基于Abaqus的某型大口径火炮身管温度场分析

樊连庆，石 赟，陈洪超

(1.成都晋林工业制造有限责任公司， 成都 611930；2.驻成都地区第一军事代表室， 成都 610110)

现代战争的强度与技术含量正不断发展，提高火炮的威力、增加射击精度和提高火炮的使用寿命已经成为了当下大口径身管武器装备发展的必然趋势。而身管作为身管武器的核心，主要功能是赋予弹丸一定初速的射向。伴随大威力与高精度，射击过程中身管膛内将产生更高的温度和对身管内壁更严重的热冲击，使得金属机械性能下降，影响身管的寿命[1]。因此，研究不同膛线类型的火炮对身管温度场的影响是十分必要的。

对于火炮身管温度场的研究，彭克侠等[2]建立了某火炮身管的有限元模型，基于非线性瞬态热力学理论，得出不同射速和不同环境温度下身管温度场的分布规律；徐达等[3]建立了火炮身管的传热学模型,并采用有限差分方法对模型进行了求解，得出了30 mm小口径镀铬身管单发及连发射击条件下温度场的分布及其变化规律；王伟等[4]应用APDL命令，完成不同口径火炮身管温度场的计算；庄健对某坦克火炮身管温度应力场进行了数值模拟及疲劳寿命分析；刘军等[5]利用Abaqus有限元计算软件对在温度场下，某型火炮身管的前四阶固有频率和振型进行了计算和分析,发现温度场对炮管固有频率有一定的影响。而膛线类型同样影响火炮的弹道性能，王宝元等[6]比较了火炮身管等齐膛线、渐速膛线和混合膛线之间的响应差异；田桂军[7]研究了不同内膛结构烧蚀磨损及其对内弹道性能影响。

本文以某大口径火炮不同膛线类型的身管为研究对象，利用Abaqus软件平台，基于瞬态热力学理论对身管内外壁的温度变化过程进行了仿真，从而得出不同膛线类型的火炮射击时身管温度场的分布规律，为提高火炮射击精度与身管寿命提供理论依据。

1 有限元模型的建立

本文以某大口径火炮身管为研究对象，分别分析两种不同类型膛线(混合膛线，等齐膛线)射击时的温度场。其中混合膛线起始端的缠度为等齐膛线膛口的2.5倍。仿真计算时为了方便对身管进行网格划分，需要对身管结构进行简化处理，同时将身管上的圆角、倒角和其他细微结构删除。

由于大口径火炮身管很长，因此为了方便计算及保证精算进度，有限元模型尺寸与身管大小比例为1∶1,身管的网格类型采用8节点六面体减缩积分单元C3D8R,网格大小控制在1 mm左右。建立了三维有限元模型如图1所示。

图1 某大口径火炮身管最大膛压截面有限元模型

2 身管材料基本设置

射击时，身管内壁承受高温高压的火药燃气的冲刷作用，火药燃气温度可达到2 000～2 500 ℃。而身管材料温度的变化将直接影响弹性模量、泊松比、导热系数、比热及热膨胀系数等热力学性能参数的变化。根据文献[8]与文献[9]中可以分别得出身管的部分物理、力学和热学特性随温度变化的规律如下方程组：

通过上述方程组，可以计算得出身管材料热力学性能参数如表1所示[10]。

表1 身管材料性能参数

3 温度场内边界条件的确立

基本假设：

1) 身管初温与相应的环境温度一致；

2) 忽略弹丸对膛壁的摩擦及其热效应；

3) 温度场具有轴向对称性；

4) 身管对环境的辐射放热。

内弹道时期火药燃气温度是时间或弹丸位置的函数，可在求解内弹道参数时，通过下面的公式算出：

Tg(t)=[1-(k-1)φqv2(t)/(2gfωψ)]T1

式中：v(t)为弹丸运动速度；k为绝热指数；ω为装药量；f为火药力；φ为虚拟系数；q为弹丸质量；ψ为火药燃去部分百分比；T1为火药爆温。

在后效期结束时，火药燃气基本恢复到大气温度，因此，假设后效期火药燃气的平均温度随时间的变化规律为：

Tgh(t)=The(-A·tB)

式中,Th为后效期开始时火药燃气的平均温度；

式中：Tk为内弹道结束时膛内火药燃气平均温度；Tbw为火药爆温；Ta为后效期结束时刻膛内火药气体平均温度；tndd为内弹道持续时间；thxq为后效期持续时间。根据该口径火炮的内弹道方程[11]，求出内弹道参数，可以得出火药燃气温度变化曲线如图2所示。

图2 火药燃气温度变化曲线

火药燃气的放热系数

hg1=0.5r1cpρν

式中：cp为火药燃气的定压比热容，cp= 1.799 kJ/(kg·K)；ρ、ν为火药燃气的密度和速度；r1为无因次摩擦因数，r1=(A+4lgd)-2，d的单位为cm，A为经验常数，A=13.2。计算得出的放热系数如图3所示。

