韓小平，趙富全，張嚴(yán)嚴(yán)，郝 剛

（1.裝甲兵工程學(xué)院兵器工程系，北京 100072；2.總裝備部通用裝備保障部，北京 100720）

某型突擊車(chē)炮塔區(qū)域內(nèi)膛口流場(chǎng)數(shù)值模擬分析

韓小平1，趙富全1，張嚴(yán)嚴(yán)1，郝 剛2

（1.裝甲兵工程學(xué)院兵器工程系，北京 100072；2.總裝備部通用裝備保障部，北京 100720）

針對(duì)某型突擊車(chē)進(jìn)行實(shí)彈射擊后炮塔出現(xiàn)層裂現(xiàn)象，應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)原理，采用動(dòng)態(tài)層法動(dòng)網(wǎng)格原理，建立包含炮塔區(qū)域在內(nèi)的膛口流場(chǎng)數(shù)值模擬模型，通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證數(shù)值模擬模型的可靠性，在此基礎(chǔ)下，進(jìn)一步計(jì)算分析得到膛口沖擊波對(duì)炮塔前裝甲板的作用時(shí)刻與力值；并以該結(jié)果作為輸入，應(yīng)用有限元分析方法得到炮塔的瞬態(tài)應(yīng)力。結(jié)果表明，炮塔出現(xiàn)最大應(yīng)力位置與實(shí)際炮塔發(fā)生層裂位置一致，膛口沖擊波對(duì)炮塔的沖擊作用是某型突擊車(chē)炮塔發(fā)生層裂現(xiàn)象的主要因素之一，為后續(xù)綜合分析炮塔發(fā)生層裂提供一定參考和數(shù)據(jù)支撐。

突擊車(chē)；炮塔；膛口流場(chǎng)；數(shù)值模擬

隨著我軍坦克不斷發(fā)展，武器系統(tǒng)的整體戰(zhàn)斗性能不斷提高，火藥氣體后效期形成的膛口沖擊波帶來(lái)的危害越來(lái)越大，制約著坦克炮綜合性能的進(jìn)一步提高。膛口流場(chǎng)為非定常、多項(xiàng)流動(dòng)、湍流，并具有化學(xué)反應(yīng)的復(fù)雜流場(chǎng)，伴隨沖擊波射流而產(chǎn)生的有害擾動(dòng)有強(qiáng)激波、沖擊波、電磁輻射、煙焰，大口徑火炮和高性能高速武器產(chǎn)生的膛口流場(chǎng)的有害擾動(dòng)是極其強(qiáng)烈的。彈丸出膛后，膛口流場(chǎng)對(duì)彈丸的運(yùn)動(dòng)依然有影響，同時(shí)膛口流場(chǎng)的不斷擴(kuò)大和變化對(duì)炮塔及周邊環(huán)境存在瞬間強(qiáng)烈的沖擊作用，該沖擊對(duì)火炮以及周邊人員的安全有著一定影響，特別是加裝炮口制退器以后，使膛口流場(chǎng)的負(fù)面影響大大加強(qiáng)。南京理工大學(xué)、中北大學(xué)等科研院所，對(duì)不同炮口制退器產(chǎn)生的膛口沖擊波炮口區(qū)域內(nèi)流場(chǎng)的變化規(guī)律進(jìn)行了細(xì)致研究，然而膛口沖擊波對(duì)炮塔及周邊環(huán)境影響逐漸凸顯［1］，某型突擊車(chē)在進(jìn)行一定射擊訓(xùn)練后，炮塔本體產(chǎn)生層裂現(xiàn)象較為普遍，這是包括炮口沖擊波在內(nèi)的多種因素共同作用的結(jié)果，需要進(jìn)一步系統(tǒng)分析。筆者利用CFD技術(shù)對(duì)該型突擊車(chē)炮塔前方區(qū)域進(jìn)行膛口沖擊波流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，進(jìn)而對(duì)炮塔前裝甲板所受沖擊波的影響進(jìn)行定量分析，為下一步深入研究炮塔發(fā)生層裂原因提供理論支持。

1 數(shù)值計(jì)算方法

火炮膛口流場(chǎng)的復(fù)雜性決定了對(duì)其進(jìn)行仿真研究需要一定程度的簡(jiǎn)化，筆者忽略火藥氣體多組分和化學(xué)反應(yīng)的影響，采用無(wú)粘兩維軸對(duì)稱(chēng)非定常Euler方程描述氣體流動(dòng)，其控制方程［2］為

式中：ρ、p分別為流體的密度和壓強(qiáng)；u、v為x、y方向的速度分量；e為單位體積內(nèi)流體的總能，包括內(nèi)能和動(dòng)能，當(dāng)氣體為理想氣體時(shí)，e=p／（γ－1）+ ρ（u2+v2）／2，γ為火藥燃?xì)獗葻岜取?/p>

在含有運(yùn)動(dòng)彈丸的網(wǎng)格運(yùn)動(dòng)條件下，計(jì)算流場(chǎng)內(nèi)控制體發(fā)生改變，控制方程表示為

