輕型無坐力武器連續(xù)射擊時炮尾位置溫度場的數(shù)值分析

陶佳藝,陶 鋼,李智宇,范光磊,羅熙斌

(1.南京理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院, 南京 210094; 2.中國華陰兵器試驗中心, 陜西 華陰 714200)

0 引言

在現(xiàn)代戰(zhàn)爭中,特戰(zhàn)作戰(zhàn)逐漸成為重要作戰(zhàn)模式。單兵無坐力武器系統(tǒng)可用于攻擊近距離的輕型裝甲車輛及防御工事,或殺傷有生目標(biāo)等戰(zhàn)術(shù)任務(wù),能夠有效地應(yīng)對特種作戰(zhàn)中面臨的攻堅作戰(zhàn)、隱蔽作戰(zhàn)等突出問題。無坐力武器在發(fā)射過程中,高溫高壓的火藥燃?xì)馀c發(fā)射器內(nèi)壁面發(fā)生強(qiáng)制傳熱,外壁溫度迅速升高。在連續(xù)射擊情況下存在燙傷射手的危險,直接影響士兵的作戰(zhàn)效能和安全。目前,很多學(xué)者對不同武器在射擊過程中溫度場的變化進(jìn)行了研究,給出了不同理論模型和解釋。

彭克俠等[1]利用Ansys-Workbench軟件平臺建立了火炮身管的有限元模型,對身管內(nèi)外壁的對流傳熱過程進(jìn)行了仿真,從而得出不同射速和不同環(huán)境溫度下身管溫度場的分布規(guī)律,為在不同外界環(huán)境條件下合理分配射速,提高身管壽命與其射擊精準(zhǔn)度提供參考。徐達(dá)等[2]為了研究小口徑火炮身管在不同射擊條件下的溫度分布特性,以30 mm小口徑鍍鉻身管為例分析了單發(fā)及連發(fā)射擊條件下溫度場的分布及其變化規(guī)律,同時得到鉻層附近溫度梯度不顯著的結(jié)論,為下一步開展小口徑火炮身管壽命問題的研究奠定了基礎(chǔ)。張洪漢等[3]考慮了金屬藥筒對內(nèi)膛熱積累的影響,預(yù)測了射速與藥室內(nèi)壁溫度變化的關(guān)系。黃陳磊等[4]運(yùn)用了一種熱化學(xué)方法,研究了不同射擊模式下的身管溫度場。肖飛[5]運(yùn)用試驗方法測量了火炮發(fā)射身管溫度。楊艷峰等[6]依據(jù)傳熱學(xué)理論推算了連續(xù)射擊時由高溫燃?xì)庖鸬幕鹋谏砉軆?nèi)壁溫度變化。Lawton[7]研究了火炮磨損與膛內(nèi)最高溫度以及火炮初溫的關(guān)系并指出火炮磨損與膛內(nèi)最高溫度呈指數(shù)關(guān)系、與火炮初溫的平方根呈線性關(guān)系。 以上研究盡管是身管溫度和傳熱的內(nèi)容,但都是關(guān)注高溫下身管燒蝕和壽命的問題。沒有涉及到炮體對射手燙傷的問題,因此需要對該問題開展研究。

輕型無坐力武器的炮尾是連接藥室和尾噴管的重要部件,包括連接體、炮尾和噴管喉部。在無坐力武器的發(fā)射過程中,高溫高壓的火藥燃?xì)馀c炮尾內(nèi)壁面進(jìn)行強(qiáng)制傳熱,從而使炮尾溫度迅速升高。炮尾采用鈦合金制造,是發(fā)射過程中溫度上升最高的部位,特別是在連續(xù)射擊時,不斷累積的熱量將使炮尾的溫度持續(xù)上升,存在燙傷射手的危險。因此本文中研究了連續(xù)射擊時無坐力武器炮尾位置的溫度變化。為了得到更加切合實際的溫度場分布情況,本文中以輕型無坐力武器炮尾為研究對象,運(yùn)用Ansys-Workbench軟件建立了輕型無坐力武器炮尾段的1/4有限元模型,以瞬態(tài)熱力學(xué)分析了連續(xù)射擊12發(fā)時炮尾段的溫度場變化情況,為在速射狀態(tài)下炮尾段的溫升是否會對炮手產(chǎn)生燙傷隱患提供參考。

1 有限元模型的建立

無坐力武器炮尾模型的示意圖如圖1所示,選擇炮尾溫度升高最大的部位,建模。本文中以炮尾段中心橫斷截面為研究對象,利用Spaceclaim軟件建模,如圖2所示。

圖1 無坐力武器炮尾的示意圖

圖2 炮尾段中心橫斷截面1/4模型

傳熱模型可簡化為由鈦合金構(gòu)成的三維軸對稱熱傳導(dǎo)模型,其中鈦合金內(nèi)徑和厚度分別為41、5.5 mm。為縮短計算時間,選取1/4圓環(huán)進(jìn)行分析計算,模型網(wǎng)格如圖3所示,網(wǎng)格數(shù)為24 265。

