王韞澤, 王樹(shù)山, 魏平亮, 舒彬, 梁振剛

(1.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081； 2.西北工業(yè)集團(tuán)有限公司， 陜西 西安 710043；3.北京中恒天威防務(wù)科技有限公司， 北京 100081； 4.沈陽(yáng)理工大學(xué) 裝備工程學(xué)院， 遼寧 沈陽(yáng) 110159)

0 引言

身管武器發(fā)射過(guò)程中因異常原因?qū)е律砉?、藥室或其他功能結(jié)構(gòu)變形、破裂的現(xiàn)象統(tǒng)稱為膛炸。工程上把膛炸現(xiàn)象分為脹膛和炸膛兩種形式：脹膛通常指身管某一局部發(fā)生不可恢復(fù)的塑性變形或可視的徑向膨脹，但無(wú)明顯的裂紋出現(xiàn)；炸膛通常指身管有明顯的裂紋或發(fā)生斷裂和破碎，破壞程度更為劇烈。膛炸危害巨大，不僅毀壞武器裝備，還往往造成作戰(zhàn)人員的直接傷亡和嚴(yán)重心理影響，因此膛炸問(wèn)題的研究非常有意義。膛炸事故具有一定的偶然性且可重復(fù)性差，其原因和物理過(guò)程極其復(fù)雜，通過(guò)試驗(yàn)進(jìn)行事故復(fù)現(xiàn)往往消耗及安全性風(fēng)險(xiǎn)巨大，理論上難以定量解析，幾乎不能實(shí)現(xiàn)事故誘因的科學(xué)定位和準(zhǔn)確分析，因此膛炸問(wèn)題的研究非常困難。

早期對(duì)于膛炸問(wèn)題的研究主要集中在裝填有炸藥的彈丸。1955年，Kintish[1]對(duì)熱炮管引起的膛炸進(jìn)行了研究，認(rèn)為彈丸加熱作用使其內(nèi)部的加蠟鈍化炸藥熔化，熔化物膨脹溢出導(dǎo)致膛炸發(fā)生。1968年，Adams等[2]對(duì)溫度引起的膛炸進(jìn)行了更進(jìn)一步研究，認(rèn)為彈丸在入膛之前的溫度對(duì)其安全時(shí)間有很大影響。Hasenbein[3]對(duì)Kintish[1]和Adams等[2]關(guān)于高溫炮管對(duì)彈丸熱影響的研究成果進(jìn)行了總結(jié)。長(zhǎng)期以來(lái)，彈丸裝藥因沖擊加載引起的膛炸問(wèn)題一直是研究熱點(diǎn)之一，Starkenber[4]于1982年給出了不同裝藥結(jié)構(gòu)受沖擊載荷作用下起爆情況的統(tǒng)計(jì)結(jié)果。文獻(xiàn)[5-10]均從不同角度對(duì)存在底隙(裝藥疵病)所導(dǎo)致的膛炸開(kāi)展了研究。另外，因引信在身管內(nèi)提前作用而導(dǎo)致的主裝藥爆炸問(wèn)題也多有研究。1994年，張敏等[11]提出了用于判斷起爆源是否為引信雷管與測(cè)試引信雷管起爆的炸點(diǎn)位置試驗(yàn)方法。藥室部位的膛炸多是由發(fā)射裝藥導(dǎo)致，贠來(lái)峰等[12]和芮筱亭等[13]對(duì)于發(fā)射裝藥引起的膛炸進(jìn)行了一系列研究，所得基本結(jié)論是發(fā)射藥引起的膛炸主要是由發(fā)射裝藥破碎所導(dǎo)致。

