Φ50 mm口徑氣體炮炮口制退器的設計與效率分析

張 浩,陳萬華,張代賢,廖國柔,馬國鷺

(1.中國空氣動力研究與發展中心, 四川 綿陽 621000;2.西南科技大學 制造過程測試技術教育部重點實驗室, 四川 綿陽 621010)

0 引言

氣體炮是以高壓氣體為動力,推動彈體沿炮管加速運動的試驗裝置,它具有發射參數調整方便、結構簡單、安全可靠諸多優點,主要用于各種沖擊和發射試驗之中[1]。炮口制退器廣泛應用于各類火炮中,能簡便有效地減小發射瞬間對炮架的沖擊,明顯縮短后坐距離[2-3]。若將炮口制退器應用于氣體炮,能起到較好的緩沖作用,對氣體炮的支撐調整機構的設計帶來益處。

傳統的炮口制退器的結構設計中,普遍采用半經驗半理論設計方法[4-5],至今仍然是工程設計中的主流方法。隨著計算流體動力學的發展,流場動力仿真技術也被引入到制退器的設計之中[6-8]。樂貴高等[9]利用Osher格式計算并分析了某火炮膛口氣流場現象,描述了此氣流的發展過程;趙佳俊等[10]采用CFD技術計算炮口制退器效率,通過Fluent軟件監測制退器各排側孔射流相關參數,計算其對制退器制退效率的貢獻占比;Bin等[11]基于軸對稱Euler方程DRP格式及結構化網格對膛口流場進行了模擬,得到的初始流場及火藥燃氣流場均與試驗陰影相吻;Li等[12]通過聯立求解內彈道模型和Navier-Stokes方程分析了化學反應與膛口流場特性的關系,并提出了一種炮口制退器的新結構。

綜上可知,當前的炮口制退器的研究主要針對傳統火炮,氣體炮的發射過程明顯不同于傳統火炮,對其展開研究是很有必要的。本文中針對一級氣體炮配置反作用式炮口制退器設計的特殊需要,開展以下工作:① 按照兵器行業標準確定炮口制退器的主要尺寸參數及研究中參數變動范圍;② 采用傳統的分析方法計算了制退器的制退效率,分析高壓氣室容積、壓力、彈體質量、側孔傾角以及側孔直徑等試驗參數對制退效率的影響;③ 采用有限元流場仿真驗證制退效率結果的正確性,同時確定制退器的結構尺寸。本研究對氣體炮口制退器的設計具有重要的參考價值。

1 炮口制退器的參數及研究范圍

按照兵器行業標準《WJ 2579-2002炮口制退器型式、尺寸系列》進行該炮口制退器的參數設計。需配置制退器的氣體炮的彈體發射速度不超過300 m/s,遠小于一般火炮,故選擇反作用式單氣室炮口制退器,其結構簡圖如圖1所示。當彈體從左端射入制退器氣室后,部分高壓氣體從側孔向左斜向噴出,將抵消部分發射動量,從而減小了發射后坐力沖擊。

圖1 反作用炮口制退器的結構簡圖

反作用炮口制退器的主要設計參數及研究時的變動范圍的確定簡述如下:

1) 炮管直徑d:來自氣體炮的尺寸參數,為定值50 mm。橫截面積A=1 963.5 mm2。

2) 中央彈孔直徑dcp:確保彈體能順利射出條件下取小值。標準推薦值dcp=(1.07～1.15)d,由于氣體炮彈速較低,取較大定值53.5 mm,橫截面積Acp=2 248.0 mm2。

3) 氣室長度μ:能方便布置側孔前提下取小值,標準推薦值(3～4)d,取定值160 mm。

4) 沖擊板直徑DK:標準推薦值DK≤1.3d,考慮到方便側孔布置取上限定值65 mm。

5) 側孔總面積Ac:取較大值反沖氣流增加有利于提高制退效率,推薦值1～3倍的炮管橫截面積。考慮氣體炮的實際工況,研究時取變動值 2 000～9 000 mm2,覆蓋了標準推薦范圍。

