大口径火炮发射噪声场数值仿真与实验研究

蒋晟，阮文俊，孙雪明，刘建功

(1.南京理工大学 能源与动力工程学院，江苏 南京 210094；
2.江西星火军工工业有限公司，江西 南昌 331709；
3.河北太行机械有限公司，河北 石家庄 052160)

火炮依靠发射药剧烈燃烧产生的高温高压火药气体,推动弹头经火炮身管发射而出,有必要对火炮发射时炮手区域的噪声变化规律进行研究。

国内外研究者从炮口流场发展规律出发,对火炮发射过程进行模拟,得出了火炮炮口流场的发展规律[1-5]。内弹道参数作为影响流场分布规律的重要变量,在对炮手区域压力变化规律的研究中是不可或缺的。张欣慰等[6]对不同装药量下水下机枪封闭发射膛口流场进行了模拟,发现装药量对膛口流场分布规律性有一定的影响;李曼丽等[7]研究了火药气体生成速率对小口径枪发射过程中膛内流场的影响;吴胜权等[8]针对混合装药无后坐炮的内弹道性能,对不同装药比例及装药量对内弹道性能的影响进行了研究。牛玉光等[9]在对火炮发射时噪声对人体影响的研究中发现,火炮发射造成的超压会对人体的听觉器官甚至大脑、心脏等其他器官产生不利影响。因此现代火炮设计中不仅要考虑火炮威力,还要考虑火炮发射带来的噪声分布,特别是对炮手区域的影响。

在火炮发射所造成的噪声场研究方面,路宽等[10]通过对火炮炮口流场进行的非稳态数值模拟,得到了大口径火炮炮口噪声场分布规律;江坤等[11]对车载炮膛口冲击流场进行数值模拟,得到火炮发射过程中车身受到压力的分布规律;王丹宇等[12]采用BP神经网络方法对火炮辐射范围的最大半径进行预测,结果为14.361 6 m。以上研究都为研究炮手区域噪声分布做出了贡献。

笔者结合具体试验方法,在保证CFD计算机模拟合理性的前提下对内弹道参数改变引起的炮手区域流场变化进行了研究,并对比了不同内弹道参数下炮手区域噪声的分布规律,建立了内弹道参数与炮手区域噪声分布规律的联系。

1.1 物理模型

笔者研究的155 mm-52D发射平台实体模型较为复杂,为了研究理想情况下炮手位置的压力分布规律,对模型进行一定简化,根据实体模型建立的三维仿真物理计算模型如图1所示。由于计算模型的对称特性,于火炮对称面一侧取长×宽×高为16 m×1.8 m×2 m的范围空间作为研究对象进行计算模拟。同时为模拟弹丸出膛过程,动网格设置需要将模型分为静止区域及运动区域。运动区域计算模型如图1所示,计算区域内其他空间为静止区域。笔者基于大口径火炮发射进行研究,研究重心在于内弹道参数对炮手区域的噪声及压力的影响,因此,对炮口制退器进行了一定的简化,忽略了对压力远场影响较小的膨胀腔室,其弹孔直径即为弹丸直径。

炮口制退器结构参数如图2所示,在反作用式炮口制退器的设计中,对制退器制退效果影响最大的参数是侧孔高度h、侧孔宽度c、侧孔导向长度l及侧孔倾角α。其中侧孔宽度及侧孔导向长度比值固定,当刨除身管壁厚已知时,可根据侧孔倾角α对其进行计算;侧孔高度根据试验中选用制退器侧孔高度决定。在以上参数确定后,侧孔倾角和侧孔排数是对炮口制退器效果影响最大的参数,为了使火药气体充分发展,选择四侧孔设计方案,其侧孔倾角α取150°。

1.2 网格划分

由于膛口区域流场较为复杂,因此在炮口制退器区域进行网格加密。为了使网格分布更加合理,使用ICEM软件对弹道区域进行结构化网格划分,而外流场部分则进行非结构化网格划分。

