黃陳磊，景春溫，陳莉，李忠新，吳志林

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.重慶建設(shè)工業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，重慶 400000)

連發(fā)武器在發(fā)射過程中，火藥燃?xì)鈱⒋罅繜崃總鬟f給了身管，導(dǎo)致了身管的溫度上升。隨著射彈量的不斷增多，身管溫度急劇升高，在這種情況下射擊散布出現(xiàn)異常變大的現(xiàn)象，這種現(xiàn)象稱為熱散。身管溫度的急劇變化同時(shí)帶來了身管材料特性及彈丸被甲材料特性的變化，如果忽略這些變化去研究彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)是不可靠的，所以必須建立考慮材料熱物特性的彈/槍相互作用模型來研究材料熱物特性對(duì)熱身管中彈丸的運(yùn)動(dòng)狀況。

近年來，許多研究機(jī)構(gòu)和學(xué)者對(duì)膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)過程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值分析。針對(duì)炮彈膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)，主要通過有限元分析軟件分析了彈丸在身管中的運(yùn)動(dòng)，對(duì)身管動(dòng)態(tài)應(yīng)力、身管射擊過程中的動(dòng)態(tài)運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了研究[1-2]，此外針對(duì)初始發(fā)射條件對(duì)發(fā)射性能影響[3]，不同旋轉(zhuǎn)彈帶材料對(duì)接觸壓力的影響方面進(jìn)行了研究[4-6]。對(duì)于子彈彈頭膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)，主要針對(duì)材料類型、材料剛度、材料粘度對(duì)彈/身管徑向應(yīng)力的影響[7-16]及其對(duì)內(nèi)彈道過程的影響進(jìn)行了研究。

上述研究在分析彈丸運(yùn)動(dòng)情況時(shí)基本只考慮到常溫發(fā)射條件的情況，且大多數(shù)只研究彈丸在擠進(jìn)階段的運(yùn)動(dòng)及應(yīng)力狀況，并沒有對(duì)彈丸在膛內(nèi)整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程進(jìn)行研究，更很少考慮材料的熱物理特性對(duì)于彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)的影響。為了更加準(zhǔn)確地描述彈丸在膛內(nèi)的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，尤其是冷/熱身管中彈丸真實(shí)運(yùn)動(dòng)情況，有必要將身管及被甲材料的熱物特性納入考慮。在此基礎(chǔ)上進(jìn)行的彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)分析才能夠真正揭示彈丸從冷/熱身管中發(fā)射出來射彈散布差異的真正原因。筆者使用了一種考慮材料熱物特性的多物理場(chǎng)耦合的三維彈/槍相互作用有限元模型來研究彈丸在冷/熱身管中的運(yùn)動(dòng)情況。

1 理論基礎(chǔ)

1.1 顯式動(dòng)力學(xué)分析

內(nèi)彈道過程中，彈丸在高溫高壓的火藥燃?xì)馔苿?dòng)下，在很短的時(shí)間內(nèi)與身管發(fā)生碰撞與摩擦，為了準(zhǔn)確研究這一過程，顯式動(dòng)力學(xué)有限元程序ABAQUS-Explicit被運(yùn)用到研究當(dāng)中。顯式動(dòng)力學(xué)方法對(duì)解決沖擊行為、應(yīng)力波傳播和非線性問題來說是很好的解決方法。

動(dòng)態(tài)系統(tǒng)的控制方程如下：

(1)

中心差分法用來解決時(shí)間域的瞬態(tài)問題，這個(gè)方法歸因于顯式方法。所以中心差分法又叫做顯式直接積分法。假定U是網(wǎng)格點(diǎn)位移，在t時(shí)刻的速度及加速度用中心差分法可以表示為

(2)

(3)

式中下標(biāo)代表著時(shí)間步，其中Δt代表時(shí)間增量。

將式(2)、(3)代入式(1)中，

(4)

