陳朝君，鄭建國，丁傳俊

（南京理工大學機械工程學院，江蘇南京 210094）

0 引言

制退機是火炮上控制受力和運動的重要部件，通過擠壓制退液使其流過流液孔以達到耗能的效果，從而保證火炮射擊穩(wěn)定性。由于火炮射擊時，制退機后坐壓力達到20 MPa左右，后坐速度達到13 m/s左右，整個后坐時間持續(xù)0.2 s左右［1］，所以其內部的流動規(guī)律比較復雜。

目前國內的研究主要是以仿真為主，其中鄭建國［2］等建立二維軸對稱模型，并使用“仿運動壁面法”，對制退機內部流場進行了仿真計算，并得出液壓阻力系數。張曉東［4-6］等通過建立真實制退機模型，并使用動網格技術，得到了較好的結果。范永［3］等建立了三維簡化模型，并采用動網格技術得出了制退機工作腔最大壓力和最大流速。但是以上研究和制退機實際的工作情況還有較大差距，主要的原因有:1）模型過于簡化，無法反應制退機內部真實結構;2）采用不適當的邊界條件，以上文獻將制退機非工作腔簡化為無端蓋管道，充滿制退液且出口壓力為零。3）制退機的非工作腔并非一直存在真空，而是一個壓力震蕩的過程。

本文建立了與實際模型主要特征相近的簡化物理模型，放棄以往采用零壓力出口的方法，利用fluent軟件網格動態(tài)層更新方法［7］，對制退機的內部流場進行了非定常仿真，并得到了制退機內部工作腔、非工作腔的壓力、速度云圖以及非工作腔射流的速度曲線。仿真結果顯示網格運動過程和制退機實際運動過程一致，體現了制退機內部真實流動情況，為下一步結構的優(yōu)化設計和故障分析提供了理論依據。

1 制退機簡化模型以及計算模型的處理

火炮發(fā)射時，后座部分沿導軌向后運動，制退桿活塞擠壓Ⅰ腔內的制退液，導致Ⅰ腔工作壓力增大，使制退液分為兩股液流，其中一股流入非工作腔Ⅱ，另一股液流流入Ⅲ腔。同時由于制退桿的不斷被抽出，Ⅱ腔會出現真空。Ⅲ腔由于始終充滿液體不會產生真空。

圖1 制退機結構簡圖

制退機內部的流動屬于三維非定常流動，有運動邊界且存在高速真空射流。為了簡化計算，對制退機的計算模型進行了簡化:首先將三維對稱結構簡化為二維軸對稱結構;其次簡化節(jié)制桿尺寸和調速筒內部結構;同時將制退桿活塞簡化為環(huán)形通道，但傾角為實際尺寸。簡化后的模型如圖2所示，在基本保持制退機結構尺寸的情況下，可以反映制退機內部流場的真實情況。

圖2 簡化后的計算模型

1）制退機的運動邊界采用導入profile文件的方法驅動邊界運動，使得制退桿和制退活塞按照實測炮管后坐速度抽出。在抽出的過程中，運動區(qū)域的網格采用動態(tài)層變方法自動更新。例如，當工作腔內的網格受到壓縮時，網格會壓縮變形繼而和鄰近層的網格合并;非工作腔內的網格則受到拉伸時，網格會拉伸然后分裂生成新的網格。

2）通過對模型內部區(qū)域進行分區(qū)來劃分網格，靜區(qū)域內采用規(guī)則的四邊形網格，并且控制網格的疏密程度，使貼近壁面的網格更加精細，以此來代替流動的邊界層。對于不規(guī)則形狀的動區(qū)域則采用三角形非結構網格，并嚴格控制網格品質。動區(qū)域和靜區(qū)域之間采用interface進行數據交換。

3）除了對稱軸為對稱邊界條件外，其他內部邊界均作為壁面邊界條件處理。壁面有動壁面和靜壁面之分。

最后整個計算區(qū)域共生成89 184個網格，網格劃分足夠細密，可以使求解結果不存在網格依賴性。

在此將制退機的計算模型采用二維軸對稱模型的一半，制退機劃分的網格模型如圖3所示，其中制退機流場計算域網格如圖3（a），其中網格的局部放大圖如圖3（b）、（c）。為了數值模擬的有效性必須保證網格的品質，因此采用以下原則:

圖3 制退機網格模型

1）劃分計算模型的網格采用分區(qū)劃分網格;

2）根據制退機結構的復雜情況，對網格進行加密處理;

3）布置網格時，結構規(guī)則的地方采用四邊形網格，結構不規(guī)則的地方采用三角形網格;

