Φ50 mm口徑氣體炮炮口制退器的設(shè)計與效率分析

張 浩,陳萬華,張代賢,廖國柔,馬國鷺

(1.中國空氣動力研究與發(fā)展中心, 四川 綿陽 621000;2.西南科技大學(xué) 制造過程測試技術(shù)教育部重點實驗室, 四川 綿陽 621010)

0 引言

氣體炮是以高壓氣體為動力,推動彈體沿炮管加速運動的試驗裝置,它具有發(fā)射參數(shù)調(diào)整方便、結(jié)構(gòu)簡單、安全可靠諸多優(yōu)點,主要用于各種沖擊和發(fā)射試驗之中[1]。炮口制退器廣泛應(yīng)用于各類火炮中,能簡便有效地減小發(fā)射瞬間對炮架的沖擊,明顯縮短后坐距離[2-3]。若將炮口制退器應(yīng)用于氣體炮,能起到較好的緩沖作用,對氣體炮的支撐調(diào)整機構(gòu)的設(shè)計帶來益處。

傳統(tǒng)的炮口制退器的結(jié)構(gòu)設(shè)計中,普遍采用半經(jīng)驗半理論設(shè)計方法[4-5],至今仍然是工程設(shè)計中的主流方法。隨著計算流體動力學(xué)的發(fā)展,流場動力仿真技術(shù)也被引入到制退器的設(shè)計之中[6-8]。樂貴高等[9]利用Osher格式計算并分析了某火炮膛口氣流場現(xiàn)象,描述了此氣流的發(fā)展過程;趙佳俊等[10]采用CFD技術(shù)計算炮口制退器效率,通過Fluent軟件監(jiān)測制退器各排側(cè)孔射流相關(guān)參數(shù),計算其對制退器制退效率的貢獻占比;Bin等[11]基于軸對稱Euler方程DRP格式及結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對膛口流場進行了模擬,得到的初始流場及火藥燃氣流場均與試驗陰影相吻;Li等[12]通過聯(lián)立求解內(nèi)彈道模型和Navier-Stokes方程分析了化學(xué)反應(yīng)與膛口流場特性的關(guān)系,并提出了一種炮口制退器的新結(jié)構(gòu)。

綜上可知,當前的炮口制退器的研究主要針對傳統(tǒng)火炮,氣體炮的發(fā)射過程明顯不同于傳統(tǒng)火炮,對其展開研究是很有必要的。本文中針對一級氣體炮配置反作用式炮口制退器設(shè)計的特殊需要,開展以下工作:① 按照兵器行業(yè)標準確定炮口制退器的主要尺寸參數(shù)及研究中參數(shù)變動范圍;② 采用傳統(tǒng)的分析方法計算了制退器的制退效率,分析高壓氣室容積、壓力、彈體質(zhì)量、側(cè)孔傾角以及側(cè)孔直徑等試驗參數(shù)對制退效率的影響;③ 采用有限元流場仿真驗證制退效率結(jié)果的正確性,同時確定制退器的結(jié)構(gòu)尺寸。本研究對氣體炮口制退器的設(shè)計具有重要的參考價值。

1 炮口制退器的參數(shù)及研究范圍

按照兵器行業(yè)標準《WJ 2579-2002炮口制退器型式、尺寸系列》進行該炮口制退器的參數(shù)設(shè)計。需配置制退器的氣體炮的彈體發(fā)射速度不超過300 m/s,遠小于一般火炮,故選擇反作用式單氣室炮口制退器,其結(jié)構(gòu)簡圖如圖1所示。當彈體從左端射入制退器氣室后,部分高壓氣體從側(cè)孔向左斜向噴出,將抵消部分發(fā)射動量,從而減小了發(fā)射后坐力沖擊。

圖1 反作用炮口制退器的結(jié)構(gòu)簡圖

反作用炮口制退器的主要設(shè)計參數(shù)及研究時的變動范圍的確定簡述如下:

1) 炮管直徑d:來自氣體炮的尺寸參數(shù),為定值50 mm。橫截面積A=1 963.5 mm2。

2) 中央彈孔直徑dcp:確保彈體能順利射出條件下取小值。標準推薦值dcp=(1.07～1.15)d,由于氣體炮彈速較低,取較大定值53.5 mm,橫截面積Acp=2 248.0 mm2。

3) 氣室長度μ:能方便布置側(cè)孔前提下取小值,標準推薦值(3～4)d,取定值160 mm。

4) 沖擊板直徑DK:標準推薦值DK≤1.3d,考慮到方便側(cè)孔布置取上限定值65 mm。

5) 側(cè)孔總面積Ac:取較大值反沖氣流增加有利于提高制退效率,推薦值1～3倍的炮管橫截面積。考慮氣體炮的實際工況,研究時取變動值 2 000～9 000 mm2,覆蓋了標準推薦范圍。

