金屬藥筒裝藥的熱安全性分析

郭映華，張洪漢，朱文芳，王育維

(西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099)

火炮在發(fā)射過程中，高溫燃氣在推動彈丸高速運動的同時，也對與之相接觸的藥筒或內膛壁面進行強制傳熱，提高與之接觸的表層溫度，破壞身管壁內的熱平衡狀態(tài)，通過熱量擴散的熱傳導過程，形成不定常的溫度分布?；鹋趦忍疟诿娼邮軅魅氲臒崃亢鬁囟壬?，使再裝填的發(fā)射裝藥處于受內膛壁面加熱的環(huán)境中，嚴重時會引起該裝藥自燃，危及到火炮發(fā)射安全性[1-2]。金屬藥筒無疑會對裝藥起到一定的保護作用，尤其在火炮連續(xù)射擊時，藥筒的抽出一方面帶走了部分熱量，另一方面，冷的藥筒則把熱的內膛壁面與發(fā)射藥隔開，緩解了發(fā)射藥所受的熱沖擊。本文建立以經典內彈道為基礎的軸對稱圓筒傳熱模型，分析了金屬藥筒對裝藥熱安全性的影響。

1 物理模型

1.1 裝藥結構

本文分析的模型為155 mm口徑的金屬藥筒裝藥。該裝藥最外層為金屬藥筒，緩蝕劑襯里則緊貼在藥筒上部內壁，十九孔藥粒散裝于藥筒內部，藥粒上部為緊塞紙蓋。由于緩蝕襯里有時并不會完全繞藥筒內壁一周，從而使藥?？赡芘c藥筒壁面直接接觸。所以從裝藥的熱安全方面考慮，在裝藥留膛時忽略緩蝕劑襯里的隔熱作用。考慮緩蝕襯里在內彈道過程中氣化吸熱作用，對火藥氣體與固體壁面換熱方面的影響用換熱系數的修正系數來加以考慮。另外，藥筒上的緊塞蓋為很厚的隔熱材料，一般裝藥上層受到的熱沖擊很小，所以，本文僅計算含藥筒部分的藥室的溫度分布。

1.2 基本假設

1)內彈道基本假設是：①彈后任一截斷面上各點的氣流速度及壓力相等。②火藥氣體及未燃盡的火藥在彈后空間內均勻分布。

2)后效期的基本假設[3-4]是：①彈丸出炮口后，膛內火藥氣體從膛內流出的現(xiàn)象極為復雜，但考慮到起始階段及躍動期的時間與基本時期的時間相比很短，所以僅考慮炮口氣流速度等于當地音速的后效基本時期，認為膛壓為0.182 MPa時后效結束。②后效期為絕熱流動。

3)傳熱過程基本假設[5-6]是：①內壁溫度僅計算藥室部分；藥室內外徑的變化不大，可以將其簡化為圓柱狀的管子；并且假設圓柱體僅存在徑向傳熱問題，不存在軸向傳熱。②在內彈道過程中，由于輻射換熱量與對流換熱的相比很小，所以不加考慮。③傳遞給藥室部分的熱量主要來自火藥的強迫對流，屬于旺盛的湍流對流換熱。④裝藥狀態(tài)、內彈道過程及后效期過程在連續(xù)射擊的情況下與首發(fā)射擊相同。⑤在連續(xù)射擊時考慮到藥筒的影響。假設射擊過程藥筒與身管藥室內壁緊貼，不存在接觸熱阻，并且認為藥筒與身管材料熱物性相同，即把藥筒看做身管的一部分，所以在裝填瞬間藥筒所占計算網格的溫度降到初始溫度。⑥除留膛發(fā)以外，裝藥在入膛后瞬間擊發(fā)。

1.3 傳熱模型

熱傳導方程[6-8]:

(1)

熱流密度方程:

(2)

換熱系數：

ht=A*Nu·k/d

(3)