為了對(duì)膛炸原因進(jìn)行定位分析，1976年， Huddleston[14]提出了一種通過(guò)對(duì)炮管進(jìn)行宏觀和微觀檢測(cè)來(lái)確定膛炸原因的方法。1987年，王樹(shù)魁等[15]將國(guó)外學(xué)者對(duì)于后坐力、彈底底隙、裂縫和熱炮等對(duì)膛炸影響的研究成果進(jìn)行了總結(jié)。2001年，金志明等[16]將膛炸的原因歸納總結(jié)為(發(fā)射)裝藥設(shè)計(jì)不合理、沖擊載荷過(guò)大引起彈內(nèi)炸藥爆炸、引信提前作用、外界激勵(lì)引起彈內(nèi)炸藥半爆和炮膛清洗不凈(異物阻滯)5種模式。

穿甲彈的膛炸鮮有發(fā)生，迄今為止也未見(jiàn)這方面研究的公開(kāi)報(bào)道。毫無(wú)疑問(wèn)，這種無(wú)炸藥裝藥彈丸的膛炸不可能是由引信提前作用、沖擊載荷過(guò)大或外界激勵(lì)所引起的裝藥全爆或半爆型膛炸。另外，若膛炸發(fā)生在近炮口處，也不太可能是發(fā)射裝藥的原因。因此根據(jù)金志明等[16]總結(jié)的膛炸模式，穿甲彈近炮口處膛炸最有可能是由異物阻滯所導(dǎo)致。

本文以某穿甲彈近炮口處膛炸故障實(shí)例為背景，膛炸事故現(xiàn)場(chǎng)圖如圖1所示。針對(duì)異物阻滯這一最有可能的原因，采用有限元分析AUTODYN軟件進(jìn)行數(shù)值仿真研究，以期為這一膛炸故障的科學(xué)定位、機(jī)理分析和故障復(fù)現(xiàn)等提供依據(jù)，同時(shí)也為其他相關(guān)研究提供借鑒和參考。

1 仿真模型

1.1 問(wèn)題簡(jiǎn)化與數(shù)值模型

留膛異物、外來(lái)異物以及彈體膛內(nèi)破裂碎片等，是造成彈體膛內(nèi)異常阻滯的最可能原因。彈體膛內(nèi)異常阻滯的典型特征主要有以下兩種：一是彈體與身管間的摩擦阻力突然增大，造成彈體卡膛或速度急劇下降；二是彈體高速?zèng)_擊異物(如沙土等)導(dǎo)致彈體和身管產(chǎn)生復(fù)雜的強(qiáng)動(dòng)載荷。本文針對(duì)上述兩種情形進(jìn)行簡(jiǎn)化處理：一是忽略異物的存在，通過(guò)設(shè)置彈體不同速度降幅和降速(加速度)，分析彈底燃?xì)鈮毫ψ兓皩?duì)身管的影響；二是忽略火藥氣體，設(shè)置4種工況的近炮口處彈丸高速?zèng)_擊沙土，考察彈丸和身管的受載與響應(yīng)情況。

數(shù)值建模時(shí)將彈芯簡(jiǎn)化為圓柱，忽略尾翼，彈托形狀與實(shí)際相同。為更好地觀測(cè)身管變形情況，將身管網(wǎng)格加密。通過(guò)對(duì)空氣域添加FLOW-OUT邊界條件來(lái)消除邊界效應(yīng)。

1.2 幾何模型及其離散化

本文使用網(wǎng)格劃分Truegrid軟件建立幾何模型并進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分。由于該模型為面對(duì)稱結(jié)構(gòu)，故采用1/2模型建立方式，并采用厘米- 克- 微秒單位制。彈體及身管的有限元模型如圖2所示。

穿甲彈彈體及身管采用描述固體材料的Lagrange單元算法，而火藥燃?xì)夂涂諝庥虿捎脷W拉單元算法，在計(jì)算中采用流體與固體耦合計(jì)算方法。

1.3 材料模型及初始條件

本文中所用材料參數(shù)取自現(xiàn)有資料和AUTODYN程序材料庫(kù)，具體設(shè)置如表1所示。為了吻合真實(shí)炮管破裂，采用了基于概率統(tǒng)計(jì)方法表征材料的固有缺陷分布來(lái)產(chǎn)生破壞和裂紋的Stochastic隨機(jī)破壞模型，該模型在材料離散化模型內(nèi)隨機(jī)添加一些弱化點(diǎn)，并設(shè)定弱化點(diǎn)處網(wǎng)格應(yīng)變不能承受負(fù)壓力或剪應(yīng)力，就可以根據(jù)不同分布得到不同數(shù)量和大小的破片。