1.2 接觸算法

罰函數(shù)法廣泛應(yīng)用于解決接觸碰撞問題。在本文中，身管與彈丸之間、彈丸鋼芯與鉛套之間、鉛套與銅被甲之間，均被定義為接觸相關(guān)。

假定兩個(gè)物體相互接觸，當(dāng)侵徹發(fā)生時(shí)，罰函數(shù)法就會(huì)在接觸面施加節(jié)點(diǎn)法向力來防止侵徹，這個(gè)力定義如下：

fs=-lkini,

(5)

式中：l為侵入距離，當(dāng)l<0時(shí)，侵徹發(fā)生，當(dāng)l≥0時(shí)，不發(fā)生侵徹；ki為主面單元的接觸剛度；ni為主面接觸單元的法向單位向量。當(dāng)沒有侵徹時(shí)接觸算法不進(jìn)行計(jì)算。

1.3 彈-塑性材料模型

該模型中所有材料均設(shè)置為各向同性的帶有破壞的彈塑性材料。根據(jù)米賽斯標(biāo)準(zhǔn)，材料變形行為分為彈性區(qū)和塑性區(qū)。在彈性區(qū)，材料滿足胡克定律，應(yīng)力應(yīng)變的關(guān)系是線性的，斜率E是楊氏模量。當(dāng)卸載時(shí)，材料服從彈性應(yīng)力應(yīng)變曲線恢復(fù)到之前的初始狀態(tài)。此外當(dāng)?shù)刃?yīng)力等于屈服應(yīng)力時(shí)，材料進(jìn)入塑性區(qū)域，有

(6)

此時(shí)材料進(jìn)入塑性區(qū)域。這里Sij=σij-σmδij為偏應(yīng)力張量。應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)匀皇蔷€性關(guān)系，但是斜率Et跟彈性段就不一樣了。切線模量Et，塑性模量Ep以及楊氏模量E之間的關(guān)系可以表示為

1/Et=1/E+1/EP.

(7)

1.4 經(jīng)典內(nèi)彈道方程

本文中彈丸在膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)的動(dòng)力即實(shí)時(shí)加載在彈丸尾部的火藥燃?xì)鈮毫?，獲得方式為求解如下的經(jīng)典內(nèi)彈道方程組[18]：

(8)

1.5 膛內(nèi)氣體對(duì)槍管內(nèi)壁的對(duì)流換熱系數(shù)確定

1.5.1 強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)的確定

內(nèi)彈道及后效期過程中傳熱時(shí)間短、熱流密度大，為了更準(zhǔn)確地反映時(shí)變因素影響下的對(duì)流換熱系數(shù)，采用一種熱-化學(xué)方法來準(zhǔn)確計(jì)算火藥燃?xì)鈪?shù)?；炯僭O(shè)：熱溫下的燃速是線性變化；火藥氣體認(rèn)為是理想氣體；混合氣體壓縮比為1.34。

該5.8 mm自動(dòng)步槍使用的子彈發(fā)射藥為雙基球扁藥?；鹚幦?xì)獾漠a(chǎn)生是由于硝化棉和硝化甘油的燃燒?；鹚帤怏w的溫度確定:

(9)

(10)

(11)

式中：T0為室溫16 ℃；V0=22.4 L/mol；mp為燃燒產(chǎn)物的摩爾數(shù)；VA為在大氣壓下火藥燃?xì)獾捏w積；TA為大氣壓下的火藥燃?xì)獾臏囟龋籯c為氣體混合物壓縮比；PA為大氣壓力；Pi為身管內(nèi)部壓力；mg為進(jìn)入反應(yīng)的物質(zhì)的摩爾數(shù)。

火藥氣體隨時(shí)間及彈丸行程變化的壓力和速度曲線通過內(nèi)彈道計(jì)算軟件獲得。

火藥燃?xì)獾睦字Z數(shù)確定：

(12)

(13)

(14)

(15)

式中：Rm為混合氣體的比氣體常數(shù)；Ru為通用氣體常數(shù)；MT為混合氣體的摩爾質(zhì)量；ρ為混合氣體的密度；vg為火藥燃?xì)獾乃俣?；d為當(dāng)量直徑；μm為混合氣體的動(dòng)態(tài)粘滯系數(shù)；μCO2、μCO、μH2O、μH2、μN(yùn)2分別為各氣體產(chǎn)物的動(dòng)態(tài)粘滯系數(shù)。

