王振興，原梅妮，李立州，向豐華，張 明

（中北大學(xué)機電工程學(xué)院，山西太原 030051）

鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管徑向散熱過程的數(shù)值模擬

王振興，原梅妮，李立州，向豐華，張 明

（中北大學(xué)機電工程學(xué)院，山西太原 030051）

提出一種提高復(fù)合材料身管散熱性能的方法，擬在纏繞身管的復(fù)合材料表面鍍鎳后再進行纏繞，以提高復(fù)合材料身管散熱性能。應(yīng)用ANSYS有限元分析軟件模擬了鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管和普通復(fù)合材料身管的徑向傳熱過程。分析發(fā)現(xiàn)鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管內(nèi)部熱量主要經(jīng)鍍鎳層傳至身管表面進行散熱，在相同射擊和冷卻條件下鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管內(nèi)層溫度更低。相比普通復(fù)合材料身管，鍍鎳層開辟了新的熱量傳遞途徑，提高了復(fù)合材料身管的散熱性能。

身管；復(fù)合材料；鍍鎳；散熱

1 方法的提出

1.1 研究背景

目前低射頻復(fù)合材料炮管達到6級技術(shù)成熟度，已經(jīng)達到實用階段。但在高射速武器中復(fù)合材料身管使用條件更為苛刻，體積小、射頻高、結(jié)構(gòu)更為緊湊、不能使用冷卻液進行冷卻，因此不能將低射頻復(fù)合材料炮管的設(shè)計方案完全照搬過來［3］。提高復(fù)合材料身管散熱性能的方法主要從改變復(fù)合材料身管的結(jié)構(gòu)和選用導(dǎo)熱性能更好的復(fù)合材料兩方面來考慮［4］，比如國內(nèi)在研的分段纏繞式復(fù)合材料身管和TC4鈦合金復(fù)合材料身管。

金屬銅和金屬鎳都具有優(yōu)良的導(dǎo)熱性能，但在現(xiàn)有材料加工工藝基礎(chǔ)上，在環(huán)氧樹脂復(fù)合材料表面鍍銅尚難以實現(xiàn)。而金屬鎳可以通過化學(xué)鍍的方法鍍在環(huán)氧樹脂表面，并且具有良好的結(jié)合力［5-6］。筆者提出一種提高復(fù)合材料身管散熱性能的方法，擬在碳纖維增強的環(huán)氧樹脂復(fù)合材料表面進行化學(xué)鍍鎳，然后在金屬內(nèi)管上進行纏繞［7］。由層間相互貼合的鍍鎳層作為熱量傳遞的新途徑，快速地將身管內(nèi)部熱量經(jīng)鍍鎳層傳至身管表面進行散熱。

1.2 鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管模型

身管在連續(xù)射擊過程中，高溫高壓的火藥燃氣與身管內(nèi)壁發(fā)生強迫對流換熱，將熱量傳遞給身管，使身管溫度急劇升高。身管的散熱過程，熱量主要由內(nèi)向外，由高溫區(qū)傳至低溫區(qū)，沿著身管徑向傳遞至身管表面與空氣進行熱量交換完成散熱。

在傳統(tǒng)復(fù)合材料槍管壁開發(fā)新的傳熱路徑，以鍍鎳層作為熱量的主要傳遞介質(zhì)，建立鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管模型，如圖1所示。假設(shè)復(fù)合材料在金屬內(nèi)管纏繞4層，纏繞角α＝60°。

2 身管散熱過程的模擬分析

為證明“鍍鎳纏繞式”提高復(fù)合材料身管散熱性能的理論可行性，筆者通過模擬復(fù)合材料身管的徑向散熱過程，研究鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管的散熱機理。應(yīng)用ANSYS有限元分析軟件模擬鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管和普通復(fù)合材料身管徑向傳熱的過程，對身管進行瞬態(tài)熱分析，通過對比兩種不同復(fù)合材料身管在相同射擊條件和相同散熱條件下的溫度場和熱流分布，進而比較兩種不同復(fù)合材料身管的散熱性能。

2.1 身管散熱模型的建立

由槍炮內(nèi)彈道常識可知，膛內(nèi)火藥燃氣壓力與火藥燃氣溫度不僅與時間有關(guān)，而且與身管軸向坐標有關(guān)。在靠近最大膛壓處壓力最大，溫度最高，而靠近膛口處壓力最小，溫度最低，兼顧體現(xiàn)身管散熱過程和節(jié)省計算量，因此對溫度最高區(qū)進行散熱模擬，只計算膛內(nèi)火藥燃氣隨時間的變化對身管壁的影響。

