任華杰,周傳晟,胡景豫

(海軍駐齊齊哈爾地區(qū)軍代室,黑龍江齊齊哈爾 161000)

艦炮身管的對(duì)流換熱系數(shù)熱化學(xué)計(jì)算方法*

任華杰,周傳晟,胡景豫

(海軍駐齊齊哈爾地區(qū)軍代室,黑龍江齊齊哈爾 161000)

火炮射擊身管處于高溫高壓時(shí),通過有限元熱化學(xué)分析方法,輸入?yún)?shù),來獲得對(duì)流換熱系數(shù)的值。在沿火炮身管軸線方向,通過考慮火藥燃燒速度、壓力波速度、密度、燃燒氣體混合物的熱傳導(dǎo)率的變化來評(píng)估雷諾茲和普朗特系數(shù)。這兩個(gè)數(shù)值被用來計(jì)算努塞爾系數(shù)以確定不斷變化的對(duì)流換熱系數(shù)。它通過模擬發(fā)射過程和其相應(yīng)的熱化學(xué)有限元分析方法確定了這個(gè)系數(shù),較好的反應(yīng)了數(shù)值的真實(shí)性。

身管;對(duì)流換熱;熱機(jī)械;熱化學(xué)

0 引 言

火炮身管是暴露在高動(dòng)態(tài)載荷和高熱輸入下,會(huì)導(dǎo)致在射擊過程中溫度急劇升高,這些輸入的來源是炮彈火藥燃燒產(chǎn)生的熱應(yīng)力。火藥燃燒一般認(rèn)為有三個(gè)階段:第一階段,火藥開始在定容條件下燃燒直到推動(dòng)炮彈開始運(yùn)動(dòng);第二階段,火藥繼續(xù)燃燒直到推動(dòng)炮彈到達(dá)炮口;第三階段,炮彈剛剛離開火炮身管在大氣條件下燃燒。在炮彈動(dòng)態(tài)的復(fù)雜熱化學(xué)過程下的熱性能需要火炮身管建模和計(jì)算機(jī)輔助分析才能確定。

火炮身管熱分析的實(shí)驗(yàn)方法在許多文獻(xiàn)中都有涉及,如“反求法”和“函數(shù)估計(jì)方法”這類分析研究,在試圖確定熱通量和溫度迭代的時(shí)候也存在需要提前測(cè)定溫度的缺點(diǎn)[1-2],直接的分析方法也由于復(fù)雜的時(shí)間依賴性也只能有限發(fā)展[3-4]。

從以上描述可以推斷,在熱態(tài)機(jī)械的熱烤溫度設(shè)計(jì)階段,通過火炮身管壁傳遞熱量的多少是非常必要且重要的信息。火藥燃燒的混合氣體與身管內(nèi)壁的對(duì)流換熱量直接依賴于傳熱系數(shù)。筆者旨在通過遵守身管內(nèi)熱量流動(dòng)方向規(guī)律的一個(gè)新的熱化學(xué)方法來確定傳熱系數(shù)。本實(shí)驗(yàn)基于美軍MK75型艦炮,口徑76 mm,身管長(zhǎng)度4 712 mm,初速1 120 m/s,最大發(fā)射率85 r/min。

1 身管內(nèi)壓力和速度的變化

想計(jì)算該傳熱系數(shù)必須做假設(shè),放熱燃燒率假設(shè)為線性,燃燒混合氣體假設(shè)為理想氣體,混合氣體壓縮比KC=1.34[5],火炮身管內(nèi)膛直徑 D= 76 mm。壓力和速度隨時(shí)間和身管軸線方向的變化如圖1、2。

圖1 身管內(nèi)壓力圖

圖2 炮彈速度

2 炮彈脈沖氣體成份和化學(xué)反應(yīng)

硝化棉和硝化甘油燃燒產(chǎn)生脈沖混合氣體,化學(xué)反應(yīng)方程式如下:

