陳志堅(jiān)， 宋大明， 徐宏英

(1. 解放軍邊防學(xué)院， 陜西 西安 710108； 2. 西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所， 陜西 西安 710065；3. 西北機(jī)電工程研究所， 陜西 咸陽 712099)

0 引 言

坦克炮在戰(zhàn)爭中發(fā)揮著重要作用[1]. 某105 mm 坦克炮在連續(xù)射擊[2-3]過程中， 身管在變化的溫度場[4-8]作用下發(fā)生復(fù)雜變形[9-13]， 嚴(yán)重影響了射擊精度[14-15]. 因此， 迫切需要對(duì)溫度場作用下該型號(hào)坦克炮連續(xù)射擊過程中身管變形規(guī)律進(jìn)行研究.

在研究過程中， 本文主要對(duì)以下兩種工況進(jìn)行了分析. 工況一為常溫加自重作用下身管裝配到位時(shí)保持平直無彎曲， 即炮口角0°， 15連發(fā)射擊(3組5連發(fā))； 工況二為常溫加自重作用下身管裝配到位時(shí)炮口端面向上旋轉(zhuǎn)3′， 即炮口角3′， 15連發(fā)射擊(3組5連發(fā)).

通過對(duì)比兩種工況條件下的分析結(jié)果， 獲得該型號(hào)坦克炮連續(xù)射擊過程中初始炮口角及連續(xù)發(fā)射數(shù)目對(duì)身管變形的影響規(guī)律.

1 坦克炮身管變形分析模型

1.1 部件材料參數(shù)

坦克炮起落部分結(jié)構(gòu)材料為某型號(hào)合金鋼. 室溫環(huán)境下， 其材料密度、 泊松比及熱膨脹系數(shù)如表 1 所示， 彈性模量與溫度的對(duì)應(yīng)關(guān)系如表 2 所示. 坦克炮射擊過程中， 周圍環(huán)境溫度取285 K.

表 1 某型號(hào)合金鋼材料參數(shù)

表 2 某型號(hào)合金鋼彈性模量隨溫度的變化

1.2 起落部分裝配模型簡化及網(wǎng)格劃分

根據(jù)坦克炮起落部分結(jié)構(gòu)特點(diǎn)、 分析目的及各部件實(shí)際裝配關(guān)系對(duì)其進(jìn)行簡化. 模型簡化時(shí)， 不考慮高低機(jī)的影響， 但考慮后坐部分與搖架的接觸關(guān)系， 最終簡化模型由身管、 抽氣裝置、 炮尾和搖架等部分組成， 有限元分析模型如圖 1 所示.

圖 1 有限元分析模型Fig.1 Finite element analysis model

1.3 邊界條件及載荷

根據(jù)實(shí)際情況， 對(duì)坦克炮起落部分裝配結(jié)構(gòu)施加相應(yīng)的邊界條件及載荷. 載荷主要為結(jié)構(gòu)自重和身管內(nèi)、 外壁隨時(shí)間與空間位置變化的溫度場載荷. 圖 2 示出了第一組5連發(fā)射擊過程中身管內(nèi)、 外壁距身管尾部端面0.01 m(身管尾部附近)， 2.70 m(身管中間附近)， 5.10 m(炮口附近)處的溫度-時(shí)間歷程曲線， 第二、 三組5連發(fā)射擊過程中溫度-時(shí)間歷程曲線變化規(guī)律同第一組基本相同.

圖 2 內(nèi)外壁溫度-時(shí)間歷程曲線

在身管溫度場分析過程中， 首先建立了膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)及后效時(shí)期火藥燃?xì)獾臏囟确匠蹋?然后分析并確定了內(nèi)彈道時(shí)期身管膛壁對(duì)流換熱系數(shù)， 隨后建立了身管的傳熱學(xué)模型， 最后通過求解傳熱學(xué)模型獲得了連發(fā)射擊過程中身管不同位置處的溫度-時(shí)間歷程曲線[16]. 在同身管關(guān)鍵位置的溫度試驗(yàn)測試值比較后， 確認(rèn)最終獲得的溫度-時(shí)間歷程是比較可靠的.

2 不同工況條件下坦克炮身管變形分析結(jié)果

對(duì)于坦克炮身管變形分析的兩種工況， 每種工況的分析過程完全相同， 均分兩步進(jìn)行：首先進(jìn)行整體結(jié)構(gòu)自重作用下的常溫靜平衡狀態(tài)計(jì)算， 然后施加隨時(shí)間與位置變化的溫度場載荷， 進(jìn)行瞬態(tài)熱-結(jié)構(gòu)直接耦合分析.

