火炮發(fā)射膛內(nèi)高溫對彈底引信的影響*

張晉華，聞　泉，王雨時，張志彪，籍海明（　南京理工大學機械學院，南京　0094；　江機民科實業(yè)有限公司，吉林吉林　30）

火炮發(fā)射膛內(nèi)高溫對彈底引信的影響*

張晉華1，聞泉1，王雨時1，張志彪1，籍海明2
（1南京理工大學機械學院，南京210094；2江機民科實業(yè)有限公司，吉林吉林132021）

針對炮彈彈底引信在膛內(nèi)需承受高溫火藥燃氣強瞬態(tài)熱沖擊的問題，將非穩(wěn)態(tài)導熱計算方法和有限元瞬態(tài)導熱分析引入引信結(jié)構(gòu)分析，得到了引信體底部沿軸向溫度分布曲線。ANSYS仿真結(jié)果與理論計算結(jié)果相吻合。結(jié)果表明，正常發(fā)射時，在膛內(nèi)發(fā)射藥火焰作用下，彈底引信表面溫度約為95～145℃，熱擾動在引信體內(nèi)部傳播深度不足2 mm，發(fā)射藥火焰對彈底引信強度的影響可以忽略不計。但考慮到火炮發(fā)射時可能會出現(xiàn)彈丸留膛的異?，F(xiàn)象，在設(shè)計彈底引信時，當引信體材料為50鋼或35CrMnSiA時，可忽略火炮發(fā)射膛內(nèi)高溫對彈底引信的影響；當引信體材料為鋁合金2A12、7075、7A04或銅合金HPb59-1時，應適當加大引信體最薄部位厚度。

彈藥工程；理論分析；設(shè)計原則；引信技術(shù)；仿真

0　引言

彈底引信與彈體一般采用螺紋連接。火炮發(fā)射時，膛內(nèi)正在燃燒的藥粒和燃氣隨彈丸一起向前運動，引信底部不僅要承受火藥燃氣壓力作用，而且還要承受火藥高溫燃氣強瞬態(tài)熱沖擊。發(fā)射時火藥燃氣溫度約為1 800℃［1］。彈丸在膛內(nèi)的停留時間約為10 ms［2］。高溫條件下，金屬材料的力學性能與常溫狀態(tài)下的力學性能相比有明顯變化。因此，在分析彈底引信某些零部件性能尤其是對溫度比較敏感的零部件強度和特性時，應考慮發(fā)射時發(fā)射藥火焰溫度的影響。

文獻［3］指出，在瞬態(tài)熱沖擊下，隨著熱沖擊溫度的升高，超硬鋁合金7A04的彈性模量和強度極限均呈下降趨勢，當試件溫度升為250℃時，材料的強度極限僅為常溫時的55.4%。文獻［4］指出，隨著溫度的升高，鉛黃銅HPb59-1和合金結(jié)構(gòu)鋼35CrMnSiA的抗拉強度逐漸降低。文獻［5］研究了末制導炮彈在膛內(nèi)的安全停留時間，指出火炮射擊狀況與環(huán)境溫度對末制導炮彈在膛內(nèi)的安全停留時間都是至關(guān)重要的。文獻［6］指出在設(shè)計彈底引信零部件時不僅要對零件進行結(jié)構(gòu)強度設(shè)計，而且要考慮發(fā)射過程中膛內(nèi)溫度對底部零件結(jié)構(gòu)強度的影響。目前未見國內(nèi)外關(guān)于彈底引信在膛內(nèi)導熱特性分析的文獻。文中主要運用非穩(wěn)態(tài)導熱計算方法計算彈丸發(fā)射時發(fā)射藥火焰對彈底引信的熱傳導，并對其進行有限元瞬態(tài)導熱分析，得到彈底引信底部零件膛內(nèi)導熱特性。