6) 側孔直徑d0:考慮加工方便擬定側孔為圓形直孔,側孔進出口面積A1=Ae1。沿圓周等分8排排列,單排3孔或4孔間隔排列,共計28個側孔。研究時d0取變動值10～20 mm,對應的側孔總面積為2 200～8 800 mm2。

7) 側孔傾角α:標準推薦值90°～120°。考慮到影響氣體方向噴射方向,對制退效率影響明顯,研究時取變動值100°～160°。

8) 彈體質量m:由氣體炮應用要求確定,研究時取變動值0.5～2.5 kg。

9) 側孔導向長度l:較長有利于保證氣流在側孔中良好導向,標準推薦l/d0>0.8。研究時取定值20 mm,滿足標準對導向性的要求。

此外,制退效率還與彈體出口速度v0、高壓氣體質量ω有關,這些量又取決于氣體炮的以下列結構參數。高壓氣室容積V:氣體炮高壓室的設計容積為定值24 L。高壓氣室壓力P:根據發射速度和彈體質量要求調節,研究時取變動值0～30 MPa。炮管長度L:氣體炮高壓室的設計長度為定值4.0 m。

2 制退效率計算流程

本文中采用的制退效率分析方法見參考文獻[2],氣體炮內彈道分析參見參考文獻[13-14],它推導的傳統炮口制退器的制退效率計算流程簡述如下。

2.1 計算氣體膨脹比

簡化高壓氣體流動為一維流動,橫截面擴大則氣體膨脹。從炮管流入側孔入口的面積膨脹比vc,側孔出/入口面積膨脹比ve分別為:

(1)

(2)

2.2 計算增速系數

假定膨脹過程為絕熱過程,將膨脹比vc和ve代入氣體絕熱方程,有:

(3)

式(3)中:γ為氣體絕熱指數,對于空氣,取γ=1.41。可求解出對應的增速系數λc和λe。

2.3 計算炮口制退器系數λ和沖量特征量χ

炮口制退器系數λ和沖量特征量χ的計算表達式為

λ=φψ(λc-λecosα)

(4)

(5)

2.4 計算炮膛內氣體質量ω、彈體出口速度v0

炮膛內氣體質量ω、彈體出口速度v0計算公式為

(6)

(7)

2.5 計算無炮口制退器時后效期炮膛合力全沖量Ih

無炮口制退器時后效期炮膛合力全沖量Ih計算公式為

(8)

2.6 計算炮口制退器效率η

炮口制退器效率η計算公式為

(9)

3 制退器參數化分析

由前述的制退效率計算流程,考察了高壓氣室壓力、彈體質量、側孔直徑、側孔傾角對制退效率的影響,得出制退效率的變化關系曲線,如圖2所示。

圖2 制退效率與關鍵參數的關系曲線

由圖2可以看出,增加高壓氣室壓力對提高制退效率有顯著效果;側孔直徑會影響進入中央彈孔通道與側孔通道的氣流量分配比,通過增大側孔直徑,有利于提高制退效率;通過增大側孔傾角來提高制退效率是可行的,但繼續增大側孔傾角對制退效率的提升會有所減緩;根據彈體質量與制退效率的關系,適當降低彈體質量不失為提高制退效率的途徑之一。

對于氣體炮而言,它是以高壓氣體為動力推動彈體向前加速的實驗裝置,在試驗階段增加高壓氣室壓力,制退效率也會逐步提升,但由于炮口臨界壓力與初始壓力的關系,增大高壓氣室壓力會使得炮口臨界壓力值增大,從而降低一級氣體炮發射系統的發射穩定性,因此,選擇合理的試驗參數對于一級氣體炮的研制至關重要。

基于上述分析,將選取側孔直徑d0=16 mm,彈體質量m=1.0 kg作為數值仿真的依據。

4 制退器流場仿真

為了進一步探究側孔傾角對制退效率的影響,采用Fluent軟件對彈體進入制退器的整個動態過程進行了有限元流場仿真,時間步長設為0.01 ms,初始溫度為300 K,彈體質量為1.0 kg。計算模型如圖3所示,流場區域包含了高壓氣室、炮管內腔和足夠大的炮口區域,并除去運動彈體區域,模型取圓周1/4對稱部分。炮口局部分為無制退器和加裝制退器模型,通過對比其后效期的沖量,獲得制退效率的仿真結果。

