某小口径高射速火炮炮口制退器设计及研究

某小口径高射速火炮炮口制退器设计及研究

薛滨，何永，张海龙

南京理工大学机械学院，南京 210094

摘要：针对小口径高射速火炮后坐力与无人作战平台不匹配的问题，采用了截短型身管，通过C语言编写了炮口制退器程序并对炮口制退器结构进行了相应的设计。利用计算流体动力学软件Fluent对膛内及膛口流场进行仿真，建立了二维轴对称计算模型。根据仿真结果的炮口制退器受力对炮口制退器效率进行了评估，为火炮的减后坐与作战平台的匹配提供了理论基础。

关键词：小口径火炮；无人作战平台；身管截短；炮口制退器；膛口流场

中图分类号：TJ399 文献标识码：A 文章编号：2096-2304 (2018) xx-xxxx-x

Design and Research of Muzzle Brake for a Small Caliber High Rate of Gun

XUE Bin, HE Yong,ZHANG Hailong

（School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science & Technology, Nanjing 210094, China）

Abstract: Aiming at the problem that small caliber high rate of gun is not matched with unmanned combat platform, cut off the barrel of a small caliber gun, and the muzzle brake program is written by C language and the structure of the muzzle brake is designed accordingly. Muzzle blast was simulated by the computational fluid dynamics software Fluent, and a two-dimensional axisymmetric calculation model was established. The efficiency of the muzzle brake is evaluated according to the stress of the muzzle brake of the simulation results, which provides a theoretical basis for the matching of the gun recoil reduction and the combat platform.

Key words: small caliber gun; Unmanned combat platform; Cut off gun,; Muzzle brake; Muzzle blast

引言

炮口制退器是通过控制火药后效期气体从侧孔通过的流量和速度来达到减小后坐阻力的一种炮口装置^[1]。后效期火药燃气从火炮膛内流入制退器膛内，经过膨胀，通过孔道，冲击板的转折，从前方或者侧方流出，产生反后坐力；或者膨胀加速，降低燃气压力和温度。通常一种膛口装置在完成主要功能时，还具有其他装置的部分功能，同时可能带来一些负效应^[2]。膛口流场是非定常，带有强激波的复杂流场，在膛内火药燃气推动作用下，加速弹丸不断压缩弹前空气，形成弹前冲击波和初始流场^[3]。在设计炮口制退器时，不仅需要考虑其效率，还需要考虑其超压对人体的危害，因此，通过数值模拟分析是一个经济有效的方法^[4]。

目前国内王振嵘，高跃飞等^[5]针对三维炮口制退器计算效率求解时间长，对计算机配置高的问题，提出了一种基于二维炮口制退器效率计算的修正方法。刘康，管小荣研究了膛口流场的分布和演变过程^[6]。国外，美国陆军在加紧对火炮与无人作战平台相匹配的研究，并通过降低初速设计火炮来契合作战平台。

本文对截短火炮身管，保持高弹丸初速进行了研究，并根据身管的截短设计了相应的炮口制退器，基于计算流体力学，结合冲量和动量定理^[7]计算了制退器效率。

1、数学模型

膛口流场是非定常、多相、伴随化学反应的复杂湍流流场，因此，仿真计算一般都在一些理论假设的前提下进行。在计算前应作如下假设：

1. 火炮气体为1维准定常等熵流动。

2. 火药气体为理想气体，即忽略燃气的组分和化学反应的影响。

3. 炮口为临界截面。

4. 后效期膛内火药气体均匀分布。

1.1、控制方程

当不考虑外加热和彻体力的影响时，笛卡尔坐标系下的二维轴对称可压缩非定常的N-S方程组为：

⑴

式中：Q为守恒变矢量；F、G分别为坐标方向的通量；S为轴对称源项，具体表达式为：

压力由理想气体方程给出，即

(2)

式中：ρ为气体密度；u，v分别为x、y方向的速度分量；e为总能量；γ为气体比热比；μ为层流黏性系数；k为热导率；q_x、q_y分别为单位质量的体积加热率；系数σ决定流动类型，当σ=1时，为二维轴对称模型，当σ=0时，为二维平面流动模型。

1.2、湍流模型

本文所利用的湍流模型为Realizable k-ԑ 模型。该模型比起标准k-ԑ 模型有两个主要的不同：

1. Realizable k-ԑ 模型为湍流黏性增加了一个公式。

2. 为耗散率增加了新的传输方程。

引入Boussinessq的线性涡黏假设，雷诺力表式为：

(3)

