fā)展,數(shù)值計算方法在多體分離氣動特性研究中發(fā)揮越來越重要的作用[1-4]。在20世紀80年代,D.Siegelman等人利用彈道研究室試驗數(shù)據(jù),提出了彈托分離過程的工程分析方法[5],建立了彈體-彈托分離過程的干擾流場模型,按彈托分離過程中所引起的彈體俯仰力矩的品質進行了彈托的優(yōu)化設計。

次口徑制導炮彈與彈托的分離過程是非定常的多體分離過程,須采用基于動網格技術的三維非定常數(shù)值方法進行流場的數(shù)值模擬,研究彈托分離過程中彈托與彈體之間的流場干擾,氣動特性干擾;還須耦合求解剛體飛行力學方程組才能獲得彈道分離后的空間軌跡和姿態(tài)角的變化規(guī)律。

數(shù)值模擬技術是研究彈托分離過程中的重要手段之一。Martin J. Guillet等人對彈托分離過程進行了數(shù)值和實驗研究，并對計算彈托彈道的程序AVCO碼進行了改進[6]。M.J.Nusca和F.Lesage 應用TASCflow對簡化后的彈托分離過程進行了數(shù)值模擬[7-8]，并求出了彈托張角取不同值時，軸對稱平面內的彈托和彈體表面壓力分布曲線及流場內的壓力等值線圖。Earl N Ferry等應用Chimera方法生成了彈托對稱分離的三維網格，求解Navier-Stokes方程，給出了彈托及彈體的壓力分布曲線[9]。A.Mikhail, K.Heavey對彈托在與彈體分離過程中作用在彈托前沿上的力進行了分析，運用CFD進行了計算，并與實驗結果進行了對比[10]。Mehmet E.Erengil分析了彈托對稱分離過程中的氣動特性，運用數(shù)值方法對壓力分布進行了計算，并與實驗結果進行了對比，與實驗數(shù)據(jù)比較接近[11]。

在國內，李梅采用代數(shù)法網格生成技術對APFSDS彈托脫落過程進行了二維網格生成，采用TVD有限體積格式求解Euler方程，對其氣動力進行了數(shù)值模擬[12]。武頻等通過對APFSDS三瓣彈托對稱分離時生成三維貼體網格，應用TVD有限體積格式進行了三維流場數(shù)值模擬[13-14]。譚俊杰等利用等比數(shù)列網格生成技術，三維弧長生成技術以及拼接技術生成APFSDS干擾流場數(shù)值模擬中的計算網格，在計算脫殼穿甲彈和彈托之間的干擾時，將彈托簡化為帶圓弧的楔形塊，計算結果比較令人滿意[15]。雷娟棉等人以三維Navier-Stokes 方程為基礎, 用計算流體力學(CFD) 數(shù)值模擬方法對俄9M 55K 型火箭彈子母戰(zhàn)斗部的第一次拋撒分離過程--子彈筒從母彈側向拋出進行了研究[16]，對初始分離條件對航彈與載機分離安全性影響規(guī)律進行了研究[18]，李繼偉對彈托與炮彈的分離過程進行了初步研究，這些都為次口徑彈彈托分離過程中非定常氣動特性研究提供了理論依據(jù)。

1 數(shù)值模擬方法

文中以非定常三維N-S方程為基礎,采用S-A(Spalart-Allmaras)湍流模型,以動態(tài)網格及其重構技術為基礎，對求解彈托運動的六自由度彈道方程進行耦合求解,對彈托與炮彈的分離過程，在不同條件下進行了數(shù)值模擬計算。

1.1 控制方程

在彈托與炮彈分離過程中,流場域的邊界相對于單體本身一直都是在不停運動，其運動主要發(fā)生在彈托表面。因此，流場邊界運動會隨著時間的推移，對流場域的流場計算這類問題，可以通過動態(tài)網格技術解決。下面，將重點對包含運動邊界的機彈分離非定常流場數(shù)值模擬計算的問題進行介紹，主要是通過基于非結構網格的彈簧法網格變形和局部網格重構方法解決。

(1)