在工況一(炮口角為0°)和工況二(炮口角為3′)條件下， 連續(xù)射擊15發(fā)， 即三組5連發(fā)， 每組5連發(fā)中每發(fā)間隔1 min， 第一組5連發(fā)與第二組5連發(fā)時(shí)間間隔25 min， 第二組5連發(fā)與第三組5連發(fā)時(shí)間間隔20 min. 對(duì)于每一組5連發(fā)來說， 射擊開始時(shí)刻和結(jié)束時(shí)刻分別指第1發(fā)擊發(fā)時(shí)刻和第5發(fā)擊發(fā)后60 s的時(shí)刻. 炮口中心高低方向和軸向位移隨時(shí)間變化曲線如圖 3 和圖 4 所示， 炮口端面相對(duì)于初始炮口角高低方向的旋轉(zhuǎn)角度(以下簡稱為炮口端面高低轉(zhuǎn)角)隨時(shí)間變化曲線如圖 5 所示.

圖 3 工況一條件下炮口中心位移隨時(shí)間變化曲線Fig.3 Curves of displacement of gun muzzle center with time under condition one

由圖 3～圖 5 可知， 每組5連發(fā)射擊結(jié)束時(shí)刻， 炮口中心高低方向和軸向位移及炮口端面高低轉(zhuǎn)角均比射擊開始時(shí)刻大. 與上一組5連發(fā)結(jié)果相比， 下一組5連發(fā)， 炮口中心高低方向位移的幅值變小， 軸向位移的均值變大.

圖 5 炮口端面高低轉(zhuǎn)角隨時(shí)間變化曲線Fig.5 Curves of high-low rotation angle of face of gun muzzle with time

0°和3′兩種初始炮口角度條件下， 15連發(fā)射擊過程中， 每組5連發(fā)結(jié)束時(shí)刻， 炮口中心的高低方向和軸向位移如表 3 所示， 每組5連發(fā)開始及結(jié)束時(shí)刻炮口端面高低轉(zhuǎn)角數(shù)值如表 4 所示.

表 3 不同初始炮口角條件下的炮口響應(yīng)結(jié)果

表 4 炮口端面高低方向轉(zhuǎn)角

由表 3 可知， 初始炮口角分別為0°和3′兩種角度下， 5發(fā)、 10發(fā)和15發(fā)射擊結(jié)束時(shí)刻炮口高低方向和軸向位移均相差很小， 高低方向位移分別約為0.42, 0.67和0.84 mm， 軸向位移分別約為1.74, 2.54, 3.00 mm.

由表 4 可知， 初始炮口角分別為0°和3′兩種角度下， 5發(fā)、 10發(fā)和15發(fā)射擊結(jié)束時(shí)刻炮口端面高低轉(zhuǎn)角相差很小， 分別約為0.28′, 0.45′和0.56′.

圖 6(a)～(f)給出了工況一在0.008, 300, 1 800, 2 100, 3 300和3 600 s時(shí)刻身管的高低方向變形圖.

圖 6 工況一條件下各時(shí)刻身管高低方向變形云圖

圖 6 所示的高低方向最大位移， 0.008 s時(shí)刻比300 s時(shí)刻大得多， 因?yàn)閾舭l(fā)后極短的時(shí)間內(nèi)身管內(nèi)壁溫度更高， 溫度場更復(fù)雜； 1 800 s時(shí)刻和3 300 s時(shí)刻分別比300 s時(shí)刻和2 100 s時(shí)刻小得多， 因?yàn)閺那耙唤M5連發(fā)結(jié)束時(shí)刻至下一組5連發(fā)開始時(shí)刻， 身管內(nèi)外壁溫度逐漸降低， 身管又慢慢向下彎曲.

3 結(jié) 論

筆者以某105 mm坦克炮起落部分為研究對(duì)象， 建立了坦克炮身管變形分析有限元模型， 在溫度場作用下， 進(jìn)行了連續(xù)射擊過程中兩種工況條件下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性分析， 獲得如下規(guī)律：

1) 隨著射擊發(fā)數(shù)增加， 身管溫度也隨之升高， 身管材料彈性模量隨溫度升高而降低， 在結(jié)構(gòu)自重與溫度場共同作用下炮口高低方向與軸向變形也在增加.

2) 初始炮口角分別為0°和3′兩種角度下， 多重因素綜合作用下的身管炮口高低方向與軸向變形相差很小.

3) 初始炮口角分別為0°和3′兩種角度下， 相同射擊發(fā)數(shù)結(jié)束時(shí)刻的炮口端面高低轉(zhuǎn)角相差很小， 且隨著射擊發(fā)數(shù)增加， 炮口端面高低轉(zhuǎn)角持續(xù)增大.

4) 對(duì)每組5連發(fā)來說， 射擊結(jié)束時(shí)刻相對(duì)于開始時(shí)刻身管在多重綜合作用下炮口向上翹起； 而從前一組5連發(fā)結(jié)束時(shí)刻至下一組5連發(fā)開始時(shí)刻之間的時(shí)間段內(nèi)， 隨溫度下降身管又向下彎曲； 但整體來看， 隨著射擊組數(shù)的增加， 炮口端面高低轉(zhuǎn)角也隨之增大.