Numerical Simulation on the High Speed Launching Process of Two-stage Light Gas Gun Driven by Gunpowder Combustion

YIN Lixin; QIAN Bingwen; LI Huakang; YAO Hang; CHEN Chunlin; MA Kun; GAO Pengfei; CAO Jin

doi:10.15892/j.cnki.djzdxb.2025.03.021

Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance >

2025 , Vol. 45 >Issue 3: 415 - 423

DOI: https://doi.org/10.15892/j.cnki.djzdxb.2025.03.021

Numerical Simulation on the High Speed Launching Process of Two-stage Light Gas Gun Driven by Gunpowder Combustion

YIN Lixin ,
QIAN Bingwen ,
LI Huakang ,
YAO Hang ,
CHEN Chunlin ,
MA Kun ,
GAO Pengfei ,
CAO Jin

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Institute of Nuclear Technology, Xi'an 710024, Shannxi, China

Received date: 2024-09-26

Online published: 2025-07-09

Fold

Abstract

To investigate the multi-physics coupling mechanisms in the launching process of a two-stage light gas gun driven by gunpowder combustion, a three-dimensional numerical simulation study was conducted. A mathematical model encompassing chemical reactions in the combustion chamber, turbulent gas flow in the launch tube, and thermal-fluid-solid coupling effects was developed for a 30 mm caliber light gas gun. The dynamic combustion model was adopted to describe solid-phase reactions in the combustion chamber. For high-compressibility turbulent gas flow, a fifth-order WENO scheme combined with Gauss integration and a third-order Runge-Kutta TVD method was employed to achieve fifth-order spatiotemporal discretization accuracy. The moving boundaries of the flow field were addressed using multi-block structured dynamic mesh technology, while an interface data transfer algorithm based on the weighted residual method ensured energy conservation during thermal-fluid-solid coupling. Numerical results demonstrated that the simulated projectile muzzle velocity reached 5 423 m/s, with a relative error of 2.46% compared to experimental data (5 560 m/s). Additionally, the pressure field, temperature field, and piston deformation process aligned well with experimental observations, validating the model's accuracy. This study provides theoretical support for parameter optimization and performance enhancement of two-stage light gas guns.

Key words： propellant combustion; secondary light gas gun; chemical reaction; thermo-fluid-solid coupling; numerical simulation

Cite this article

YIN Lixin , QIAN Bingwen , LI Huakang , YAO Hang , CHEN Chunlin , MA Kun , GAO Pengfei , CAO Jin . Numerical Simulation on the High Speed Launching Process of Two-stage Light Gas Gun Driven by Gunpowder Combustion[J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2025 , 45(3) : 415 -423 . DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2025.03.021

0 引言

第二次世界大战后,人们对于超高速发射的研究越来越感兴趣。传统火炮因火药气体分子量较大,滞止声速较小,弹丸获得的最大速度受到限制,难以实现超过3 km/s的发射速度。为了克服这一限制,轻气炮作为一种利用热轻气膨胀来推进弹丸的发射装置被发明并广泛应用。轻气炮利用轻质气体的高逃逸速度和小惯性质量,能够使弹丸获得极高的速度。

轻气炮的高速发射研究已取得了大量的技术成果^[1]。随着轻气炮发射技术的不断发展,可以发射各种形状、质量、尺寸和材质的弹丸。轻气体武器的应用领域也从军事、航天工业扩展到空气动力学、超高速撞击、材料力学性能等^[2-5]。

二级轻气炮是最常见的结构类型之一。因为涉及火药气体、活塞、轻气、弹丸等多种参数和相互作用,而两级轻气武器内弹道过程数学模型的建立需要考虑多种因素的相互作用,包括火药燃烧、流场变化、活塞减速过程、弹丸尾部的初始压力等。不同的结构尺寸和装载条件使得每门二级轻气炮都有自己最合适的发射参数 ^[6-8]。

多年来,国内外多家研究机构对此进行了大量的试验和研究。美国道格拉斯公司、通用汽车公司、海军军械研究实验室等单位进行的超高速冲击试验为美国军事和民用方面的发展做出了巨大贡献。其中,通用汽车公司甚至将0.533 g的弹丸加速到惊人的10.80 km/s ^[9]。随着加工制造仿真分析技术的不断发展,二级轻气炮的速度不断向更高处迈进^[10-14]。如果只是通过反复试验确定每种轻气炮的最佳加载参数,显然会事半功倍。因此,从降低实验成本的角度来看,完成二级轻气炮必要的数值模拟研究非常重要 ^[15-16]。