式中：k為火藥氣體的導熱系數；A*為考慮到護膛襯紙情況下的修正系數，根據文獻[7]得到的試驗數據，A*取值在長度上近似于二次方拋物線變化，在襯紙開始段最大，而隨距離的變化而逐漸減弱，取值大小變化范圍約為0.67～1.0。本文主要考慮藥室部分膛內溫度的影響，屬于開始段，故取0.67。

火藥氣體與身管壁面的對流換熱努塞爾數公式為：

Nu=Ke·0.05·Re0.8Pr0.4

(4)

式中：Re為以管徑d為特征尺寸計算的雷諾數；Pr為普朗特數，取0.75；Ke為入口長度修正系數。

(5)

式中：v為距膛底lx處氣流速度：

(6)

此處考慮到經典內彈道的假設，即從膛底的氣流速度到彈底的氣流速度v彈丸分布符合線性分布規(guī)律，l為身管長度。外壁與空氣的傳熱為自然對流[8]，努塞爾數公式采用自然對流換熱的試驗關聯(lián)式中的橫圓柱層流模型:

Nu=c(Gr·Pr)n

(7)

式中：c為試驗確定的常數;Gr為格拉曉夫數。

2 計算結果

2.1 計算參數

以某155 mm火炮為算例，主要參數如表1所示。

表1 裝藥參數

2.2 首發(fā)計算結果

2.2.1 內彈道計算結果

內彈道計算結果如圖1和圖2所示。

從圖1可以看出，整個內彈道過程約17 ms。彈丸飛出炮口后，膛內的高溫高壓氣體繼續(xù)噴出，形成后效期，從圖2可以看出，后效期約60 ms后結束。內彈道過程中膛內的氣體溫度瞬間從環(huán)境溫度陡升到發(fā)射藥的爆溫，然后逐漸下降，當后效結束時溫度降至500 K左右，內彈道開始后，膛內氣體的比容快速降低，最大壓力點后逐漸增大，在后效期結束時，由于膛內壓力較低但溫度較高，其比容比初始值高。

2.2.2 沿軸向的溫度分布

沿藥室軸向藥筒的溫度峰值如表2所示。在靠近膛底的位置，內壁溫度峰值較小，而在藥筒口部位置，內壁溫度峰值最大，這種現(xiàn)象主要是因為不同位置氣流速度的不同而導致的對流換熱量的不同。由于藥筒口部(0.9 m處)是火炮裝藥部分中氣流速度最大的位置，所以其溫度峰值在裝藥部分中最大。以下的計算均為該位置的結果。

表2 沿藥室軸向藥筒的溫度峰值

2.2.3 沿膛壁徑向溫度分布

表3給出了首發(fā)射擊時藥筒口部處的藥筒、內壁、藥室外壁(簡稱外壁)的溫度隨時間的變化數據。

表3 首發(fā)沿壁厚(徑向)各點溫度變化表

從表3可以看出，藥筒的溫度變化比較陡峭，內壁溫度變化比較緩和，藥室外壁溫度基本沒有變化。這主要由于熱交換的不同引起的。藥筒的熱交換主要由藥筒與火藥氣體的對流換熱及藥筒與內壁之間的導熱組成。其在短暫的內彈道過程中主要以劇烈吸收火藥氣體的熱量為主，所以溫升很快。隨著內彈道過程的結束進入后效期后，內部火藥氣體溫度快速降至接近藥筒的溫度，藥筒從火藥氣體吸的熱逐漸減小，隨著對內壁的導熱，藥筒溫度緩慢降低。藥室內壁(簡稱內壁)的換熱為藥筒以導熱的形式傳給它的熱量以及它與身管內層以導熱的方式交換的熱量。其交換的熱流量要遠小于藥筒內表面劇烈對流換熱，所以內壁溫度上升較緩。在后效期結束后5 s附近，藥筒和內膛壁面溫度趨于一致。而藥室外壁因為壁厚較厚，在射擊完成后很長時間內沒有溫度變化，在50 s后外壁溫度才上升了約3 K，200 s后各點溫度趨于一致。