忽略鍍鎳層纏繞角，槍管屬于軸對稱圖形，為了體現(xiàn)身管徑向散熱過程，將散熱模型簡化為身管徑向剖面的2- D模型，如圖2所示（即圖1圓圈中身管壁的剖面圖）。分析模型為身管高溫區(qū)的一段，長30 mm，寬10 mm。由下至上尺寸分別為：身管內(nèi)部鍍鉻層，厚度為0.2 mm；合金鋼內(nèi)襯層，厚度為2 mm；鍍鎳層厚度為0.2 mm，復(fù)合材料部分共4層，厚度為8 mm。

表1為復(fù)合材料身管常溫時的材料模型參數(shù)，其中，C為比熱容，λ為徑向?qū)崧?，ρ為材料模型的密度，忽略溫度升高對材料性能的影響?］。

2.2 加載與邊界條件

以身管最高膛壓區(qū)進行徑向散熱分析，因此加載的火藥燃氣溫度只隨時間變化，在身管壁內(nèi)側(cè)火藥燃氣與管壁進行強迫對流換熱與輻射傳熱，身管外壁與空氣的傳熱可看為無限空間層流放熱處理［9］。

在對身管進行瞬態(tài)熱分析之前，需要對分析模型邊界條件作出以下假設(shè)：

1）忽略鍍鎳層纏繞角的影響，假設(shè)鍍鎳纏繞式復(fù)合材料槍管為軸對稱結(jié)構(gòu)。

2）忽略彈丸對膛線的摩擦。

3）材料密度、導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容都不隨溫度發(fā)生變化。

4）鍍鎳層之間緊密接觸。

5）忽略纏繞角對散熱性能的影響。

根據(jù)內(nèi)彈道計算公式計算出內(nèi)彈道不同時刻火藥燃氣的溫度。

式中：X、λ分別為火藥形狀特征量；ω、ψ分別為裝藥量和火藥相對已燃體積；Z為火藥相對燃燒厚度；P為火藥氣體壓力；Ik為燃氣壓力全沖量；f為火藥力；S為槍膛截面積；v為彈頭速度；R為火藥氣體常數(shù)；l為彈丸行程長；θ為因數(shù)［10］。

經(jīng)計算得加載槍管內(nèi)表面的溫度載荷，如圖3所示。

求取火藥燃氣的換熱系數(shù)采用對流放熱準則方程

式中：Nu為努賽爾數(shù)；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特數(shù)；d為身管口徑；λ為氣體導(dǎo)熱系數(shù)；vg為火藥燃氣速度；μg為氣體運動粘度；k為火藥燃氣的比熱比。

則內(nèi)彈道時期火藥燃氣換熱系數(shù)為

式中：kc為輻射修正系數(shù)，取值為1.15～1.20。

身管表面以自然對流的方式向空氣散熱，對流放熱系數(shù)用相似原理求解，其相似準則方程

式中：Gr為格拉曉夫數(shù)；β為空氣容積膨脹系數(shù)；ΔT為身管冷卻開始時表面與環(huán)境的溫度差［11］。

則空氣對流換熱系數(shù)

3 身管徑向散熱過程模擬

對鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管和普通復(fù)合材料身管模型進行瞬態(tài)熱分析。設(shè)定分析的身管徑向散熱模型處于身管的溫度最高區(qū)，射頻為600 r／min，進行連續(xù)射擊10發(fā)后冷卻。分析在相同加載條件下，不同復(fù)合材料身管壁徑向的溫度場分布、熱流密度分布及冷卻后不同復(fù)合材料關(guān)鍵層的溫度變化。

3.1 溫度場分布分析

應(yīng)用ANSYS軟件分別模擬鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管和普通復(fù)合材料身管連續(xù)射擊及冷卻過程的徑向溫度場分布，在身管內(nèi)壁加載火藥燃氣溫度，管壁外側(cè)向空氣散熱。管壁在連續(xù)射擊10發(fā)后的溫度場分布如圖4所示，空冷10 s后的管壁溫度場分布如圖5所示。