式中：V為運(yùn)動(dòng)區(qū)控制體；ρ為流體密度；?V為運(yùn)動(dòng)區(qū)控制體邊界；φ為通用變量；ul為流體速度；ug為運(yùn)動(dòng)網(wǎng)格速度矢量；Sφ為φ的源項(xiàng)；A為面積。

2 動(dòng)網(wǎng)格邊界生成

由于膛口外流場(chǎng)耦合有運(yùn)動(dòng)彈丸，所以彈丸運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，彈丸周?chē)木W(wǎng)格需要重新劃分，在CFD中可以通過(guò)彈性光順?lè)?、?dòng)態(tài)層法和局部網(wǎng)格重構(gòu)3種動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)來(lái)處理網(wǎng)格重構(gòu)問(wèn)題［35］。對(duì)非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格而言，需要同時(shí)采用彈簧光順?lè)ê途W(wǎng)格重構(gòu)法在運(yùn)動(dòng)邊界周?chē)M(jìn)行網(wǎng)格重劃分，這種方法使用范圍較廣，操作簡(jiǎn)單，但重劃分的網(wǎng)格質(zhì)量差。而動(dòng)態(tài)層法適用于結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其網(wǎng)格重構(gòu)的原理如圖1所示。

使用動(dòng)態(tài)層法新生成的網(wǎng)格質(zhì)量較高，計(jì)算效率高且容易收斂。在使用動(dòng)態(tài)層動(dòng)網(wǎng)格時(shí)，需要先定義網(wǎng)格基礎(chǔ)高度hi、網(wǎng)格消亡參數(shù)cc、網(wǎng)格分割參數(shù)cs。當(dāng)運(yùn)動(dòng)邊界按照?qǐng)D2所示方向運(yùn)動(dòng)時(shí)，第i層網(wǎng)格高度被壓縮而逐漸減小，當(dāng)h滿(mǎn)足條件h＜cchi時(shí)，第i、j層網(wǎng)格合并成為一層新的網(wǎng)格；當(dāng)運(yùn)動(dòng)邊界按照反方向運(yùn)動(dòng)時(shí)，第i層網(wǎng)格由于拉伸作用導(dǎo)致高度逐漸增加，當(dāng)h滿(mǎn)足條件h＞（1+cs）hi時(shí)，第i層網(wǎng)格將分裂成為兩層新的網(wǎng)格。本文取hi=12，cs=0.5，cc=0.5。

采用9 m×3 m的計(jì)算區(qū)域，炮口制退器距離炮塔前裝甲板4.5 m，在水平方向上根據(jù)火炮對(duì)稱(chēng)性，將計(jì)算域化為實(shí)際外流場(chǎng)的二分之一，同時(shí)該炮安裝有炮口制退器，炮口制退器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，氣體參數(shù)在此處梯度較大，收斂難度大，為提高計(jì)算效率保證計(jì)算收斂，筆者在CFD前處理軟件ICEM14.0中通過(guò)網(wǎng)格拼接技術(shù)建立了炮口外流場(chǎng)結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。圖2為外流場(chǎng)的二分之一模型，圖3為拼接后炮口制退器附近劃分的網(wǎng)格。

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 膛口流場(chǎng)對(duì)炮塔的作用

定義遠(yuǎn)場(chǎng)邊界條件為壓力出口，其值為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，由于入口邊界條件是非定常的，所以需要通過(guò)編寫(xiě)UDF函數(shù)來(lái)自定義。彈丸到達(dá)炮口時(shí)的壓力、速度、溫度由內(nèi)彈道計(jì)算可知，三者均為以時(shí)間為自變量的函數(shù)，以此定義壓力入口邊界條件［6］。設(shè)置計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)為1μs，圖4為炮口流場(chǎng)計(jì)算曲線(xiàn)圖與高速攝像機(jī)采集到的實(shí)彈射擊時(shí)現(xiàn)場(chǎng)結(jié)果對(duì)比圖。從圖4中可以看出，利用動(dòng)網(wǎng)格和UDF文件能夠有效方便地模擬彈丸運(yùn)動(dòng)，在彈丸飛離制退器前，火藥氣體從制退器側(cè)孔高速?lài)姵?，制退器?cè)面氣體受到高速火藥氣體的擠壓，制退器附近外界氣體速度迅速提高，同時(shí)氣體壓力上升，形成側(cè)面沖擊波，側(cè)面沖擊波以側(cè)孔為圓心向外界擴(kuò)展。當(dāng)彈丸飛離制退器后，部分火藥氣體從制退器前部流出，形成主射流，在此過(guò)程中馬赫盤(pán)產(chǎn)生，馬赫盤(pán)逐漸擴(kuò)大然后消失。