Stochastic破壞模型選擇彈體和炮膛材料弱化點(diǎn)破壞概率模型為

(1)

式中：P為應(yīng)變?yōu)棣艜r(shí)的破壞概率；γ、C為取決于材料性質(zhì)的常數(shù)，取C=0.1，γ=10. 設(shè)定隨機(jī)破壞從材料破壞應(yīng)力的50%開(kāi)始。

根據(jù)某穿甲彈膛炸事故情況，距炮口某距離處膛壓近似取130 MPa，初速取1 700 m/s. 炮管破壞時(shí)的主應(yīng)力限值為1 100 MPa.

表1 計(jì)算所用材料模型

2 彈體膛內(nèi)速度急劇下降條件下的仿真

2.1 計(jì)算方案

由于阻滯物的材料、形狀等無(wú)法確定，難以定量地描述阻滯物與速度降幅、降速之間的關(guān)系。阻滯物對(duì)彈體速度的影響主要表現(xiàn)為摩擦阻力的作用。為了模擬彈體速度急劇下降對(duì)身管及彈體的影響，采用火藥氣體從彈體尾部(空氣域右端)流入推動(dòng)彈體運(yùn)動(dòng)，在某一時(shí)刻彈體突然減速的方法。假定彈體在膛內(nèi)受阻后做勻減速運(yùn)動(dòng)，仿真模型如圖3所示。為了更好地觀測(cè)速度下降快慢(即加速度a的大小)及速度降幅(即相同加速度作用不同的時(shí)間)對(duì)結(jié)果的影響，共設(shè)置6種工況如表2所示。

2.2 仿真結(jié)果

2.2.1 速度降幅不同

彈體以1 700 m/s初速勻速運(yùn)動(dòng)0.1 ms后，以相同加速度(1.0×106g)作用不同的時(shí)間，使速度分別降至200 m/s、700 m/s、1 200 m/s后做勻速運(yùn)動(dòng)，從而得到彈體速度降幅為1 500 m/s、1 000 m/s和500 m/s的典型時(shí)刻彈后火藥氣體壓力云圖(見(jiàn)圖4)、身管結(jié)構(gòu)變形圖(見(jiàn)圖5)。

表2 速度下降工況參數(shù)

將仿真結(jié)果進(jìn)行整理，得到不同速度降幅的條件下，典型時(shí)刻彈底火藥氣體最大壓力、典型時(shí)刻身管內(nèi)外徑最大變形尺寸與身管變形軸向長(zhǎng)度，具體如表3所示。

表3 不同速度降幅下0.4 ms時(shí)仿真結(jié)果(加速度1.0×106 g)

2.2.2 加速度不同

彈體以1 700 m/s初速勻速運(yùn)動(dòng)0.1 ms后，分別以1.5×106g、1.0×106g、0.5×106g的加速度使速度降至200 m/s后做勻速運(yùn)動(dòng)，從而得到不同加速度條件下，典型時(shí)刻彈后火藥氣體壓力云圖(見(jiàn)圖6)、典型時(shí)刻身管變形圖(見(jiàn)圖7)。

將仿真結(jié)果進(jìn)行整理，得到不同加速度條件下，典型時(shí)刻彈底火藥氣體最大壓力、典型時(shí)刻身管內(nèi)外徑最大變形尺寸和身管變形軸向長(zhǎng)度，具體如表4所示。