林俊德等在Seigel工作基础上,推导出一套针对高压气体驱动二级轻气炮的计算方法,以一维非定常描述气流运动,较客观地描述了发射参数和发射效果的关系^[17-18]。Groth等使用非定常近一维可压缩流动模型来推测泵管中气体的流动和弹体头部气体的运动,并创建了摩擦模型来描述活塞和弹体的运动 ^[19]。Piacesi等通过将气体、活塞和弹丸的运动简化为沿孔径方向的距离和时间函数来进行一维分析,但同时考虑了气室与泵管、泵管与发射管在变截面处的横截面积变化^[20]。另外,胡天翔、金志明等利用FLUENT软件建立了二维数值模型,详细讨论了不同初始条件对气炮内部弹道性能的影响^[21-22]。

为了研究两级火药驱动轻气炮的计算过程,庄宇等提出了采用四阶Runge-Kutta法和二阶MacCormack格式交替求解的数值计算方法,分别求解火药燃烧方程和轻质气体流动方程,并利用内弹道理论进行分析和研究^[23]。通过以上对国内外现状的回顾可以看出,目前的二级轻气炮计算很大程度上仍然基于内弹道理论和气体动力学模型,进而建立经典的二级轻气炮内弹道过程的数学模型,该模型无法描述轻气炮实际发射过程中的动力学过程细节,如压力场高维分布、活塞变形、弹丸出膛等。

文中为更加准确地研究二级轻气炮的发射过程,利用气体动力学、固体力学、化学反应、热流固耦合方法等建立了二级轻气炮全要素解析、全三维模拟的动力学数理模型,并采用有效的求解方法进行耦合仿真,以模拟火药驱动的二级轻气炮的弹体发射过程,并考虑多个物理场的相互作用。通过数值模拟轻气炮发射过程,有助于深入理解火药驱动二级轻气炮的机理,更好设计二级轻气炮装置,进一步推动火药燃烧驱动的二级轻气炮技术的发展和应用。

1 二级轻气炮几何模型

图1是二级轻气炮的结构示意图。其第一级的工作介质是火药燃烧后的气体产物,第二级的工作介质是轻质气体,能量通过自由活塞在第一级和第二级之间传递。二级轻气炮的发射过程从固体火药的点燃和燃烧开始,火药燃烧产生的气体带动活塞运动,从而将泵管内的轻质气体急剧压缩至高温高压,由于隔膜将气体与弹丸隔离,当隔离膜片破裂时,弹丸从静止出发开始运动,通过发射管加速,活塞运动过程如图2所示。

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图1 加载装置整体结构图

Fig.1 Overall structure diagram of loading device

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图2 活塞运动过程图

Fig.2 Diagram of the emission physical process

2 数理模型与控制方程

2.1 流体运动控制方程

N-S方程是目前描述流体运动最常用和完备的控制方程组,文中采用动网格上的N-S方程积分形式对工质气体的流动过程进行计算:

(1)

∂ ∂ t

∫_ΩWdΩ+∮_∂_Ω(F_c-F_v)dS=∫_ΩQdΩ

式中:W为守恒项;F_c为对流项;F_v为粘性项;Q为源项。

守恒项W可表示为:

(2)

W= $ρ ρ u ρ v ρ w ρ E$

式中:ρ为气体密度;u,v,w分别表示气体在x,y,z三个方向上的速度分量;E为气体的内能。

对流项F_c可表示为:

(3)

F_c= $ρ ρ u V + n x p ρ v V + n y p ρ w V + n z p ρ H V$

式中p为气体的静水压力。

对流项中的速度V在动网格中表示为:

(4) V=n_xu+n_yv+n_zw-V_t

网格移动速度V_t可表示为:

(5)

V_t=n_x $∂ x ∂ t$ +n_y $∂ y ∂ t$ +n_z $∂ z ∂ t$

式中:n_x,n_y,n_z分别表示网格表面外法向的3个坐标上的分量。

粘性项可表示为:

(6)

F_v= $0 n x τ x x + n y τ x y + n z τ x z n x τ y x + n y τ y y + n z τ y z n x τ z x + n y τ z y + n z τ z z n x Θ x + n y Θ y + n z Θ z$

式中Θ_x,Θ_y,Θ_z可表示为:

(7)

