趙 縲,董富強

(中國白城兵器試驗中心, 吉林白城 137001)

膛線溝槽對小口徑彈體流場的影響分析*

趙 縲,董富強

(中國白城兵器試驗中心, 吉林白城 137001)

早期彈體滾轉(zhuǎn)力矩和馬格努斯效應數(shù)值計算中多采用簡化彈體模型,沒有考慮膛線溝槽的影響。但對小口徑彈體而言,分析亞音速條件下膛線溝槽的影響對彈道計算至關(guān)重要。文中采用Fluent[1]軟件對不同攻角和不同滾轉(zhuǎn)速度的流場進行計算,對比光滑彈體和帶溝槽彈體的流場差異,得到膛線溝槽對流場的影響規(guī)律。分析發(fā)現(xiàn)膛線溝槽使得滾轉(zhuǎn)力矩和馬格努斯力矩減小。結(jié)論認為彈體上的膛線溝槽影響較大,需要在實際工程計算中給予考慮。

馬格努斯效應;滾轉(zhuǎn)阻尼力矩;膛線溝槽;彈道

0 引言

現(xiàn)代彈體在飛行過程中為維持穩(wěn)定,常采用繞彈體軸線滾轉(zhuǎn)的方式來增強彈體穩(wěn)定性。這會導致馬格努斯效應的產(chǎn)生。然而常規(guī)小口徑彈體的高速旋轉(zhuǎn)特性使得相關(guān)數(shù)值難以從試驗獲取。隨著現(xiàn)代數(shù)值計算技術(shù)的發(fā)展,數(shù)值計算成為預測馬格努斯效應的一種有效的替代方法。

彈體在槍管中會受到膛線的擠壓,在彈體表面擠壓出多條規(guī)則的繞體溝槽:膛線溝槽。過去的數(shù)值計算過程中為簡化彈體模型,通常會忽略膛線溝槽。S.I.Silton[2]對某12.7 mm槍彈進行計算時就沒有考慮膛線溝槽的影響,結(jié)果證明計算獲得的馬格努斯力、力矩和滾轉(zhuǎn)阻尼力矩與試驗結(jié)果相差較大。

對大型炮彈而言,膛線溝槽只會存在于彈帶上,其尺寸大小相對整體結(jié)構(gòu)影響不大,可以忽略。而小口徑槍彈上的膛線溝槽跨度較長,需要對其影響進行分析研究。

1 彈體流場的基本狀態(tài)

在進行數(shù)值計算前,需要提前獲知彈體流場的基本形態(tài)。試驗中發(fā)現(xiàn)馬格努斯效應在彈道下降段較為明顯,在該段的速度為亞音速。國外研究馬格努斯效應時多集中在超音速階段進行分析。所以考慮來流速度為0.6Ma進行計算分析。Lamont P.J[3]等人通過低速測壓實驗發(fā)現(xiàn)尖頂細長旋成體的邊界層狀態(tài)可以分成層流區(qū)、轉(zhuǎn)捩區(qū)和湍流區(qū)3個區(qū)。當雷諾數(shù)Re≤0.2×106時旋成體處于層流分離區(qū)。這里計算的最大雷諾數(shù)不超過106,因此可以認定彈體表面處于層流狀態(tài)。

當彈體高速滾轉(zhuǎn)時,邊界層將在原有對稱流場上發(fā)生畸變。順風側(cè)邊界層速度增大,壓力減小;而逆風側(cè)邊界層速度減小,壓力增加。彈體順風側(cè)和逆風側(cè)的位置定義如圖1所示。