圖3 模型網(wǎng)格圖

模擬過程中假設(shè)材料參數(shù)不隨溫度的變化而改變。表1為鈦合金的材料參數(shù)。

表1 鈦合金的材料參數(shù)

2 傳熱數(shù)學(xué)模型

2.1 基本假設(shè)

1) 射擊過程中炮尾內(nèi)混合氣體密度是均勻分布的。

2) 炮尾任意截面各點(diǎn)的壓力和氣流速度是相等的。

3) 認(rèn)為彈丸離開炮口后,隨著氣流從噴口流出,炮尾和噴口內(nèi)氣體溫度立刻變?yōu)槭覝亍?/p>

4) 認(rèn)為流體為理想氣體。

5) 炮尾段僅存在徑向傳熱,不存在軸向傳熱。

6) 僅考慮火藥燃?xì)馀c鈦合金內(nèi)壁的對流換熱,不考慮輻射換熱的影響。

7) 材料的物性參數(shù)不隨溫度的變化而改變。

2.2 熱傳導(dǎo)方程

由文獻(xiàn)[10]可得

(1)

式(1)中:a=λ/(ρc),a為熱擴(kuò)散率,λ為材料的導(dǎo)熱系數(shù),ρ為材料的密度,c為材料的比熱容;r為身管壁中某點(diǎn)距身管對稱軸的距離。

1) 初始條件

火炮首發(fā)射擊時,傳熱初始條件為周圍的環(huán)境溫度,即T=Ta,本文中的環(huán)境溫度為Ta=22 ℃;連發(fā)射擊時,初始條件為前一發(fā)射擊結(jié)束時炮尾段的徑向溫度,即T=f(r)。

2) 邊界條件

內(nèi)邊界條件為

(2)

外邊界條件為

(3)

式中:λ1為鈦合金的導(dǎo)熱系數(shù);Tg和Ta分別為高溫火藥燃?xì)鉁囟群屯饨绛h(huán)境溫度;hg和ha分別為高溫火藥燃?xì)馀c鈦合金內(nèi)壁之間的對流換熱系數(shù)和鈦合金外壁與外界環(huán)境之間的對流換熱系數(shù)。

2.3 炮尾位置的氣流狀態(tài)

彈丸運(yùn)動時,燃燒產(chǎn)物尾噴氣流狀態(tài)[11]如圖4所示。

圖4 火藥氣體迅速釋放的激波示意圖

本文中研究的炮尾是無坐武器噴管的喉部位置。發(fā)射時,高速燃?xì)庠诤聿康乃俣葹橐羲?。炮尾處為無坐力武器炮尾氣流的滯止點(diǎn)。

滯止溫度[11]

(4)

式(4)中:T為滯止溫度;t為實際流動的流體溫度;γ為流體的比熱比;M為馬赫數(shù)。由空氣動力學(xué)可知,空氣的比熱比γ=1.4,而拉伐爾噴管喉部的馬赫數(shù)M=1。

滯止聲速[11]

(5)

式(5)中:a為當(dāng)?shù)芈曀?a0為滯止聲速。

2.4 火藥燃?xì)鉁囟燃皩α鲹Q熱系數(shù)的確定

由于無坐力武器有氣體從噴管后流出,留在炮尾內(nèi)的氣體量為ψ-η,則火藥燃?xì)獾臓顟B(tài)方程為

p(V+Vψ)=RTω(ψ-η)

(6)

式(6)中:ψ為火藥燃燒百分比;η為相對流量;R為火藥燃?xì)獾臍怏w常數(shù)。

從而火藥燃?xì)鉁囟鹊挠嬎愎綖?/p>

(7)

式(7)中:ω為裝藥質(zhì)量;Lψ為炮尾自由容積縮徑長,其他參量則通過求解無坐力武器內(nèi)彈道方程組獲得[12]。圖5是求解得到火藥燃?xì)鉁囟入S時間的變化曲線。

圖5 炮尾處火藥燃?xì)鉁囟?/p>

火藥燃?xì)馀c炮尾內(nèi)壁之間對流換熱系數(shù)的確定采用管內(nèi)強(qiáng)迫對流換熱公式[9]

法院認(rèn)為，首先，雖然亞馬遜公司在網(wǎng)站上載明了“使用條件”的格式條款，但是亞馬遜公司沒有將此格式條款以顯而易見的形式呈現(xiàn)給消費(fèi)者并使消費(fèi)者清楚地知道該格式條款的具體內(nèi)容是什么。因此，亞馬遜公司所制定的“使用條件”中的相關(guān)條款視為未訂入合同，即“使用條件”并沒有對消費(fèi)者產(chǎn)生法律上的約束力。

(8)

Nu=0.48(Gr·Pr)0.25

(9)

其中:Nu為努塞爾數(shù);Re為雷諾數(shù);Gr為格拉曉夫數(shù);Pr為普朗特數(shù);ρg、Cpg、λg、μg分別為火藥燃?xì)獾拿芏取⒈榷▔簾崛?、?dǎo)熱系數(shù)和動力粘度,這些參數(shù)的計算可參考文獻(xiàn)[5];di為藥筒內(nèi)徑;ug為火藥燃?xì)獾牧魉佟?/p>