在內(nèi)彈道和后效期時(shí)期，火藥氣體在膛內(nèi)的流動(dòng)屬于管內(nèi)強(qiáng)迫對(duì)流，忽略膛內(nèi)火藥燃?xì)獾妮椛鋼Q熱，只考慮其對(duì)流換熱，針對(duì)氣體被冷卻情況下，溫度差過大(>50 ℃)，對(duì)強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)表達(dá)式進(jìn)行修正為[17]

Nu=0.023Re0.8Pr0.4,

(16)

(17)

式中：采用流體平均溫度tf(即管道進(jìn)出口兩個(gè)截面平均溫度的算術(shù)平均值)作為定性溫度;λg為火藥氣體的導(dǎo)熱系數(shù);ρg為火藥氣體密度;Cpg為火藥氣體的比定壓熱容;μg為火藥氣體的動(dòng)力黏度。

身管內(nèi)徑取膛內(nèi)氣體的當(dāng)量直徑利用非圓形截面槽道的當(dāng)量直徑計(jì)算公式：

(18)

式中：Ac為槽道的流動(dòng)截面積；P為潤(rùn)濕周長(zhǎng)。計(jì)算得出模型的當(dāng)量直徑為5.66 mm。

1.5.2 自然對(duì)流換熱系數(shù)的確定

空冷期，武器自動(dòng)機(jī)后坐離開身管尾端，彈丸也已飛離膛口，管內(nèi)火藥氣體很快排空，形成一個(gè)兩頭開口的身管(大約450 mm長(zhǎng))；管內(nèi)為空氣，身管口部、尾端部和身管內(nèi)部與外界都有氣體交換，在此把管內(nèi)換熱看做非嚴(yán)格意義下的大空間自然對(duì)流換熱進(jìn)行處理?？杀硎緸?/p>

(19)

式中：λa為空氣的導(dǎo)熱系數(shù)；va為空氣的運(yùn)動(dòng)黏度；αV為體膨脹系數(shù),αV=1/T；CPa為空氣比定壓熱容；μa為空氣的動(dòng)力黏度；C1,n1為與格拉曉夫相關(guān)系數(shù)。

1.6 槍管外壁對(duì)周圍環(huán)境的復(fù)合換熱系數(shù)

在內(nèi)彈道、后效期和空冷期這三個(gè)時(shí)期，槍管外壁與周圍環(huán)境之間的傳熱屬于大空間下的自然對(duì)流換熱和輻射換熱的綜合，其中自然對(duì)流換熱為

(20)

式中：D為槍管外徑；TR為槍管外壁的溫度。

輻射換熱系數(shù)為

(21)

式中：εa為空氣的輻射率；εF為槍管的有效輻射率；C0=5.67 W/(m2·K4)，為絕對(duì)黑體的輻射系數(shù)。

2 研究流程

為了準(zhǔn)確高效地研究身管溫度對(duì)彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)狀況的影響，建立包括熱分析及非線性顯式動(dòng)力學(xué)分析在內(nèi)的身管/彈丸運(yùn)動(dòng)分析有限元模型。由于單發(fā)彈丸運(yùn)動(dòng)對(duì)已有的身管溫度場(chǎng)影響不大，故采取多物理場(chǎng)順序耦合的方法，將身管溫度場(chǎng)作為溫度邊界條件進(jìn)行設(shè)置。分析流程如圖1所示，建立精確身管/彈丸的CAD模型，并將對(duì)分析影響較小的幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行忽略和簡(jiǎn)化以減少計(jì)算時(shí)間；對(duì)身管/彈丸模型進(jìn)行前處理，包括定義材料類型、劃分網(wǎng)格、設(shè)置邊界條件，運(yùn)用ABAQUS中的Heattransfer模塊計(jì)算出多發(fā)射擊之后的身管溫度場(chǎng)；將之前處理好的身管/彈丸模型導(dǎo)入ABAQUS中的Explicit dynamic分析模塊，并將多發(fā)射擊之后的身管溫度場(chǎng)作為溫度邊界條件載入，在此基礎(chǔ)上對(duì)彈丸進(jìn)行壓力加載；對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行后處理并輸出數(shù)據(jù)。