对于不同的涡黏模型，其涡黏系数μ_t不尽相同，k-ԑ 模型中 （4）

其中：

，

Realizable k-ԑ 模型中法相正应力 ，关于Reynolds剪切应力的Schwarz不等式：

（5）

2. 计算模型及动网格

2.1、动网格方法

Fluent提供的动网格更新方法主要有：弹簧光顺、动态分层和局部重构，考虑到弹丸运动是一种快速直线运动，本文拟采用动态分层方法对网格进行重构。

动态分层方法则广泛地应用于四边形、六边形网格中，这是一种应用网格合并/分裂实现网格更新的方法。动态层模型的中心思想是根据紧邻运动边界网格高度的变化，合并或分裂网格，即在边界发生运动时，如果紧邻边界网格层高度增大到设定阈值时，网格会分裂成为两个网格层；若网格层高度降低到一定程度，就会将紧邻边界的两层网格合并为一层。

（6）

式中、α_s、α_c分别为网格分裂、合并因子，h_ideal为网格理想高度。计算过程中考虑到炮膛内气体的高速流动，本算例取α_s、α_c均为0.04。

2.2、UDF设置

UDF是用户自编的程序，可以动态地连接到Fluent求解器上以解决标准求解器无法求解的复杂问题。

UDF使用C语言进行编程，使用DEFINE宏进行定义。在UDF的编写中，可以使用C语言的标准库函数，也可以使用Fluent提供的预定义宏，这些预定义宏可以在算例文件和数据文件中执行输入输出任务，包括制定边界条件、定义材料属性、定义源项、在每次迭代的基础上调节计算值、方案的初始化等。本算例根据截短后身管条件下弹丸运动方程编写了总压，静压，温度，弹丸运动速度四个UDF。

本设计计算分为两步：第一步是弹丸从膛底运动到膛口，弹丸行程1.631m，到达时间为3ms，总计300000步，读入压力，温度，速度数据共30万组。第二步是弹丸飞离膛口，根据中间弹道学，在短时间内弹丸速度不发生改变，编写相应的出膛口速度UDF，计算膛口流场，同时监测炮口制退器受力及超压区域的压力变化。

2.3、边界条件及网格划分

通过等效体积法建立二维轴对称流体计算模型如图1所示。

对复杂流场进行仿真模拟时，通常需要对流场进行分块处理，保证网格划分完成的单元质量和偏度，使得在计算过程中不会出现单精度错误。

本设计将流场划分为8个区域。计算域总长5m，宽1.523m。

2.4、计算模型设置

本次计算中，火炮所发射的弹丸质量为0.39kg的杀爆弹，弹丸从膛底到膛口行程为1.631m，耗时3ms，弹丸出膛口速度为933m/s，出膛口压力为52.3Mpa，运用膛内气体流动的一维气体连续方程、能量方程、动量方程^[8]内弹道压力与速度曲线如图1和图2所示。

图1 内弹道压力-时间曲线

图2 内弹道速度-时间曲线

2. 炮口制退器结构设计及效率计算

本节根据火炮反后坐装置设计第二篇炮口装置设计以C语言编写了炮口制退器程序。炮口制退器分为身管式炮口制退器，半开腔式炮口制退器，开腔式炮口制退器等。炮口制退器的结构形式虽然多样，但概括起来都由以下结构诸元构成：制退腔，边孔道，中央弹孔，制退器前壁等^[9]。

为适应火炮在作战平台上的高速射击，经测试研究，选用最为直接的冲击式炮口制退器，选用冲击式内壁结构^[10]，本设计主要设计计算双排孔炮口制退器，同时对比单排孔炮口制退器进行研究。

3.1、参数设计及效率预估

根据理论通用炮口制退器效率计算进行编程，在编程过程中需对多个参数进行设计确认：侧孔导向系数（φ_g）、侧孔几何轴线与腔室轴线夹角（ψ_g）、腔室的横截面积（A_k）、腔室中央弹孔面积（A_cp）、腔室侧孔扩张半锥角（θ）、腔室侧孔出口面积（A_e）、侧孔入口面倾角（α）、侧孔出口面倾角（α