圖1 彈體兩側(cè)示意圖

2 計算過程

彈體模型參考M33型普通彈。設定兩種基本計算模型:1)光滑彈體;2)帶膛線溝槽的彈體。兩種彈體外形分別如圖2和圖3所示。

圖2 光滑彈體

圖3 帶膛線溝槽彈體

其中彈體上膛線溝槽的尺寸設定為:纏度381 mm,鑲?cè)肓?.25 mm,寬度2.24 mm,溝槽數(shù)為6根。

采用ICEM分別對兩種模型進行網(wǎng)格劃分,其中光滑彈體為控制單位數(shù),采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格單元數(shù)為30萬;帶膛線溝槽彈體考慮溝槽的復雜性,選用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分,需要對溝槽處網(wǎng)格進行加密,表面最小單元尺寸為0.1 μm,網(wǎng)格單元數(shù)為78萬。

考慮彈體底部的繞流比較復雜,所以計算湍流模型仍選用RNG k-epsilon。當來流速度為0.6Ma時,對應的彈體標準轉(zhuǎn)速為3 374 rad/s。為分析膛線溝槽在不同轉(zhuǎn)速條件下的影響,需要分別對3種不同彈體滾轉(zhuǎn)速度進行流場計算。3種滾轉(zhuǎn)速度分別為:1 500 rad/s、3 374 rad/s、6 000 rad/s。根據(jù)計算結(jié)果分別分析膛線溝槽對滾轉(zhuǎn)力矩和馬格努斯效應的影響。

3 彈體溝槽對流場的影響

3.1 對滾轉(zhuǎn)力矩的影響

根據(jù)不同攻角流場對比分析,認為彈體的滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)Cl由兩部分組成:壓力造成的滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)Clp和粘性作用造成的滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)Cl0。其中光滑彈體上壓力和粘性造成的滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)隨攻角變化曲線如圖4和圖5所示。

圖4 光滑體Clp-α曲線

圖5 光滑體Cl0-α曲線

圖中3條線分別代表3種不同彈體滾轉(zhuǎn)速度下滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)隨攻角的變化情況。雖然隨彈體攻角的增加,壓力造成的滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)在不斷上升,但量值較小。主要原因是由于彈體表面光滑,壓力滾轉(zhuǎn)力矩無周向力的承載面。所以粘性滾轉(zhuǎn)力矩是光滑彈體滾轉(zhuǎn)力矩的主要組成部分。彈體滾轉(zhuǎn)力矩隨轉(zhuǎn)速的增加而增加,但隨攻角增加保持不變。

膛線溝槽彈體上壓力和粘性作用造成的滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)在不同轉(zhuǎn)速下隨攻角變化的曲線分別如圖6和圖7所示。

圖6 溝槽體Clp-α曲線

圖7 溝槽體Cl0-α曲線

相比光滑彈體而言,帶膛線溝槽彈體的壓力滾轉(zhuǎn)力矩數(shù)值較大,且為負值。隨攻角的增加,負向壓力滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)也在增加。粘性作用的滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)雖然隨著攻角的增加有較小的增大,但增大量相比壓力滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)的變化量較小。所以彈體的整體滾轉(zhuǎn)力矩出現(xiàn)隨攻角的增加而不斷減小的現(xiàn)象。

Paul Weinacht[4]在對某20 mm口徑的彈藥進行分析時發(fā)現(xiàn):當來流速度為2Ma且轉(zhuǎn)速較低時,膛線溝槽會造成滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)減小。造成該現(xiàn)象的主要原因完全可以從壓力分布曲線圖中得以證明。

3.2 對馬格努斯力矩的影響

數(shù)值計算得到側(cè)向力系數(shù)沿彈體軸線的分布曲線如圖8所示。從圖中曲線可見馬格努斯力系數(shù)在彈體尾部數(shù)值最大,所以確定彈體尾部是馬格努斯效應的主控部位。

圖8 Cy-X/D曲線分布圖

圖上虛線為光滑彈體得到側(cè)向力系數(shù)沿彈體軸線的分布,實線為帶溝槽彈體得到側(cè)向力系數(shù)沿彈體軸線的分布。對應的壓力截面在彈體上的分布如圖9所示。