式中:?Ω(t)表示控制體積Ω(t)的邊界面;ρ、u和e分別控制體中流體的密度、速度和單位體積的總能;D為網格運動速度,對于不運動網格D=0;n為?Ω(t)的外法向單位向量;P為流體靜壓張量;τ為粘性應力張量;q為由熱傳導產生的熱流量。

當邊界以任意速度進行運動時，其控制體的流動控制方程組由式(1)表示，其坐標系為笛卡爾坐標系。為了便于計算和理解，將其以流體力學中更為常用的Navier-Stokes方程形式進行表示。

定義守恒變量Q為:

Q=(ρ,ρu,ρv,ρw,e)T

(2)

邊界運動速度D為:

D=(ug,vg,wg)

(3)

則笛卡爾坐標系下,邊界運動的控制體流動控制方程組(1)可寫為:

(4)

其中,分量E、F、G及Ev、Fv、Gv的表達式分別為:

式中:Ev、Fv、Gv的下標v為粘性(viscous),g為網格(grid),u、v、w為流體速度，ug,vg,wg控制體邊界運動速度均為笛卡爾坐標系下的速度分量,p為流體壓力,ρ為流體密度,e為單位體積總能。

1.2 湍流模型

(5)

式中:σ和Cb2是常數(shù);μ是運動粘性系數(shù);j表示一個坐標軸方向；Gv是湍流粘性產生項;由于壁面阻擋與粘性阻尼引起的湍流粘性的減少量由Yv表示。

1.3 六自由度運動方程

對彈托運動的六自由度運動方程求解，需要涉及到非定常氣動力耦合的問題，根據(jù)牛頓定律得到的剛體平動方程，如式(6)、式(7)所示，對彈體慣性坐標系下的彈托分離過程中，彈托卡瓣的運動軌跡進行計算。

(6)

(7)

式中：m表示彈托質量；x、V分別表示彈托質心在慣性坐標系下的位置矢量和速度矢量；F表示彈托所受包括氣動力、重力等在內的合力。

在彈托坐標系下，給出剛體轉動方程。對彈托的動量矩進行如下定義：

L=I·ω

(8)

式中：I表示彈托的慣性張量，ω表示角速度。

根據(jù)動量矩定理：

(9)

對式(8)和式(9)進行合并，可以得到：

(10)

1.4 網格與邊界條件

在進行含動邊界的非定常流場數(shù)值模擬時，流場中的網格單元會發(fā)生一定概率的形變，其產生原因是多樣的，主要包括物體在流場中的運動而導致內部網格甚至動邊界上的網格點的位移。當變形達到一定程度時，將會帶來較大的計算誤差。當網格單元的控制體體積小于零時(即四面體發(fā)生了翻轉)，模擬將無法進行下去。此外，采用顯式求解方法時，網格變小(控制體體積減小)及網格質量的下降則需要整個計算區(qū)域時間步長大幅減小，整個數(shù)值模擬過程所需要的時間也更多。下文對變形后的網格進行處理也是為了防止上述情況的出現(xiàn)。

初始流場域的處理，主要通過非結構網格的方法對其進行離散。在非定常流場模擬過程中，彈托與炮彈的分離過程將引起運動的物體表面邊界發(fā)生一定程度的位移，當位移幅度較小時，采用彈簧式光順法對網格節(jié)點的位置進行調整；當位移幅度較大時，彈簧式光順法無法正常對網格節(jié)點的位置進行調整，有可能使網格扭曲過大，也有可能導致尺寸的過大或過小。因此，需要將無法正常進行位置調整的網格節(jié)點，即扭曲率過大、超出預定網格尺寸范圍的網格單元進行處理，將其與周圍的網格進行局部聚合，使之成為一個新的空間域，并對在此重生出新的網格單元進行下一步處理，即網格重構。

在數(shù)值模擬計算過程中，需要進行如下的初始條件設置：1)將無滑移絕熱壁面設置為彈體及彈托表面的初始條件；2)將壓力遠場設置為計算域外邊界的邊界初始條件。

2 數(shù)值模擬方法驗證

非定常流場中最典型的案例包括二維翼型受迫振蕩繞流場，為了更好的對比彈體與彈托分離過程的非定常流場數(shù)值模擬，文中重點對NACA0012翼型的受迫振蕩過程的非定常流場進行數(shù)值模擬。通過與風洞實驗數(shù)據(jù)的對比，對文中提出的基于動網格的非定常數(shù)值模擬方法的可靠性進行驗證。

