某突擊炮炮口流場數值模擬研究

孫全兆,范社衛,王殿榮,李加浩

(1.南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094;2.山西北方機械制造有限責任公司,山西 太原 030009; 3.內蒙古北方重工業集團有限公司,內蒙古 包頭 014030)

作為適應新形勢下軍事需求的突擊武器,突擊炮是新型突擊支援武器和反坦克武器裝備的重要組成部分,具有質量小、機動性好、威力大等特點,能夠提高一線作戰部隊的快速機動能力和火力打擊能力。突擊炮配備威力更大的穿甲彈,在初速、炮口動能、直射距離、穿甲威力等方面具有顯著優勢。然而,在發射過程中,初速高和炮口壓力高也帶來復雜的炮口流場問題,其對炮口周邊遠、近場響應的影響,一直是研究人員關注的重點。

炮口流場數值模擬研究得到了國內外不少學者的重視。江坤等[1]通過數值仿真研究了裝有炮口制退器的某型榴彈炮膛口沖擊流場結構,并分析了膛口沖擊波的發展規律。周鵬等[2]根據Navier-Stokes方程的二維軸對稱非定常可壓縮流動形式并結合Spalart-Allmaras湍流模型,采用動網格技術,對高壓氣體發射裝置內彈道特性及膛口流場進行了仿真分析。黃歡等[3]對某迫擊炮炮口流場進行了數值模擬與分析,計算結果捕捉到清晰的“激波瓶區”,對不同監測點的超壓值以及膛內溫度壓力變化進行了詳細分析。郁偉等[4]進行了耦合內彈道過程的膛口流場數值模擬與分析,計算結果捕捉到了彈丸出炮口后在膛口形成的清晰瓶狀波系。郭則慶等[5]基于Navier-Stokes方程和k-ε湍流模型,采用Roe格式,進行了內埋式航炮膛口流場特性數值模擬研究。

然而,現有研究中,針對突擊炮發射穿甲彈的高初速、高炮口壓力特點,建立合理的炮口流場數值模型,并對其遠、近場響應進行分析并不多見。本文針對某突擊炮炮口流場特性研究需求,采用可壓氣體黏性流動的Navier-Stokes方程,建立炮口流場模型,采用Spalart-Allmaras湍流模型,應用Roe-FDS格式,結合動網格技術,在內彈道參數求解的基礎上,進行突擊炮炮口流場數值模擬與分析,研究其對炮口周邊遠、近場響應的影響規律。

1 控制方程和數值模擬方法

1.1 Navier-Stokes方程

突擊炮發射穿甲彈,具有高初速、高炮口壓力特點,炮口氣流的組分、相態、化學反應非常復雜,很難建立一個全面的數學模型來描述整個過程。工程中,可對其進行簡化,忽略火藥氣體組分與化學反應的影響,視為均質氣體。本文采用可壓氣體黏性流動的Navier-Stokes方程[6]:

(1)

式(1)為整個守恒形式的控制方程組,將W、F、G、H看成列向量:

式中:ρ,p分別為密度、壓強;u1,u2和u3分別為笛卡爾坐標系下x、y和z方向的速度分量;σx,σy,σz,τxy,τxz,τyx,τyz為應力項;qx,qy,qz為熱流通量,E為單位體積流體的總能。

1.2 湍流模型

采用對于求解動力渦黏性問題等具有一定優勢的Spalart-Allmaras湍流模型,該模型中的混合長定義了湍流黏度的傳輸,不需計算與局部剪切層厚度相關的長度尺寸,對近壁區的網格劃分要求不高,收斂速度快。湍動能的輸運方程為[6]

(2)

式中:i,j=1,2,3;ui,uj為沿坐標軸方向的速度;μt為湍流的黏性系數;k為湍流運動黏度;l為湍流脈動的長度比尺。式中各項依次為瞬態項、對流項、擴散項、產生項。由普朗特表達式,得:

(3)

式中:σk,CD,Cμ為經驗常數。

1.3 離散化方法

數值求解采用有限體積法,守恒方程[6]為

(4)

式中:n為控制體表面外法線方向,V為控制體的體積,Г為控制體的邊界,S為控制體的面積。式中各項依次為物理量Ф在控制體內的變化率、Ф的流出率、擴散項的積分、源項的積分。

將求解區域用網格劃分為不重疊的有限控制體,將非線性的守恒型微分方程在控制體上作積分,轉化為離散方程,通過求解離散方程組得到流場的解。

本文數值模擬的對象主要是含有復雜激波系的可壓縮超聲速射流,選擇采用Roe-FDS通量差分分裂格式。考慮到龐大的網格數將耗費大量計算時間,同時為保證收斂性,對時間與空間的偏導數都釆用一階迎風格式。

1.4 動網格技術

采用動網格技術來模擬彈丸運動以及彈丸運動對突擊炮炮口流場的影響。動網格法[7]是將彈丸邊界設置為運動邊界以及將與運動邊界相鄰處的結構化網格區域設置為運動區域,根據運動區域與運動邊界相鄰層網格的高度決定是將該層網格分割還是將其與鄰近層合并,實現增加或減少網格層數,以此來更新運動區域的網格。

2 突擊炮炮口流場數值計算條件

2.1 網格模型

對計算區域進行網格劃分,圖1所示為彈丸出炮口時的網格模型。

圖1 網格模型

圖1中,彈丸模型做了簡化。由于劃分網格使用混合網格,所以要在不同的網格區域之間設置交界面,保證不同區域的網格之間能夠流通。對炮口流場模型需設置兩組交界面:一組是彈前非結構網格與結構網格之間的交界面,另一組是膛內氣體以及膛外等直徑區域與其他外部流場之間的交界面。

