0 引言
在现代战争中,特战作战逐渐成为重要作战模式。单兵无坐力武器系统可用于攻击近距离的轻型装甲车辆及防御工事,或杀伤有生目标等战术任务,能够有效地应对特种作战中面临的攻坚作战、隐蔽作战等突出问题。无坐力武器在发射过程中,高温高压的火药燃气与发射器内壁面发生强制传热,外壁温度迅速升高。在连续射击情况下存在烫伤射手的危险,直接影响士兵的作战效能和安全。目前,很多学者对不同武器在射击过程中温度场的变化进行了研究,给出了不同理论模型和解释。
彭克侠等[1]利用Ansys-Workbench软件平台建立了火炮身管的有限元模型,对身管内外壁的对流传热过程进行了仿真,从而得出不同射速和不同环境温度下身管温度场的分布规律,为在不同外界环境条件下合理分配射速,提高身管寿命与其射击精准度提供参考。徐达等[2]为了研究小口径火炮身管在不同射击条件下的温度分布特性,以30 mm小口径镀铬身管为例分析了单发及连发射击条件下温度场的分布及其变化规律,同时得到铬层附近温度梯度不显著的结论,为下一步开展小口径火炮身管寿命问题的研究奠定了基础。张洪汉等[3]考虑了金属药筒对内膛热积累的影响,预测了射速与药室内壁温度变化的关系。黄陈磊等[4]运用了一种热化学方法,研究了不同射击模式下的身管温度场。肖飞[5]运用试验方法测量了火炮发射身管温度。杨艳峰等[6]依据传热学理论推算了连续射击时由高温燃气引起的火炮身管内壁温度变化。Lawton[7]研究了火炮磨损与膛内最高温度以及火炮初温的关系并指出火炮磨损与膛内最高温度呈指数关系、与火炮初温的平方根呈线性关系。 以上研究尽管是身管温度和传热的内容,但都是关注高温下身管烧蚀和寿命的问题。没有涉及到炮体对射手烫伤的问题,因此需要对该问题开展研究。
轻型无坐力武器的炮尾是连接药室和尾喷管的重要部件,包括连接体、炮尾和喷管喉部。在无坐力武器的发射过程中,高温高压的火药燃气与炮尾内壁面进行强制传热,从而使炮尾温度迅速升高。炮尾采用钛合金制造,是发射过程中温度上升最高的部位,特别是在连续射击时,不断累积的热量将使炮尾的温度持续上升,存在烫伤射手的危险。因此本文中研究了连续射击时无坐力武器炮尾位置的温度变化。为了得到更加切合实际的温度场分布情况,本文中以轻型无坐力武器炮尾为研究对象,运用Ansys-Workbench软件建立了轻型无坐力武器炮尾段的1/4有限元模型,以瞬态热力学分析了连续射击12发时炮尾段的温度场变化情况,为在速射状态下炮尾段的温升是否会对炮手产生烫伤隐患提供参考。
1 有限元模型的建立
无坐力武器炮尾模型的示意图如图1所示,选择炮尾温度升高最大的部位,建模。本文中以炮尾段中心横断截面为研究对象,利用Spaceclaim软件建模,如图2所示。
图1 无坐力武器炮尾的示意图
Fig.1 Recoilless gun physical schematic diagram of the tail of the gun
图2 炮尾段中心横断截面1/4模型
Fig.2 1/4 model of central cross-section of gun tail section
传热模型可简化为由钛合金构成的三维轴对称热传导模型,其中钛合金内径和厚度分别为41、5.5 mm。为缩短计算时间,选取1/4圆环进行分析计算,模型网格如图3所示,网格数为24 265。
图3 模型网格图
Fig.3 Model grid diagram
模拟过程中假设材料参数不随温度的变化而改变。表1为钛合金的材料参数。
表1 钛合金的材料参数
Table 1 Material parameters of titanium alloy
材料密度/(kg·m-3)比热容/(J·(kg·K)-1)导热系数/(W·(m·K)-1)钛合金4 62052221.9
