金属药筒装药的热安全性分析

郭映华，张洪汉，朱文芳，王育维

(西北机电工程研究所，陕西 咸阳 712099)

火炮在发射过程中，高温燃气在推动弹丸高速运动的同时，也对与之相接触的药筒或内膛壁面进行强制传热，提高与之接触的表层温度，破坏身管壁内的热平衡状态，通过热量扩散的热传导过程，形成不定常的温度分布。火炮内膛壁面接受传入的热量后温度升高，使再装填的发射装药处于受内膛壁面加热的环境中，严重时会引起该装药自燃，危及到火炮发射安全性[1-2]。金属药筒无疑会对装药起到一定的保护作用，尤其在火炮连续射击时，药筒的抽出一方面带走了部分热量，另一方面，冷的药筒则把热的内膛壁面与发射药隔开，缓解了发射药所受的热冲击。本文建立以经典内弹道为基础的轴对称圆筒传热模型，分析了金属药筒对装药热安全性的影响。

1 物理模型

1.1 装药结构

本文分析的模型为155 mm口径的金属药筒装药。该装药最外层为金属药筒，缓蚀剂衬里则紧贴在药筒上部内壁，十九孔药粒散装于药筒内部，药粒上部为紧塞纸盖。由于缓蚀衬里有时并不会完全绕药筒内壁一周，从而使药粒可能与药筒壁面直接接触。所以从装药的热安全方面考虑，在装药留膛时忽略缓蚀剂衬里的隔热作用。考虑缓蚀衬里在内弹道过程中气化吸热作用，对火药气体与固体壁面换热方面的影响用换热系数的修正系数来加以考虑。另外，药筒上的紧塞盖为很厚的隔热材料，一般装药上层受到的热冲击很小，所以，本文仅计算含药筒部分的药室的温度分布。

1.2 基本假设

1)内弹道基本假设是：①弹后任一截断面上各点的气流速度及压力相等。②火药气体及未燃尽的火药在弹后空间内均匀分布。

2)后效期的基本假设[3-4]是：①弹丸出炮口后，膛内火药气体从膛内流出的现象极为复杂，但考虑到起始阶段及跃动期的时间与基本时期的时间相比很短，所以仅考虑炮口气流速度等于当地音速的后效基本时期，认为膛压为0.182 MPa时后效结束。②后效期为绝热流动。

3)传热过程基本假设[5-6]是：①内壁温度仅计算药室部分；药室内外径的变化不大，可以将其简化为圆柱状的管子；并且假设圆柱体仅存在径向传热问题，不存在轴向传热。②在内弹道过程中，由于辐射换热量与对流换热的相比很小，所以不加考虑。③传递给药室部分的热量主要来自火药的强迫对流，属于旺盛的湍流对流换热。④装药状态、内弹道过程及后效期过程在连续射击的情况下与首发射击相同。⑤在连续射击时考虑到药筒的影响。假设射击过程药筒与身管药室内壁紧贴，不存在接触热阻，并且认为药筒与身管材料热物性相同，即把药筒看做身管的一部分，所以在装填瞬间药筒所占计算网格的温度降到初始温度。⑥除留膛发以外，装药在入膛后瞬间击发。

1.3 传热模型

热传导方程[6-8]:

(1)

热流密度方程:

(2)

换热系数：

ht=A*Nu·k/d

(3)

式中：k为火药气体的导热系数；A*为考虑到护膛衬纸情况下的修正系数，根据文献[7]得到的试验数据，A*取值在长度上近似于二次方抛物线变化，在衬纸开始段最大，而随距离的变化而逐渐减弱，取值大小变化范围约为0.67～1.0。本文主要考虑药室部分膛内温度的影响，属于开始段，故取0.67。

火药气体与身管壁面的对流换热努塞尔数公式为：

Nu=Ke·0.05·Re0.8Pr0.4

(4)

式中：Re为以管径d为特征尺寸计算的雷诺数；Pr为普朗特数，取0.75；Ke为入口长度修正系数。

(5)

式中：v为距膛底lx处气流速度：

(6)

此处考虑到经典内弹道的假设，即从膛底的气流速度到弹底的气流速度v弹丸分布符合线性分布规律，l为身管长度。外壁与空气的传热为自然对流[8]，努塞尔数公式采用自然对流换热的试验关联式中的横圆柱层流模型:

