基于Fluent的某小口径火炮炮口流场仿真及射手防护研究

薛 滨,何 永,张海龙

(南京理工大学机械学院,江苏 南京 210000)

现代战争中,体积小、重量轻、射程远、威力大、打击类型多是传统火炮的发展趋势[1]。功率增大、机动性提高是无人战车发展的重要方向[2]。无人战车与火炮的结合是未来战争发展的趋势。然而,随着装备火炮威力的增加,对应的火炮后坐力也在逐步增大。为解决火炮后坐力与无人战车不匹配的矛盾,本文以某小口径火炮为研究对象,将其截短至1.8m,并设计了与之相匹配的炮口制退器,用于减小后坐力。

炮口制退器作为反后坐装置的一个重要组成部分,根据用途和工作原理的不同,可分为半开腔式、开腔式和身管式[3]。其反后坐原理是通过控制后效期火药气体的流量分配和气流速度对炮身提供一个制退力,使炮膛合力减小,从而减小火炮的后坐动能和射击负荷[4]。在火炮后坐时,火药气体会在炮口制退器的腔室内膨胀,最终通过侧孔流出,形成膛口流场。所形成的膛口流场是非定常、带有强激波的复杂流场[5]。

目前,马丽璇、李恩义[6]分析了弹丸与流场耦合的相互影响,发现了二次燃烧会推动膛口马赫盘向后移动的情况。郭则庆,乔海涛[7]发现冲击波超压峰值变化与飞行马赫数有关,推导了压力峰值变化与飞行马赫数的关系。徐达、罗业[8]研究了不同炮口制退器侧孔的形状会对膛口流场产生的影响。李鹏飞等通过设置监测点对膛口装置附近的压力值进行了研究[9],张晓莺等通过设置监测点对膛口装置附近的噪声监测做了详细研究[10],发现超压与噪声值随时间变化不断衰减。Ekansh Chaturvedi等通过研究过去30年膛口制退器的专利,分析了结构参数对膛口制退器受力的影响[11]。以上学者分析了弹丸速度、炮口制退器侧孔形状、火药二次燃烧情况对膛口流场的影响以及炮口制退器侧孔中心超压与噪声的情况,但没有对炮口制退器结构对流场产生的影响和炮口制退器附近射手的超压与噪声的安全防护进行研究,因此，本文以15°挡板的炮口制退器为基础,对不同角度挡板的炮口制退器进行了优化,通过设置多个位置的超压和噪声监测点监测了炮口制退器周围超压与噪声的变化情况,为炮口附近射手的超压与噪声防护提供了参考。

1 数学模型

1.1 基本假设

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,仿真计算一般是在一些理论假设的前提下进行。在计算前应作如下假设[12]:

1)火药气体为一维准定常等熵流动；

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。

1.2 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

(1)

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;qx、qy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。

2 炮口制退器的优化

在设计炮口制退器时,初选炮口制退器挡板与y轴成15°角。当选取挡板角度过大时,挡板无法大角度地改变气流方向,反而会使设计的炮口制退器尺寸过大,设计没有意义。当选取炮口制退器挡板角度过小时,炮口制退器侧孔射流会垂直喷出,极大地降低炮口制退器的效率。因此，本节以15°炮口制退器挡板为基础,以2°为差值,分别对11°、13°、15°、17°挡板的炮口制退器进行了受力情况的研究。

由图1可见,挡板角度为15°时,炮口制退器受力最大,制退效率最高;挡板角度为17°时,炮口制退器受力最小,制退效率最低,这是由于挡板角度过大,侧孔出流的气体冲刷挡板的面积变大,使得炮口制退器在y轴方向受力变大,同时会增加炮口在y轴方向的跳动;挡板角度为11°和13°时炮口制退器受力对比变化不大,但从图1可看出,13°挡板炮口制退器在0.002 5s时相较11°挡板炮口制退器有一个受力的突变,这是由于13°挡板的受力面积相较11°挡板的受力面积更大,属于正常现象。因此，选用15°挡板的炮口制退器进行超压与噪声的研究。

