自行高炮自動(dòng)機(jī)身管熱特性研究

趙 耀,鄭海文,劉勝超，潘玉龍，劉志同

(1.陸軍炮兵防空兵學(xué)院鄭州校區(qū)， 鄭州 450052； 2.上海炬通實(shí)業(yè)有限公司，上海 200120； 3.中國(guó)人民解放軍95816部隊(duì)， 武漢 432200)

1 引言

自行高炮作為高效能的防空武器系統(tǒng)，集火力打擊、機(jī)動(dòng)防護(hù)于一體，實(shí)現(xiàn)了行進(jìn)間射擊，運(yùn)動(dòng)中殲敵，有效地保證了陸軍機(jī)械化部隊(duì)作戰(zhàn)時(shí)的空中安全。隨著無(wú)人機(jī)蜂群等新型空襲作戰(zhàn)樣式的出現(xiàn)，高射速就成為了尤為重要的自行高炮自動(dòng)機(jī)戰(zhàn)技性能指標(biāo)，然而多發(fā)快速射擊產(chǎn)生的高溫高壓火藥氣體會(huì)造成潤(rùn)滑脂流失，同時(shí)過高的溫度會(huì)導(dǎo)致射擊精度發(fā)生變化，壽命也會(huì)降低。對(duì)于火炮身管熱特性，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究：羅來科等基于坦克炮管等效為空心圓柱體的假設(shè)，建立了身管內(nèi)外表面邊界條件，利用有限元的方法劃分了非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，計(jì)算了身管溫度變化規(guī)律，并提出了降低溫度對(duì)射擊精度影響的建議;趙金輝等利用ANSYS軟件建立了某型自行火炮身管的有限元分析模型，結(jié)合傳熱學(xué)原理提出了溫度場(chǎng)控制方程和邊界條件的設(shè)定方法，仿真得出了身管徑向和身管外壁軸向溫度分部等結(jié)果，然后將得到的熱負(fù)載加載在結(jié)構(gòu)分析模型上，得到了身管的彎曲度變化規(guī)律，最后分析了身管彎曲對(duì)射擊精度的影響；朱文芳等結(jié)合彈道學(xué)和傳熱學(xué)原理，提出了雙一維兩相流彈道計(jì)算模型、后效期模型和身管傳熱模型，基于假設(shè)的邊界條件和穩(wěn)定性條件計(jì)算得到了身管內(nèi)外壁的溫度變化規(guī)律，并利用試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的精度；藍(lán)維彬等首先進(jìn)行了熱偏試驗(yàn)，然后建立了仿真分析模型，計(jì)算出了身管彎曲云圖和彈丸的姿態(tài)軌跡，在此基礎(chǔ)上對(duì)彈丸擠進(jìn)過程進(jìn)行了分析，描述了身管溫度與射擊準(zhǔn)確度的關(guān)系。湯勁松等建立了不同壁厚的火炮身管幾何模型，利用Matlab對(duì)內(nèi)彈道時(shí)期氣體壓力和溫度分布進(jìn)行了計(jì)算，隨后構(gòu)建了基于Abaqus的身管熱力耦合計(jì)算模型，之后利用0 mm壁厚差身管和考慮壁厚差身管的溫度場(chǎng)分布和應(yīng)力分布云圖，最后給出了壁厚差的控制范圍；朱磊等采用簡(jiǎn)化的內(nèi)彈道物理模型和擬合公式計(jì)算出了彈丸發(fā)射不同時(shí)期火藥氣體的溫度，依據(jù)建立的簡(jiǎn)化傳熱模型計(jì)算出了邊界條件大小，然后對(duì)所建立的身管一維傳熱模型進(jìn)行求解計(jì)算得到了火炮身管的溫度分布熱散失大小。

上述研究較少討論身管鍍層、不同射長(zhǎng)對(duì)身管溫度變化的影響，部分研究成果缺乏試驗(yàn)驗(yàn)證，計(jì)算精度不高應(yīng)用價(jià)值不大。為此，筆者以自行高炮自動(dòng)機(jī)身管為研究對(duì)象，從傳熱學(xué)原理、內(nèi)彈道學(xué)和后效期理論出發(fā)，建立了自動(dòng)機(jī)身管溫度場(chǎng)計(jì)算模型，搭建了身管溫度測(cè)試系統(tǒng)，驗(yàn)證了模型精度，根據(jù)仿真結(jié)果分析了不同計(jì)算條件下身管溫度場(chǎng)分布，該研究成果可以為自行高炮火力系統(tǒng)的紅外輻射特性計(jì)算和身管冷卻技術(shù)提供理論基礎(chǔ)。