2.2.4 連續(xù)射擊

2.2.4.1 急促射擊3發(fā)計算結果

由于火炮裝藥安全性問題一般在急促射擊的情況下發(fā)生，所以，計算了急促射擊的熱積累情況。圖3為急促射擊3發(fā)時藥筒及內壁溫度的變化曲線，圖4則是包含時間、壁厚、溫度的三維圖。

從圖3中可以看出，在連續(xù)射擊中，每1發(fā)射擊后，隨著藥筒的更換，藥筒所占網格的溫度突變至初溫值；在射擊過程中，藥筒溫度變化陡峭但峰值基本不變，而內壁溫度變化平緩且其值逐發(fā)增大。這主要因為內彈道過程時間很短，火藥燃氣與藥筒之間的溫差值很大，遠遠超過發(fā)與發(fā)之間的藥筒溫度的差異值，所以這種差異基本不影響內彈道過程，藥筒與火藥氣體的熱交換基本不變，而此因素是影響藥筒溫度變化的主因，故藥筒的溫度峰值基本不變。內壁溫度因為熱積累而出現(xiàn)逐發(fā)增高的現(xiàn)象，這是因為前面1發(fā)傳給內壁的熱量沒有及時散發(fā)，而緊接著1發(fā)的熱沖擊又增加了內壁的熱量積累，如此反復，內壁溫度逐漸升高。圖4則顯示急促射擊期間藥室壁面徑向受溫度沖擊的影響，可以看出，隨壁厚的增加受到的熱沖擊程度逐漸減小。射擊完成后外壁的溫度也幾乎沒有受到影響。還可以看出，藥筒抽出時的溫度與射擊完成后在膛內滯留的時間關系密切，滯留時間越短，抽出時溫度越高，相應帶出的熱量也越高，所以，抽筒時間越快越好，從這點可以看出，藥筒裝藥可大大緩解發(fā)射過程對藥室內壁的熱沖擊，有利于緩解火炮的熱積累。

2.2.4.2 高射速連續(xù)射擊多發(fā)的計算結果

圖5為以9 發(fā)/min的速度連續(xù)射擊9發(fā)后，最后1發(fā)留膛的計算結果。從內壁溫度峰值連線可以明顯看出，內壁的峰值溫度隨著發(fā)數的增多而升高，溫升梯度隨發(fā)數的增多逐漸減小。這主要因為隨著發(fā)數的增多，藥室內壁溫度不斷升高，導致射擊過程中藥筒與藥室內壁的溫差逐漸減小，導熱量與溫差成正比關系，故內壁峰值溫度增長量逐漸減少。而最后1發(fā)入膛后，由于藥筒與內壁溫度的溫差較大，藥筒溫度快速上升，而內壁溫度受其影響快速下降，在滯留膛內一段時間后，二者溫度趨于一致且呈緩慢下降趨勢。所以滯膛的這段時間為熱安全的關鍵時間，過了這段時間，藥筒的溫度會逐漸下降。而這期間的內壁溫度的最大值是裝藥安全與否的關鍵，若此溫度低于發(fā)射藥的著火點，一般來說裝藥是安全的。

3 結束語

本文對發(fā)射過程中的身管進行了熱分析計算，計算出了火炮在單發(fā)射擊、急促射擊以及多發(fā)連續(xù)射擊情況下的藥筒及身管內壁溫變化狀況，并對壁溫的分布和連續(xù)射擊時藥室徑向的不同位置的溫度進行了分析。分析結果表明，由于藥筒處于與氣體接觸的溫度變化最劇烈的區(qū)域，其吸收大量熱量，溫升很高，但射擊后即被抽出，很大一部分熱量被帶走。而內壁承受的僅為藥筒以導熱的形式傳給它的熱量，其熱流量要遠小于藥筒內表面劇烈對流換熱，從這點可以看出，藥筒裝藥可大大緩解發(fā)射過程對藥室內壁的熱沖擊，有利于緩解火炮的熱積累。另外，對于不同射擊頻率而言，存在留膛內熱安全的關鍵時間，過了這段時間，藥筒的溫度會逐漸下降，若這段時間內的藥筒峰值溫度低于發(fā)射藥的著火點，一般來說裝藥是安全的。

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