2 传热数学模型
2.1 基本假设
1) 射击过程中炮尾内混合气体密度是均匀分布的。
2) 炮尾任意截面各点的压力和气流速度是相等的。
3) 认为弹丸离开炮口后,随着气流从喷口流出,炮尾和喷口内气体温度立刻变为室温。
4) 认为流体为理想气体。
5) 炮尾段仅存在径向传热,不存在轴向传热。
6) 仅考虑火药燃气与钛合金内壁的对流换热,不考虑辐射换热的影响。
7) 材料的物性参数不随温度的变化而改变。
2.2 热传导方程
由文献[10]可得
(1)
式(1)中: a=λ/(ρc),a为热扩散率,λ为材料的导热系数,ρ为材料的密度,c为材料的比热容;r为身管壁中某点距身管对称轴的距离。
1) 初始条件
火炮首发射击时,传热初始条件为周围的环境温度,即T=Ta,本文中的环境温度为Ta=22 ℃;连发射击时,初始条件为前一发射击结束时炮尾段的径向温度,即T=f(r)。
2) 边界条件
内边界条件为
(2)
外边界条件为
(3)
式中:λ1为钛合金的导热系数;Tg和Ta分别为高温火药燃气温度和外界环境温度;hg和ha分别为高温火药燃气与钛合金内壁之间的对流换热系数和钛合金外壁与外界环境之间的对流换热系数。
2.3 炮尾位置的气流状态
弹丸运动时,燃烧产物尾喷气流状态[11]如图4所示。
图4 火药气体迅速释放的激波示意图
Fig.4 Schematic diagram of the shock wave rapidly released by gunpowder gas
本文中研究的炮尾是无坐武器喷管的喉部位置。发射时,高速燃气在喉部的速度为音速。炮尾处为无坐力武器炮尾气流的滞止点。
滞止温度[11]
(4)
式(4)中: T为滞止温度;t为实际流动的流体温度;γ为流体的比热比;M为马赫数。由空气动力学可知,空气的比热比γ=1.4,而拉伐尔喷管喉部的马赫数M=1。
滞止声速[11]
(5)
式(5)中:a为当地声速;a0为滞止声速。
2.4 火药燃气温度及对流换热系数的确定
由于无坐力武器有气体从喷管后流出,留在炮尾内的气体量为ψ-η,则火药燃气的状态方程为
p(V+Vψ)=RTω(ψ-η)
(6)
式(6)中:ψ为火药燃烧百分比;η为相对流量;R为火药燃气的气体常数。
从而火药燃气温度的计算公式为
(7)
式(7)中:ω为装药质量;Lψ为炮尾自由容积缩径长,其他参量则通过求解无坐力武器内弹道方程组获得[12]。图5是求解得到火药燃气温度随时间的变化曲线。
图5 炮尾处火药燃气温度
Fig.5 Temperature of gunpowder gas at gun tail
火药燃气与炮尾内壁之间对流换热系数的确定采用管内强迫对流换热公式[9]
(8)
Nu=0.48(Gr·Pr)0.25
(9)
其中:Nu为努塞尔数;Re为雷诺数;Gr为格拉晓夫数;Pr为普朗特数; ρg、Cpg、λg、μg分别为火药燃气的密度、比定压热容、导热系数和动力粘度,这些参数的计算可参考文献[5];di为药筒内径;ug为火药燃气的流速。
炮尾外壁与环境之间对流换热系数的确定采用水平圆管自然对流换热公式[9]
Nu=0.023Re0.8Pr0.4
(10)
(11)
其中: Cpa、λa、νa、μa分别为空气的比定压热容、导热系数、运动粘度和动力粘度;g为重力加速度;αv为体积膨胀系数;do为炮尾段外径;ΔT为炮尾段外壁与环境之间的温差。
3 计算结果与分析
无坐力武器发射过程中,火药气体的温度随时间明显变化,所以在Ansys-Workbench中选用瞬态热分析模块。在模型上设置材料的热导率λ,比热容 C,密度 ρ,加载初始温度(火炮发射之前身管各向温度均匀,与环境温度T0相同)。炮尾内壁边界条件设置可参考文献[13]。
