小口徑步槍槍管在連續(xù)單發(fā)射擊下熱效應(yīng)特性

顧祖成，王光華，盧海濤，閆文敏

(中國兵器工業(yè)第208研究所 瞬態(tài)沖擊技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102202)

0 引言

槍管作為槍械最重要的部件之一，其由槍管發(fā)熱引起的性能參數(shù)改變將影響槍械射擊精度與壽命等重要指標(biāo)。其中，槍管發(fā)熱主要是由于高溫火藥氣體和彈丸擠進(jìn)摩擦引起的，在連續(xù)射彈量較少的情況下，彈丸擠進(jìn)產(chǎn)生的摩擦熱遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于火藥燃燒釋放的熱量[1-2]。槍管在極短的時間內(nèi)受到非定常、非定壓的瞬態(tài)高溫火藥熱脈沖的作用，火藥氣體產(chǎn)生的大部分熱量被槍管吸收。槍管直接經(jīng)受火藥氣體的熱作用，其溫度迅速升高，然后部分熱量通過熱傳導(dǎo)直接從槍管外壁向周邊零件傳熱。相比熱對流和熱輻射，熱傳導(dǎo)傳熱速度更快。其次，在實(shí)戰(zhàn)中，槍管受到的約束來源于其周邊零件。國內(nèi)外，已公開的考慮周邊零件槍管熱效應(yīng)研究仍較為少見。

吳斌等[3]對火炮身管發(fā)熱的不利影響作了較詳細(xì)闡述，同時從傳熱學(xué)的角度將身管熱控制劃分為隔熱和冷卻兩大類，同時對火炮隔熱和冷卻技術(shù)進(jìn)行了討論。馮國銅等[4]研究了在外界有、無風(fēng)的情況下，槍管外表面與外界環(huán)境之間對流換熱系數(shù)的選取，以經(jīng)典內(nèi)彈道數(shù)值計(jì)算結(jié)果為基礎(chǔ)，求解了不同環(huán)境溫度與不同環(huán)境風(fēng)速時的一維槍管溫度場，揭示了環(huán)境溫度與風(fēng)速等環(huán)境因素對槍管溫度場的影響規(guī)律。Iik等[5]通過實(shí)驗(yàn)和仿真的方式對7.62mm槍管進(jìn)行烤燃分析，使用熱成像儀測量槍管最熱區(qū)域的外表面溫度，采用有限元分析軟件ANSYS V14.5有限元求解器創(chuàng)建并分析槍管傳熱模型，并確定槍管內(nèi)、外表面的溫度分布，溫度分布數(shù)值仿真結(jié)果得到了熱成像儀測量溫度值的驗(yàn)證。Hill等[6]為了達(dá)到既減輕機(jī)槍槍管重量又增大其使用壽命的目的，建立了槍管瞬態(tài)溫度場傳熱模型，該模型可以有效地解決熱管理問題。Deirmenci等[7]為準(zhǔn)確地確定發(fā)射藥的燃燒特性和作用在槍管上的熱載荷，通過進(jìn)行一系列射擊實(shí)驗(yàn)和建立有限元分析軟件Abaqus的熱力模型，確定了具有不同粒度和初始溫度的雙基發(fā)射藥燃燒特性。

以上關(guān)于槍械熱效應(yīng)的研究主要針對于彈道槍，未考慮周邊零件對槍管的熱影響。本文基于內(nèi)彈道理論和熱彈耦合理論建立了三維槍管及周邊零件的傳熱學(xué)模型，通過多路熱電偶對槍管表面多處位置進(jìn)行測溫并完成實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，基于已驗(yàn)證的溫度數(shù)值模型和熱-結(jié)構(gòu)耦合的方法進(jìn)行熱變形場的數(shù)值計(jì)算，從而實(shí)現(xiàn)三維槍管在連續(xù)單發(fā)射擊下的熱效應(yīng)研究，相關(guān)研究可以為從溫度場優(yōu)化方面提升槍械的射擊精度提供技術(shù)支持與依據(jù)。

1 槍管及周邊零件有限元模型建立

1.1 模型假設(shè)

1)仿真邊界條件基于經(jīng)典內(nèi)彈道理論；

2)忽略重力和彈丸擠進(jìn)，僅研究火藥氣體熱作用下的槍管和周邊零件；

3)忽略膛線，以陽線尺寸作為槍管內(nèi)壁直徑，同時考慮內(nèi)壁表面鍍鉻；

4)忽略鉻鍍層和周邊零件與槍管的接觸熱阻。

1.2 槍管及周邊零件結(jié)構(gòu)和網(wǎng)格模型

考慮到周邊零件對槍管傳熱的影響以及保持仿真模型與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷囊恢滦?，仿真模型保留了與槍管接觸的所有零件。圖1為槍管及周邊零件三維模型。