1　瞬態(tài)導熱分析理論

1.1自由對流傳熱系數(shù)數(shù)學模型

發(fā)射旋轉(zhuǎn)彈丸時，由于彈帶的作用，所以不考慮膛內(nèi)燃氣相對于彈底引信表面的流速，這時的對流傳熱可視為自由對流傳熱。在計算自由對流傳熱時，其中的物性參數(shù)如λ、μ等的定性溫度均可取燃氣的滯止溫度或燃燒溫度［7］。

文獻［7］給出自由對流傳熱系數(shù)計算公式：

式中：ΔT=T-T0；λ為燃氣導熱系數(shù)；j為飛行加速度；d為當量直徑；T0為壁面溫度；T為燃氣燃燒溫度；p為區(qū)域壓強；u為燃氣動力黏度；R為氣體常數(shù)。

1.2瞬態(tài)導熱數(shù)學模型

文中主要研究引信體底部軸向溫度分布，因此可以把導熱模型簡化成傳熱學中厚度為2δ的金屬平板［8］導熱模型，金屬平板初始溫度為t0，在初始時刻突然將其置于溫度為tf的流體中；固體與流體間的自由對流傳熱系數(shù)h、平板的導熱系數(shù)λ及固體的其他物性參數(shù)均保持常數(shù)。

為使問題簡化，提出以下幾點假設(shè)：

1）引信體壁溫是沿徑向和軸向坐標的函數(shù)，但考慮到引信體軸向最小壁厚小于徑向最小壁厚，理論推導時只考慮引信體底部溫度沿軸向的一維分布；

2）暫不考慮火炮身管溫度對引信體的影響；

3）相關(guān)材料熱物性參數(shù)均為常量。導熱微分方程式及定解條件為［8］：

引用過余溫度θ（x，τ）=t（x，τ）-tf，則上述4式可化為：

采用分離變量法求得分析解為：

2　理論計算

2.1表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)計算

假設(shè)火炮發(fā)射時，引信初始溫度為20℃，膛內(nèi)火藥燃氣溫度為1 800℃［1］。文獻［9］給出了空氣在不同溫度不同壓強下的熱物性參數(shù)，整理得空氣在1 800℃、240 MPa狀態(tài)下的熱物性參數(shù)如表1所示。利用公式R=cp-cv［7］即可求出該狀態(tài)下的氣體常數(shù)R。

表1　干空氣的熱物性參數(shù)［9］

某105 mm口徑火炮內(nèi)彈道平均膛壓p=241 MPa，彈丸平均加速度j=68 490 m/s2，將其代入式（1）即可求出彈丸發(fā)射時火藥燃氣與彈底引信間的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)h=7 062 W/（m2·K）。

2.2引信表面溫度計算

彈丸發(fā)射時，膛內(nèi)發(fā)射藥高溫火焰對彈底引信加熱。運用非穩(wěn)態(tài)導熱公式（5）對彈底引信導熱過程進行計算。估取發(fā)射藥火焰溫度為1 800℃［1］，暫不考慮強度問題，假設(shè)引信體軸向最薄厚度為10 mm，初始溫度為20℃。引信體材料分別簡化為2A12、7075、7A04、HPb59-1、50鋼、35CrMnSiA，其熱物理性能參數(shù)如表2所示。

某105 mm口徑火炮彈丸在膛內(nèi)停留時間約為12 ms，將表2中所列的各材料的熱物理性能參數(shù)代入非穩(wěn)態(tài)導熱公式（10），所得常數(shù)如表3所示。

由表3可以看出，文中所選用的引信體材料均不滿足條件Bi≤0.1或F0≥0.2，因此不能用集總參數(shù)法或按無窮級數(shù)第一項計算物體溫度［8］。在利用式（10）計算引信體表面溫度時，按無窮級數(shù)前15項之和計算及按無窮級數(shù)前20項之和計算相差均小于1%，因此文中按無窮級數(shù)前15項之和計算引信體表面溫度，理論計算結(jié)果如表4所示。