Θ x = u τ x x + v τ x y + w τ x z + k ∂ T ∂ x + E x S G S Θ y = u τ y x + v τ y y + w τ y z + k ∂ T ∂ y + E y S G S Θ z = u τ z x + v τ z y + w τ z z + k ∂ T ∂ z + E z S G S

式中:τ_ij为粘性应力;

E x S G S

E y S G S

E z S G S

代表在x,y,z三个方向上分离涡能量分量。在RANS方程中,E^SGS,

τ i j S G S

忽略计算。动力黏度u和热导率k都由层流部分和湍流部分组成。

方程的源项Q可表示为:

(8)

Q= $0 ρ f e, x ρ f e, y ρ f e, z ρ f e · v + q · h$

式中f_e表示外部体力,文中为重力。

2.2 固体运动控制方程

文中采用三维弹性动力学基本方程对活塞和管壁受力变形等过程进行计算。

在Ω域内,平衡方程、几何方程和物理方程分别为:

(9) σ_ij_,_j+f_i-ρu_i_,_tt-μu_i_,_t=0

(10)ε_ij=

12

(u_i_,_j+u_j_,_i)

(11) σ_ij=D_ijklε_kl

在Γ_u,Γ_t边界上,边界条件分别为:

(12)

u_i= $u - i$

(13)

σ_ijn_j= $T - i$

初始条件为:

(14) u_i(x,y,z,0)=u_i(x,y,z)

(15) u_i_,_t(x,y,z,0)=u_i_,_t(x,y,z)

其中:ρ为密度;μ为阻尼系数;u_i_,_t和u_i_,_tt分别表示位移对时间的一阶导数和二阶导数,即运动体的速度和加速度。

2.3 燃烧室内化学反应过程数值模拟

文中以固体推进剂代替火药进行计算,其表面燃烧非常复杂,包括各种化学反应过程和多种组分的生成。当燃烧室内压强较高时,固体推进剂的燃烧通常发生在细观尺度(<1 mm)内,是一种复杂的多维度物理-化学过程,与加载装置内流场的宏观尺寸相比差异非常大,且实际推进剂的化学反应模型随推进剂种类和配方的不同而差别较大。

在燃烧室工作过程的宏观计算中,燃烧表面一般可以认为是空气和推进剂接触的不连续界面,不连续界面的一侧是固体装料,另一侧是燃烧气体。在不考虑侵蚀燃烧效应时,假定燃烧速度r_b符合推进剂一般燃烧规律:

(16) r_b=apⁿ

式中:a为燃速系数;n为压强指数。

该式表示的是最简单的燃烧速率方程,在需要的时候也可改进为含侵蚀燃烧的燃速公式或动态燃烧模型。其参数的选择均需要相关试验来确定。当获得推进剂燃烧速度后,便可通过推进剂密度得出燃面加质流量,再通过设定推进剂绝热温度,便可以将其应用于内流场燃面边界条件。

3 数理模型的求解

考虑上述发射过程,燃烧室内火药燃烧过程采用固体化学反应进行数值模拟,火药燃烧产生的气体驱动活塞运动,活塞头部急剧压缩泵管内轻质气体并使得气体形成高温高压的状态,通过构造五阶精度的全离散WENO格式,完成对高可压缩湍流气体的高精度数值模拟;活塞进入高压锥段后,高温高压的气体使隔离弹丸和轻气的膜片破裂,活塞进入锥段过程后发生变形,通过同时考虑可压缩流场与固体变形的热-流-固耦合技术,完成对活塞进入高压锥段,进而压缩高温高压气体,从而使膜片破裂的数值模拟,最终使得弹丸从静止开始加速穿过发射管。

3.1 高可压缩湍流气体高精度数值模拟

对N-S方程组中对流项的高精度稳定求解是高可压缩湍流气体高精度数值模拟的关键。

文中通过构造五阶WENO格式,利用Gauss积分公式进行空间离散化,采取三阶Runge-Kutta TVD方法进行时间离散化,最终得到了五阶精度的全离散WENO格式。具体的构造思路为:将单元剖分为相应的子单元,选取一部分子单元组合为模板,在各个子单元上计算得出各个子单元的多项式重构,从而得出各个模板上的多项式重构。然后通过WENO重构的方法,构造得到子单元上的三阶WENO重构多项式。

对于一个任意的子单元D_i_,_j,通过如下方法构造出单元上的重构多项式:

1) 选取子单元D_i_,_j的相邻子单元D_i,并组成模板S_i;

2) 对于每一个模板,计算各个子单元上的重构多项式p_i(x,y);

