螺旋型电磁炮高速射弹的气动特性研究

2019-12-26郭鸿浩陈轶涵

火炮发射与控制学报 2019年4期

巩飞，聂奎，郭鸿浩，陈轶涵

(1.南京邮电大学自动化学院、人工智能学院，江苏南京 210023；2.西北机电工程研究所，陕西咸阳 712099)

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螺旋型电磁发射器(Helical Electromagnetic Launcher，HEML)的设计概念最早于1961年被提出，其主要结构由一个内部的短电枢线圈(作为射弹)和外部的长定子线圈(作为炮膛)组成，在电磁力作用下电枢线圈沿定子线圈的轴向运动，形成了空心抛射的电磁发射结构，即螺旋型电磁炮。与传统的电磁轨道炮相比，其更大的电感梯度可以在与轨道炮相同的输入电流作用下产生更高的电磁推力，利用HEML的上述特点，近年来国外学者提出了将HEML和轨道炮相结合的新型电磁发射方式。在早期的研究过程中，由于定子线圈的换流问题难以解决，因此该型发射器的研究一度停滞，直至上世纪80年代，美国麻省理工学院的学者们才再次对螺旋型电磁炮的电刷换流问题展开研究[1]。2004年，美国密苏里州立大学提出了一种有效的定子换流方法并申请了专利，并在2006年的试验中达到了32%的电能转换发射效率，超过了当时所有的电磁发射方式，此后针对该型电磁炮的研究进入了快速发展阶段[2-7]。

国内外针对HEML的相关研究主要集中在定子换流方法、脉冲成形网络(Pulse Forming Network，PFN)以及相关的发射试验，而国内关于传统火炮射弹的相关研究较多，主要集中在弹丸气动特性仿真、减阻技术以及结构优化设计等方面[1,4,5,7-12]。螺旋型电磁炮由于采用了轨道发射与HEML相结合的发射方式，其射弹与传统火炮弹丸以及轨道炮的射弹均不相同，该型射弹具有独特的多种电刷和轨道槽口设计，关于HEML射弹的飞行气动特性研究目前尚未见报道。笔者针对HEML高速射弹的流场进行了数值模拟，研究了马赫数、攻角对射弹阻力的影响规律，通过对弹体结构的优化设计，分析了其减阻效果，研究结果为进一步开展实验研究以及未来的工程化应用提供了参考依据。

1 HEML弹体建模

与传统的电磁轨道炮普遍采用矩形口径不同，螺旋型电磁炮为圆口炮膛设计，其射弹整体呈圆柱体结构，图1为美国密苏里州立大学研制的40 mm口径HEML结构原理图与弹体实物图[1]。该炮射弹总长为90 mm，直径为40 mm，射弹主体由4个电刷和1个电枢线圈构成，电刷由镀锡铜制作。电磁发射时，PFN提供的强脉冲电流进入炮膛内的导轨，经由射弹尾部两侧对称分布的两个轨道电刷将电流引入电枢和定子线圈，轨道电刷与导轨保持滑动电接触。射弹的中部位置为电枢线圈，由高导电性的无氧铜制作，射弹中前部装有两个定子电刷，其在射弹内部分别与两个轨道电刷相连接从而导入电流，定子电刷与定子线圈(炮膛，由镀铬铜导线制作)保持滑动电接触，负责为电枢头部的一小部分定子线圈提供电流，定子和电枢分别产生磁场并相互作用，形成了电磁斥力，从而推动电枢轴向运动。

基于密苏里州立大学研制的射弹实体结构，使用Solidwork建立射弹实体模型如图2所示。模型保留了实物的所有结构特征，射弹头部及尾部均为45°圆锥结构，各结构尺寸均保持与实物相同，弹体两侧有其特有的矩形滑行槽口，该槽口尾部固定放置轨道电刷，同时为射弹沿电磁炮导轨滑行提供所需的空间，射弹中前部的两个定子电刷凸起，实现与定子线圈的电接触。由于上述结构特点，使得弹体体表的光滑表面不再完整，形成了该种电磁炮特有的射弹结构。

2 数值模拟

笔者所分析的物理问题属于典型的可压缩粘性流，采用ANSYS Fluent软件基于三维雷诺平均方程对螺旋型电磁炮射弹高速飞行时的流场进行数值模拟，湍流模型选择了单方程Spalart-Allmaras模型，该模型可有效处理具有壁面边界的空气流动问题且计算量较小，适用于本文的高雷诺数流动情况。

2.1 网格划分

采用Gambit软件生成网格，将Solidwork建立的射弹模型导入Gambit并创建计算流域，基于弹体的圆柱形整体结构，计算流域选择圆柱体，长度为弹体的6倍(540 mm)，直径为弹体的10倍(400 mm)，并对计算流域进行了切分，远离弹体区域网格可适当加粗，而靠近弹体部分网格细化。由于弹体呈对称结构，将物理模型沿对称面进行了分割，仅需计算对称面一侧的流场即可。运用Size Function生成了非结构化网格，图3为局部放大后的网格示意图，越靠近弹体区域的网格越细，整个计算区域的网格数为1 695 739个，网格质量检查表明满足计算需求。