2 身管溫度場(chǎng)數(shù)值計(jì)算模型

2.1 身管溫度場(chǎng)計(jì)算模型

火炮身管主要是由炮口裝置、身管本體、導(dǎo)氣塞、卡鎖和走線管等部件組成，由于不考慮彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)和便于計(jì)算，忽略了炮口裝置、走線管、導(dǎo)氣塞以及本體上的藥室部、坡膛部、螺紋、膛線和導(dǎo)氣孔等結(jié)構(gòu)，建立了自動(dòng)機(jī)身管物理模型如圖1所示。

圖1 自動(dòng)機(jī)身管物理模型示意圖Fig.1 Physical model diagram of automatic mechanism tube

2.2 溫度邊界條件的確定

在開始射擊時(shí)，整個(gè)身管的溫度值

=

(1)

式中：為環(huán)境空氣的溫度。

在開始連續(xù)射擊時(shí)，身管溫度值

=()

(2)

式中：()為已經(jīng)發(fā)射炮彈的發(fā)射藥燃燒造成的身管溫度。

內(nèi)彈道時(shí)期發(fā)射藥氣體溫度

(3)

射擊后效期發(fā)射藥氣體溫度

()=exp(-·)

(4)

式中：、為試驗(yàn)擬合的參數(shù)。

炮彈的底火擊發(fā)后，發(fā)射藥燃燒產(chǎn)生的氣體在內(nèi)彈道和射擊后效期時(shí)期與身管之間的傳熱是典型的圓管內(nèi)強(qiáng)制對(duì)流傳熱問題，目前使用較多的關(guān)聯(lián)式為

(5)

式中：

(6)

式中：為發(fā)射藥燃燒后產(chǎn)生氣體的努塞爾數(shù)；為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；為火炮口徑；為氣體的導(dǎo)熱系數(shù)；為氣體的雷諾數(shù)；為氣體的普朗特?cái)?shù)；為流體系數(shù)，加熱流體時(shí)04，冷卻流體取03。

炮彈發(fā)射藥主要采用硝化棉和硝化甘油作能量成分，燃燒化學(xué)方程式為

(7)

發(fā)射藥燃燒后產(chǎn)生氣體的雷諾數(shù)計(jì)算公式為

(8)

式中：為氣體的密度；為氣體的流速。

(9)

為氣體的動(dòng)力黏度，其中CO、、H0、H、N分別為CO、CO、HO、H、N氣體的動(dòng)力黏度。

發(fā)射藥燃燒后產(chǎn)生氣體的普朗特?cái)?shù)計(jì)算公式為

(10)

式中：為熱擴(kuò)散率。

結(jié)合式(5)、式(6)、式(8)、式(10)并進(jìn)行修正可以得到內(nèi)彈道和射擊后效期發(fā)射藥燃燒后產(chǎn)生氣體的強(qiáng)制對(duì)流傳熱系數(shù)

(11)

在射擊間隔期，發(fā)射藥燃燒產(chǎn)生的氣體基本已經(jīng)從導(dǎo)氣孔流出，自動(dòng)機(jī)身管內(nèi)部為空氣，可以將這個(gè)時(shí)期身管內(nèi)空氣流動(dòng)換熱視為大空間自然對(duì)流傳熱問題，工程上廣泛采用得大空間自然對(duì)流試驗(yàn)關(guān)聯(lián)式為

=(·)

(12)

式中：、為與有關(guān)得系數(shù)和指數(shù)；

(13)

式中：為格拉曉夫數(shù)；為體積膨脹系數(shù)。

綜合式(6)、式(10)、式(12)、式(13)可以得到射擊間隔期發(fā)射藥燃燒后產(chǎn)生氣體的強(qiáng)制對(duì)流傳熱系數(shù)為

(14)

自動(dòng)機(jī)身管外壁的傳熱歸結(jié)為物體處于恒溫介質(zhì)中的第三類邊界條件的非穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱問題，身管外壁的邊界條件表示為

(15)

式中：為身管外壁半徑；為身管外壁對(duì)空氣的表面換熱系數(shù)。

身管外壁在自動(dòng)機(jī)工作時(shí)與周圍空氣直接的傳熱也屬于大空間自然對(duì)流傳熱問題，因此參照式(12)可以求解表面換熱系數(shù)

(16)

2.3 材料特性

自動(dòng)機(jī)身管全長(zhǎng)3 100 mm，主要包括2種材料，身管內(nèi)壁鍍層材料為鉻，基體材料為合金鋼，2種材料的特性參數(shù)如表1所示。