在某次實(shí)彈射擊過(guò)程中，用高速攝像機(jī)采集到了彈丸出炮口一段時(shí)間內(nèi)的圖像，通過(guò)對(duì)圖像進(jìn)行分析，得到了各個(gè)時(shí)刻炮口附近的沖擊波情況，如圖5所示。從圖4和圖5對(duì)比結(jié)果來(lái)看，仿真模擬與實(shí)彈射擊時(shí)反映出來(lái)的炮口聲光特性具有較高一致性，圖5（b）白色圓圈標(biāo)注區(qū)域內(nèi)景象明顯變形扭曲，在攝像中整個(gè)區(qū)域向左運(yùn)動(dòng)，并壓縮左側(cè)空氣，與圖5（a）仿真中波陣面的傳播規(guī)律相一致。

為了計(jì)算膛口沖擊波對(duì)炮塔的影響，在炮塔前側(cè)取一監(jiān)測(cè)點(diǎn)犃，如圖2所示，圖6為將不同時(shí)刻犃點(diǎn)所受壓力進(jìn)行擬合得到的壓力曲線(xiàn)。從圖6可以看出膛口沖擊波在彈丸出炮口約10.5 ms到達(dá)前裝甲板，隨后迅速增大，約12.5 ms時(shí)達(dá)到最大值，約為0.15 MPa，隨著火藥燃燒量的減少，從炮口制退器溢出而補(bǔ)充到后方的氣體越來(lái)越少，導(dǎo)致沖擊波對(duì)炮塔的沖擊力減小。

3.2 炮塔的應(yīng)力分析

相對(duì)于炮口與炮塔前裝甲板之間的空間，炮塔前裝甲板平面較小，為了便于計(jì)算作出一定假設(shè)，近似將前裝甲板看作為一個(gè)垂直于身管軸線(xiàn)的平面，炮塔前裝甲板所受膛口流場(chǎng)的作用為均布載荷，忽略防盾在受到?jīng)_擊力下對(duì)炮塔的影響。利用ANSYS編寫(xiě)APDL命令流，施加沖擊波載荷，得到的炮塔應(yīng)力云圖如圖7所示。從圖7可以看出，炮塔裝甲板受到?jīng)_擊力時(shí)炮塔最大應(yīng)力出現(xiàn)在左前側(cè)和右前側(cè)裝甲板內(nèi)，最大應(yīng)力與最小應(yīng)力相差100個(gè)數(shù)量級(jí)。計(jì)算所得炮塔左前側(cè)和右前側(cè)底部出現(xiàn)最大應(yīng)力位置與實(shí)際炮塔出現(xiàn)層裂位置相一致。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)某型突擊車(chē)炮塔區(qū)域進(jìn)行膛口流場(chǎng)數(shù)值模擬仿真，仿真結(jié)果展現(xiàn)了發(fā)射過(guò)程中膛口流場(chǎng)的產(chǎn)生、發(fā)展以及與彈丸和炮塔的相互作用關(guān)系，整個(gè)過(guò)程與實(shí)彈射擊試驗(yàn)完全吻合，通過(guò)對(duì)仿真結(jié)果的分析，發(fā)現(xiàn)膛口流場(chǎng)對(duì)炮塔前裝甲板的瞬時(shí)超壓值高達(dá)0.15 MPa，在其作用下，炮塔內(nèi)部應(yīng)力分布不均，并在左前側(cè)和右前側(cè)裝甲板內(nèi)部出現(xiàn)最大應(yīng)力，這與實(shí)際炮塔出現(xiàn)裂紋處存在一定的吻合，充分說(shuō)明了膛口流場(chǎng)為裂紋的產(chǎn)生作出了一定貢獻(xiàn)，為下一步綜合考慮火炮后坐力、膛口流場(chǎng)、炮塔結(jié)構(gòu)以及材料因素造成炮塔發(fā)生層裂現(xiàn)象的研究提供理論參考。

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Muzzle Flow Field Simulation of Assault Vehiele in Turret Areas

HAN Xiaoping1，ZHAO Fuquan1，ZHANG Yanyan1，HAO Gang2
（1.Department of Arms Engineering，Academy of Armored Force Engineering，Beijing 100072，China；2.General Armament Department，General Equipment Support Department，Beijing 100720，China）

assault vehicle；turret；muzzle flow field；numeral simulation

TJ43.62

A

1673-6524（2015）04-0005-04

2015- 03- 30；

2015- 06- 07

韓小平（1982－），男，碩士，主要從事車(chē)載武器測(cè)試與仿真技術(shù)研究。E-mail：hanxiaoping_1982＠163.com

Abstraet：In order to study the problem that the turret is flawed after the firing practice，the theory of computational fluid mechanics is applied.By using dynamic layer-based dynamic mesh method，the muzzle flow field numerical simulation model including the turret areas is established.The reliability of the numerical simulation model can be proven through the comparison of the simulation results and test results.Based on this，with further analysis through calculation，the action time and force that muzzle flow field attacks the front armor of turret can be worked out.The results can be used to put into the finite element model as an input for the availability of the transient stress of the turret.The experiment results show that the position of max stress of turret is the same as that of the turret flaws，and the function of muzzle shock wave is a very important factor in the phenomenon of the turret being flawed，which gives some reference and data support for the subsequent analysis of the reason for turret flawing.