整体网格数量约为1 000万个,初始时刻网格划分如图3所示。

1.3 动网格设置

为模拟火炮发射过程中弹丸水平滑移的过程,在流场计算时引入动网格进行模拟。弹丸水平移动,弹前区域被压缩,弹后区域不断拉伸,环境静止区域不发生网格变化。FLUENT软件可通过弹簧光顺法(Smoothing)、动态铺层法(Layering)及局部网格重构法(Remeshing)对网格进行动态的重新划分,维持网格质量。笔者通过动态铺层法来对网格进行动态的划分,维持网格质量。

动态铺层法的中心思想是根据临近运动边界网格高度的变化,添加或者减少动态层,在铺层方法中,是否对于网格进行分裂或重组,依赖于网格层高与网格理想层高之间的关系。笔者取理想高度h0为5 mm,分裂因子αs为0.4,合并因子αc为0.2,通过UDF控制弹丸边界运动。当网格层高度大于临界值(1+αs)h0时,网格层将会依据定常值高度法或常值比例法进行分裂;当网格层高度被挤压至小于临界值αch0时,该处网格将会与上一层网格进行合并。

1.4 数学模型

内弹道作为武器系统研究与设计的基础,通过已知膛内结构诸元及装药条件计算膛内火药燃气压力变化和弹丸运动规律,为武器后坐运动分析、身管设计、炮口制退器设计等提供基本数据。

流场的数值模拟开始之前必须给定流场计算域内所有变量的初始值,且初始条件必须符合实际情况,否则就会出现机选结果精度下降甚至出现错误的情况。笔者简化了炮膛计算模型,忽略了药室与炮膛断面的差异,根据比例膨胀假设,则弹丸即将离开膛口时内弹道参数遵循以下方程：

u=zv,

(1)

P=Pte-φz2,

(2)

(3)

(4)

式中：x为火炮膛内轴向坐标;u、P、T分别为膛内燃气速度、压力及温度;v为弹底气体流速;z为所研究单元混合流体的相对坐标;Pt、Pb、¯P分别表示膛底压力、弹底压力及膛内平均压力;φ为压力衰减因子;ω、m分别表示装药质量及弹丸质量;φ1为阻力系数;ρ为膛内气体密度。

1.5 初始条件及边界条件

本文中火炮身管为壁面边界;弹丸运动路径与环境交界面为interface;弹丸前后面为沿运动路径推进的壁面边界;地面为壁面边界;其他为压力出口边界,定为标准大气压力。边界条件设置如图4所示。

以弹丸出炮口时刻为初始时刻,初始条件如压力、温度、火药气体流速等参数由内弹道计算提供,其中装药量选取标准装药17.1 kg及强装药22.8 kg进行计算,得到两组内弹道数据,各变量在零时刻膛内的分布如图5所示。

为验证计算模型可靠性,选取155 mm-52D发射平台进行炮射实验,测得火炮发射对炮手区域内监测点压力随时间变化规律,并将其与仿真结果进行对比。

在此次炮射试验中选取混合发射药进行装填,装药量为17.1 kg。靶场现场布置如图6所示,试验仪器包括压力传感器(瑞典KISTLER公司211B5型,测量范围0～344.73 kPa)和数据采集仪。试验中以压力传感器测量炮手区域压力变化,传感器装置由支架及传感器组成,旨在测量距地面1.5 m处压力变化,更为贴近炮手头胸部在火炮发射时所受到的冲击情况。

在计算模型中选择试验传感器放置的坐标进行监测点设置,1号传感器为第1监测点,2号传感器为第2监测点。对比试验与仿真所得结果监测点超压随时间变化曲线如图7所示。可见试验测得的p-t曲线与模拟趋势一致,说明建立的计算模型及数值模拟是合理的,能够反映现实试验中的数值变化。但模拟压力变化规律仍与实际情况有所区别：由于实际上布置场地存在大量设备及障碍物,如火炮发射架等,大大削弱了经地面反射的冲击波,使得第一轮冲击时间短且弱,而数值模拟中忽略了火炮发射架,获得了发展较为全面的冲击波;同时可见,试验传感器所得曲线有扰动,而模拟实验所得曲线更为平滑,这是由于在实际试验中传感器会不可避免地受到来自固体地面及炮尾漏气等因素影响,而模拟实验中仅考虑流体对监测点噪声的影响。

