基于流固耦合的某擺膛炮膛管間隙研究

劉念祖,戴勁松,王茂森,何 福

(南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094)

擺膛機構通過每次橫向擺動90°完成裝彈(同時卸彈)、對齊身管、擊發等一系列動作,實現連續射擊。擺膛與身管的間隙距離成為影響擺膛順利裝填彈及炮彈發射效果的重要因素。間隙太大,內彈道氣密性不足,彈丸出炮口初速低;間隙太小,炮膛轉動容易卡住而影響機構運轉穩定性。射擊時,火炮由于與火藥氣體接觸,受到氣體的瞬態脈沖加熱,尤其是快速連續射擊使管內溫度迅速上升[1]。本文利用流固耦合和動網格構建瞬態傳熱受力模型,忽略高溫燒蝕等因素的影響,分析發射和裝彈過程中擺膛和身管在高溫高壓下的變化規律,為確定膛管間隙距離提供借鑒。

1 擺膛炮膛-管傳熱數理模型

溫度場中的傳熱主要有3種方式[2]:對流、傳導和輻射。身管傳熱有膛內火藥氣體流動傳熱、身管固壁傳熱、外壁和外界的對流,輻射換熱量是對流換熱的百分之一,可以不加考慮。

1.1 溫度場的控制微分方程

槍炮射擊時,膛內對流換熱復雜,需要做如下簡化假設[3]:

①藥室直徑與身管孔徑相同,忽略膛線對氣流的影響;

②將實際的多相流簡化為單相流,裝藥燃燒熱量在能量方程中予以考慮;

③邊界層很薄,解核心流可以不考慮邊界層存在,將核心流作為邊界層流動的外邊界條件,氣體定義為理想氣體;

④火藥氣體與身管間只存在強迫對流換熱。

各向同性的材料在圓柱坐標(r,φ,z)的導熱微分方程為

(1)

式中:ρ為材料密度,cp為材料比定壓熱容,λ為導熱系數,T為溫度,qv為內熱源強度。

以物體邊界面與介質之間的對流換熱和邊界面上物體的導熱確定邊界面上的換熱方程:

(2)

1.2 流固耦合結構簡化模型

取該研究中擺膛炮2個重要構件:擺膛和身管,采用Pro/E建立三維實體模型,如圖1所示。

擺膛和身管的位置如圖2所示,兩者球弧面同心且在直徑方向上預留一定的間隙,在球弧面上取擺膛身管間隙處的4個點Q1,Q2,Q3,Q4(其在系統坐標系中坐標為Q1(-0.144 5,0.035,0),Q2(-0.145,0.035,0),Q3(-0.143,0.041,0),Q4(-0.143 5,0.041,0));擊發彈丸為埋頭彈形式,采用塑料彈殼。圖2中,E-E為擺膛靠近間隙處的截面;F-F為身管靠近間隙處的截面。

圖1 某擺膛炮擺膛、身管模型

圖2 擺膛、身管模型截面示意圖

2 邊界條件和材料熱性能參數的確定

2.1 火藥燃氣的溫度歷程及對流換熱系數

根據已知內彈道火藥力f,氣體常數可以取R=0.85×10-4N·s/m2,估算火藥氣體爆溫;膛內火藥氣體的平均溫度隨時間變化規律為

T(t)=T0exp(-AtB)

(3)

(4)

(5)

式中:T0為爆溫;A,B為待定擬合指數;Tk為內彈道結束時膛內氣體的平均溫度;Te為后效期結束時膛內氣體的環境溫度;ti為內彈道持續時間;tc為以內彈道結束時刻為起點的后效期持續時間[4]。

由于射擊時間短,采用湍流受迫對流換熱近似計算火藥氣體對身管、彈殼的對流換熱系數:

(6)

式中:Nu為努塞爾數,d為管內直徑。

2.2 各結構的材料性能參數

火藥氣體采用理想氣體,其比定壓熱容cp=1 834 J·kg-1·K-1,導熱系數可用λ=-0.043 5+8.483×10-5T(t)表示,材料性能參數如表1所示。