3 模型建立

筆者運(yùn)用有限元方法(FEM)來模擬5.8 mm彈丸在制式步槍身管內(nèi)的運(yùn)動(dòng)過程；并用實(shí)體單元來對(duì)整個(gè)彈/槍模型進(jìn)行離散。彈底壓力加載來自經(jīng)典內(nèi)彈道方程組；身管溫度場(chǎng)的溫度載荷來自一種基于經(jīng)典內(nèi)彈道的熱-化學(xué)方法；彈丸被甲網(wǎng)格類型為帶有損傷機(jī)理的彈塑性模型；為了更加準(zhǔn)確地研究彈丸運(yùn)動(dòng)，考慮了重力及材料熱物理特性。最后開展射擊試驗(yàn)來進(jìn)行模型驗(yàn)證，并對(duì)彈丸在膛內(nèi)的運(yùn)動(dòng)情況進(jìn)行了分析和研究。

3.1 基本假設(shè)

1) 彈頭各部分材料均為各向同性材料。

2) 身管只考慮彈性變形，彈頭材料考慮彈塑性變形和損傷失效,其屈服強(qiáng)度服從Mises屈服準(zhǔn)則。

3)考慮身管材料及被甲材料的熱物理特性影響。

4) 不考慮槍管后坐,忽略彈頭前端空氣對(duì)彈頭運(yùn)動(dòng)的影響。

5) 由于膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)時(shí)間十分短暫，且只考慮單發(fā)射擊散布，所以不考慮彈丸與身管摩擦帶來的熱影響。

6)不考慮彈頭對(duì)流換熱和輻射放熱。

3.2 幾何模型建立及網(wǎng)格劃分

根據(jù)現(xiàn)役制式95-1式步槍身管結(jié)構(gòu)，對(duì)關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行模糊處理，建立彈/槍三維模型如圖2所示。內(nèi)膛部分由彈膛、坡膛及線膛組成，彈頭由銅被甲、鉛套、鋼芯組成。初始狀態(tài)下彈頭和坡膛間有一定的間隙，彈頭運(yùn)動(dòng)一段自由行程后,弧形部與坡膛接觸開始擠進(jìn)過程，待彈丸完全擠進(jìn)膛線之后，彈丸沿身管軸線運(yùn)動(dòng)至膛口。

(3)政府要加大支持力度，礦業(yè)部門要加大資金的投入。在礦產(chǎn)資源需求量與日俱增的背景下，深部找礦工作的開展利國(guó)利民，為此國(guó)家有必要加大政策上的支持和資金上的扶持。有利的政策支持和充足的資金投入是促進(jìn)我國(guó)深部找礦工作快速平穩(wěn)發(fā)展的必要條件。在地質(zhì)工作的開展中，始終是需要進(jìn)行研究和革新的，如果沒有相應(yīng)的政策和資金的支持，革新與研究工作就會(huì)難以進(jìn)行，行業(yè)發(fā)展也就難以取得突破和進(jìn)展。所以政府的支持對(duì)于深部找礦的發(fā)展起著至關(guān)重要的作用。在軟、硬件兩個(gè)方面同時(shí)給予充足的投入是加快我國(guó)深部找礦工作進(jìn)程的有力措施。

對(duì)該彈槍幾何模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理之后，利用網(wǎng)格劃分軟件Hypermesh對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為了研究熱身管中彈丸的運(yùn)動(dòng)情況，對(duì)彈/槍模型采用C3D8RT六面體熱力耦合單元進(jìn)行劃分。為了平衡計(jì)算時(shí)間和保證計(jì)算精度，控制身管網(wǎng)格數(shù)量為1 271 686個(gè)，彈丸網(wǎng)格數(shù)量為413 369個(gè)。坡膛區(qū)域網(wǎng)格劃分及膛線區(qū)域網(wǎng)格劃分如圖3～4所示。這樣的網(wǎng)格設(shè)置也通過了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。