圖1 槍管及周邊零件結(jié)構(gòu)模型

槍管及周邊零件網(wǎng)格劃分使用Hypermesh工具，槍管及周邊零件99.9%以上網(wǎng)格都使用了六面體網(wǎng)格，導(dǎo)氣箍氣室與準(zhǔn)星交界區(qū)域使用了少量四面體網(wǎng)格，計(jì)算單元選擇了可以退化為四面體或棱柱的六面體單元，具體熱計(jì)算采用SOLID70單元，結(jié)構(gòu)計(jì)算采用SOLID185單元?；诓煌木W(wǎng)格數(shù)、周邊零件對槍管傳熱的影響以及出于求解時間的考慮，將槍管及周邊零件模型劃分六面體網(wǎng)格148 644個，節(jié)點(diǎn)174 319個。圖2為槍管及周邊零件三維六面體網(wǎng)格模型，其中1～10標(biāo)記點(diǎn)為槍管表面熱電偶溫度測試點(diǎn)位置。

圖2 槍管及周邊零件三維六面體網(wǎng)格模型

1.3 材料參數(shù)

本文計(jì)算的槍管及周邊零件主要包括兩種材料，槍膛內(nèi)膛為鉻層，其余零件為合金鋼材料。不同材料的材料物理和力學(xué)性能參數(shù)不同，即使是同一種材料，不同溫度T對材料物理和力學(xué)性能參數(shù)也有著重要影響。對槍管及周邊零件傳熱有影響的物理參數(shù)主要包括導(dǎo)熱系數(shù)kx、比熱c、材料密度ρ，對槍管及周邊零件應(yīng)力有影響的物理參數(shù)主要包括彈性模量E、泊松比μ、熱膨脹系數(shù)α.結(jié)合文獻(xiàn)[8]和材料性能軟件，給出材料參數(shù)如表1所示。

表1 材料參數(shù)

1.4 初始條件和邊界條件確定方法

1.4.1 初始條件

已知射擊開始t0瞬時整個槍管上的溫度T分布，即

T|t=t0=T0，

(1)

式中：T0為環(huán)境溫度。

1.4.2 槍管及周邊零件內(nèi)外壁邊界條件

由第三類邊界條件[9]可知：

內(nèi)壁邊界條件：

(2)

式中：ha(t)為火藥氣體與槍管之間的復(fù)合換熱系數(shù)；Tg為膛內(nèi)氣體溫度；Ti為內(nèi)壁溫度；λ為材料導(dǎo)熱率；n為壁面外法線；ri為內(nèi)壁半徑。

外壁邊界條件：

(3)

式中：C1,2為兩個表面間的系統(tǒng)輻射系數(shù)；To為外表面溫度；hb為環(huán)境與槍管之間的對流換熱系數(shù)；R為外壁半徑。

1.4.3 邊界條件主要參數(shù)計(jì)算

1.4.3.1 內(nèi)壁火藥燃?xì)鉁囟?/p>

內(nèi)彈道時期火藥氣體溫度公式[10-11]為

(4)

式中：k為熱力學(xué)系數(shù)；φ為次要功系數(shù)；q為彈頭質(zhì)量；v(t)為彈頭速度；g為重力加速度；f為火藥力；ω為裝藥量；ψ火藥燃燒百分比；Tb為火藥爆溫。

后效期火藥氣體溫度公式為

Tg(t)=Tbe-AtB，

(5)

式中：A和B為實(shí)驗(yàn)擬合參數(shù)。

間隔期膛內(nèi)無火藥氣體作用，內(nèi)壁與環(huán)境自然對流。

1.4.3.2 內(nèi)壁對流系數(shù)

內(nèi)彈道時期，高溫火藥氣體與槍管內(nèi)壁的熱交換主要是強(qiáng)迫熱對流換熱，并伴隨著少量的輻射換熱。為簡化計(jì)算量，假設(shè)火藥氣體與槍管內(nèi)壁只存在強(qiáng)迫對流換熱，再對求出的對流換熱系數(shù)進(jìn)行適當(dāng)修正得到輻射換熱系數(shù)，則考慮到強(qiáng)迫對流和輻射的復(fù)合換熱系數(shù)為

(6)

射擊后效期，高溫火藥氣體與槍管內(nèi)壁的熱交換為強(qiáng)迫熱對流，火藥氣體的對流換熱系數(shù)公式為

(7)