表2　引信體材料熱物理性能參數(shù)［4，10-11］

由表4可見，經(jīng)過12 ms加熱，鋁合金及銅合金材料的引信體表面溫度在 100℃左右，50鋼和35CrMnSiA材料的引信體表面溫度在95～145℃之間，6種材料的引信體表面溫度均未達到其材料熔點。理論計算結(jié)果表明，膛內(nèi)火藥燃氣不會對引信體表面形成燒蝕。

3　仿真驗證

3.1瞬態(tài)熱分析方法及應用

ANSYS的熱分析基于能量守恒原理的熱平衡方程，通過有限元法計算各節(jié)點的溫度分布，并由此導出其它熱物理參數(shù)。ANSYS熱分析包括熱傳導、熱對流和熱輻射三種熱傳遞方式。此外，還可以分析相變、有內(nèi)熱源、接觸熱阻等問題［12］。

瞬態(tài)熱分析用于計算某一系統(tǒng)隨時間變化的溫度場及其它熱參數(shù)。在工程上一般用瞬態(tài)熱分析計算溫度場，并將之作為熱載荷分析應力。運用ANSYS進行瞬態(tài)熱分析的基本步驟大體分為建立零件模型、利用軟件中的相應模塊進行模型加載，最后對結(jié)果進行數(shù)據(jù)分析。

某105 mm口徑火炮殺爆彈彈底引信，引信體設(shè)計按強度校核不會出現(xiàn)變形，但考慮到發(fā)射時引信會受到高溫高壓發(fā)射藥火焰的影響，因此應分析引信體在膛內(nèi)的導熱特性。

圖1為彈底引信引信體二維模型圖。根據(jù)其結(jié)構(gòu)的軸對稱性，選取整體結(jié)構(gòu)的1/4建立幾何模型進行分析求解。

圖1　彈底引信引信體結(jié)構(gòu)

3.2ANSYS瞬態(tài)熱分析

運用有限元軟件ANSYS對火藥氣體的加熱進行瞬態(tài)熱分析，選用二維8節(jié)點PLANE77單元進行有限元分析。彈底引信結(jié)構(gòu)仿真模型有限元模型見圖2所示。分析時，溫度計量單位為℃。假設(shè)發(fā)射藥火焰溫度為1 800℃，擬使用表2中的6種材料加工引信體，材料參數(shù)如表2所列。因篇幅所限，文中只列出7A04、HPb59-1、35CrMnSiA三種材料的仿真結(jié)果，仿真計算結(jié)果見圖3～圖8所示。

圖2　仿真模型有限元模型

由仿真分析結(jié)果可知，當引信體在膛內(nèi)受火藥氣體加熱12 ms時，引信體軸向外表面的溫度約為95～145℃，仿真結(jié)果與理論計算結(jié)果相吻合，引信體表面溫度遠未達到材料的熔點，并且熱擾動在引信體內(nèi)部的傳播很淺，都不足2 mm，對引信體的強度幾乎沒有影響，而引信體內(nèi)部的溫度則維持在常溫狀態(tài)。

靶場射擊回收試驗未發(fā)現(xiàn)引信體有明顯變形，也未發(fā)現(xiàn)表面有高溫燒蝕等異常痕跡。

圖3　7A04引信體沿軸向溫度分布

圖4　7A04引信體溫度場

圖5　HPb59-1引信體沿軸向溫度分布

圖6　HPb59-1引信體溫度場

圖7　35CrMnSiA引信體沿軸向溫度分布

圖8　35CrMnSiA引信體溫度場

4　分析與討論

為驗證上述結(jié)果，在不考慮發(fā)射強度的情況下，將引信體底部厚度減薄。膛內(nèi)火焰加熱時間仍取為12 ms。表5為底部厚度不同時的引信體溫度理論計算結(jié)果和仿真結(jié)果。

由表5可以看出：對于同一種材料的引信體，當引信體底部厚度減薄時，理論計算表面最高溫度保持不變。因為仿真分析時傳熱載荷施加在引信體表面，所以在只改變引信體底部厚度的情況下，仿真分析得到的軸向最高溫度沒有變化。理論計算結(jié)果與仿真結(jié)果吻合。為保險起見，當彈底引信體采用2A12、7075、7A04、HPb59-1時，應適當加大引信體最薄厚度以保證發(fā)射強度。