3 模型精度的驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)方案

為了驗(yàn)證上述數(shù)值計(jì)算模型的精度，搭建了自動(dòng)機(jī)身管外壁面溫度測(cè)試系統(tǒng)如圖2所示，其中沿身管方向共等間隔布置了14個(gè)磁吸溫度傳感器，測(cè)得試驗(yàn)數(shù)據(jù)記錄到由無(wú)紙記錄儀和筆記本組成的數(shù)據(jù)采集與處理系統(tǒng)中進(jìn)行處理，傳感器和傳感器的數(shù)據(jù)如表2所示。試驗(yàn)場(chǎng)地大氣壓為101 kPa，環(huán)境溫度為20 ℃，實(shí)際時(shí)要?dú)w正火炮零位、零線，保證火炮氣路、液路密封性應(yīng)良好，試驗(yàn)用炮為身管不超過中等磨損的火炮。

表1 材料特性參數(shù)Table 1 Material property parameter

圖2 溫度測(cè)試系統(tǒng)圖Fig.2 Temperature test system diagram

表2 測(cè)試儀器參數(shù)Table 2 Test instrument parameters

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

一般情況下，在進(jìn)行有限元分析時(shí)，網(wǎng)格劃分的數(shù)量越多結(jié)果越精確，但同時(shí)也會(huì)耗費(fèi)大量的時(shí)間。為了提高計(jì)算效率，盡量選擇既不影響計(jì)算結(jié)果數(shù)量又少的網(wǎng)格劃分方式。圖3表示了3種不同網(wǎng)格情況下第7個(gè)測(cè)點(diǎn)身管外壁溫度隨時(shí)間變化情況，由圖可見網(wǎng)格數(shù)5 782 504增加到網(wǎng)格數(shù)5 796 957時(shí)，共增加0.25%，溫度之間的最大差異比為0.42%，網(wǎng)格數(shù)由5 796 957增加到網(wǎng)格數(shù)5 824 244時(shí)，共增加0.47%，溫度之間的最大差異比為0.1%，可以發(fā)現(xiàn)，雖然網(wǎng)格數(shù)的增長(zhǎng)比變大了，但溫度的變化比較小，可以說網(wǎng)格的變化對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響變小了，因此，為了提高計(jì)算效率，選取網(wǎng)格數(shù)為5 796 957。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)目仿真結(jié)果曲線Fig.3 Simulation curves of different grid numbers

為了驗(yàn)證有限元仿真計(jì)算模型結(jié)果的正確性，計(jì)算了14個(gè)測(cè)點(diǎn)在連續(xù)射擊5發(fā)的溫度變化情況，如圖4所示，從圖4可以看出，仿真計(jì)算的身管外壁的溫度在坡膛處變化較小，這主要是由于該處的身管壁厚較厚，熱傳遞較慢，溫度的升高慢于炮口裝置附近，而且可以看出在臨近炮口處，溫度出現(xiàn)了下降，這是由于外界空氣的對(duì)流換熱造成的，這也與實(shí)際情況相吻合。在與測(cè)點(diǎn)的試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比時(shí)，最大絕對(duì)誤差僅為4.32 K，滿足了工程計(jì)算的實(shí)際需要，說明所建立的模型精度是可信的。

圖4 試驗(yàn)與仿真值曲線Fig.4 Test and simulation curve

4 計(jì)算結(jié)果及討論

4.1 單發(fā)射擊時(shí)身管熱特性分析

為了研究自動(dòng)機(jī)身管在射擊時(shí)的傳熱特性，首先計(jì)算了單發(fā)射擊后身管內(nèi)壁峰值溫度隨時(shí)間的變化情況，結(jié)果如圖5所示。在彈藥發(fā)射后，內(nèi)壁溫度在0.000 149 s內(nèi)從293.15 K上升到近631.54 K，上升幅度達(dá)到338.39 K。達(dá)到峰值后溫度急劇衰減，到2 s時(shí)，身管內(nèi)壁溫度已經(jīng)降低到只有310.72 K，與初始溫度相比，上升了17.57 K。

圖5 單發(fā)射擊后身管內(nèi)壁峰值溫度曲線Fig.5 Peak temperature of inner wall of tube after single shot

圖6表示了身管內(nèi)壁范式等效應(yīng)力隨時(shí)間的變化情況，從圖6可以看出：應(yīng)力變化在較短的時(shí)間內(nèi)完成上升和下降，與身管內(nèi)壁的溫度變化規(guī)律近似，這是由于身管在短時(shí)間內(nèi)承受了高溫燃?xì)獾淖饔?，引起了身管?yīng)力的變化。身管范式等效應(yīng)力最大值為875.36 MPa,達(dá)到最大值的時(shí)間為0.000 187 s。

圖6 單發(fā)射擊后身管內(nèi)壁峰值應(yīng)力曲線Fig.6 Peak stress of inner wall of tube after single shot