式中：v′為氣體在流動時間內(nèi)的臨界速度平均值。

射擊間隔期，熾熱的槍管內(nèi)壁以自然對流方式向大氣對流換熱。對流換熱系數(shù)可采用相似原理[9]求得：

hc(t)=0.54(GrPr)1/4λg/d,

(8)

式中：Gr為格拉曉夫數(shù)；λg為空氣導(dǎo)熱率。

1.4.3.3 外壁對流系數(shù)

槍管及周邊零件外表面與環(huán)境之間的傳熱主要是自然對流和輻射傳熱。自然對流換熱系數(shù)公式可采用(8)式，輻射換熱系數(shù)[12]公式為

(9)

式中：ε為有效輻射率；Cb為絕對黑體輻射系數(shù)。

1.4.3.4 導(dǎo)氣箍氣室溫度及強(qiáng)迫對流系數(shù)

自動步槍射擊時，當(dāng)彈頭擠進(jìn)通過導(dǎo)氣孔后，膛內(nèi)少量的火藥氣體會由導(dǎo)氣孔道進(jìn)入氣室，如圖3所示。溫度場仿真時，氣室表面取一定修正系數(shù)的導(dǎo)氣孔處槍管內(nèi)壁溫度和對流系數(shù)。

圖3 火藥氣體經(jīng)導(dǎo)氣孔流動示意圖

1.5 溫度驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)

影響傳熱的因素大致分為兩類:一取決于彈槍自身屬性；二是射手、氣象、地理、射擊模式等外部條件對射擊的影響[13-14]。為了保證仿真模型與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷囊恢滦?，?shí)驗(yàn)所用步槍拆除了上護(hù)手，并且下護(hù)手也切除了近乎一半，通過槍架將槍托和槍管槍口區(qū)域固定在平臺上的方式完成槍械的固定，考慮到安全性因素，此步槍不適合連續(xù)射擊，因此本次射擊實(shí)驗(yàn)規(guī)范為單發(fā)射擊15發(fā)。在實(shí)驗(yàn)過程中，自動步槍通過槍架固定在工作平臺上，同一批槍彈按照一定的射擊規(guī)范在室內(nèi)完成自動步槍的連續(xù)單發(fā)射擊和測溫，可以消除外界因素的影響，定量分析溫度對射擊精度的影響。

清除槍管表面的火藥殘?jiān)c油質(zhì)，通過使用點(diǎn)溫膠將熱電偶固定在槍管表面定點(diǎn)測量槍管表面10個位置的溫度，同時在用高溫膠帶二次固定，通過這種固定方式可以保證熱電偶與槍管表面即使在振動過程中也能完全接觸，從而在保證測溫精度的同時便于拆卸。熱電偶采用k型傳感器，熱電偶測溫設(shè)備測量誤差±1 ℃.自動步槍與熱電偶的安裝示意圖如圖4所示，其中槍管表面10處熱電偶安裝位置對應(yīng)圖2中槍管表面10處測試點(diǎn)。

圖4 實(shí)驗(yàn)裝置安裝

實(shí)驗(yàn)現(xiàn)場進(jìn)行錄音，經(jīng)比對，實(shí)驗(yàn)規(guī)范為：連續(xù)單發(fā)射擊15發(fā)，每發(fā)射擊時間間隔為2 s，15發(fā)結(jié)束后冷卻30 s.數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比如圖5所示。由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)很容易看出，單發(fā)射擊15發(fā)后槍管表面出現(xiàn)2個高溫點(diǎn)，并在冷卻30 s后仍然存在。

圖5 仿真溫度與實(shí)驗(yàn)測得溫度對比

由實(shí)驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果比較可知，實(shí)驗(yàn)測得的溫度與仿真溫度的差異很小，符合槍管及周邊零件的傳熱研究。因此可以基于熱彈性耦合理論采用順序熱-結(jié)構(gòu)耦合的方法完成槍管及周邊零件溫度場、熱變形場的數(shù)值模擬。

2 數(shù)值計(jì)算與結(jié)果分析

在實(shí)戰(zhàn)中，槍管受到的約束來源于其周邊零件，因此對槍管的熱變形場的研究并非按照溫度測試的實(shí)驗(yàn)方案進(jìn)行約束的，而是根據(jù)實(shí)際射擊過程中射手對槍管和周邊零件可能存在的約束作用進(jìn)行數(shù)值模擬。同時由于不清楚振動情況下槍管與周邊零件裝配間隙的變化，以完全固定約束下的槍管和周邊零件的熱變形場進(jìn)行極端狀況下的分析和討論。為便于槍管溫度場和變形場的計(jì)算與分析，以槍管尾部圓心為坐標(biāo)原點(diǎn)，以槍管尾部圓管平面作為固定約束位置1，以導(dǎo)氣箍與下護(hù)手接觸位置為固定約束位置2，以導(dǎo)氣箍與上護(hù)手接觸位置為固定約束位置3，具體坐標(biāo)和約束位置如圖6所示。