无坐力武器的内弹道时间为4.2 ms,由式(5)可知μg=a0=373 m/s,火药燃气对流换热系数hg=49 611 W/(m2·K)。之后在120 ms 时下降到环境温度。从后效期结束直到下一发炮弹装填击发作以下简化:外界气体瞬间涌入炮尾内膛,膛内气体温度瞬间达到环境温度,炮尾内壁与外壁采用相同的对流换热系数。
对火炮在22 ℃的环境温度下射击炮尾温度变化进行仿真分析,射速为6发/min,射击时间为120 s。装药温度保持22 ℃不变,则火药气体温度变化规律不变。
每10 s重新创建一个瞬态热模块,且上一个10 s的温度计算结果作为下一个10 s的初始温度[14]。计算得到了单发射击与连续射击时炮尾段外壁的温度变化曲线。
3.1 验证试验的测试结果
为了验证计算结果的准确性,利用红外测温仪和热电偶测量了连续射击时炮尾外壁的温度,测量结果如表2所示。
表2 连续射击时炮尾段外壁试验温度和数值模拟温度
Table 2 Test temperature and numerical simulation temperature of outer wall of gun tail section during continuous firing
累积射弹数炮尾段外壁试验温度/℃炮尾段外壁数值模拟温度/℃15648275693888549998510810861111167120122
试验射击前炮尾外壁初始温度为22 ℃,7发试验射击后炮尾外壁温度达到120 ℃,红外测温仪测量图像如图6所示。
图6 试验射击前后炮尾外壁温度
Fig.6 Temperature of the outer wall of the gun tail before and after firing
3.2 单发射击计算结果
对轻型无坐力武器在单发射击时炮尾的温度场进行计算分析,图7是单发射击时炮尾段外壁的温度变化曲线。从图7中可以看出,炮尾外壁由最初的22 ℃迅速上升到了52 ℃,之后再缓慢降低。这是因为火炮刚发射后火药燃气与炮尾内壁直接接触,换热最为剧烈,之后随着弹丸离开炮口,膛内气体排空,使得炮尾内壁的热量一部分由喷口散失到空气中,另一部分则向炮尾外壁传递,且炮尾内壁与环境之间的温差逐渐变小,因此其温度呈缓慢下降的趋势。
图7 单发射击炮尾外壁温度
Fig.7 Outer wall temperature of single shot gun tail
3.3 速射计算结果
图8是连续射击(6发/min)时炮尾段外壁的温度变化曲线。从图8中可以看出,数值模拟的炮尾外壁的温度呈现出波动性上升,主要是因为钛合金为金属材料,导热系数大,因此其对温度变化的响应也较为迅速。钛合金温度的峰值随着射弹数的增加而逐渐上升,但上升的幅度逐渐变小。连续射击12发后炮尾段外壁温度由22 ℃上升到了138 ℃,由此可知在此射击条件下炮尾段外壁的温升对炮手有烫伤的隐患。
图8 炮尾外壁温度数据图
Fig.8 Temperature data chart of outer wall of gun tail
发现炮尾外壁的温度随着连续射弹数的增加而缓慢上升,且逐渐趋于平缓。总体上计算结果与实验结果是在合理的误差范围内,证明计算结果是可信的。
4 结论
本文中通过建立轻型无坐力武器炮尾段的有限元模型,模拟了其在射速为6发/min的情况下,射击时间为2 min的炮尾外壁温度分布规律,并通过实验进行了验证。得到了以下结论:
1) 随着射弹数的增加,炮尾外壁温度呈波动性上升,温升幅度逐渐减小。
2) 在第6发和第12发连续射击后,炮尾位置温度分别达到116 ℃和138 ℃,存在瞬间烫伤炮手的隐患,需要增加适当的防护外套。
[1] 彭克侠,刘树华,曹广群,等.某火炮身管温度场分析[J].火力与指挥控制,2015(11):80-83.