圖7表示了隨著時(shí)間的變化，距身管內(nèi)壁不同距離的徑向方向上溫度的變化，可以看出：由于對(duì)流換熱的作用，時(shí)間雖然變化很快，但溫度卻差異較大；越靠近內(nèi)壁，溫度變化的幅度越大，越靠近外壁，溫度變化幅度較小。

圖8表示了隨著時(shí)間的變化，距身管內(nèi)壁不同距離的徑向方向上應(yīng)力的變化，可以看出：應(yīng)力的變化存在先下降后上升的波動(dòng)趨勢(shì)，并且應(yīng)力的最小值位置隨著時(shí)間的推移向身管外壁移動(dòng)。

綜合以上分析結(jié)果，可以看出：在單發(fā)炮彈射擊時(shí)，身管內(nèi)壁在極短時(shí)間內(nèi)達(dá)到最大溫度之后迅速衰減，同時(shí)溫度衰減速度明顯低于上升速度；高溫燃?xì)鈧鬟f給身管的熱量主要集中距離身管內(nèi)壁3 mm以內(nèi)的區(qū)域，在該區(qū)域溫度的波動(dòng)較為劇烈，同時(shí)由于沿徑向方向溫度梯度較大，造成的熱應(yīng)力也較大。

圖7 單發(fā)射擊后徑向方向上的溫度曲線Fig.7 Peak temperature in radial direction after single shot

圖8 單發(fā)射擊后徑向方向上的應(yīng)力曲線Fig.8 Peakstress in radial direction after single shot

4.2 固定射速下連續(xù)射擊時(shí)身管熱特性分析

計(jì)算得到了射速為500 rds/min下10發(fā)長(zhǎng)點(diǎn)射時(shí)身管內(nèi)壁峰值溫度的變化情況，結(jié)果如圖9所示。從圖9可以看出，在每次炮彈射擊后，溫度都會(huì)迅速上升，之后快速衰減，隨著炮彈射擊數(shù)量的增加，每次射擊后內(nèi)壁溫度的峰值呈現(xiàn)上升的趨勢(shì)。

圖9 連續(xù)射擊時(shí)內(nèi)壁峰值溫度曲線Fig.9 Peak temperature of inner wall during continuous shooting

4.3 不同射速時(shí)身管熱特性分析

一般情況下，自行高炮的射速是可以調(diào)節(jié)的，因?yàn)橐恢币宰畲笊渌偕鋼舻脑?，持續(xù)一定時(shí)間會(huì)導(dǎo)致身管溫度過快升高，加劇身管內(nèi)膛線的磨損，進(jìn)而加劇高炮喪失其彈道性能。為此，根據(jù)該炮的設(shè)計(jì)射速范圍，仿真計(jì)算了射速分別為400 rds/min、500 rds/min、600 rds/min情況時(shí)，長(zhǎng)點(diǎn)射為12發(fā)射擊后身管內(nèi)壁峰值溫度的變化規(guī)律，計(jì)算結(jié)果如圖10所示，從圖10看出：12發(fā)點(diǎn)射結(jié)束后，在600 rds/min的射速下身管內(nèi)壁溫度上升最快，在400 rds/min射速下身管內(nèi)壁溫度上升最慢，相比400rds/min，600rds/min和500 rds/min內(nèi)壁最大溫度分別上升了32.32 K和59.24 K。在相同的射擊數(shù)時(shí)，射速越高，身管內(nèi)壁峰值溫度越大。

圖10 不同射速時(shí)內(nèi)壁峰值溫度曲線Fig.10 Peak temperature of inner wall at different velocities

5 結(jié)論

1) 在對(duì)自動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化的基礎(chǔ)上，結(jié)合傳熱學(xué)、內(nèi)彈道學(xué)和后效期理論，考慮鍍層和材料差異，建立了自動(dòng)機(jī)身管溫度場(chǎng)計(jì)算模型，通過與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，說明所建立的模型計(jì)算精度較高；

2) 計(jì)算得到身管內(nèi)壁溫度和應(yīng)力的變化規(guī)律以及身管內(nèi)壁徑向溫度和應(yīng)力變化規(guī)律，在炮彈發(fā)射后，熱量主要集中在距離身管內(nèi)壁3 mm以內(nèi)的薄層內(nèi)，存在薄層效應(yīng)；

3) 計(jì)算得到連續(xù)射擊時(shí)身管內(nèi)壁的溫度變化規(guī)律，以一定的射速射擊時(shí)，溫度迅速上升，然后快速衰減，隨著炮彈消耗的增加，內(nèi)壁的峰值溫度上升；

4) 計(jì)算得到了不同射速下身管內(nèi)壁溫度變化曲線，射速越高，溫度上升越快，相同的射擊數(shù)時(shí)，射速越高，身管內(nèi)壁的峰值溫度越大。