图1 不同挡板条件下炮口制退器受力曲线

3 计算模型及边界条件

3.1 炮口制退器建模及网格划分

二维模型局部等效及网格划分如图2所示。

图2 炮口制退器建模及网格划分图

图2a)所示的为炮口制退器二维等效图,图2b)所示的为炮口制退器计算流场网格划分图。网格划分分为两块区域：一块为流体区域,主要包括火药气体和大气;一块为炮口制退器网格划分区。考虑火炮身管厚度为17 mm且不考虑其传热,在流场中通过布尔运算切除身管区域。

炮口制退器材料为固体,在Fluent中选择材料为钢。为使气流能够在外流场中充分膨胀,取网格划分区域长5 m,宽1.523 m。由于制退器内部流场复杂,对该区域采用结构网格,以提高网格质量。计算时采用二维轴对称模型、密度求解器,将火药气体简化为理想气体,采用Realizable k-ε模型,初始化条件为内弹道计算提供的出口压力和速度。

实际计算中,由于二维炮口制退器等效侧孔面积大于三维炮口制退器,因此,炮口制退器受力计算结果偏大。但在监测炮口制退器附近超压与噪声时,只需炮口制退器尺寸外形结构参数,对计算结果影响不大。

3.2 仿真程序

本文针对某小口径高射速火炮,为适应其在无人作战平台上的使用,对其进行了相应的身管截短。截短后身管长度为1.8 m,膛内最大压力为352 MPa。通过龙格-库塔法结合内弹道方程编写内弹道计算程序,确定了初始化的参数为膛压52.3 MPa和炮口速度933 m/s,得出压力时间与速度时间的曲线图分别如图3、图4所示。

图3 内弹道压力时间曲线

图4 内弹道速度时间曲线

4 计算结果及分析

4.1 膛口压力分析

对炮口制退器受力分析可得0.001 s和0.002 s是炮口制退器受力的顶峰时刻。这两个时刻的压力等值线图能明显反应后效期开始时流场的发展过程。这两个时刻的压力等值线图如图5、图6所示。

图5 0.001 s时炮口制退器处压力等值线图

图6 0.002 s时炮口制退器处压力等值线图

由图5可知,0.001 s时炮口制退器腔室内火药气体正处于膨胀时期,侧孔受压较大,此时为瓶状激波形成的前期阶段,只能观察到两边侧孔与中央炮孔的流场情况。由图6可知,0.002 s时压力膨胀值远小于0.001 s,此时炮口制退器外形成了完整的压力波,同时上下两侧侧孔射流交汇,生成了较小的瓶状激波[13]。

由仿真计算结果可知初始流场、火药气体流场的形成过程、变化趋势[14],为炮口制退器附近射手的超压与噪声的防护研究打下了基础。

4.2 超压值监测

为了研究炮口制退器周围超压值的大小,在射手位置和制退器后方,即制退器轴线0°、30°、60°、150°、165°方向的1 m、1.5 m、1.8 m分别设置压力监测点,监测点的布置如图7所示。

图7 超压点监测位置图

炮口制退器0°轴线方向超压值如图8所示。

图8 炮口制退器轴线0°方向超压值

炮口制退器30°轴线方向超压值如图9所示。

图9 炮口制退器轴线30°方向超压值

炮口制退器60°轴线方向超压值如图10所示。

图10 炮口制退器轴线60°方向超压值

炮口制退器150°轴线方向超压值如图11所示。

图11 炮口制退器轴线150°方向超压值

炮口制退器165°轴线方向超压值如图12所示。

图12 炮口制退器轴线165°方向超压值

由图8、图9、图10、图11、图12可以看出,距离炮口1 m处的超压峰值可达72 kPa以上,因此,如果射手处于1m处可能会受到轻微伤害。观察图中超压变化趋势可知,炮口制退器冲击波能量随着传播距离增加,能量逐渐衰减,且能量衰减的速度不断增大,然而由于炮口制退器结构对流场造成的剧烈干扰[15],在监测点处出现压力的二次峰值,经过一段时间后,压力逐渐下降到可接受的正常水平。实验表明,在0.14～0.21 MPa的超压下会引起肺腑的损伤,因此，射手应站在炮口1 m范围外或佩戴相应的防护用具。