圖3 氣體炮流場仿真模型圖

結構與流體界面統一設置為壁面邊界,流場開放邊界設置為常壓的壓力邊界,彈體邊界為移動壁,其他為對稱邊界。采用三維k-ε湍流模型,氣體參數按空氣參數設置。將彈體軌跡區域設置為動網格,并對網格進行加密處理,以提升整個區域的網格質量。高壓氣室初始壓力設為25 MPa,其余部分初始壓力為大氣壓,分析制退器性能將彈體頭部運動到炮管端面定義為零時刻,通過設計時間步長來探究側孔傾角分別為105°、120°、135°、150°時制退器流場形態圖,如圖4所示。

圖4 不同側孔傾角下制退器外部壓力云圖

隨著側孔傾角的增大,側孔射流波節的發展速度會明顯減緩,在同一時刻,側孔傾角為105°時的氣流發展速度依次領先于120°、135°、150°,但總體變化趨勢保持一致。當彈體沖出制退器前,氣流首先經側孔通道向側后方噴出并形成射流波節,并在彈體正前方產生初始沖擊波,由于側孔的導向作用,進入不同傾角的側孔氣流量均在逐漸增加,傾角越大的側孔所形成的射流流場越偏向斜后方,如圖4(a)、圖4(d)、圖4(g)、圖4(k)所示。

當彈體即將沖出制退器,由于氣流先從側孔通道噴出,隨后再由中央彈孔噴出,側孔射流波節的發展速度明顯快于主激波的發展,其會比主激波率先趕上初始沖擊波,同時與主激波和初始沖擊波一起在彈體周圍形成復雜的瓶狀激波,如圖4(b)、圖4(e)所示;但隨著側孔傾角的增大,側孔射流激波的發展速度會逐漸小于主激波的發展速度,使得主激波會比側孔射流激波先趕上初始沖擊波,如圖4(h)、圖4(l)所示,由于改變側孔傾角,使得氣流進入側孔通道的初始速度發生改變,導致氣流不易偏轉。

當彈體完全飛離制退器后,炮管內剩余的高壓氣體迅速膨脹噴出,形成彈后激波,同時對彈體進行二次加速,隨后逐漸衰減擴散呈月牙形流場,直至最終消失,如圖4(c)、圖4(f)、圖4(i)、圖4(m)所示。

采用對炮管受力的時間積分獲得發射沖量,與無制退器時的沖量進行比較,獲得不同側孔傾角炮口制退器的制退效率,具體演算過程如下:

由氣體炮后效期理論可得,發射沖量特征量χ為

(10)

(11)

式(11)中:pg、ρg、v0分別為后效期開始時膛內高壓氣體平均壓強、高壓氣體平均密度、彈體初速。

炮口制退器效率η為:

(12)

將仿真計算得到的效率與前述傳統分析方法獲得的制退效率數值進行比較,結果如表1所示。

表1 數值計算與流場仿真結果對比

由表1可以看出,流場仿真結果與數值計算結果基本吻合,誤差在15%以內,驗證了一級氣體炮制退效率理論方程的正確性。

結合上述分析,最終確定的側孔直徑d0=16 mm,側孔傾角120°,炮口制退器的結構示意圖如圖5所示。

圖5 炮口制退器的結構示意圖

5 結論

1) 增加高壓氣室壓力對提高制退效率有顯著效果;通過增大側孔傾角來提高制退效率是可行的,但繼續增大側孔傾角對制退效率的提升會有所減緩;降低彈體質量不失為提高炮口制退效率的途徑之一,選擇合理的試驗參數對于一級氣體炮的研制至關重要。

2) 通過有限元仿真得到了一級氣體炮口制退器的流場分布,并對各種波系結構及發展規律進行了分析,揭示了初始沖擊波、射流波節、主激波以及彈后激波的相互作用機理。

3) Fluent仿真的制退效率與傳統計算結果基本吻合,誤差在15%以內,驗證了一級氣體炮制退效率理論方程的正確性。