表5　底部厚度不同時的引信體溫度理論計算結(jié)果和仿真結(jié)果

5　在某彈底引信中的應用實例

將上述非穩(wěn)態(tài)導熱計算方法和有限元瞬態(tài)導熱分析方法應用于某35 mm口徑高炮榴彈彈底引信。該引信的引信體材料為鋁合金7A04，底部最薄部位厚6.3 mm，彈丸初速1 175 m/s，膛內(nèi)停留時間5.7 ms，平均膛壓340 MPa。表6給出了35 mm口徑高炮多用途彈正常發(fā)射時引信體的溫度理論計算結(jié)果和仿真計算結(jié)果。

表6　35 mm口徑高炮多用途彈正常發(fā)射時引信體的溫度理論計算結(jié)果和仿真計算結(jié)果

由表6可看出，在膛內(nèi)高溫火藥燃氣作用下，彈底引信外表最高溫度約為111℃，引信體內(nèi)部溫度依然維持在常溫狀態(tài)（仍為初置的20℃），膛內(nèi)高溫火藥燃氣對彈底引信體強度的影響可以忽略。靶場射擊回收試驗未發(fā)現(xiàn)引信體有明顯變形，也未發(fā)現(xiàn)表面有高溫燒蝕等異常痕跡。

6　結(jié)束語

文中采用ANSYS仿真分析了火炮發(fā)射膛內(nèi)發(fā)射藥燃燒對彈底引信的影響，得到膛內(nèi)高溫高壓對彈底引信強度影響可忽略不計的結(jié)論。靶場回收試驗結(jié)果、仿真所得規(guī)律與理論結(jié)果相同。文中算例所用的六種材料是制造引信體最常用的材料，在正常發(fā)射情況下，這六種材料的引信體在膛內(nèi)高溫高壓作用下，彈底引信表面溫度約為95～145℃，熱擾動在引信體內(nèi)部傳播不足2 mm。考慮到火炮發(fā)射時可能會出現(xiàn)彈丸留膛現(xiàn)象，在設(shè)計彈底引信時，如果引信體材料為50鋼和35CrMnSiA，則可忽略火炮發(fā)射膛內(nèi)高溫對彈底引信的影響；如果引信體材料為2A12、7075、7A04和HPb59-1，則應盡可能適當加大引信體最薄部位厚度。

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Effect of High-temperature Propellant Gas in Bore on Base Fuze of Projectile

ZHANG Jinhua1，WEN Quan1，WANG Yushi1，ZHANG Zhibiao1，JI Haiming2
（1School of Mechanical Engineering，NUST，Nanjing 210094，China；2Jiangji Minke Industry Co.Ltd，Jilin Jilin 132021，China）

In order to reduce strong transient thermal shock of high-temperature propellant gas in bore on the base fuze of projectile，unsteady heat conduction calculation method and finite element analysis of transient heat conduction were used，and the curve of the axial temperature distribution in the bottom fuze body was got.The results of simulation by ANSYS are consistent with the theoretical results. The results show that the temperature of base fuze is about 95 to 145℃ under normal firing.Thermal disturbance spreads in the fuze body less than 2 mm.The influence of propellant gas on the strength of base fuze can be ignored.Considering that projectile would be stranded in bore abnormally，when the fuze bodies were made by 50 steel or 35CrMnSiA steel，the influence of propellant gas on the strength of base fuze can be ignored，but when the fuze bodies were made by aluminium alloy such as 2A12，7075，7A04 or brass HPb59-1，the minimum thickness of fuze body should increase appropriately.

ammunition engineering；theoretical analysis；design principle；fuze technology；simulation

TJ430

A

10.15892/j.cnki.djzdxb.2016.01.020

2015-02-02

張晉華（1990-），男，江蘇南通人，碩士研究生，研究方向：精密機械設(shè)計與動力學分析。