PENG Kexia,LIU Shuhua,CAO Guangqun,et al.Analysis of temperature field of a gun body tube[J].Fire power and Commend and control,2015(11):80-83.
[2] 徐达,罗业,范文博.火炮身管传热数值模拟及温度分布规律[J].装甲兵工程学院学报,2016(12):50-54.
XU Da,LUO Ye,FAN Wenbo.Numerical simulation and temperature distribution law of heat transfer in artillery body tube[J].Journal of Armored Corps Engineering College,2016(12):50-54.
[3] 张洪汉,郭映华,王育维,等.某小口径火炮射击过程膛内传热计算分析[J].火炮发射与控制学报,2009(4):34-37.
ZHANG Honghan,GUO Yinghua,WANG Yuwei,et al.Calculation and analysis of heat transfer in bore in fire process of small calibre gun firing process[J].Journal of Gun Launch &Control,2009(4):34-37.
[4] 黄陈磊,陈川琳,许辉,等.射击模式对身管温度场影响的研究[J].工程热物理学报,2020,41(3):628-634.
HUANG Chenlei,CHEN Chuanlin,XU Hui,et al.Study on the influence of shooting mode on barrel temperature field[J].Journal of Engineering Thermophysics,2020,41(3):628-634.
[5] 肖飞.火炮射击时身管温度场测试研究[D].南京:南京理工大学,2005.
XIAO Fei.Study on temperature field test of body tube during artillery shooting[D].Nanjing:Nanjing University of Science and Technology,2005.
[6] 杨艳峰,郑坚,贾长治,等.火炮身管热传导有限元仿真分析[J].火炮发射与控制学报,2011,32(1):45-48.
YANG Yanfeng,ZHENG Jian,JIA Changzhi,et al.Finite element simulation analysis of heat conduction of artillery barrel[J].Journal of Artillery Launch and Control,2011,32(1):45-48.
[7] LAWTONB.Thermal-chemical erosion in gun barrels[J].Wear,2001(251):827-838.
[8] 薛举元,陶钢,王鹏,等.基于平衡算法的无坐力武器不平衡冲量研究[J].兵器装备工程学报,2022,43(4):1-6.
XUE Juyuan,TAO Gang,WANG Peng,et al.Research on unbalanced impulse of recoilless gun based on equilibrium algorithm[J].Journal of Ordnance and Equipment Engineering,2022,43(4):1-6.
[9] 杨世铭,陶文铨.传热学[M].4版.北京:高等教育出版社,2006.
YANG Shiming,TAO Wenquan.Heat transfer[M].4th Edition.Beijing:Higher Education Press,2006.
[10] 杨则尼.无坐力武器[M].国防工业出版社,1983:53-77.
YANG Zeni.Recoilless gun[M].National Defense Industry Press,1983:53-77.
[11] M.J.左克罗,J.D.霍夫曼.气体动力学[M].北京:国防工业出版社,1984.
ZOKRO M L,HOFFMAN J D.Gas dynamics[M].Beijing:National Defense Industry Press,1984.
[12] 金志明.枪炮内弹道学[M].北京:北京理工大学出版社,2004.
JIN Zhiming.Gun internal ballistics[M].Beijing:Beijing Institute of Technology Press,2004.
[13] 张朝红,辛志杰,董振,等.基于脉冲激光加热的火炮身管温度场分析[J].火力与指挥控制,2021,46(3):50-54.
ZHANG Chaohong,XIN Zhijie,DONG Zhen,et al.Analysis and study on the temperature field of gun barrel based on pulsed laser heating[J].Fire Control &Command Control,2011,46(3):50-54.
[14] TOIVOLA J,MOILANEN S,TERVOKOSKI J,et al.Influence of roating band construction on gun tube loading-part II:Measurement and analysis[J].J Press Vess Tech,2012,134(4):1-8.