3.3 材料模型

因?yàn)閺椡璧奶艃?nèi)運(yùn)動(dòng)要經(jīng)歷瞬態(tài)的高溫高壓加載，彈丸各組件尤其是被甲材料在此過程中會(huì)出現(xiàn)高應(yīng)變率、材料溫升、熱軟化、應(yīng)變強(qiáng)化等一系列復(fù)雜的非線性力學(xué)狀態(tài)，所以應(yīng)該對(duì)在此過程中有較大塑性變形的被甲及鉛套采用能夠描述材料熱黏性行為的Johnson-Cook本構(gòu)模型：

(22)

當(dāng)材料發(fā)生塑性形變時(shí)，以等效塑性臨界應(yīng)變?chǔ)舊作為損傷的判斷依據(jù)：

(23)

式中：D1～D5為材料斷裂失效參數(shù)；σ*為應(yīng)力三軸度。

采用線性損傷演化規(guī)律描述材料剛度下降，材料累積損傷參數(shù)為

(24)

式中：D為材料內(nèi)單元的損傷值，當(dāng)單元損傷值D=1時(shí)，單元失效失去承載能力并從仿真中刪除；Δε為等效塑性應(yīng)變變化量。

3.4 邊界條件及約束

內(nèi)彈道過程中，彈丸受到火藥燃?xì)獾耐苿?dòng)在膛內(nèi)不斷向前運(yùn)動(dòng)。通過內(nèi)彈道方程組可以計(jì)算出膛內(nèi)平均壓力，而彈丸底部壓力pd和膛內(nèi)平均壓力 有如下關(guān)系：

(25)

考慮到多發(fā)射擊之后的身管溫度對(duì)于彈丸在膛內(nèi)的運(yùn)動(dòng)存在比較明顯的影響，必須將多發(fā)射擊之后的身管溫度作為溫度邊界條件進(jìn)行考慮。為了達(dá)到這一目標(biāo)，采取一種新的熱-化學(xué)方法計(jì)算身管溫度場(chǎng)。

模型在身管尾部采取與地面固接的方式來定義約束，并在此基礎(chǔ)上考慮彈丸及身管自重對(duì)仿真過程的影響。

4 模型驗(yàn)證及討論

4.1 模型驗(yàn)證

通過5.8 mm步槍射擊試驗(yàn)對(duì)上述有限元分析模型進(jìn)行驗(yàn)證。該測(cè)試槍支口徑為5.8 mm，身管長(zhǎng)度為463 mm,膛口初速為905～925 m/s。本試驗(yàn)對(duì)該5.8 mm自動(dòng)步槍按照GJB 3484—1998《槍械性能試驗(yàn)方法》進(jìn)行了一個(gè)冷卻周期內(nèi)的30發(fā)射擊試驗(yàn)，對(duì)膛口初速及身管表面溫度進(jìn)行了測(cè)試。環(huán)境溫度為16 ℃，所采取的射擊規(guī)范為常溫壽命試驗(yàn)射擊方法，即單發(fā)、點(diǎn)射、連發(fā)射彈量分別為10%、70%、20%，其中每個(gè)射擊方式之間間隔1～2 s。

架槍方式為槍架夾持，采用紅外熱像測(cè)溫儀(FLIR S65)對(duì)該5.8 mm自動(dòng)步槍在上述射擊規(guī)范下的身管外壁溫度進(jìn)行了檢測(cè)。該紅外熱像測(cè)溫儀熱靈敏度為0.08 ℃，測(cè)試精度為±2℃或±2%(取較小值)，測(cè)試區(qū)域如圖5所示。測(cè)試數(shù)據(jù)如表1所示，彈丸膛口初速仿真值與試驗(yàn)值誤差為2.8%，身管表面溫度與測(cè)試值誤差小于15%，可以說明該彈/槍相互作用模型能夠有效且準(zhǔn)確地反映彈丸在冷熱身管內(nèi)的運(yùn)動(dòng)情況。在此基礎(chǔ)上，可以更進(jìn)一步研究身管熱膨脹、身管熱彈性及被甲熱塑性對(duì)熱身管中彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)的影響。