NACA0012翼型的受迫振蕩時的攻角會隨時間進行周期性的變化：

α(t)=α0+αmsin(kt)

(11)

式中:α0為初始攻角;αm為振幅;k為無量綱角頻率,k=ωc/u∞,ω為角頻率,c為弦長;t為無量綱時間。振蕩運動軸心定義為xm/c。各參數(shù)取值見表1。

圖1為采用文中基于動網格的非定常數(shù)值方法模擬振蕩翼型非定常流場得到的翼型升力系數(shù)遲滯曲線。由圖1可見數(shù)值模擬結果與實驗結果吻合良好,表明文中的非定常數(shù)值模擬方法可以很好的模擬非定常流場。

表1 NACA0012翼型振蕩參數(shù)表

圖1 NACA0012翼型升力系數(shù)遲滯曲線

3 數(shù)值模擬計算外形及條件

計算外形為炮彈和三瓣彈托,如圖2(a)所示。三瓣彈托分別命名為:Sabot1、Sabot2和Sabot3,如圖2(b)所示。

圖2 數(shù)值模擬計算外形

根據(jù)76 mm艦炮發(fā)射炮彈時的炮口速度,確定數(shù)值模擬計算來流馬赫數(shù)為Ma=2.5～3.0;由于炮彈剛從炮管發(fā)射出來時彈體的攻角很小,因此在進行彈托與炮彈非定常分離過程數(shù)值模擬計算時取攻角α=0°、2°。

4 數(shù)值模擬結果

4.1 分離彈托及彈體表面壓力分布

圖3為通過數(shù)值模擬得到的Ma=2.8,α=0°時,彈托與炮彈分離過程中不同時刻彈托及彈體表面壓力分布云圖。

圖3 分離不同時刻彈托及彈體表面壓力云圖

從圖3可以看出,彈托與彈體的分離引起了彈體表面及空間流場的壓力分布變化,彈托前緣的脫體激波打在彈體上的位置隨著時間的推移逐漸后移,三瓣彈托發(fā)生了非對稱分離,Sabot1的軸向位移遠遠大于Sabot2和Sabot3的軸向位移,并且隨著彈托逐漸遠離彈體,三瓣彈托前腔內的壓力變化非常明顯。

4.2 彈托分離軌跡

圖4為Ma=2.8,α=0°時,通過數(shù)值模擬得到的彈托與炮彈分離過程中三瓣彈托的分離軌跡,其中圖4(a)為側視圖,圖4(b)為前視圖。

圖4 彈托分離軌跡圖

從圖4可以看出,三瓣彈托能夠與彈體安全分離,沒有出現(xiàn)回碰彈體的情況;在分離過程中彈托相對炮彈向側后方運動,Sabot2與Sabot3的分離軌跡相近,Sabot1相對于Sabot2和Sabot3軸向飛行距離比較遠。從圖中還看出三瓣彈托發(fā)生了非對稱分離,Sabot1基本以水平的姿態(tài)向后遠離彈體,姿態(tài)變化不是很明顯;Sabot2和Sabot3向斜下方遠離彈體,這與它們各自受到的空氣動力的作用有關。隨著彈托逐漸遠離彈體,彈體對彈托的干擾逐漸減弱,彈托速度越來越大,在相同時間段內飛行過的距離也越來越遠。

4.3 彈托姿態(tài)變化

圖5～圖7給出了Ma=2.8,α=0°、2°時分離過程中三瓣彈托姿態(tài)角隨時間的變化曲線。

圖5 Sabot1姿態(tài)角隨時間變化曲線(Ma=2.8)

圖6 Sabot2姿態(tài)角隨時間變化曲線(Ma=2.8)

從圖5可以看出,分離過程中Sabot1的姿態(tài)變化主要為繞oz軸轉動,即俯仰方向的運動,繞ox軸、oy軸的轉動幅度很小,幾乎為零。

圖7 Sabot3姿態(tài)角隨時間變化曲線(Ma=2.8)