Nu=c(Gr·Pr)n

(7)

式中：c为试验确定的常数;Gr为格拉晓夫数。

2 计算结果

2.1 计算参数

以某155 mm火炮为算例，主要参数如表1所示。

表1 装药参数

2.2 首发计算结果

2.2.1 内弹道计算结果

内弹道计算结果如图1和图2所示。

从图1可以看出，整个内弹道过程约17 ms。弹丸飞出炮口后，膛内的高温高压气体继续喷出，形成后效期，从图2可以看出，后效期约60 ms后结束。内弹道过程中膛内的气体温度瞬间从环境温度陡升到发射药的爆温，然后逐渐下降，当后效结束时温度降至500 K左右，内弹道开始后，膛内气体的比容快速降低，最大压力点后逐渐增大，在后效期结束时，由于膛内压力较低但温度较高，其比容比初始值高。

2.2.2 沿轴向的温度分布

沿药室轴向药筒的温度峰值如表2所示。在靠近膛底的位置，内壁温度峰值较小，而在药筒口部位置，内壁温度峰值最大，这种现象主要是因为不同位置气流速度的不同而导致的对流换热量的不同。由于药筒口部(0.9 m处)是火炮装药部分中气流速度最大的位置，所以其温度峰值在装药部分中最大。以下的计算均为该位置的结果。

表2 沿药室轴向药筒的温度峰值

2.2.3 沿膛壁径向温度分布

表3给出了首发射击时药筒口部处的药筒、内壁、药室外壁(简称外壁)的温度随时间的变化数据。

表3 首发沿壁厚(径向)各点温度变化表

从表3可以看出，药筒的温度变化比较陡峭，内壁温度变化比较缓和，药室外壁温度基本没有变化。这主要由于热交换的不同引起的。药筒的热交换主要由药筒与火药气体的对流换热及药筒与内壁之间的导热组成。其在短暂的内弹道过程中主要以剧烈吸收火药气体的热量为主，所以温升很快。随着内弹道过程的结束进入后效期后，内部火药气体温度快速降至接近药筒的温度，药筒从火药气体吸的热逐渐减小，随着对内壁的导热，药筒温度缓慢降低。药室内壁(简称内壁)的换热为药筒以导热的形式传给它的热量以及它与身管内层以导热的方式交换的热量。其交换的热流量要远小于药筒内表面剧烈对流换热，所以内壁温度上升较缓。在后效期结束后5 s附近，药筒和内膛壁面温度趋于一致。而药室外壁因为壁厚较厚，在射击完成后很长时间内没有温度变化，在50 s后外壁温度才上升了约3 K，200 s后各点温度趋于一致。

2.2.4 连续射击

2.2.4.1 急促射击3发计算结果

由于火炮装药安全性问题一般在急促射击的情况下发生，所以，计算了急促射击的热积累情况。图3为急促射击3发时药筒及内壁温度的变化曲线，图4则是包含时间、壁厚、温度的三维图。

从图3中可以看出，在连续射击中，每1发射击后，随着药筒的更换，药筒所占网格的温度突变至初温值；在射击过程中，药筒温度变化陡峭但峰值基本不变，而内壁温度变化平缓且其值逐发增大。这主要因为内弹道过程时间很短，火药燃气与药筒之间的温差值很大，远远超过发与发之间的药筒温度的差异值，所以这种差异基本不影响内弹道过程，药筒与火药气体的热交换基本不变，而此因素是影响药筒温度变化的主因，故药筒的温度峰值基本不变。内壁温度因为热积累而出现逐发增高的现象，这是因为前面1发传给内壁的热量没有及时散发，而紧接着1发的热冲击又增加了内壁的热量积累，如此反复，内壁温度逐渐升高。图4则显示急促射击期间药室壁面径向受温度冲击的影响，可以看出，随壁厚的增加受到的热冲击程度逐渐减小。射击完成后外壁的温度也几乎没有受到影响。还可以看出，药筒抽出时的温度与射击完成后在膛内滞留的时间关系密切，滞留时间越短，抽出时温度越高，相应带出的热量也越高，所以，抽筒时间越快越好，从这点可以看出，药筒装药可大大缓解发射过程对药室内壁的热冲击，有利于缓解火炮的热积累。