在上述仿真基礎(chǔ)上增加工況，最終身管破壞情況如表5所示。由表5可以看出：當(dāng)速度降幅為1 500 m/s時(shí)，加速度大于0.1×106g，身管炸膛，加速度小于0.1×106g時(shí)則脹膛；當(dāng)速度降幅為1 000 m/s時(shí)，加速度大于0.1×106g，身管炸膛，加速度小于0.1×106g時(shí)則脹膛；當(dāng)速度降幅為500 m/s時(shí)，加速度大于1.0×106g，身管炸膛，加速度小于1.0×106g時(shí)則脹膛；當(dāng)速度降幅為500 m/s時(shí)，加速度為0.1×106g，身管只出現(xiàn)輕微變形。阻滯物的位置決定彈底局部高壓區(qū)位置，從而決定了身管炸裂位置。

加速度/g彈底最大壓力/MPa內(nèi)徑變形量/mm外徑變形量/mm軸向變形長(zhǎng)度/mm1.5×106318.7050.3941.84221.101.0×106337.5039.3332.29242.200.5×106394.9016.2611.74271.00

表5 不同速度降幅和加速度條件下身管破壞情況

根據(jù)表3、表4可知，彈體速度急劇下降，可在彈底燃?xì)庵行纬杉げê途植扛邏簠^(qū)。速度降幅與加速度的大小會(huì)影響高壓區(qū)的壓力大小及其分布。相同加速度情況下，速度降幅越大，高壓區(qū)范圍更大；相同速度降幅情況下，降速越大，高壓區(qū)的峰值壓力越高。當(dāng)高壓區(qū)平均壓力超過(guò)身管的強(qiáng)度極限時(shí)，身管發(fā)生局部塑性變形，并導(dǎo)致脹膛或炸裂現(xiàn)象的發(fā)生。

3 彈體膛內(nèi)高速?zèng)_擊沙土條件下的仿真

3.1 計(jì)算方案

近年來(lái)異物阻滯造成的膛炸事故大多是由于沙土清理不凈，故選擇沙土作為阻滯物進(jìn)行模擬。為了研究阻滯物形狀、厚度和長(zhǎng)度對(duì)身管破壞情況的影響，共設(shè)置了4種工況如表6所示。圖8為彈體膛內(nèi)近炮口處高速?zèng)_擊沙土身管動(dòng)態(tài)響應(yīng)仿真模型。

3.2 仿真結(jié)果

表6 沙土工況參數(shù)

數(shù)值仿真分別得到4種工況典型時(shí)刻身管和彈體結(jié)構(gòu)變形圖如圖9所示。單獨(dú)提取的身管變形圖如圖10所示。身管軸向變形長(zhǎng)度如表7所示。由圖9和圖10可以看出，彈體高速?zèng)_擊沙土?xí)r，身管與彈體產(chǎn)生復(fù)雜的強(qiáng)動(dòng)態(tài)載荷作用并發(fā)生塑性大變形。

4 分析討論

4.1 彈體速度急劇下降情況

工況阻滯物材料阻滯物形狀長(zhǎng)度L/mm厚度H/mm軸向變形長(zhǎng)度/mm1沙土環(huán)形10010206.82沙土環(huán)形10020214.63沙土環(huán)形5020211.44沙土半環(huán)形5020201.4

由表3、表4可以看出：相同速度降幅情況下，隨著降速增加，身管徑向變形尺寸增大，易使身管炸裂現(xiàn)象發(fā)生，但軸向變形尺寸變??；相同速度降速情況下，隨著降幅增加，身管徑向變形尺寸增大，易使身管炸裂現(xiàn)象發(fā)生，但軸向尺寸變小。由表5可以看出，一定的速度降幅或降速條件下，分別存在導(dǎo)致身管脹膛或炸裂的最小降速或降幅，即存在速度降幅和降速聯(lián)合控制的身管脹膛或炸裂閾值。盡管各種彈體阻滯條件產(chǎn)生的速度降幅或降速，理論上無(wú)法確定或無(wú)法設(shè)置仿真工況條件，但仿真結(jié)果已經(jīng)表明，只要達(dá)到身管脹膛或炸裂的閾值，就將導(dǎo)致脹膛或炸裂現(xiàn)象的發(fā)生。