6) 側(cè)孔直徑d0:考慮加工方便擬定側(cè)孔為圓形直孔,側(cè)孔進出口面積A1=Ae1。沿圓周等分8排排列,單排3孔或4孔間隔排列,共計28個側(cè)孔。研究時d0取變動值10～20 mm,對應(yīng)的側(cè)孔總面積為2 200～8 800 mm2。

7) 側(cè)孔傾角α:標準推薦值90°～120°?？紤]到影響氣體方向噴射方向,對制退效率影響明顯,研究時取變動值100°～160°。

8) 彈體質(zhì)量m:由氣體炮應(yīng)用要求確定,研究時取變動值0.5～2.5 kg。

9) 側(cè)孔導(dǎo)向長度l:較長有利于保證氣流在側(cè)孔中良好導(dǎo)向,標準推薦l/d0>0.8。研究時取定值20 mm,滿足標準對導(dǎo)向性的要求。

此外,制退效率還與彈體出口速度v0、高壓氣體質(zhì)量ω有關(guān),這些量又取決于氣體炮的以下列結(jié)構(gòu)參數(shù)。高壓氣室容積V:氣體炮高壓室的設(shè)計容積為定值24 L。高壓氣室壓力P:根據(jù)發(fā)射速度和彈體質(zhì)量要求調(diào)節(jié),研究時取變動值0～30 MPa。炮管長度L:氣體炮高壓室的設(shè)計長度為定值4.0 m。

2 制退效率計算流程

本文中采用的制退效率分析方法見參考文獻[2],氣體炮內(nèi)彈道分析參見參考文獻[13-14],它推導(dǎo)的傳統(tǒng)炮口制退器的制退效率計算流程簡述如下。

2.1 計算氣體膨脹比

簡化高壓氣體流動為一維流動,橫截面擴大則氣體膨脹。從炮管流入側(cè)孔入口的面積膨脹比vc,側(cè)孔出/入口面積膨脹比ve分別為:

(1)

(2)

2.2 計算增速系數(shù)

假定膨脹過程為絕熱過程,將膨脹比vc和ve代入氣體絕熱方程,有:

(3)

式(3)中:γ為氣體絕熱指數(shù),對于空氣,取γ=1.41?？汕蠼獬鰧?yīng)的增速系數(shù)λc和λe。

2.3 計算炮口制退器系數(shù)λ和沖量特征量χ

炮口制退器系數(shù)λ和沖量特征量χ的計算表達式為

λ=φψ(λc-λecosα)

(4)

(5)

2.4 計算炮膛內(nèi)氣體質(zhì)量ω、彈體出口速度v0

炮膛內(nèi)氣體質(zhì)量ω、彈體出口速度v0計算公式為

(6)

(7)

2.5 計算無炮口制退器時后效期炮膛合力全沖量Ih

無炮口制退器時后效期炮膛合力全沖量Ih計算公式為

(8)

2.6 計算炮口制退器效率η

炮口制退器效率η計算公式為

(9)

3 制退器參數(shù)化分析

由前述的制退效率計算流程,考察了高壓氣室壓力、彈體質(zhì)量、側(cè)孔直徑、側(cè)孔傾角對制退效率的影響,得出制退效率的變化關(guān)系曲線,如圖2所示。

圖2 制退效率與關(guān)鍵參數(shù)的關(guān)系曲線

由圖2可以看出,增加高壓氣室壓力對提高制退效率有顯著效果;側(cè)孔直徑會影響進入中央彈孔通道與側(cè)孔通道的氣流量分配比,通過增大側(cè)孔直徑,有利于提高制退效率;通過增大側(cè)孔傾角來提高制退效率是可行的,但繼續(xù)增大側(cè)孔傾角對制退效率的提升會有所減緩;根據(jù)彈體質(zhì)量與制退效率的關(guān)系,適當降低彈體質(zhì)量不失為提高制退效率的途徑之一。

對于氣體炮而言,它是以高壓氣體為動力推動彈體向前加速的實驗裝置,在試驗階段增加高壓氣室壓力,制退效率也會逐步提升,但由于炮口臨界壓力與初始壓力的關(guān)系,增大高壓氣室壓力會使得炮口臨界壓力值增大,從而降低一級氣體炮發(fā)射系統(tǒng)的發(fā)射穩(wěn)定性,因此,選擇合理的試驗參數(shù)對于一級氣體炮的研制至關(guān)重要。

基于上述分析,將選取側(cè)孔直徑d0=16 mm,彈體質(zhì)量m=1.0 kg作為數(shù)值仿真的依據(jù)。

4 制退器流場仿真

為了進一步探究側(cè)孔傾角對制退效率的影響,采用Fluent軟件對彈體進入制退器的整個動態(tài)過程進行了有限元流場仿真,時間步長設(shè)為0.01 ms,初始溫度為300 K,彈體質(zhì)量為1.0 kg。計算模型如圖3所示,流場區(qū)域包含了高壓氣室、炮管內(nèi)腔和足夠大的炮口區(qū)域,并除去運動彈體區(qū)域,模型取圓周1/4對稱部分。炮口局部分為無制退器和加裝制退器模型,通過對比其后效期的沖量,獲得制退效率的仿真結(jié)果。