圖6 坐標(biāo)和約束位置

2.1 槍管溫度場計(jì)算與分析

圖7為單發(fā)射擊15發(fā)后的槍管內(nèi)壁和外壁溫度曲線，圖8為槍管軸向兩個高溫位置內(nèi)壁和外壁溫度曲線。結(jié)合圖7和圖8可知：1)在距離槍管尾部200 mm軸向距離之后的槍管內(nèi)外壁溫差明顯低于200 mm之前；2)15發(fā)單發(fā)以后，槍管外表面出現(xiàn)兩個高溫位置，分別在距離槍管尾部80 mm和246 mm位置處；3)距離槍管尾部80 mm和246 mm軸向距離外壁溫度差異不大，內(nèi)壁溫度差異較大。以上現(xiàn)象是由于隨著彈丸的運(yùn)動，彈底后的發(fā)射藥燃燒減少、火藥燃?xì)怏w積增加、壓力減小導(dǎo)致強(qiáng)迫對流傳熱減弱，同時槍管管壁在距離槍管尾部200 mm軸向距離后厚度明顯變薄共同作用形成的。

圖7 槍管內(nèi)壁和外壁溫度

圖8 槍管高溫位置內(nèi)壁和外壁溫度

表2為單發(fā)15發(fā)后以及冷卻30 s后周邊零件對槍管溫度場分布影響。通過給槍管內(nèi)外表面施加相同的初始溫度和復(fù)合換熱系數(shù)來研究槍管或槍管及周邊零件溫度場分布，由溫度分布云圖可知：有無周邊零件對槍管表面溫度有30 ℃左右的差異，與周邊零件直接接觸的槍管區(qū)域存在明顯的吸熱現(xiàn)象，且在同一槍管軸截面處，空間對稱位置也由于周邊零件的結(jié)構(gòu)不對稱出現(xiàn)了槍管溫度分布的不對稱。周邊零件不斷從槍管表面吸收熱量，其有可能造成槍管溫度場分布的明顯改變，進(jìn)而影響槍管的熱變形。

表2 周邊零件對槍管溫度場分布影響

2.2 槍管熱變形場計(jì)算與分析

基于2.1節(jié)槍管及周邊零件的溫度場計(jì)算結(jié)果和借助ANSYS軟件非線性熱彈性理論求解器使用間接耦合法進(jìn)行不考慮重力情況下的熱變形場計(jì)算。

由圖6可以看出，槍管和周邊零件幾乎關(guān)于Oxy面對稱，因此槍管上同一橫截面各向徑向的變形具有相似性，為便于槍管內(nèi)徑和軸心的規(guī)律性討論和分析，以O(shè)xy面與槍管橫截面內(nèi)徑圓的兩個交點(diǎn)為研究對象去討論和分析槍管沿軸方向上的徑向變形基本規(guī)律，交點(diǎn)位置如圖9所示。由圖9可知，徑向內(nèi)徑變化指熱變形以后的a、b兩點(diǎn)距離與初始槍管內(nèi)徑的差值，徑向軸心變化指熱變形以后的a、b兩點(diǎn)中心與初始槍管軸線空間位置的差值。

圖9 槍管徑向變形取點(diǎn)位置

2.2.1 槍管徑向內(nèi)徑

圖10為單發(fā)15發(fā)后不同約束下槍管徑向內(nèi)徑變化，徑向內(nèi)徑即Oxy平面內(nèi)槍管內(nèi)徑，對應(yīng)約束位置如圖6所示。從圖11中可知：1)槍管及周邊零件受到固定約束位置1作用，徑向內(nèi)徑增大范圍在0～0.003 12 mm之間；槍管及周邊零件受到固定約束位置1和2作用，徑向內(nèi)徑增大范圍在0～0.003 83 mm之間；槍管及周邊零件受到固定約束位置1和3作用，徑向內(nèi)徑增大范圍在0～0.003 18 mm之間；槍管及周邊零件受到固定約束位置1、2和3作用，徑向內(nèi)徑增大范圍在0～0.003 91 mm之間；2)固定約束位置1或固定約束位置1和3對槍管徑向內(nèi)徑增大的影響最小，固定約束位置1和2或固定約束位置1、2和3對槍管徑向內(nèi)徑增大的影響較大；3)槍管徑向內(nèi)徑在槍管橫截面距離槍管尾部246 mm處比距離槍管尾部80 mm處大，其主要是因?yàn)榧s束、溫度場和槍管徑向厚度變薄造成的。由此可推測，無論采用哪種約束方式，槍管徑向內(nèi)徑在熱載荷作用下均有增大趨勢，且在不同位置呈現(xiàn)不規(guī)則增大；其次約束關(guān)系對內(nèi)徑增大也有明顯的影響，僅固定約束位置1的單懸臂約束對槍管徑向內(nèi)徑增大的影響最小。