2.2 計算條件設置

為了模擬出突擊炮炮口沖擊波在空間中傳播的情況,在模型流體域面施加一定的約束條件和邊界條件。其中,炮口是壓力入口;身管外壁、彈前以及彈后設置成靜壁面;兩處交界面設置成Interface;其他設置成壓力出口條件。

考慮到突擊炮發射時膛內過程的復雜性,提出以下假設:彈丸在膛內運動時期,不考慮彈前空氣阻力的影響;不考慮火藥氣體對膛壁的熱散失;彈后空間氣體速度遵從拉格朗日假設。

基于上述假設,建立描述火藥氣體壓力及彈丸運動規律的內彈道方程組,利用數值方法進行求解,獲得后效期起始時刻的炮口壓力和彈丸初速。根據文獻[8],計算后效期炮口處壓力pg。針對該105 mm口徑突擊炮,彈丸質量為6.0 kg,裝藥質量為5.9 kg,計算獲得的彈丸初速為1 530 m/s,炮口壓力為117 MPa。后效期炮口處壓力曲線如圖2所示。

圖2 后效期炮口處壓力曲線

3 炮口流場數值模擬結果與分析

數值模擬得到突擊炮發射穿甲彈時的炮口沖擊波超壓分布如圖3～圖5所示,圖中的時間坐標零點以彈丸出炮口瞬間為起始時刻(t=0)。從不同時刻的炮口沖擊波超壓等值線圖可以看到氣體在噴出炮口后的流動趨勢。炮口流場特性隨著彈丸運動不斷變化,產生一系列復雜的波系。在彈丸剛出炮口時,在膛口膨脹波和彈底反射波作用下,氣流向炮口制退器和彈底兩側發散式膨脹,并產生渦流,由于彈丸運動速度高,彈頭產生明顯的激波。在彈丸飛出炮口后,從膛內噴出的高溫高壓火藥燃氣迅速膨脹,在炮口處形成向外傳播的一系列激波,在沖擊波波后區域產生負壓,形成較穩定的炮口超音速射流結構。當彈丸繼續運動,彈底出現相交波,并與其后氣流交匯作用,產生局部高壓區。由于彈丸頭部沖擊波的作用,高速氣流有逐漸貼向彈體的趨勢,但仍未形成對彈體后半部分的貼緊包納。隨著時間增加,氣流影響區域不斷擴大,炮口沖擊波向周圍擴展,對周邊區域造成超壓現象。

圖3 t=0.5 ms時炮口沖擊波超壓分布圖(單位:Pa)

圖4 t=1 ms時炮口沖擊波超壓分布圖(單位:Pa)

圖5 t=1.5 ms時炮口沖擊波超壓分布圖(單位:Pa)

可以看出,炮口沖擊波超壓在空間中呈現較復雜的分布,某點的超壓值與該點相對炮口中心的位置有關,超壓值與炮口沖擊波的傳播距離有著密切關系。為了進一步研究突擊炮發射時對炮口周邊遠、近場響應的影響,對空間某些點進行超壓值監測。空間某些點的超壓值如表1所示。表中,x,y,z及距離L是標志點相對炮口中心的值(x指向車尾為正,y向上為正),Δp為超壓值。

表1 空間某些點超壓值分布

由表1可以看出,T1,T2,T3,T4等關鍵位置的超壓值相對比較合理。炮口沖擊波在遠場的傳播主要呈現衰減趨勢,越遠離炮口中心,沖擊波強度越弱;在相對炮膛軸線的不同方向上,沖擊波的衰減特性和強度變化規律也有所不同。而在近炮口區域,膛內火藥燃氣具有相對較高的壓力,炮口沖擊波受到膛內噴出的高溫、高速、高壓射流的能量補充及強烈的相互作用,同時也對射流充分發展存在一定的約束和限制,形成超壓值較高的近場特性。

圖6為t=1.5 ms時的炮口流場溫度分布圖。整體上看,溫度場的分布與超壓場的分布情況相似。炮口流場的溫度高達約2 500 K,高溫區域主要集中在炮口制退器內腔及口部,反射擋板及噴孔后側方。從側孔、中央彈孔噴出氣流所形成的沖擊波高能量區域溫度也較高。

圖6 t=1.5 ms時炮口流場溫度分布圖(單位:K)

從突擊炮炮口沖擊波超壓分布與擴展特性,及炮口流場溫度分布情況,得出其對炮口周邊遠、近場響應的影響規律。從而,可以看出突擊炮不同部位耐受沖擊的不同要求,分析炮口沖擊波對裝備與作戰人員的危害。

4 結束語

針對突擊炮發射穿甲彈的高初速、高炮口壓力特點,對其炮口流場進行了數值模擬與分析。數值模擬結果得到了突擊炮炮口沖擊波超壓分布與擴展特性,及炮口流場溫度分布情況,獲得了其對炮口周邊遠、近場響應的影響規律。本文研究對揭示突擊炮炮口流場特性,預測炮口沖擊波對裝備與作戰人員的危害具有參考價值。數值仿真計算結果的準確性與所給定的彈道條件、空間邊界條件等密切相關,后續將進一步開展考慮膛內時期彈前阻力、空間中車體和地面邊界條件等影響的炮口流場特性研究。