表1 初速/溫度驗(yàn)證

4.2 材料熱物理特性對(duì)彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的影響

彈丸在熱的身管中運(yùn)動(dòng)時(shí)，主要是以下材料熱力特性對(duì)彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)狀態(tài)影響比較明顯：身管材料的熱膨脹特性、身管的材料熱彈特性(彈性模量及泊松比)和被甲材料的熱塑特性。

4.2.1 身管材料的熱膨脹特性的影響

如圖6所示，在發(fā)射過程中，火藥燃?xì)鈱⒋罅康臒醾鬟f給了身管，導(dǎo)致了身管的溫度升高，由于身管受幾何外形的限制，身管熱膨脹對(duì)彈丸在初始運(yùn)動(dòng)階段質(zhì)心的側(cè)向位移影響較小且主要起到抑制作用，而在靠近身管口部熱膨脹加劇了彈丸的側(cè)向位移，對(duì)穩(wěn)定的彈丸運(yùn)動(dòng)狀態(tài)起到了不利影響。如圖7所示，從擠進(jìn)階段開始身管熱膨脹都一定程度上增大了彈丸在膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)過程中的擺動(dòng)；如圖8所示，熱膨脹在靠近膛口位置對(duì)彈丸側(cè)向速度還是起到了一定的抑制作用。

4.2.2 身管材料的熱彈性的影響

考慮到身管彈性模量及泊松比受到溫度的影響會(huì)發(fā)生變化，如圖9所示，彈丸質(zhì)心的側(cè)向位移在幾乎整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中都沒有發(fā)生較大變動(dòng)，且在靠近膛口位置身管的熱彈性變化會(huì)一定程度上降低側(cè)向位移。

如圖10所示，在幾乎整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中身管的熱彈性變化也不會(huì)對(duì)膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)擺角產(chǎn)生較大影響，但在靠近膛口位置身管的熱彈性變化會(huì)帶來膛內(nèi)綜合擺角的增大。如圖11所示，身管熱彈性在身管口部位置對(duì)彈丸側(cè)向運(yùn)動(dòng)速度起到了降低作用。

4.2.3 彈丸被甲的熱塑性的影響

如圖12所示，當(dāng)彈丸在熱身管中運(yùn)動(dòng)時(shí)，被甲熱塑性在整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中增加了彈丸質(zhì)心的側(cè)向位移；如圖13所示，在身管口部位置，尤其是在半約束期被甲熱塑性較大地增加了彈丸擺角。

如圖14所示，在運(yùn)動(dòng)的起始階段，彈丸被甲熱塑性增加了彈丸側(cè)向速度，而在身管口部降低了彈丸側(cè)向速度。

5 結(jié)論

通過研究，得到以下結(jié)論：

1)身管熱膨脹對(duì)彈丸在初始運(yùn)動(dòng)階段質(zhì)心的側(cè)向位移影響較小且主要起到抑制作用，而在靠近身管口部熱膨脹加劇了彈丸的側(cè)向位移。從擠進(jìn)階段開始，身管熱膨脹都一定程度上增大了彈丸在膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)的擺動(dòng)；熱膨脹在膛口位置對(duì)彈丸質(zhì)心的側(cè)向速度還是起到了一定的抑制作用。

2)身管熱彈性對(duì)彈丸質(zhì)心的側(cè)向位移除了膛口位置起到一定抑制作用，在幾乎整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中都沒有較大影響；在幾乎整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中身管的熱彈性變化也不會(huì)對(duì)膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)擺角產(chǎn)生較大影響，但在靠近膛口位置身管的熱彈性變化會(huì)帶來膛內(nèi)綜合擺角的增大；身管熱彈性在身管口部位置對(duì)彈丸側(cè)向運(yùn)動(dòng)速度的增加起到了抑制作用。

3)當(dāng)彈丸在熱身管中運(yùn)動(dòng)時(shí)，被甲熱塑性在整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中增加了彈丸質(zhì)心的側(cè)向位移；在身管口部位置時(shí)，尤其是在半約束期又較大的增加了彈丸擺角；在運(yùn)動(dòng)的起始階段，彈丸被甲熱塑性增加了彈丸側(cè)向速度，而在身管口部對(duì)彈丸側(cè)向速度起到一定抑制。