圖3 氣體炮流場仿真模型圖

結(jié)構(gòu)與流體界面統(tǒng)一設(shè)置為壁面邊界,流場開放邊界設(shè)置為常壓的壓力邊界,彈體邊界為移動壁,其他為對稱邊界。采用三維k-ε湍流模型,氣體參數(shù)按空氣參數(shù)設(shè)置。將彈體軌跡區(qū)域設(shè)置為動網(wǎng)格,并對網(wǎng)格進行加密處理,以提升整個區(qū)域的網(wǎng)格質(zhì)量。高壓氣室初始壓力設(shè)為25 MPa,其余部分初始壓力為大氣壓,分析制退器性能將彈體頭部運動到炮管端面定義為零時刻,通過設(shè)計時間步長來探究側(cè)孔傾角分別為105°、120°、135°、150°時制退器流場形態(tài)圖,如圖4所示。

圖4 不同側(cè)孔傾角下制退器外部壓力云圖

隨著側(cè)孔傾角的增大,側(cè)孔射流波節(jié)的發(fā)展速度會明顯減緩,在同一時刻,側(cè)孔傾角為105°時的氣流發(fā)展速度依次領(lǐng)先于120°、135°、150°,但總體變化趨勢保持一致。當彈體沖出制退器前,氣流首先經(jīng)側(cè)孔通道向側(cè)后方噴出并形成射流波節(jié),并在彈體正前方產(chǎn)生初始沖擊波,由于側(cè)孔的導(dǎo)向作用,進入不同傾角的側(cè)孔氣流量均在逐漸增加,傾角越大的側(cè)孔所形成的射流流場越偏向斜后方,如圖4(a)、圖4(d)、圖4(g)、圖4(k)所示。

當彈體即將沖出制退器,由于氣流先從側(cè)孔通道噴出,隨后再由中央彈孔噴出,側(cè)孔射流波節(jié)的發(fā)展速度明顯快于主激波的發(fā)展,其會比主激波率先趕上初始沖擊波,同時與主激波和初始沖擊波一起在彈體周圍形成復(fù)雜的瓶狀激波,如圖4(b)、圖4(e)所示;但隨著側(cè)孔傾角的增大,側(cè)孔射流激波的發(fā)展速度會逐漸小于主激波的發(fā)展速度,使得主激波會比側(cè)孔射流激波先趕上初始沖擊波,如圖4(h)、圖4(l)所示,由于改變側(cè)孔傾角,使得氣流進入側(cè)孔通道的初始速度發(fā)生改變,導(dǎo)致氣流不易偏轉(zhuǎn)。

當彈體完全飛離制退器后,炮管內(nèi)剩余的高壓氣體迅速膨脹噴出,形成彈后激波,同時對彈體進行二次加速,隨后逐漸衰減擴散呈月牙形流場,直至最終消失,如圖4(c)、圖4(f)、圖4(i)、圖4(m)所示。

采用對炮管受力的時間積分獲得發(fā)射沖量,與無制退器時的沖量進行比較,獲得不同側(cè)孔傾角炮口制退器的制退效率,具體演算過程如下:

由氣體炮后效期理論可得,發(fā)射沖量特征量χ為

(10)

(11)

式(11)中:pg、ρg、v0分別為后效期開始時膛內(nèi)高壓氣體平均壓強、高壓氣體平均密度、彈體初速。

炮口制退器效率η為:

(12)

將仿真計算得到的效率與前述傳統(tǒng)分析方法獲得的制退效率數(shù)值進行比較,結(jié)果如表1所示。

表1 數(shù)值計算與流場仿真結(jié)果對比

由表1可以看出,流場仿真結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果基本吻合,誤差在15%以內(nèi),驗證了一級氣體炮制退效率理論方程的正確性。

結(jié)合上述分析,最終確定的側(cè)孔直徑d0=16 mm,側(cè)孔傾角120°,炮口制退器的結(jié)構(gòu)示意圖如圖5所示。

圖5 炮口制退器的結(jié)構(gòu)示意圖

5 結(jié)論

1) 增加高壓氣室壓力對提高制退效率有顯著效果;通過增大側(cè)孔傾角來提高制退效率是可行的,但繼續(xù)增大側(cè)孔傾角對制退效率的提升會有所減緩;降低彈體質(zhì)量不失為提高炮口制退效率的途徑之一,選擇合理的試驗參數(shù)對于一級氣體炮的研制至關(guān)重要。

2) 通過有限元仿真得到了一級氣體炮口制退器的流場分布,并對各種波系結(jié)構(gòu)及發(fā)展規(guī)律進行了分析,揭示了初始沖擊波、射流波節(jié)、主激波以及彈后激波的相互作用機理。

3) Fluent仿真的制退效率與傳統(tǒng)計算結(jié)果基本吻合,誤差在15%以內(nèi),驗證了一級氣體炮制退效率理論方程的正確性。