從圖6和圖7可以看出,Sabot2與Saobt3的姿態(tài)變化主要為繞oy軸、oz軸轉動,且繞oy軸的轉動幅度最大,二者繞ox軸的轉動幅度均很小,幾乎為零。且隨著馬赫數(shù)和攻角的增大,轉動幅度也越來越大。

圖8 彈體軸向力系數(shù)隨時間變化曲線(Ma=2.8)

4.4 彈體的氣動力特性

1)彈體軸向力特性

圖8為Ma=2.8,α=0°、2°時分離過程中彈體軸向力系數(shù)隨時間的變化曲線。

從圖8可以看出,彈托的存在對彈體的軸向力產生了一定的影響。初始段,彈體的軸向力系數(shù)較小;緊接著,彈體的軸向力系數(shù)陡增,有攻角時比無攻角時增加更快;隨著彈托逐漸遠離彈體,彈托對彈體的干擾作用逐漸減弱,彈體的軸向力系數(shù)漸漸趨于常值。

2)彈體法向力特性

圖9為Ma=2.8,α=0°、2°時分離過程中彈體法向力系數(shù)隨時間的變化曲線。

圖9 彈體法向力系數(shù)隨時間變化曲線(Ma=2.8)

從圖9可以看出,彈托與彈體的分離對彈體的法向力特性產生一定的干擾作用,攻角為零時,初始段彈體的法向力系數(shù)為正,隨后法向力系數(shù)在正負之間振蕩,最后趨于穩(wěn)態(tài)值;有攻角時,彈體法向力系數(shù)始終為正,且隨著時間的推移,法向力系數(shù)幾乎一直在增大,隨著彈托逐漸遠離彈體,彈體法向力系數(shù)最后漸趨于穩(wěn)態(tài)時的值。

3)彈體俯仰力矩特性

圖10為Ma=2.8,α=0°、2°時分離過程中彈體俯仰力矩系數(shù)隨時間的變化曲線。

圖10 彈體俯仰力矩系數(shù)隨時間變化曲線(Ma=2.8)

從圖10可以看出,彈體的俯仰力矩系數(shù)在正負之間變化,這主要是因為三瓣彈托前緣的脫體激波打在彈體上的位置隨著時間的推移而不同,使彈體受到的法向力及作用點位置發(fā)生變化。隨著時間的推移,其值漸趨于穩(wěn)態(tài)值。

5 結論

由艦載次口徑制導炮彈彈托分離過程非定常流場數(shù)值模擬結果可以得到以下初步結論:

1)在彈托初始分離階段,彈托離彈體很近,彈托前的激波會打到彈體上,對彈體表面的載荷影響顯著,使彈體的氣動特性呈振蕩變化;彈托離彈體距離越大,對彈體氣動特性的影響越弱;當彈托對彈體的影響消失后,彈體的氣動特性便成為常值。

2)三瓣彈托的分離為非對稱分離,彈托各自的氣動力和重力決定了各自的分離軌跡。在飛行時間相同時,Sabot1的縱軸向位移大于彈托2和彈托3的縱軸向位移。

3)在發(fā)射條件下,次口徑炮彈的三瓣彈托在氣動力的作用下都能與彈體安全分離。

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Unsteady Flow Numerical Simulation of Sabot Separation for Naval Gun Guided Projectile

LIU Yajie,SUN Shiyan

(Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

In order to research aerodynamic interference of separation between sabot and projectile and separation safety during this process, the sabot separation process was simulated based on dynamic grid technology by using unsteady CFD numerical simulation method, and the separation process of the projectile was simulated by coupling of six degree-of-freedom ballistic equation at the same time. All aerodynamic characteristics of the shells and sabots, trajectory of sabot separation, and changing law of attitude angle were given in this paper. Then the aerodynamic interference characteristics between the sabot and the projectile were analyzed. The results show that sabot can separate from projectile security, but there is significant aerodynamic interference during early separation, aerodynamic interference will disappear after a certain distance. This paper provides data support and theoretical basis for sabot separation of naval gun guided projectile.

CFD numerical simulation; dynamic grid technology; sabot separation; flow characteristics; aerodynamic characteristics; separation trajectory

2015-05-28

劉亞杰(1975-),女,遼寧朝陽人，講師,博士,研究方向:復雜系統(tǒng)建模與仿真。

V211.3

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