4.3 噪声监测

炮口冲击波会对射手造成明显的心理伤害。由GJB2A-96《常规兵器发射或爆炸时压力波对人体安全的标准》可知,在非垂直入射时压力波的安全标准公式为

Lp=177-6lgTN

(3)

式中：Lp表示可允许噪声的分贝数;T表示脉宽的毫秒数,N为一天内发射的总数。

所以，必须探究火炮连续射击时产生的噪声值,此时以峰值压力和延续时间来表示冲击波强度。噪声值与基准压力之间的关系为

(4)

式中，Pr表示基准压力。

在流场计算结束后,将接收点捕捉到的声压数据文件导入Fluent,通过FFT变换将压力脉动信号转换为声压级频谱,计算得到的炮口制退器60°方向1 m处噪声谱如图13所示。

图13 炮口制退器轴线60°方向1 m处声压频谱

从图13可以看出，炮口制退器出口的射流噪声是一种低频噪声,在0～1 000 Hz频段噪声的能量最强,随着频段的升高,能量逐渐衰减,其中,噪声辐射能量在5 000 Hz时会发生骤降,随后在一定范围内波动。该位置总声压预测结果为150 dB。

对其他监测点接收到的声源数据进行FFT变换,列举30°方向1 m、150°方向1.5 m、165°方向1.8 m声压频谱为例，分别如图14、图15、图16所示。

图14 炮口制退器轴线30°方向1 m处声压频谱

图15 炮口制退器轴线150°方向1.5 m处声压频谱

图16 炮口制退器轴线165°方向1.8 m处声压频谱

由图14～16可以看出,虽然接收点的位置各不相同,但是噪声频谱有类似的变化趋势,即炮口制退器处射流噪声能量在低频段较高,随着频段的升高,噪声能量逐渐变低。同时,随着监测点与声源的距离越来越远,炮口制退器处射流噪声的强度也在逐渐减小。在炮口制退器轴线30°方向1 m处噪声值最终减小至80 dB;在炮口制退器轴线150°方向1.5m处噪声值最终减小至74 dB;在炮口制退器轴线165°方向1.8 m处噪声值最终减小至76 dB。

在实际射击中,射手常处于炮口制退器60°,距离1 m的位置,对该处的声压频谱曲线进行处理可以得到正相压力峰的脉宽T为2.5 ms,假设小口径火炮连续射击2发,按公式(3)计算射手位置射手能承受的噪声值约为172.80 dB。在火炮连续射击2发时,按公式(4)可得射手位置的噪声值为290 dB,超出了公式(3)计算的可允许噪声值为172.80 dB,会导致射手的耳膜破裂,因此，射手在该位置应佩戴防护耳罩。其余位置射手的噪声防护可根据所计算的变化趋势参考炮口制退器60° 1 m处。

5 结束语

本文基于Fluent,在炮口制退器优化的基础上对炮口制退器附近的超压值与噪声强度进行了数值分析,为炮口制退器附近的射手安全防护提供了理论参考。仿真采用了15个监测点,分别对1 m、1.5 m及1.8 m半径内进行了超压与噪声的监测。得出以下结论:

1)适用于此小口径高射速火炮的炮口制退器在挡板角度为15°时制退效率最高；

2)距离炮口制退器1 m处超压峰值达到72 kPa,超过了安全值14 kPa,易造成射手肺腑损伤,射手应佩戴防护用具；

3)在火炮连续射击两发时,炮口制退器60° 1 m处的噪声值超过了计算允许的噪声值,会导致射手耳膜破裂,该位置进行射击操作时应佩戴防护耳罩。