圖9 截面分布圖

如對彈體質(zhì)心力矩積分可以得到馬格努斯力矩系數(shù),對比發(fā)現(xiàn)膛線溝槽彈體的馬格努斯力矩系數(shù)相比光滑體有所減小,主要原因是膛線溝槽的存在使得彈體尾部側(cè)向力系數(shù)有所減小。

兩種彈體模型的前端側(cè)向力系數(shù)分布曲線基本相同。膛線溝槽彈體和光滑彈體某對應截面流線分布如圖10和圖11所示,滾轉(zhuǎn)方向為圖示逆時針方

圖10 溝槽體流場分布圖

圖11 光滑體流場分布圖向。根據(jù)該圖可知膛線溝槽會形成局部渦,這會減小流場在逆風側(cè)邊界層上速度梯度。從截面流場圖也可以發(fā)現(xiàn)局部渦使彈體兩側(cè)趨于對稱。同時由于溝槽處形成的附體渦會傳遞到彈尾錐光滑處,也會使該部位的馬格努斯力減小。這將導致整體馬格努斯力矩系數(shù)減弱。James DeSpirito和Karen R.Heavey[5]在計算研究某25 mm穿甲彈時不考慮局部產(chǎn)生的附體渦會導致馬格努斯力矩系數(shù)的計算值偏大。

4 結(jié)論

在亞音速條件下小口徑彈體的溝槽會使彈體表面的粘性滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)略有增加,但溝槽上壓力形成的負向滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)使整體滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)相比光滑彈體有所減小。同時膛線溝槽彈體的滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)會隨著攻角的增加而減小,而在光滑彈體上無法觀察到這一現(xiàn)象。

彈體上膛線溝槽會在局部位置上產(chǎn)生渦,傳遞到彈體尾錐時會減小彈體尾錐上的側(cè)向力系數(shù)。導致膛線溝槽彈體的馬格努斯力矩系數(shù)相比光滑彈體有所減弱。由于膛線溝槽無論是對滾轉(zhuǎn)力矩系數(shù)還是馬格努斯效應都有重大影響,所以在工程計算中考慮小口徑槍彈上膛線溝槽帶來的影響。

[1] ANSYS, Inc. ANSYS FLUENT User’s Guide [M]. Release 14. 0. 2011.

[2] S I Silton. Navier-Stokes computations for a spinning projectile from subsonic to supersonic speeds [J]. Journal of Spacecraft and Rockets, 2005, 42(2).

[3] Lamont P J. The effect of reynolds number on normal and side forces on ogive-cylinders at high incidence, AIAA-85-1799 [R]. 1985.

[4] Paul Weinacht. Validation and prediction of the effect of rifling grooves on small-caliber ammunition performance [C]∥ AIAA Atmospheric Flight Mechanics Conference and Exhibit, 2006.

[5] Jmaes DeSpirito, Karen R Heavey. CFD computation of magnus moment and roll damping moment of a spinning projectile [C]∥ AIAA Atmospheric Flight Mechanics Conference and Exhibit, 2004.

Analysis about Rifling Grooves of Small-caliber Ammunition on theFlow Field

ZHAO Lei,DONG Fuqiang

(Baicheng Ordnance Test Center of China, Jilin Baicheng 137001, China)

In previous studies, rifling grooves generally ignored in simplified model of ammunition when calculating Magnus effect and rolling moment of ammunition. However, due to high requirement trajectory of small caliber ammunition, effect of rifling grooves should be studied. With the help of Fluent software, the effect of rifling groove on flow field over small caliber ammunition by comparing CFD results of smooth bullet and rifling grooves bullet. Flow fields for three different angles of attack and three different rolling rates were studied. Results show that the rolling moment and Magnus moment of the bullet smaller if the effect of rifling grooves considered. So the effect of rifling grooves should be considered in practical engineering calculation.

magnus effect; roll damping moment; rifling groove; trajectory

2014-07-18

趙縲(1984-),男,重慶人,工程師,碩士,研究方向:外彈道計算、彈體流場數(shù)值計算研究。

TJ012.3

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