表1 結構材料性能參數

3 流固耦合場仿真模擬及熱-應力計算

3.1 結構有限元模型的建立

將上述三維裝配模型采用有限元網格劃分軟件進行網格離散,參考圖3截面示意圖位置,分別設置火藥氣體-身管、火藥氣體-彈殼、彈殼-擺膛的接觸面為接觸耦合面,彈底位置設置為動網格的運動體,其余面為壁面。

圖3 有限元網格及邊界示意圖

3.2 單發內彈道時期及后效期的模擬仿真

從圖4、圖5可以看出,彈丸在身管內加速時間很短暫,在曲線開始的幾毫秒內火藥氣體的溫度和壓強呈現斷崖式下降;而后效期內溫度、壓強下降趨勢逐漸變緩且趨于穩定。

圖4 單發周期火藥燃氣平均溫度變化

圖5 單發周期流場平均膛壓變化

3.3 五連發下擺膛、身管熱-應力仿真分析

將單發周期下靠近間隙處的擺膛、身管一小段內壁的壁面溫度和壓強導出,連續加載5次;擺膛、身管其他面設置常溫和標準大氣壓。分別取E-E、F-F截面上3個點(r為截面上點距離身管軸線的距離)反映擺膛、身管五連發后溫度上升情況,如圖6、圖7所示。

圖6 五連發擺膛E-E截面溫度變化

圖7 五連發身管F-F截面溫度變化

五連發過程中整個擺膛溫升變化不大,維持在300 K常溫左右,經分析主要存在兩方面因素:①塑料彈殼傳熱性弱,相當于在火藥氣體和膛壁之間加了一個隔熱層;②在實際情況下內彈道結束的后效期擺膛需要進行裝彈動作,新彈進膛擠出彈殼的同時將膛內熾熱的火藥氣體擠出,高溫火藥氣體在擺膛里停留時間很短。而身管內壁由于火藥氣體的多次直接沖擊和后效期自然冷卻,靠近內壁一側r=0.03 m處溫度由常溫上升到535 K左右,靠近外側r=0.04 m處的身管溫度上升不明顯。

將該結構溫度場瞬態變化數據導入結構應力模塊,設置材料性能參數,施加結構邊界條件和火藥氣體的壓強曲線,分別記錄擺膛開始擺動時刻Q1,Q2,Q3,Q44個點處的形變位移,表中sx,sy,sz分別為x,y,z方向位移,s*為總變形位移。

表2 間隙邊界處Q1,Q2,Q3,Q4形變位移

將上述4個點分為2組,即Q1-Q2,Q3-Q4,分別將同一時刻的總變形位移相加,得到2組點最大位移量:0.082 8 mm+0.061 mm=0.143 8 mm,0.082 9 mm+0.054 5 mm=0.137 4 mm。五連發射擊的條件下確定擺膛和身管在球弧面直徑方向的間隙為0.1～0.2 mm,實際中預設的兩者間隙在0.35～0.5 mm范圍內,相比仿真結果有所差別。因此,在設計加工過程中可適當減小膛管間隙,既滿足擺膛旋轉正常供彈,同時防止間隙過大后火藥氣體大量溢出的情況,減小對裝置氣密性和彈丸發射初速的影響。

4 結論

本文通過上述計算過程得出以下結論:

①該擺膛炮由于使用塑料彈殼的彈丸,隔熱性能好,且推彈動作擠壓已燃火藥氣體,通過仿真發現擺膛溫度在五連發射擊后變化不明顯,由此推測提高發射速度和數量,擺膛不會出現由溫度升高帶來的不利影響;

②通過流固耦合傳熱和有限元仿真計算確定擺膛-身管球弧面徑向間隙在0.15 mm左右,這是本文基于溫度與壓強2個因素得到的結果,然而火炮發射過程中需要考慮的因素很多,如發射中產生的燒蝕、火藥氣體雙向流的參數化設置等,因此對以后多方面的優化提出了更高的要求。