由圖4（a）和（b）可知，連續(xù)射擊10發(fā)后身管的熱量由身管內(nèi)壁沿徑向傳至管壁外側(cè)。兩種不同復(fù)合材料身管最高溫度均是187.486℃，最低溫度是20℃。然而鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管的熱量傳遞速度更快。相同傳熱時間，圖4（a）熱量徑向傳遞距離大于圖4（b），熱量分布也更分散，其高溫區(qū)域面積還不到普通復(fù)合材料身管高溫區(qū)域的1／5。由圖5（a）和（b）可知，在冷卻10 s后鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管內(nèi)層熱量已經(jīng)傳至身管表面進行散熱，內(nèi)層溫度為72.48℃；而普通復(fù)合材料身管熱量還集中分布在金屬內(nèi)襯管，不能及時將熱量傳至身管表面進行散熱，熱量集中在合金鋼襯管層，溫度為138.08℃。

結(jié)合圖4和圖5可知，在相同加熱和冷卻條件下，金屬鎳相比復(fù)合材料具有更高的導(dǎo)熱系數(shù)，鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管能夠把熱量快速傳遞到身管表面，且在身管表面散熱過程中，鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管表面的鍍鎳層熱容量小，溫升快，與環(huán)境溫差更大，向空氣散熱的速率更高。而普通復(fù)合材料身管的導(dǎo)熱系數(shù)低，熱容量大，溫升慢，不能迅速將熱量傳遞到身管表面進行散熱，反而起到保溫的作用。

3.2 熱流密度分析

熱流密度是在導(dǎo)熱物體中單位時間內(nèi)通過垂直于傳熱方向某一截面的熱量。研究熱流分布能夠直觀地了解身管散熱過程中熱量的集中分布和熱量主要傳遞的路徑。兩種不同復(fù)合材料身管在連續(xù)射擊10發(fā)并冷卻10 s后的熱流分布，如圖6所示。

由熱流密度分布圖知，鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管內(nèi)較大的熱流密度主要分布在鍍鎳層，最大熱流密度為200.651 kw／m2。普通復(fù)合材料的身管熱流主要分布在復(fù)合材料內(nèi)層，最大熱流密度為14.171 k w／m2，約為鍍鎳纏繞式身管熱流密度的1／15。因為金屬鎳具有較高的導(dǎo)熱系數(shù)和較低的熱容量，溫升快，能夠快速地傳遞熱量并將身管內(nèi)部熱量沿著鍍鎳層由身管內(nèi)部高溫區(qū)傳到身管外層低溫區(qū)。而普通復(fù)合材料的身管熱流主要分布在復(fù)合材料內(nèi)層上，因復(fù)合材料導(dǎo)熱系數(shù)較低，熱容量大，溫升較慢，熱量傳遞的速度慢，不能迅速將熱量傳至身管表面進行散熱。鍍鎳層改變了復(fù)合材料身管的熱量傳遞方式，為復(fù)合材料身管開辟了新的熱量傳遞途徑，有效地改善了復(fù)合材料身管的散熱性能。

復(fù)合材料身管在連續(xù)射擊后因散熱性能不良致鍍鉻層燒蝕和復(fù)合材料受高溫影響發(fā)生軟化，是嚴重影響復(fù)合材料身管壽命的兩大因素。因此選取身管鍍鉻層、合金鋼襯管與鍍鉻層接觸面、鍍鎳纏繞式復(fù)合材料與合金鋼襯管接觸面，對3個關(guān)鍵層進行溫度對比。

在連續(xù)射擊10發(fā)并冷卻10 s的過程中，記錄了不同時刻鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管和普通復(fù)合材料身管徑向各關(guān)鍵層的溫度變化，比較各關(guān)鍵層在連續(xù)射擊10發(fā)和冷卻過程中徑向各關(guān)鍵層的溫度變化，進而比較兩種不同復(fù)合材料身管的散熱性能，如圖7～9所示。

對比兩種不同復(fù)合材料身管的關(guān)鍵層溫度 時間曲線，對比結(jié)果統(tǒng)計如表2所示。

從圖7～9和表2可知，鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管在連續(xù)射擊10發(fā)后的冷卻過程中，鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管的關(guān)鍵層溫度相比普通復(fù)合材料身管關(guān)鍵層的溫度低50～70℃，一定程度上可以減緩鍍鉻層的燒蝕，杜絕或減少復(fù)合材料層的軟化。

4 結(jié)論

通過ANSYS有限元分析軟件模擬了鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管和普通復(fù)合材料身管模型的徑向散熱過程，比較分析了兩種不同復(fù)合材料身管在散熱過程中管壁的徑向溫度場分布、熱流密度分布和各關(guān)鍵層的溫度變化。結(jié)合兩種不同復(fù)合材料身管徑向散熱過程的模擬分析結(jié)果，總結(jié)出以下幾點：