炮尾外壁與環(huán)境之間對流換熱系數(shù)的確定采用水平圓管自然對流換熱公式[9]

Nu=0.023Re0.8Pr0.4

(10)

(11)

其中:Cpa、λa、νa、μa分別為空氣的比定壓熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、運(yùn)動粘度和動力粘度;g為重力加速度;αv為體積膨脹系數(shù);do為炮尾段外徑;ΔT為炮尾段外壁與環(huán)境之間的溫差。

3 計算結(jié)果與分析

無坐力武器發(fā)射過程中,火藥氣體的溫度隨時間明顯變化,所以在Ansys-Workbench中選用瞬態(tài)熱分析模塊。在模型上設(shè)置材料的熱導(dǎo)率λ,比熱容C,密度ρ,加載初始溫度(火炮發(fā)射之前身管各向溫度均勻,與環(huán)境溫度T0相同)。炮尾內(nèi)壁邊界條件設(shè)置可參考文獻(xiàn)[13]。

無坐力武器的內(nèi)彈道時間為4.2 ms,由式(5)可知μg=a0=373 m/s,火藥燃?xì)鈱α鲹Q熱系數(shù)hg=49 611 W/(m2·K)。之后在120 ms 時下降到環(huán)境溫度。從后效期結(jié)束直到下一發(fā)炮彈裝填擊發(fā)作以下簡化:外界氣體瞬間涌入炮尾內(nèi)膛,膛內(nèi)氣體溫度瞬間達(dá)到環(huán)境溫度,炮尾內(nèi)壁與外壁采用相同的對流換熱系數(shù)。

對火炮在22 ℃的環(huán)境溫度下射擊炮尾溫度變化進(jìn)行仿真分析,射速為6發(fā)/min,射擊時間為120 s。裝藥溫度保持22 ℃不變,則火藥氣體溫度變化規(guī)律不變。

3.1 驗證試驗的測試結(jié)果

為了驗證計算結(jié)果的準(zhǔn)確性,利用紅外測溫儀和熱電偶測量了連續(xù)射擊時炮尾外壁的溫度,測量結(jié)果如表2所示。

表2 連續(xù)射擊時炮尾段外壁試驗溫度和數(shù)值模擬溫度

試驗射擊前炮尾外壁初始溫度為22 ℃,7發(fā)試驗射擊后炮尾外壁溫度達(dá)到120 ℃,紅外測溫儀測量圖像如圖6所示。

圖6 試驗射擊前后炮尾外壁溫度

3.2 單發(fā)射擊計算結(jié)果

對輕型無坐力武器在單發(fā)射擊時炮尾的溫度場進(jìn)行計算分析,圖7是單發(fā)射擊時炮尾段外壁的溫度變化曲線。從圖7中可以看出,炮尾外壁由最初的22 ℃迅速上升到了52 ℃,之后再緩慢降低。這是因為火炮剛發(fā)射后火藥燃?xì)馀c炮尾內(nèi)壁直接接觸,換熱最為劇烈,之后隨著彈丸離開炮口,膛內(nèi)氣體排空,使得炮尾內(nèi)壁的熱量一部分由噴口散失到空氣中,另一部分則向炮尾外壁傳遞,且炮尾內(nèi)壁與環(huán)境之間的溫差逐漸變小,因此其溫度呈緩慢下降的趨勢。

圖7 單發(fā)射擊炮尾外壁溫度

3.3 速射計算結(jié)果

圖8是連續(xù)射擊(6發(fā)/min)時炮尾段外壁的溫度變化曲線。從圖8中可以看出,數(shù)值模擬的炮尾外壁的溫度呈現(xiàn)出波動性上升,主要是因為鈦合金為金屬材料,導(dǎo)熱系數(shù)大,因此其對溫度變化的響應(yīng)也較為迅速。鈦合金溫度的峰值隨著射彈數(shù)的增加而逐漸上升,但上升的幅度逐漸變小。連續(xù)射擊12發(fā)后炮尾段外壁溫度由22 ℃上升到了138 ℃,由此可知在此射擊條件下炮尾段外壁的溫升對炮手有燙傷的隱患。

圖8 炮尾外壁溫度數(shù)據(jù)圖

發(fā)現(xiàn)炮尾外壁的溫度隨著連續(xù)射彈數(shù)的增加而緩慢上升,且逐漸趨于平緩。總體上計算結(jié)果與實驗結(jié)果是在合理的誤差范圍內(nèi),證明計算結(jié)果是可信的。

4 結(jié)論

本文中通過建立輕型無坐力武器炮尾段的有限元模型,模擬了其在射速為6發(fā)/min的情況下,射擊時間為2 min的炮尾外壁溫度分布規(guī)律,并通過實驗進(jìn)行了驗證。得到了以下結(jié)論:

1) 隨著射彈數(shù)的增加,炮尾外壁溫度呈波動性上升,溫升幅度逐漸減小。

2) 在第6發(fā)和第12發(fā)連續(xù)射擊后,炮尾位置溫度分別達(dá)到116 ℃和138 ℃,存在瞬間燙傷炮手的隱患,需要增加適當(dāng)?shù)姆雷o(hù)外套。