劉念祖,戴勁松,王茂森,何 福

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094)

擺膛機(jī)構(gòu)通過每次橫向擺動90°完成裝彈(同時卸彈)、對齊身管、擊發(fā)等一系列動作,實(shí)現(xiàn)連續(xù)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(fā)射效果的重要因素。間隙太大,內(nèi)彈道氣密性不足,彈丸出炮口初速低;間隙太小,炮膛轉(zhuǎn)動容易卡住而影響機(jī)構(gòu)運(yùn)轉(zhuǎn)穩(wěn)定性。射擊時,火炮由于與火藥氣體接觸,受到氣體的瞬態(tài)脈沖加熱,尤其是快速連續(xù)射擊使管內(nèi)溫度迅速上升[1]。本文利用流固耦合和動網(wǎng)格構(gòu)建瞬態(tài)傳熱受力模型,忽略高溫?zé)g等因素的影響,分析發(fā)射和裝彈過程中擺膛和身管在高溫高壓下的變化規(guī)律,為確定膛管間隙距離提供借鑒。

1 擺膛炮膛-管傳熱數(shù)理模型

溫度場中的傳熱主要有3種方式[2]:對流、傳導(dǎo)和輻射。身管傳熱有膛內(nèi)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(nèi)對流換熱復(fù)雜,需要做如下簡化假設(shè)[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(shí)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(qiáng)迫對流換熱。

各向同性的材料在圓柱坐標(biāo)(r,φ,z)的導(dǎo)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(dǎo)熱系數(shù),T為溫度,qv為內(nèi)熱源強(qiáng)度。

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

(2)

1.2 流固耦合結(jié)構(gòu)簡化模型

取該研究中擺膛炮2個重要構(gòu)件:擺膛和身管,采用Pro/E建立三維實(shí)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(yù)留一定的間隙,在球弧面上取擺膛身管間隙處的4個點(diǎn)Q1,Q2,Q3,Q4(其在系統(tǒng)坐標(biāo)系中坐標(biāo)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(fā)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(shù)的確定

2.1 火藥燃?xì)獾臏囟葰v程及對流換熱系數(shù)

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

T(t)=T0exp(-AtB)

(3)

(4)

(5)

式中:T0為爆溫;A,B為待定擬合指數(shù);Tk為內(nèi)彈道結(jié)束時膛內(nèi)氣體的平均溫度;Te為后效期結(jié)束時膛內(nèi)氣體的環(huán)境溫度;ti為內(nèi)彈道持續(xù)時間;tc為以內(nèi)彈道結(jié)束時刻為起點(diǎn)的后效期持續(xù)時間[4]。

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

(6)

式中:Nu為努塞爾數(shù),d為管內(nèi)直徑。

2.2 各結(jié)構(gòu)的材料性能參數(shù)

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(dǎo)熱系數(shù)可用λ=-0.043 5+8.483×10-5T(t)表示,材料性能參數(shù)如表1所示。

表1 結(jié)構(gòu)材料性能參數(shù)

3 流固耦合場仿真模擬及熱-應(yīng)力計(jì)算

3.1 結(jié)構(gòu)有限元模型的建立

將上述三維裝配模型采用有限元網(wǎng)格劃分軟件進(jìn)行網(wǎng)格離散,參考圖3截面示意圖位置,分別設(shè)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(shè)置為動網(wǎng)格的運(yùn)動體,其余面為壁面。

圖3 有限元網(wǎng)格及邊界示意圖

3.2 單發(fā)內(nèi)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(nèi)加速時間很短暫,在曲線開始的幾毫秒內(nèi)火藥氣體的溫度和壓強(qiáng)呈現(xiàn)斷崖式下降;而后效期內(nèi)溫度、壓強(qiáng)下降趨勢逐漸變緩且趨于穩(wěn)定。

圖4 單發(fā)周期火藥燃?xì)馄骄鶞囟茸兓?/p>

圖5 單發(fā)周期流場平均膛壓變化

3.3 五連發(fā)下擺膛、身管熱-應(yīng)力仿真分析

將單發(fā)周期下靠近間隙處的擺膛、身管一小段內(nèi)壁的壁面溫度和壓強(qiáng)導(dǎo)出,連續(xù)加載5次;擺膛、身管其他面設(shè)置常溫和標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。分別取E-E、F-F截面上3個點(diǎn)(r為截面上點(diǎn)距離身管軸線的距離)反映擺膛、身管五連發(fā)后溫度上升情況,如圖6、圖7所示。

圖6 五連發(fā)擺膛E-E截面溫度變化

圖7 五連發(fā)身管F-F截面溫度變化

五連發(fā)過程中整個擺膛溫升變化不大,維持在300 K常溫左右,經(jīng)分析主要存在兩方面因素:①塑料彈殼傳熱性弱,相當(dāng)于在火藥氣體和膛壁之間加了一個隔熱層;②在實(shí)際情況下內(nèi)彈道結(jié)束的后效期擺膛需要進(jìn)行裝彈動作,新彈進(jìn)膛擠出彈殼的同時將膛內(nèi)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(nèi)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(nèi)壁一側(cè)r=0.03 m處溫度由常溫上升到535 K左右,靠近外側(cè)r=0.04 m處的身管溫度上升不明顯。

將該結(jié)構(gòu)溫度場瞬態(tài)變化數(shù)據(jù)導(dǎo)入結(jié)構(gòu)應(yīng)力模塊,設(shè)置材料性能參數(shù),施加結(jié)構(gòu)邊界條件和火藥氣體的壓強(qiáng)曲線,分別記錄擺膛開始擺動時刻Q1,Q2,Q3,Q44個點(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)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(fā)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(shí)際中預(yù)設(shè)的兩者間隙在0.35～0.5 mm范圍內(nèi),相比仿真結(jié)果有所差別。因此,在設(shè)計(jì)加工過程中可適當(dāng)減小膛管間隙,既滿足擺膛旋轉(zhuǎn)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(fā)射初速的影響。

4 結(jié)論

本文通過上述計(jì)算過程得出以下結(jié)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(fā)現(xiàn)擺膛溫度在五連發(fā)射擊后變化不明顯,由此推測提高發(fā)射速度和數(shù)量,擺膛不會出現(xiàn)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(jì)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(qiáng)2個因素得到的結(jié)果,然而火炮發(fā)射過程中需要考慮的因素很多,如發(fā)射中產(chǎn)生的燒蝕、火藥氣體雙向流的參數(shù)化設(shè)置等,因此對以后多方面的優(yōu)化提出了更高的要求。