2.2 计算方法

基于目前电磁发射的实战要求，作为一种动能武器，其炮口速度需达到2.0～2.5 km/s，因此选择5～7Ma的射弹速度进行分析较为合理。针对高速可压缩流动问题，选择基于密度的隐格式求解，对流通量采用Roe-FDS格式，流动及湍流粘性均选择二阶迎风格式。外部计算流域的外边界采用压力远场边界条件，来流条件为5～7Ma，攻角范围0°～6°，来流空气设为理想气体，温度300 K，静压101.325 kPa，工作压强取0 Pa，理想气体粘性选择三系数Sutherland定律，该定律适用于高速可压缩流动。计算流域对称面选择对称边界，弹体外表面为无滑移绝热固壁边界，参考值中的特征面积设为弹体横截面积。

3 计算结果分析

图4为6Ma、攻角δ=0°时的速度分布云图。计算结果表明，弹体附近流场速度呈对称分布，弹头中心迎风面的速度最小，而弹底附近则为范围最大的低速集中区域，该低速区域沿运动反方向由左向右、由内向外呈扩散状分布并形成了稳定的长条带状尾迹。由图(b)的局部放大图可以看出，第2个低速区域集中在迎风侧第2个定子电刷的迎风面附近，该区域的速度略高于弹底尾部，这是由于左侧第一个定子电刷的凸起造成了气流的绕流，因此在两个定子电刷之间的弹体表面附近形成了从左向右逐渐减速的低速分布特征。由图(d)的局部放大图可以看出，第3个低速区域集中在轨道电刷与矩形轨道槽口的两侧交界面附近，受电刷结构影响，呈明显的矩形绕流现象，两侧交界面的底部速度最低并逐渐向弹体周围扩散增大。综合上述分析表明，弹体表面电刷以及矩形轨道槽口的存在形成了多个减速区域，与光滑表面相比，这将造成更大的飞行阻力。

图5为6Ma时的弹体表面压强分布云图。计算结果表明，在相同的马赫数条件下，改变攻角后的弹体压强分布规律相似，压强主要集中在弹头、左侧第一个定子电刷迎风面以及轨道电刷迎风面这3个区域，其中弹头锥体表面承压最大，是射弹飞行阻力的主要来源，而定子电刷与轨道电刷相比其承压量及承压面积更大，同时结合前述的图4速度云图分析，弹体表面的4个电刷为射弹飞行带来了附加阻力，电刷与弹体表面的结合面是该附加阻力形成的主要集中区域。

表1为6Ma时不同攻角条件下弹体表面的压强极值，随着攻角的增大，弹体表面压强更高，其中δ=6°与δ=0°相比，压强最大值提高了约69.09%，压强最小值提高了约71.05%，压强的较大增长是由电刷与轨道槽口结构所造成的，且由于定子电刷的迎风面远超轨道电刷，其影响作用更大。综上所述，HEML射弹在高攻角条件下，其弹体表面凹凸结构将会承受极大的压强以及可预期的更高飞行阻力。

表1 6Ma弹体表面压强极值

通过进一步改变马赫数和攻角，研究其对阻力系数的影响作用规律，图6为阻力系数的变化曲线。计算结果表明，在δ= 0°条件下，阻力系数随马赫数的增加而减小，两者成反比规律，而在δ= 3°、δ=6°条件下则呈现不同的变化趋势，阻力系数随马赫数的增加而升高，且马赫数越高增阻效果越明显，其中在7Ma时δ=6°与δ=0°相比，阻力系数增加了约101.94%，这是由弹体本身固有缺陷造成的，电刷与轨道凹槽设计增加了表面结构的复杂性，引起了更高的压强梯度，进而为射弹提供了附加阻力。

4 弹体结构优化

基于上述计算结果，为解决电刷与轨道槽口所带来的附加阻力问题，针对压强梯度较大的区域，对电刷以及弹体头部、尾部锥体与弹体中部的结合面均进行了1 mm圆角处理，以期降低风阻，图7为圆角处理后的模型，图8为6Ma、δ=0°时圆角后弹体表面的压强等值线图。计算结果表明，由于圆角处理无法消除电刷的凸起，因此绕流现象依然存在，电刷迎风面的压强梯度依然较高，压强整体分布规律与优化前相似，但压强极值以及阻力系数出现明显下降，此时压强峰值为3.782 MPa，压强最小值为12.849 kPa，与圆角前相比分别下降了约38.68%和18.77%，阻力系数降至0.247 9，下降了约5.02%.结果分析表明，高压强梯度位置的圆角处理可有效改善该区域的承压状况进而降低风阻。

基于文献研究结果[8]，增加射弹底部凹陷结构可以减阻，因此在未圆角处理的射弹底部增加了一个直径8 mm、长度2 mm圆形底凹，分析底凹结构对HEML射弹气动特性的影响作用。图9为底凹结构射弹模型，图10为6Ma、δ=0°底凹结构弹体表面的压强等值线图。计算结果表明，与图5(a)的原始结构相比，弹体头部的压强峰值降低约22.2%，而弹底附近的压强最小值仅下降4.75%，这表明底凹设计可降低射弹整体压强梯度进而降低风阻，其阻力系数计算结果降低约2.99%.

结构优化后的气动参数变化如表2所示，其中变化率基值为图2初始结构的计算结果。对比分析两种优化方案，由于圆角处理可适度改善弹体外形光滑程度，因而其减阻效果优于底凹设计，但受HEML发射方式的限制，其弹体表面的凹凸结构不可能完全消除，定子电刷必须凸起才可以保证电接触，而轨道电刷必须置于凹槽内才可实现沿导轨的滑动电接触，因此后续仍需考虑除表面结构外的其他减阻方案来进一步完善优化设计。