4）計算過程中各子區(qū)域數據通過滑移網格界面進行數據交換。

2 計算采用的數值方法

仿真是在的正常氣溫下進行，采用標準裝藥，0°射角。制退液設定為不可壓縮粘性流體，密度為1 160 kg·m－3動力粘度為0.01 Pa·s。在軟件中采用非耦合算法求解控制方程。采用標準湍流模型，壓力項采用PRESTO方法進行離散，動量項采用一階迎風格式離散，其他項均采用二階迎風格式進行離散。時間步長選擇為1e－06 s，整個迭代次數160 000，計算時間為0.16 s。`

3 仿真結果分析

仿真后得到各腔的壓力、速度、湍動能等分布云圖以及流線圖。圖4給出了制退機后坐速度和非工作腔射流速度曲線;圖5給出了制退機工作腔平均壓力曲線;圖6給出了制退機非工作腔的平均壓力。

圖4、圖5中可以看出當制退機后坐速度達到最大時，制退機非工作腔內的射流速度也達到最大值，即在0.013 6 s時非工作腔射流速度達到最大值105.23 m/s。而工作腔的最大壓力并不是出現在此時，在0.012 6 s時，工作腔平均壓力的最大值為8.24 MPa，在后坐速度最大時工作腔平均壓力為7.76 MPa，兩者相差并不大。

圖4和圖5中制退機后坐速度和非工作腔射流速度曲線呈現線性變化趨勢，制退機工作腔內的平均壓力的變化趨勢則是近似二次變化的，這是符合設計理論的。

圖6非工作腔的平均壓力出現了短暫的負壓值，這是由于工作腔壓力急劇升高，制退液在高壓作用下通過流液孔進入Ⅱ腔和Ⅲ腔，此時Ⅱ腔內的壓力開始增大，隨著制退桿的不斷抽出，Ⅱ腔持續(xù)形成短暫的真空，在圖中即表現為壓力出現了短暫的負壓值，隨后Ⅱ腔內的壓力基本保持低壓狀態(tài)。這是符合制退機工作情況的。

圖6 非工作腔平均壓力

圖7、圖8中可以看出制退機射流速度在流液孔附近迅速達到最大值，因此這股液流為主流。當液流進入Ⅱ腔后，由于其速度很高，當它和Ⅱ腔內的液體迅速混合后，在活塞附近立刻形成湍動能很高的漩渦，通過這一過程液體壓力、速度下降，制退液溫度升高，火炮動能由此轉化為液體的內能，最終達到耗能制動的目的。另一股液流進入Ⅲ腔，即為支流。由于Ⅲ腔在設計時，確保了其腔內始終充滿液體，所以在后坐過程中，雖然制退桿不斷抽出，Ⅲ腔內部空間增大，但是其內部不會出現真空。

圖9中當液體流過流液孔進入Ⅲ腔，在經過調速筒流液孔時，壓力、速度均下降。隨著時間的推移，制退機內部的壓力、速度均不斷下降，漩渦的劇烈程度也有所下降。同時在Ⅱ腔，其內部只會出現一個漩渦，這是因為非工作腔的流動類似于臺階流動，下游的漩渦會被較高速度的射流沖散，而右端如果采用零壓出口，在流動的后期，由于非工作腔內部空間增大，腔內壓力分布不均，則會出現兩個漩渦，這與理論不符。

圖9 不同時刻流線分布圖

4 結論

通過對制退機二維軸對稱模型的非定常仿真，較為真實地得出了通常實驗難以測定了流動數據，如壓力、速度以及真空射流速度等數據。而且通過分析認為非工作腔只會出現一個漩渦，認為在仿真中設置右端為零出口的邊界條件并不合適。因此，本文提出的仿真方法可以較為合理地仿真制退機內部流動情況，可以為制退機的優(yōu)化設計和故障分析提供一定的理論基礎。

［1］高樹滋，陳運生，張月林，等.火炮反后座裝置設計［M］.北京:兵器工業(yè)出版社，1995.

［2］鄭建國.火炮制退機流場的數值模擬［J］.力學與實踐，2001，23（2）:30-32.

［3］范永，劉樹華，曹廣群.基于動網格的某駐退機三維流場數值模擬與分析［J］.火炮發(fā)射與控制學報，2010.

［4］張曉東，張培林，傅建平，等.基于動網格的火炮制退機內部流場數值模擬［J］.南京理工大學學報，2010，34（4）.

［5］張曉東，張培林，傅建平，等.基于二維模型的火炮沖擊運動計算［J］.振動與沖擊，2011，30（2）.

［6］張曉東，張培林，傅建平，等.基于CFD與協(xié)同仿真的火炮后坐分析計算［J］.彈道學報，2010，22（3）.

［7］溫正，石良臣，任毅如.FLUENT流體計算應用教程［M］.北京:清華大學出版社，2009.