3) 计算各个重构多项式p_i(x,y)的光滑因子IS_i;

4) 由光滑因子IS_i计算得出对应的非负非线性加权w_i;

5) 重构多项式p(x,y)就可以表达为p(x,y)=∑w_ip_i(x,y)。

由于地面加载装置内流场具有结构复杂、雷诺数高、计算量大等特点,用直接数值模拟进行计算极为困难,对于出膛的漩涡运动、湍流燃烧过程采用大涡模拟方法;对于管道内的气体可压缩过程采用双方程湍流模型。数值模拟与实测弹带刻槽尺寸对比见表1。

表1 数值模拟与实测弹带刻槽尺寸对比

Table 1 Comparisons of groove sizes between calculation and experiment

Category	Average numerical simulation result/mm	Experimental result/mm	Relative error/%
Slot depth	2.26	2.25~2.38	0.4~5.0
Slot width	3.59	3.81~3.92	5.8~8.4

3.2 同时考虑可压缩流场与固体变形的热-流-固耦合法技术

采用多块结构化网格,基于密度的中心有限体积方法以实现对流场求解。在非定常计算时,要求每一时间步进行一次网格移动或者重构,以匹配流场区域的改变。

3.2.1 动网格方法

在变形不大的情况下,采用局部动网格方法,仅对动边界关联的块网格使用无限插值法(TFI)变形,降低计算量。

对于变形较大或复杂区域,采用整体动网格方法,先通过拉普拉斯方程全局平滑网格,再用TFI重构块网格,提升动态网格质量。

3.2.2 界面数据传递

在多物理场数值求解中,对于非定常耦合计算,数据传递过程需要重复进行多次,误差会随着迭代过程而进行累计,因此需要设计合理的数据传递方法。

1)界面网格匹配

基于点-单元映射关系,通过最小距离标准定位源面单元,暴力搜索算法初始配对后减少后续耗时。最小距离标准公式为:

(17)

d_min=θ₁( $u$ + $v$ + $w$ -1)+
θ₂ $d t 2 △ A B C$ +θ₃ $d n 2 △ A B C$

式中:θ₁,θ₂,θ₃为指定的参数;P'是P在△ABC定义的平面上的映射点;u,v,w代表P'的重心坐标;d_t是△ABC内跟P点距离最短的点P″与P'之间的距离;d_n=

P - P'

,如图3所示。

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图3 最小距离示意图

Fig.3 Minimum distance diagram

2)数据插值

建立网格节点与单元的匹配关系后,需要选择合适的插值算法来实现耦合界面之间的数据交换。对于载荷传递,采用加权余量法确保总载荷守恒,避免传统样条法的能量损失。对于位移传递,采用非守恒插值法,基于局部坐标确定目标点参数,如图4所示。

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图4 非守恒量插值图

Fig.4 Non-conservative quantity interpolation diagram

3.2.3 显式/显式紧耦合算法

文中流场计算和结构计算均采用显式方法,各模块计算时间步长并不完全一致,因此必须设定系统时间步长,保证数据在系统时间步进行传递,以保证数据传递的时间同步。采用一种新的显式/显式紧耦合算法,其结合子循环预测-校正方法,采用时间插值方法以达到时间同步。

1)子循环方法

对于流场与结构场按各自时间步长推进,通过系统时间步长协调数据同步:

(18) Δt≥max(Δt_f,Δt_s)

式中:Δt_f,Δt_s分别为流场与结构场的时间步长。

2)时间插值方法

采用内插与外插相结合的方法,动态获取边界条件。

当n+k∈[n,n+1],内插公式为:

(19) vⁿ⁺^k=vⁿ+k(vⁿ⁺¹-vⁿ)

当n+k∈[n-1,n],外插公式为:

(20)

vⁿ⁺^k=vⁿ+kΔtⁿ $v n - v n - 1 Δ t n - 1$

3)预测-校正流程

本研究针对显式求解采用基于时间插值的子循环预测-校正显式/显式紧耦合算法,如图5所示。位移收敛表达式为:

(21)

δ f k + 1 - δ f k δ f k + 1 + ε 0

≤ε_u

式中:

δ f k + 1

δ f k

分别为k+1和k迭代步耦合界面处的流场位移;ε_u为位移的设定收敛值,取0.001;ε₀为设定的相对

δ f k

而言非常小的一个常数。其他变量如载荷、流量的收敛判断方式类似。

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图5 显式耦合算法

Fig.5 Explicit coupling algorithm

3.3 多方法耦合数值模拟技术方案

技术方案如图6所示。流场区域采用有限体积方法离散求解,采用五阶WENO重构方法,构造得到子单元上的重构多项式,再利用Gauss积分公式进行空间离散,时间离散则采取三阶Runge-Kutta TVD方法,最终得到五阶精度的全离散WENO格式。对于加载体运动过程中网格的运动问题,流场采用多块结构化动网格技术。在流场求解中,并行计算基于多块结构化网格的物理区域分割方法,采用MPI实现消息传递。

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图6 多方法耦合数值模拟技术方案图

Fig.6 Multi-method coupled numerical simulation scheme diagram

固场区域采用显式动力学有限元方法离散求解,采用八节点六面体结构化网格离散,为提高计算的精度,采用混合增强有限元进行求解,在每个单元上采用八节点的高斯积分方法进行空间积分,固体的变形运动采用结构动网格方法。固场求解中,采用区域分解方法把计算区域分割成若干独立的规模较小的子区域,使原问题的求解转化为各子区域上子问题的求解,从而进行大规模高性能计算。

对于流场和固体场由于采用了分离解法,各模块界面网格可能并不完全匹配,在各模块之间数据传递时需要根据数据类型设计合理的数据传递算法来保证数值精度和物理量的守恒性。特别是对于非定常耦合计算,数据传递过程需要重复进行多次,误差通常会随着迭代过程而进行累计,因此,设计合理的数据传递方法便显得尤为重要。采用耦合界面网格匹配技术,建立网格节点与单元的匹配关系,再选择合适的插值算法来实现耦合界面之间的数据交换。

4 数值仿真结果及其分析

30 mm/120 mm二级轻气炮主要参数如表2所示。其中:V_c为药室容积;w为装药量;m_p为活塞质量;m_j为弹丸质量;P_g,0为初始气体压强;P_p,0为活塞启动压强;P_I,0为发射初始压强。文献[23]中在该工况下实验出膛速度值为5.56 km/s。

表2 30 mm/120 mm二级轻气炮主要参数

Table 2 Main parameters of 30 mm/120 mm two-stage light gas gun

Propellant type	V_c/L	w/kg	m_p/kg	m_j/g	P_g,0/ MPa	P_p,0/ MPa	P_I,0/ MPa
11/7	8	4	25	62.5	1.8	30	70

图7为药室压力随时间变化曲线(监测点为活塞左侧)。可以看出,当药室压力达到活塞启动压力后,静止的活塞开始沿泵管运动,活塞不断压缩泵管内的轻质气体。随着火药的不断燃烧,药室内的压力逐渐升高,在t=5 ms附近时,药室压力增加到最大值约330 MPa,随后,由于活塞的运动使药室压力开始下降。在t=7 ms附近时,火药燃烧结束,这时速度有一个小的波动,下降速度有少量的增加。此后,随着活塞的运动,火药气体占据的空间增大,压力开始逐渐回落。在t=20.5 ms附近时,压力回升,可作为弹体发射的标志。

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图7 药室压力曲线图

Fig.7 Curve of chamber pressure

图8为活塞底部速度变化曲线(检测点为活塞的右侧),由图可以看出在火药气体的压力作用下,活塞速度不断升高直至最大速度831 m/s。此后,随着活塞头部轻质气体压力的不断增加,活塞速度开始回落。当活塞运动接近锥体高压部分时,受到活塞变形和锥体壁面阻力等的影响,其速度很快降至零,活塞最终停止运动。

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图8 活塞速度曲线图

Fig.8 Curve of piston velocity

图9为泵管内温度随时间变化曲线(监测点为活塞底部),温度场分布与压力场有相同的趋势,温度回升是由于活塞推动弹丸运动气体压缩所导致。

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图9 活塞温度曲线图

Fig.9 Curve of piston temperature

图10为泵管内压力随时间变化曲线(监测点为弹体底部),可以看出在t=18 ms附近时,弹丸开始启动,弹底压力迅速提升至较高水平。在维持相对稳定的压力加载后,第一个压力波在t=19.5 ms左右到达弹丸底部,弹丸底部压力达到第一个最大值约为290 MPa。此后,由于轻质气体流场中各种压力波的运动和叠加,弹丸底部的压力发生剧烈变化。随着压力波在活塞和弹丸之间持续进行传输和反射,弹丸不断加速直至发射出身管。