_e）、腔室入口总面积（A）、腔室扩张半锥角（θ_c）。

经过多轮测试计算，给出单排孔和双排孔炮口制退器的相关参数如表1、表2所示。

表1 双排孔炮口制退器设计参数

	孔一	孔二
φg	1	0.935
ψg(rad)	1.1	2.093
Ak(dm2)	28.27	28.27
Acp(dm2)	8.538	8.538
θ(rad)	0.61	0.61
Ae(dm2)	50.7	50.7
α(rad)	0.2967	0
αe(rad)	0.2967	0
A(dm2)	50.7	50.7
θc(rad)	1.2	0.58

表2 单排孔炮口制退器设计参数

	孔一
φg	1.7
ψg(rad)	1.39626
Ak(dm2)	28.274
Acp(dm2)	7.068
θ(rad)	0.61
Ae(dm2)	20.28
α(rad)	0.2967
αe(rad)	0.2967
A(dm2)	20.28
θc(rad)	0.4363

计算得双排孔炮口制退器计算效率为63.34%，单排孔炮口制退器效率为50.99%。可见炮口制退器的主要作用孔为一排孔，二排孔起次要作用。

在设计炮口制退器时，腔室扩张半锥角应尽可能减小，但会增加炮口制退器的尺寸，因此选取合适的腔室扩张半锥角很重要。此外炮口制退器效率还与侧孔几何轴线与腔室轴线夹角，侧孔导向系数有直接的关系。

3.2、炮口制退器结构

图3 三维双排孔炮口制退器

根据结构设计参数画出三维单双排炮口制退器模型图如图3所示。

4、仿真结果及分析

全程仿真一共9ms，包括弹丸从膛底到达膛口的3ms内弹道时期和飞离膛口的6ms中间弹道时期。全程对炮口制退器的受力进行了监测。

其中弹丸到达膛口的步数为300000步，时间步间隔为0.00001ms，飞离膛口时间步数为6000步，时间步间隔为0.001ms。

4.1、炮口制退器受力分析

图9 两种炮口制退器受力图

根据数值计算结果可得到制退器沿身管轴线的受力随时间的变化规律图，由图9可知，双排孔冲击式炮口制退器的受力峰值为89715.54N，单排孔炮口制退器受力峰值为81218.94N。

此外，炮口制退器受力出现双峰值的情况，经过多次研究和验证认为这是由于炮口制退器结构设计对流场造成剧烈干扰，并产生了明显的二次膨胀，与实验结果对比相符，属正常现象。现给出两种炮口制退器受力的时间与大小对比如表3所示。

表3 受力峰值大小和时间

	峰值1		峰值2
	时间/s	大小/N	时间/s	大小/N
双排孔	0.004056	89715.54	0.005051	73360.92
单排孔	0.004989	81218.94	0.004872	79136.52

4.2、炮口制退器处压力分析

根据4.1对炮口制退器的受力分析，确定时间点t=0.004s和t=0.005s对炮口制退器处受压进行仿真分析。

图4 0.004s双排孔炮口制退器压力等值线图

图5 0.005s双排孔炮口制退器压力等值线图

图6 0.004s单排孔炮口制退器压力等值线图

图7 0.005s单排孔炮口制退器压力等值线图

由图4至图7可知，t=0.004s时，此时弹底离开膛口0.001s时间，火药气体主流场形成，此时炮口制退器挡板受压最大为9Mpa。

4.3、炮口制退器效率计算

该火炮使用的是杀爆弹，弹丸出口速度为933m/s。根据图9与3.2cfd炮口制退器效率计算方法，双排孔炮口制退器效率约为70%，单排孔炮口制退器效率约为65%。双排孔炮口制退器效率与设计误差为9.5%，单排孔炮口制退器效率与设计误差为21%。

5、结论

本文编写了炮口制退器程序，对炮口制退器结构进行了设计，并通过Fluent对火炮全程流场进行了仿真分析，对仿真的结果分析可得：

1.计算流体力学对弹丸全程和膛口流场的计算分析适用于验证炮口制退器的效率。

2.炮口制退器第一孔为主要效率孔，第二孔起辅助作用。

3.增大腔室直径和侧孔入口总面积直径能有效提高炮口制退器效率，此外，炮口制退器外挡板角度也会对炮口制退器效率产生影响，该结论能对炮口制退器优化提供参考。

参考文献:

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收稿日期：；修回日期：

作者简介：薛滨（1997—），男，硕士研究生，主要从事火炮总体设计研究。

通讯作者：何永（1968—），男，副研究员，博士，主要从事火炮总体设计研究。