4.2 彈體膛內(nèi)高速?zèng)_擊沙土情況

由于彈體速度很快，在與沙土碰撞瞬間發(fā)生動(dòng)量、能量交換，使沙土具有極大能量成為“破片”沖擊身管。從圖10可以看出，4種工況均出現(xiàn)身管破裂現(xiàn)象。身管軸向和徑向破裂尺度均與沙土狀態(tài)相關(guān)，其中：沙土長(zhǎng)度越大，身管軸向破裂尺度越大；沙土厚度越厚，徑向破裂尺度越大。另外，環(huán)形沙土的身管破裂沿周向均勻分布，半環(huán)形沙土的身管破壞呈非對(duì)稱分布，其中有沙土側(cè)的身管發(fā)生破碎程度較大，而無(wú)沙土側(cè)的身管仍有變形但破碎程度要低得多。

因此，彈體膛內(nèi)正常高速運(yùn)動(dòng)狀態(tài)下，若炮口附近存在沙土，則較容易出現(xiàn)近炮口處的身管變形和破裂現(xiàn)象。

根據(jù)仿真結(jié)果，本文進(jìn)行了故障復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)，在身管中放置沙土作為阻滯物，試驗(yàn)結(jié)果如圖11所示。對(duì)比圖10(d)與圖11可知，仿真結(jié)果中身管變形情況與故障復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)相吻合，驗(yàn)證了仿真結(jié)果的可信性。

任何膛炸問(wèn)題分析的本質(zhì)都是確定引起膛炸能量的來(lái)源。在彈體含主裝藥的情況下，能量來(lái)源一般是炸藥和發(fā)射藥，它們既可能是原發(fā)性的單獨(dú)出現(xiàn)，也可能是誘發(fā)性的相互轉(zhuǎn)化，即發(fā)射裝藥系統(tǒng)的誘發(fā)性故障，可能導(dǎo)致彈體炸藥裝藥系統(tǒng)膛炸[17]。對(duì)于穿甲彈這類無(wú)主裝藥動(dòng)能打擊彈，其膛炸能量只能來(lái)自于發(fā)射藥或者是攜帶大量動(dòng)能的彈體本身。因此，由穿甲彈這類無(wú)主裝藥彈體引起的非藥室部位膛炸問(wèn)題的分析，就變成了彈丸動(dòng)能如何作用于炮管引起膛炸的問(wèn)題。這種能量的轉(zhuǎn)化和傳遞是由于炮管中的異物阻滯高速運(yùn)動(dòng)彈體造成的，本文對(duì)這一可能性展開(kāi)了數(shù)值仿真分析驗(yàn)證，結(jié)果表明，異物阻滯導(dǎo)致的膛炸事故是由于彈體速度急劇下降、火藥氣體沖擊彈底產(chǎn)生異常高壓和彈丸高速撞擊阻滯物的雙重作用。

5 結(jié)論

本文針對(duì)穿甲彈異物阻滯膛炸現(xiàn)象，采用AUTODYN軟件重點(diǎn)模擬了彈體膛內(nèi)受阻速度急劇下降和彈體膛內(nèi)高速?zèng)_擊沙土身管動(dòng)態(tài)響應(yīng)兩種作用機(jī)理，得到以下主要結(jié)論：

1)彈體因膛內(nèi)意外受阻等原因造成的速度急劇下降，可導(dǎo)致彈體尾部燃?xì)庵行纬杉げê途植扛邏簠^(qū)，高壓區(qū)的存在可造成身管局部塑性變形，并造成膛炸發(fā)生。

2)身管破壞尺度與彈體速度降幅和降速有關(guān)，相同降速情況下，速度降幅越大，身管徑向變形越大、越容易炸裂，但脹膛或炸裂的軸向長(zhǎng)度變??；相同速度降幅條件下，降速越大，身管徑向變形越大、越容易炸裂，但脹膛和炸裂的軸向長(zhǎng)度變小。

3)彈體在膛內(nèi)高速(約1 700 m/s)沖擊沙土?xí)r，身管中形成非常復(fù)雜的強(qiáng)動(dòng)載荷作用，較易出現(xiàn)身管失效、脹膛或炸裂現(xiàn)象。

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