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图10 弹丸底部压力变化曲线图

Fig.10 Curve of pressure variation at the bottom of projectile

图11为弹丸底部速度变化曲线(检测点为弹丸的右侧),弹丸在t=18 ms时速度开始变化,随着压力波在活塞和弹丸之间不断传递反射,弹丸不断加速运动,直至射出,弹丸出膛速度为5 423 m/s。

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图11 弹丸底部速度变化曲线图

Fig.11 Curve of velocity variation at the bottom of projectile

图12为弹体温度随时间变化曲线(监测点为弹体底部),温度场分布与压力场有相同的趋势。

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图12 弹体温度曲线图

Fig.12 Temperature diagram of projectile body

图13为活塞运动到锥形段之后挤压变形过程中应力分布,活塞进入锥段后,速度迅速变为0。由于泵管截面收缩,活塞将承受边界的挤压作用力,活塞头部将变形收缩为锥形,从图中应力分布可以看出,活塞整个头部都将承受较大的变形应力,而锥形段结构仅在收缩部位承受较大的冲击力。

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图13 活塞进入锥段过程应力图

Fig.13 Process strain diagram of piston entering cone section

图14为弹丸在出膛的过程压力云图,当管内压力充满时,会在出膛处产生压力波,压力波随时间变化,从出膛处运动至后壁面停止。当弹丸在压力的推动下,逐渐向膛口移动,子弹头部会有压力波产生,逐渐向外扩散,当弹丸继续向前运动时,弹丸尾部会有压力尾迹产生,并在尾部区域流场会变的混乱,直到弹丸射出壁面,尾迹压力逐渐降低。可以看到,文中数值方法很好捕捉到了压力在整个流场中的变化过程,对发射过程中产生的压力波等现象可以较好的描述,与之前的文献结果形成鲜明对比。

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图14 弹丸出膛过程中空间流场压力分布图

Fig.14 Pressure distribution of space flow field in the process of projectile ejection

结合图7~图13,与文献[23]中提到的30 mm口径二级轻气炮的实验数据进行对比发现,模拟结果可以较为准确地反映二级轻气炮发射过程的内弹道状况。数值仿真的弹丸出膛速度为5 423 m/s,实验获得的出膛速度值为5 560 m/s,两者吻合较好,相对误差为2.46%,在允许范围内。这也验证了所建立的二级轻气炮的理论模型和所使用的数值求解方法的准确性。

5 结论

运用气体动力学、固体力学、化学反应、热流固耦合方法建立了二级轻气炮全要素解析、全三维模拟的动力学数理模型,具体结论如下:

1)建立了五阶精度的全离散WENO格式求解药室方程和轻气室方程的数值计算方法,并结合结构计算的有限元方法,实现了二级轻气炮的数值仿真,较为准确地描述了二级轻气炮的发射过程,仿真得到弹丸发射速度与实验值吻合较好,相对误差为2.46%。

2)基于药室压力、活塞速度、泵管内温度、泵管内压力、弹底温度等参数随时间演变过程曲线,得到活塞进入锥形段之后的变形过程,获得了弹丸在出膛过程中流场压力波发展过程。

因此,基于数值模拟的方式开展的二级轻气炮实验研究可为优化试验加载参数、提高二级轻气炮的发射性能提供理论依据。

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0 引言

1 二级轻气炮几何模型

图1 加载装置整体结构图

图2 活塞运动过程图

2 数理模型与控制方程

2.1 流体运动控制方程

2.2 固体运动控制方程

2.3 燃烧室内化学反应过程数值模拟

3 数理模型的求解

3.1 高可压缩湍流气体高精度数值模拟

表1 数值模拟与实测弹带刻槽尺寸对比

3.2 同时考虑可压缩流场与固体变形的热-流-固耦合法技术

3.2.1 动网格方法

3.2.2 界面数据传递

图3 最小距离示意图

图4 非守恒量插值图

3.2.3 显式/显式紧耦合算法

图5 显式耦合算法

3.3 多方法耦合数值模拟技术方案

图6 多方法耦合数值模拟技术方案图

4 数值仿真结果及其分析

表2 30 mm/120 mm二级轻气炮主要参数

图7 药室压力曲线图

图8 活塞速度曲线图

图9 活塞温度曲线图

图10 弹丸底部压力变化曲线图

图11 弹丸底部速度变化曲线图

图12 弹体温度曲线图

图13 活塞进入锥段过程应力图

图14 弹丸出膛过程中空间流场压力分布图

5 结论

References