1）鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管的熱量傳遞主要由鍍鎳層作為傳遞介質(zhì)，普通復(fù)合材料身管的熱量主要由復(fù)合材料傳遞。

2）鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管由于金屬鎳的高導(dǎo)熱系數(shù)，熱量傳遞速度更快，熱量分布更分散，更快速地將熱量傳至身管表面進行散熱。

3）在身管表面散熱過程中，鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管表面的鍍鎳層導(dǎo)熱系數(shù)高，熱容量小，溫升快，向空氣散熱的速率更高。

4）鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管在連續(xù)射擊后關(guān)鍵層的溫度相比普通復(fù)合材料身管關(guān)鍵層低50～70℃，減緩了鍍鉻層的燒蝕及復(fù)合材料層的軟化，一定程度提升了復(fù)合材料身管壽命。

1.1.3 環(huán)境因素：組織培養(yǎng)的外界環(huán)境對組培苗的污染控制也至關(guān)重要?？諝庵胁豢杀苊獯嬖谥恍┱婢咦雍推⒌募毦＝M培室室內(nèi)環(huán)境、超凈工作臺臺面、組培操作間的地面等如果存在大量的污染菌種，都會對實驗造成影響，增加科研成本。

通過對鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管和普通復(fù)合材料身管徑向散熱過程的模擬分析可知，鍍鎳纏繞式復(fù)合材料身管中的鍍鎳層為復(fù)合材料身管的熱量傳遞開辟了新的傳遞途徑。充分利用了金屬鎳導(dǎo)熱系數(shù)高，熱容量小，溫升快的特點，提升了復(fù)合材料身管的散熱性能，減緩了復(fù)合材料身管內(nèi)鍍鉻層的燒蝕和復(fù)合材料的軟化，一定程度上解決了復(fù)合材料身管因散熱性能不好而使射頻受限的問題。在復(fù)合材料槍管及復(fù)合材料炮管設(shè)計中可作為參考。

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Numerical Simulation of the Radial Cooling Process of Nickelled and Wrapped Composite Material Barrel

WANG Zhenxing，YUAN Meini，LI Lizhou，XIANG Fenghua，ZH ANG Ming

（College of Mechanical and Electrical Engineering，NUC，Taiyuan 030051，Shanxi，China）

This paper presented a method of improving the cooling performance of composite material barrel，nickel on the surface of the composite material before wrap on the barrel to improve the cooling performance of the composite material barrel.Applicated the ANSYS finite element analysis software to simulate the radial heat transfer process of the nickelled and wrapped composite material barrel and the common composite material barrel.Analysis found that nickelled and wrapped composite barrel internal heat transmitted to the surface of the barrel by nickel coating for cooling，in the same firing and cooling conditions the inner temperature of the nickelled and wrapped composite material barrel is more lower.Compared to the common composite material barrel，nickel coating opened up new avenues for heat transfer，improved the cooling performance of composite material barrel.

barrel；composite material；nickelled；heat radiation

TJ203

A

1673-6524（2015）03-0006-06

2014- 11- 19；

2015- 05- 11

山西省自然科學(xué)基金 （2012011019- 1，2012011007- 1）；中北大學(xué)科技創(chuàng)新立項（20141106）

王振興（1991－），男，碩士研究生，主要從事自動武器輕量化設(shè)計、復(fù)合材料技術(shù)研究。E-mail：356382321＠qq.com

復(fù)合材料具有高比強度、高比模量、輕質(zhì)等特點，應(yīng)用復(fù)合材料身管代替?zhèn)鹘y(tǒng)金屬身管是實現(xiàn)自動武器進一步輕量化的有效途徑［1］。復(fù)合結(jié)構(gòu)身管（包括復(fù)合材料槍管、復(fù)合材料炮管）一直是世界軍事強國研究的重要內(nèi)容之一，其主要目的是減小武器系統(tǒng)的質(zhì)量，提高武器系統(tǒng)機動性或單兵攜彈量。但常規(guī)復(fù)合材料身管散熱性能較差，在身管連續(xù)射擊后溫度驟升，使身管內(nèi)膛出現(xiàn)燒蝕，射擊精度下降等現(xiàn)象，影響身管壽命。因此，提高復(fù)合材料身管散熱性能是自動武器輕量化進程中亟待解決的問題［2］。