圖10 不同約束下槍管徑向內(nèi)徑變化

圖11 不同約束下槍管徑向軸心偏移變化

2.2.2 槍管徑向軸心

圖11為單發(fā)15發(fā)后不同約束下槍管徑向軸心偏移變化，徑向軸心即Oxy平面內(nèi)槍管軸心，對應(yīng)約束位置如圖6所示，由于僅固定約束位置1和其他約束方式徑向軸心呈數(shù)量級的差異，因此僅固定約束位置1的徑向軸心偏移在圖11左上角額外繪制以反映徑向軸心偏移趨勢。由圖11中可知：1)槍管及周邊零件受到固定約束位置1作用，徑向軸心偏移量范圍在-0.002 35～0.004 87 mm之間；槍管及周邊零件受到固定約束位置1和2作用，徑向軸心偏移量范圍在-0.307～0.098 07 mm之間；槍管及周邊零件受到固定約束位置1和3作用，徑向軸心偏移量范圍在-0.133 62～0.351 31 mm之間；槍管及周邊零件受到固定約束位置1、2和3作用，徑向軸心偏移量范圍在-0.143 13～0.039 41 mm之間；2)無論何種約束，槍管的徑向軸心線始終在初始軸心線上下跳動，在槍管橫截面到槍管尾部軸向距離340 mm處軸心再一次與初始軸心重合；3)與僅固定約束位置1相比，在其余3種約束方式下槍管徑向軸心偏移量明顯增大，且槍口區(qū)域的偏移最為明顯。這表明，槍管受約束的工況不同會影響槍管的軸心，單懸臂結(jié)構(gòu)軸心的偏移最小，同時軸心的上下偏移和內(nèi)徑的增大共同對彈丸擠進(jìn)過程困難與否起決定作用，仍需要在后期彈槍耦合的研究進(jìn)一步分析。其次，基于仿真結(jié)果，固定約束位置1情況下軸心偏移在初始軸心線上下出現(xiàn)兩峰值點(diǎn)，通過抑制槍管兩處位置的軸心偏移從而提高射擊精度的方案存在可能性，也為通過溫度場優(yōu)化改善射擊精度提供了可能。

2.2.3 槍口熱變形

表3為抑制器對槍管熱變形場分布影響。由仿真結(jié)果可知，在槍管及周邊零件施加相同的初始溫度和對流系數(shù)，單發(fā)射擊15發(fā)后和冷卻30 s后，槍口區(qū)域的熱變形明顯受周邊零件及周邊零件受約束情況影響。槍管在周邊零件以及周邊零件固定約束的情況下，槍口區(qū)域發(fā)生了明顯對彎曲熱變形，結(jié)合圖10和圖11可知，這種彎曲與彈道槍管熱變形相比已發(fā)生量級的變化。彈丸在膛內(nèi)經(jīng)過入膛初期的擾動、中間段的軌跡修正，最后經(jīng)過槍口飛出，因此槍口區(qū)域的熱變形對彈丸出膛軌跡的影響是至關(guān)重要的，可在后期與振動研究成果相結(jié)合進(jìn)行彈丸出膛軌跡的影響預(yù)測和研究。

表3 抑制器對槍管熱變形場分布影響

3 結(jié)論

本文基于ANSYS商業(yè)軟件，開展了槍管在連續(xù)單發(fā)射擊下熱效應(yīng)研究。通過分析不考慮重力且僅針對高溫火藥氣體熱載荷和周邊零件作用下的槍管的溫度場和熱變形場規(guī)律分析，得到如下主要結(jié)論：

1)有無周邊零件的槍管表面溫度會有較大差異，且槍管溫度場分布受到周邊零件結(jié)構(gòu)的影響而具有不對稱性。

2)在連續(xù)單發(fā)射擊條件下，槍管在周邊零件的影響下，會產(chǎn)生更加不均勻的徑向內(nèi)徑增大和徑向軸心偏移，將造成槍管軸心線的直線度變差和軸向的內(nèi)壁變形更加復(fù)雜。