由于笔者旨在分析超压对炮手区域影响,因此在模拟准确性上主要对模拟曲线峰值进行误差分析。对比模拟与试验结果,第1、第2测点超压峰值误差分别为9.03%与12.61%,处于可接受范围内,可证明计算模型的可靠性。

3.1 压力监测点设置

由于试验中仅在炮手区域内设置两个传感器对数据进行采集,无法对区域内压力分布规律进行分析,因此为了得到流场区域不同位置处的压力值,在监测区域内设置网格状监测点,于X轴及Y轴上每隔0.5 m设1个监测点,如图8所示。由于噪声对炮手的影响大多集中在头部以及胸部,因此在选取检测点所处面高度时,选取平行地面1.5 m平面进行监测点设置。

3.2 装药量对噪声场分布规律影响

针对内弹道参数与压力远场分布规律之间内在联系,选取两种不同装药量工况进行模拟分析。在标准装药17.1 kg工况下的监测点压力变化规律如图9所示。

从图9(a)可知,在X=0 m处的各监测点所检测到的最大压力峰值随着监测点与炮身轴向之间的距离减小而减小,相较各监测点超压,坐标点(X,Y)在(0,0.1)上的监测点超压峰值最大,在(0,1.6)上监测点超压峰值最小。说明在冲击波向压力后场发展的过程中,由于火炮模型对称特性,流场在发展过程中在对称面区域形成了较高的压力峰值,使得在不同横向距离上,距离对称面较近的监测点接收到了较高的压力信号。而如图9(b)显示了在轴向上的监测点压力变化,可见在各点第1次与第2次波峰峰值与其在X轴上的坐标呈反比,即越远离冲击波发展源头,监测点所接收到的超压越小,第3次波峰最大值于X=3 m处取到。

对标准装药17.1 kg和强装药22.8 kg两种工况下的监测点超压数据进行处理,得到监测区域内噪声峰值分布云图,如图10所示。

可见噪声主要集中于X=3 m处靠近对称面区域。标准装药及强装药噪声皆于(3,0.1)处达到峰值,其中标准装药噪声峰值为177.6 dB,强装药噪声峰值为178.4 dB,其炮手区域超压分布规律相同,但在炮手位置噪声峰值水平上强装药监测点所得声压级高于标准装药;除此之外两次模拟实验中均在(4,1.6)处获得最低声压级。

在垂直方向上对火炮发射冲击波到达炮手位置时的噪声分布规律进行研究,选择(3,0.1)处为监测点,于此点建立垂直于地面直线进行分析,监测线段如图11所示;时刻上选择监测点压力随时间变化曲线压力达到峰值的时刻,即t=50 ms左右。

对计算结果进行数据提取,结果如图12所示,横轴为数据监测点与地面垂直距离。可见强装药地面附近所得声压级高于标准装药,两次模拟均表现出了相同的噪声变化曲线,即随着数据提取点与地面距离的上升,其声压值迅速下降。这是由于地面附近存在边界层,靠近壁面附近的气体流速较低,相比与地面有一定距离的流动区域其压力更高;另一方面随着与地面距离的增大,冲击波影响力逐渐减小,在距地面较远区域受到冲击波影响较小,因此形成了如图12所示的压力分布规律。

笔者通过动网格技术模拟了从弹丸出膛瞬间到膛口流场完全发展至炮手区域的过程,得到了不同内弹道参数下相应炮手区域超压随时间变化规律,从而通过分析内弹道参数与炮手区域噪声分布的内在联系,得到在实际发射中炮手区域噪声分布规律,以便更好地保护炮手生理健康以及设备安全。从本文的数值模拟中可以得到以下结论：

1)强装药工况下炮手区域所承受的噪声峰值高于标准装药,噪声峰值由177.6 dB上升至178.4 dB,这表明在155 mm-52D平台发射工况下,炮手区域噪声幅值的变化对内弹道参数并不敏感,但提升装药量使得炮手区域噪声存在明显上升趋势,使得炮手及设备承受更大的危害。

2)在总体噪声分布规律上,炮手位高压区域集中于火炮模型对称面及靠近地面区域,于炮尾后3 m处取得噪声峰值;同理,远离火炮对称面、地面及炮口位置的区域承受噪声峰值最小。

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