2.2.4.2 高射速连续射击多发的计算结果

图5为以9 发/min的速度连续射击9发后，最后1发留膛的计算结果。从内壁温度峰值连线可以明显看出，内壁的峰值温度随着发数的增多而升高，温升梯度随发数的增多逐渐减小。这主要因为随着发数的增多，药室内壁温度不断升高，导致射击过程中药筒与药室内壁的温差逐渐减小，导热量与温差成正比关系，故内壁峰值温度增长量逐渐减少。而最后1发入膛后，由于药筒与内壁温度的温差较大，药筒温度快速上升，而内壁温度受其影响快速下降，在滞留膛内一段时间后，二者温度趋于一致且呈缓慢下降趋势。所以滞膛的这段时间为热安全的关键时间，过了这段时间，药筒的温度会逐渐下降。而这期间的内壁温度的最大值是装药安全与否的关键，若此温度低于发射药的着火点，一般来说装药是安全的。

3 结束语

本文对发射过程中的身管进行了热分析计算，计算出了火炮在单发射击、急促射击以及多发连续射击情况下的药筒及身管内壁温变化状况，并对壁温的分布和连续射击时药室径向的不同位置的温度进行了分析。分析结果表明，由于药筒处于与气体接触的温度变化最剧烈的区域，其吸收大量热量，温升很高，但射击后即被抽出，很大一部分热量被带走。而内壁承受的仅为药筒以导热的形式传给它的热量，其热流量要远小于药筒内表面剧烈对流换热，从这点可以看出，药筒装药可大大缓解发射过程对药室内壁的热冲击，有利于缓解火炮的热积累。另外，对于不同射击频率而言，存在留膛内热安全的关键时间，过了这段时间，药筒的温度会逐渐下降，若这段时间内的药筒峰值温度低于发射药的着火点，一般来说装药是安全的。

[1] 周克栋，陆家鹏，高星亮.速射武器身管一维径向传热的数值分析[J].弹道学报，1993(1):27-31.

ZHOU Ke-dong, LU Jia-peng, GAO Xing-liang. Numerical analysis of one dimensional radial heat transfer for rapidly firing gun barrel[J]. Journal of Ballistics, 1993(1):27-31.(in Chinese)

[2] HUANG Xiao-gang,PAUL CONROY,ROBERT CARTER.5.56 mm ceramic gun barrel thermal analyses with cycled ammunition[C]. 23RD International symposium on ballistics ,Tarragona, 2007：303-311.

[3] RUTH C.R，HORST A.W.Experimental validation for the uniquenss of the differentical pressure maximum pressure sensitivity curses used for charge safety assessment[J].BRL.MD,1981.

[4] HORST A.W. Quantitative evaluation on Pressure waves[J].ADA 10095,1983.

[5] 张喜发,卢兴华.火炮烧蚀内弹道学[M].北京：国防工业出版社，2002:55-65.

ZHANG Xi-fa,LU Xing-hua.Erosion interior ballistic of gun[M].Beijing: National Defense Industry Press,2002:55-65. (in Chinese)

[6] 弗兰克 P.英克鲁佩勒，大卫 P.德维特，狄奥多尔 L.伯格曼，等.传热与传质基本原理[M].北京：化学工业出版社，2007：261-265.

F.P.Incropera，D.P.DeWitt，T.L.Bergman，et al.Fundamentals of heat and mass transfer[M].Beijing:Chemical Industry Press,2007:261-265.(in Chinese)

[7] 涅恰耶夫，札伊来夫. 护膛剂对提高火炮炮身弹道寿命的作用效能模型与数值研究[C].火炮射击密集度及其改进途径论文集，圣彼得堡，2004.

В.И.НЕЧАЕВ, ВфЗАХАРЕНКОВ. Effect efficacy model and numerical study on improving gun barrel life[C]. Proceedings of Firing Dispersion and Improvement Way of Gun, St.petersburg, 2004.(in Chinese)

[8] 杨世铭.传热学[M].2版.北京：高等教育出版社，1992:213-218.

YANG Shi-ming. Heat transfer[M].2nd ed. Beijing: Higher Education Press, 1992:213-218. (in Chinese)