图3 放热系数变化曲线

4 温度场分布的仿真与分析

本文利用非线性瞬态热力学分别对大口径火炮射击时混合膛线身管和等齐膛线身管的温度场进行了仿真分析。

4.1 全身管温度场分析

根据上一节中的身管温度场内边界条件，可以计算得出火药燃气温度和身管内壁对流放热系数。仿真计算时，将其施加在管壁的边界条件中。其具体设置为：火炮在常温环境下(25 ℃)进行射击，其身管材料的初始温度也为常温，研究身管温度随弹丸行程的变化过程时，采用分段施加内边界条件的方法，即将身管分为若干小段，在每一段的内壁施加该段身管所对应的火药燃气及放热系数随时间的变化情况，即通过abaqus有限元分析软件，在interaction模块中，配合时间步添加。经过仿真计算后可以得出射击10发后两种不同膛线身管内外壁温度最大值的分布情况如图4～图5所示。

图4 身管内壁沿轴向温度最大值分布曲线

图5 身管外壁沿轴向温度最大值分布曲线

从其中可以看出，混合膛线身管的温度峰值较等齐膛线身管温度峰值低，那是因为混合膛线的膛线起始部位缠度要大于等齐膛线，弹带挤进混合膛线过程中受到的挤进阻力小于挤进等齐膛线过程所受的阻力，使得混合膛线身管内弹道的启动压力小于等齐膛线身管内弹道的启动压力，因此混合膛线身管内弹道参数较小，产生的火药燃气温度也较小；从温度分布规律来看，最大膛压点附近的峰值温度偏高，而靠近身管口部的峰值温度较低，最大膛压处附近，吸收的热量最多，温度变化最剧烈，膛压最高；身管外壁温度变化幅度与内壁相比较平稳，温度随身管轴向距离增加而缓慢上升，那是因为靠近越靠近身管尾端，管壁越厚，传热时间较长；而靠近膛口处的管壁较薄，传热时间较短。

4.2 身管不同位置截面温度场分析

身管内弹道过程是一个动态过程，其实质是弹丸在膛内运动的一个渐进过程。由于弹丸的运动，因此沿轴线方向身管不同位置受火药燃气作用时间也不一样，即随着弹丸向膛口运动，越靠近膛线起始位置，受到火药燃气的作用也越长，使得不同位置身管截面的温度变化也不同。为了分析计算该大口径火炮身管温度场，分别取身管内膛膛线起始位置、膛压最高处以及膛口处3个位置截面(如表2所示)进行分析，得出射击10发炮弹后身管温升变化情况，如图6～图8所示。

表2 身管3个不同截面位置

图6 不同膛线身管膛线起始位置处身管内壁温度变化曲线

图7 不同膛线身管最大膛压处身管内壁温度变化曲线

图8 不同膛线身管膛口处身管内壁温度变化曲线

由其中可以看出，膛线起始位置与膛压最高处的身管内壁温度较膛口处更高，是因为火药燃气作用在膛线起始位置与膛压最高处的时间更长；而膛口处身管内壁温度变化较膛线起始位置与膛压最高处更加剧烈，是因为膛口处火药燃气流速更快，且该处管壁较薄，同时与空气接触面积较大，使得温度下降更加明显。

图9为不同膛线身管膛线起始位置处截面温度云图(温度标尺单位为K)。

图9 不同膛线身管膛线起始位置处截面温度云图

4.3 仿真结果验证

为了验证仿真结果的可信性，将仿真计算值与实测温度进行对比分析。而由于身管内膛的工作环境恶劣，到目前为止，还难以用一般的温度传感器测出连续射击时的內膛表面温度值。即使是为了测试身管膛面温度而研制的表面热电偶，其测试结果也会有较大误差，不能满足使用要求[12-13]。因此，实验主要通过测试身管外壁的温度变化情况，经过数据处理后，可对仿真后的温度值进行分析判断。

试验方案如下：分别用两种不同类型膛线的身管射击，试验时应保证其他射击条件相同，分别射弹10发，用温度传感器测量火炮身管外壁的温度变化，并与仿真结果对比。

仿真结果与实测值的变化如图10～图12所示。

图10 膛线起始位置处身管外壁温度变化曲线

图11 最大膛压处身管外壁温度变化曲线

图12 膛口处身管外壁温度变化曲线

由上图可以看出，由于受到其他方面因素的影响，仿真值与实测值之间存在一定的误差；但温度变化趋势基本一致，且最大误差小于5%，因此仿真结果可信。

5 结论

1) 膛线的结构对射击时的身管温度有一定的影响，因为膛线的结构影响火炮的内弹道性能而使得内弹道参数发生改变，进而影响火药燃气温度及放热系数等热学参数。

2) 从身管不同位置的温度分布规律情况来看，越靠近身管膛线起始端，产生的温度越高，温差变化较平缓；越靠近膛口位置，温度越低，温差变化较剧烈。

3) 某大口径火炮身管膛线的结构及膛线起始端射击时的温度场变化较大，可为该型火炮身管的设计及进行身管寿命预测提供理论参考，同时为大口径火炮合理射击提供理论依据。