表1 反應(yīng)物化學(xué)成份

3 氣體混合物與身管內(nèi)表面的對(duì)流換熱系數(shù)

3.1 大氣條件下的混合氣體

當(dāng)火藥在大氣條件下燃燒時(shí)可以計(jì)算出混合氣體的體積VA、溫度TA分別根據(jù)下面的理想氣體定律得出:式中:mp表示混合氣體摩爾數(shù);T0表示室溫(20℃);V0表示每摩爾氣體混合物體積為22.4 L;mg表示物質(zhì)反應(yīng)后摩爾數(shù)。利用這些方程,這些物質(zhì)燃燒后計(jì)算出VA為956 L,TA為797℃。

3.2 身管內(nèi)混合氣體溫度的計(jì)算

計(jì)算混合氣體沿身管軸線方向溫度Tb可將式(3)～(4)中計(jì)算出的結(jié)果帶入式(4):

式中:Pi表示沿身管軸線方向身管內(nèi)壓力的變化值, KC代表恒定壓縮比,Tb由式(4)計(jì)算得出,繪制出曲線如圖3所示。

圖3 氣體混合物沿身管軸線方向溫度變化曲線

3.3 混合氣體雷諾茲數(shù)的計(jì)算

下面的等式定義了沿身管方向混合氣體的雷諾茲數(shù)計(jì)算公式,其中直徑d為76 mm。

式中:0.000 2≤c≤0.000 86,0.6≤n≤0.86。根據(jù)火藥的成分即85%的纖維素和15%硝基甘油,得出式(8)和式(9)的值為0.000 548和0.775。隨著vg的增加,c和n分別達(dá)到0. 000 86和0.86,ρ、μm、vg隨身管軸線方向的數(shù)值曲線如圖4～6,應(yīng)用這些數(shù)值,根據(jù)式(5)得出雷諾茲數(shù)曲線,如圖7所示。

圖4 混合氣體密度隨軸線方向變化曲線

圖5 混合氣體隨軸線方向膨脹速度變化曲線

圖6 混合氣體隨溫度變化的動(dòng)力粘度曲線

圖7 混合氣體雷諾茲數(shù)隨身管軸線方向變化曲線

3.4 混合氣體平均普朗特?cái)?shù)的計(jì)算

醋酸阿比特龍為一種針對(duì)雄激素的生物合成抑制劑，在體內(nèi)被轉(zhuǎn)化為阿比特龍，可以特異性抑制17α-羥化酶/C17，20-裂 解 酶（cytochrome P450 17α-hydroxylase/17，20-lyase，CYP17）的活性，從而減少腎上腺和腫瘤中雄激素的合成。阿比特龍的作用依賴于AR，適用于與潑尼松聯(lián)用，治療既往接受含多烯紫杉醇化療的轉(zhuǎn)移去勢(shì)難治性前列腺癌患者。由此提示，使用醋酸阿比特龍可以減少雄激素的生成，從而提升針對(duì)AR陽(yáng)性乳腺癌患者的藥物療效。

根據(jù)反應(yīng)式(1),隨溫度變化的每種反應(yīng)物的普朗特?cái)?shù)根據(jù)參考文獻(xiàn)[5]、[6]得出。應(yīng)用這些數(shù)值,計(jì)算出混合氣體的平均普朗特?cái)?shù),如圖8所示。

圖8 身管內(nèi)混合氣體的平均普朗特?cái)?shù)

3.5 混合氣體努賽爾數(shù)計(jì)算

根據(jù)參考文獻(xiàn)[5]、[6],努賽爾數(shù)計(jì)算根據(jù)式(10)得出:

式中:Re＞＞10000,L/D≥10。

3.6 身管內(nèi)混合氣體傳熱系數(shù)計(jì)算

沿著身管軸線的對(duì)流換熱系數(shù)h由據(jù)式(11)得出:

式中:對(duì)流換熱系數(shù)h的曲線如圖11,其中混合氣體的努賽爾數(shù)Nu、熱傳導(dǎo)系數(shù)k的曲線如圖9、10。

圖9 身管內(nèi)混合氣體的努賽爾數(shù)曲線

圖10 身管內(nèi)混合氣體的平均熱傳導(dǎo)系數(shù)曲線

圖11 身管內(nèi)混合氣體的對(duì)流換熱系數(shù)曲線

4 試驗(yàn)結(jié)果和結(jié)論

為了驗(yàn)證計(jì)算的混合氣體對(duì)流換熱系數(shù)的有效性,對(duì)身管溫度進(jìn)行了測(cè)量,也建立了ABAQUS熱機(jī)械有限元模型如圖12,圖13為計(jì)算和測(cè)量的身管表面溫度圖。

圖12 身管內(nèi)ABAQUS熱機(jī)械有限元模型

圖13 計(jì)算和測(cè)量的身管表面溫度

應(yīng)用三熱激光傳感器對(duì)身管表面溫度進(jìn)行10 s的測(cè)量,并進(jìn)行1.3s左右的連續(xù)拍攝,得出在相同條件下射擊時(shí)兩種方法身管內(nèi)溫度達(dá)到最大值的位置,這種方法使得比較外表面的計(jì)算溫度和實(shí)際溫度有了可能,結(jié)果如圖13。

由圖12、13可知,計(jì)算和測(cè)量的外表面溫度幾乎遵循相同的趨勢(shì),它們之間最大差異為8%,這表明所開發(fā)的熱化學(xué)方法對(duì)射擊時(shí)身管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)的計(jì)算具有有效性。

[1] T.C.Chen,C.C.Liu,H.Y.Jang,P.C.Tuan.Inverse Estimation of Heat Flux and Temperature in Multi-layer Gun Barrels[J]. Heat Mass Transfer,2007(50):2060-2068.

[2] Y.Hwang,S.Deng.Applying Neural Networks to the Solution of the inverse Heat Conduction Problem in a Gun Barrel[M].Vessel Technol Press,2008.

[3] S.Singh,P.K.Jain,Rizwan-uddin.Analytical Solution to Transient Heat Conduction in Polar Coordinates with Multiple Layers in Radial Direction[J].Thermal Sci,2008(47):261-273.

[4] S.Jaramaz,D.Mickovie,P.Elek.Two-phase flows in gun barrel: theoretical and experimental studies[J].Multiphase Flow,2011 (37):475-487.

[5] Y.A.Cengel.Heat Transfer:A Practical Approach[M].McGraw-Hill Press,2003.

[6] F.M.White.Fluid Mechanics[M].McGraw-Hill Press,2003.

A Thermo-chemical Approach for Calculation of Convection Heat Transfer Coefficients in Naval Gun Barrel

REN Hua-jie,ZHOU Chuan-sheng,HU Jing-yu
(Navy Representative Office in Qiqihaer,Qiqihaer Heilongjiang 161000,China)

A finite element thermo-mechanical analysis of firing through a gun barrel requires the convection heat transfer coefficient values under high temperature and pressure among input parameters.Considering the variable burning speed for a typical gunpowder configuration,the variation of pressure wave speed,density,and heat conduction of the burning gas mixture are used to evaluate the Reynolds and Prandtl numbers along the barrel axis.These two numbers are then used to calculate the Nusselt numbers from which the continuously changing convection heat transfer coefficients are determined.It is confirmed from an experimental firing process and its corresponding thermo-mechanical finite element analysis that the calculated coefficients present good estimate of the real coefficients.

gun barrel;heat convection;thermo-mechanical;thermo-chemistry

TJ391

A

1007-4414(2015)05-0050-03

10.16576/j.cnki.1007-4414.2015.05.016

2015-08-02

任華杰(1987-),男,遼寧沈陽(yáng)人,碩士,助理工程師,主要從事火炮技術(shù)研究方面的工作。