劉 琦 王育維 郭映華 朱文芳

（西北機(jī)電工程研究所 咸陽 712099）

1 引言

隨著火炮性能及內(nèi)彈道與裝藥性能的不斷提高，火炮發(fā)射過程中會出現(xiàn)內(nèi)彈道環(huán)境異?，F(xiàn)象，主要表現(xiàn)是火炮發(fā)射過程中存在膛壓曲線不光滑的現(xiàn)象，甚至出現(xiàn)膛壓的強(qiáng)烈波動［1］。典型強(qiáng)烈波動的膛壓曲線與正常膛壓曲線的對比見圖1。

隨著火炮武器系統(tǒng)作戰(zhàn)任務(wù)的多樣化，需在同一火炮平臺條件下實(shí)現(xiàn)多彈種兼容發(fā)射。如果壓力波動超過一定程度，作用在彈丸上的壓力（過載）將不會是連續(xù)、均勻的，必然帶來動態(tài)條件下重復(fù)加載過程，甚至超出電子控制部件抗過載能力，造成發(fā)射失?。?～3］。

本文根據(jù)大口徑火炮常用的銅球測壓方法，仿真計(jì)算銅球測壓器在不同膛內(nèi)壓力曲線下的作用結(jié)果，對所建立的瞬態(tài)動力學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證，在此基礎(chǔ)上，對比某大口徑火炮彈丸在不同膛內(nèi)瞬態(tài)壓力條件下（有、無壓力波）受力過程進(jìn)行對比分析，為制導(dǎo)炮彈強(qiáng)度設(shè)計(jì)及火炮彈、炮、藥耦合設(shè)計(jì)提供技術(shù)基礎(chǔ)。

圖1 某大口徑火炮膛內(nèi)強(qiáng)烈壓力波動膛壓曲線與正常光滑膛壓曲線對比

2 壓力波對銅球測壓結(jié)果的影響規(guī)律研究

2.1 銅球測壓器

按照GJB2773-96 規(guī)定，一般銅球測壓器用來測試火炮膛內(nèi)最大壓力值。按照此規(guī)定，一般大口徑火炮銅球測壓器銅球規(guī)格參數(shù)為S ?4.763，撞桿直徑：?3.70mm，標(biāo)定溫度：20℃［4～5］。表1規(guī)定了我國典型火炮裝藥交驗(yàn)用測壓器材校準(zhǔn)方法，本文根據(jù)某大口徑加榴炮所需的測壓范圍，選擇?4.763mm銅球測壓器作為分析對象［6～7］。

2.2 幾何模型

根據(jù)GJB2773-96 規(guī)定，銅球測壓器的規(guī)格按表1進(jìn)行選擇［8］。本文根據(jù)某大口徑火炮小號裝藥某次靶場試驗(yàn)的測壓結(jié)果，對本文所建立的動力學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證。某大口徑火炮小號裝藥典型的壓力曲線如圖2 所示。根據(jù)表1 規(guī)定，本模型選擇的銅球規(guī)格為?4.763mm，活塞體積為14.5cm3，測壓范圍為100MPa～500MPa［9～10］。幾何模型如圖3所示。

圖2 某大口徑火炮小號裝藥膛壓曲線

表1 我國典型火炮裝藥交驗(yàn)用測壓器材及校準(zhǔn)方法

2.3 有限元模型及材料屬性

由于銅球測壓器模型較簡單，為了保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，網(wǎng)格劃分采用比較小的單元尺寸，單元大小為0.1mm，選擇自動網(wǎng)格劃分方式，最終劃分的有限元模型節(jié)點(diǎn)數(shù)為18 萬，單元數(shù)為6.6 萬，如圖4所示。模型中測壓銅球的材料參數(shù)如表2所示，活塞體與砧板的材料設(shè)置為結(jié)構(gòu)鋼。

圖3 銅球測壓器簡化模型?4.763mm

圖4 銅球測壓器有限單元模型

表2 測壓銅球材料參數(shù)

2.4 結(jié)果分析

對上節(jié)銅球測壓器系統(tǒng)有限元模型設(shè)置材料參數(shù)，給定使用環(huán)境下的邊界條件：1）砧板底端面加載固定約束；2）活塞上表面加載圖3 所示的瞬態(tài)變化的膛壓；3）其它自由度不受限制，得到膛內(nèi)壓力峰值時刻銅柱的應(yīng)力云圖如圖5 及卸載后銅柱的軸向變形量如圖6。

圖5 膛內(nèi)峰值壓力時刻銅球應(yīng)力云圖

在相同的邊界條件下，將仿真計(jì)算得出的峰值相同的單峰膛壓曲線加載到銅球測壓器活塞上表面，得出膛內(nèi)壓力峰值時刻銅球應(yīng)力云圖如圖7 及卸載后銅球的塑性變形量如圖8。

圖6 膛壓卸載后銅球塑性變形

圖7 壓力峰值時刻銅球應(yīng)力云圖

圖8 卸載后銅球塑性變形云圖

將兩種瞬態(tài)壓力作用下銅球變形結(jié)果與銅球測壓器準(zhǔn)動態(tài)標(biāo)定試驗(yàn)數(shù)據(jù)做對比，結(jié)果如表3。

從表3 看出，銅球測壓器在同樣峰值的瞬態(tài)壓力加載作用下，膛內(nèi)存在壓力波動時，最大應(yīng)力值增大約27.2%，塑性變形量增大約14.3%，而實(shí)測銅球測壓器在圖3 所示膛內(nèi)瞬態(tài)壓力作用下的變形量為0.9502mm，與表3銅球測壓器實(shí)測結(jié)果相對誤差為3.24%（231.1MPa），證明所建立的銅球測壓器膛內(nèi)瞬態(tài)壓力作用下的動力學(xué)模型具有較高的準(zhǔn)確性。

表3 兩種瞬態(tài)壓力加載作用下銅球塑性變形量與準(zhǔn)動態(tài)標(biāo)定結(jié)果對比

3 膛內(nèi)瞬態(tài)壓力對彈丸的影響規(guī)律研究

上節(jié)驗(yàn)證了本文所建立的膛內(nèi)瞬態(tài)壓力作用下的動力學(xué)模型具有較高的準(zhǔn)確性，在此基礎(chǔ)上，本文進(jìn)一步研究了某大口徑火炮彈丸在膛內(nèi)瞬態(tài)壓力作用下的受力情況，為制導(dǎo)炮彈的強(qiáng)度設(shè)計(jì)及系統(tǒng)考慮彈、炮、藥的耦合設(shè)計(jì)提供參考。

3.1 幾何模型及有限元模型

按照某大口徑火炮身管及彈丸的實(shí)際結(jié)構(gòu)，建立其身管與彈丸幾何模型，如圖9所示。

圖9 幾何模型

圖10 有限元模型

應(yīng)用動力學(xué)分析軟件建立有限元模型，身管、彈體、彈帶不刻槽部分采用Solid164 六面體拉格朗日單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對膛線起始部進(jìn)行了局部網(wǎng)格加密［11～12］。彈帶刻槽部分采用無網(wǎng)格光滑粒子流體動力（SPH）算法進(jìn)行計(jì)算，最終的耦合有限元模型如圖10。

3.2 材料參數(shù)

本文模型中彈體材料為合金鋼，身管材料為炮鋼，在本次模擬中均采用彈塑性本構(gòu)模型，材料參數(shù)如表4［13～14］。彈帶材料為紫銅，計(jì)算中采用Johnson-Cook模型參數(shù)。

表4 彈體及身管材料參數(shù)

3.3 計(jì)算結(jié)果對比分析

圖11 彈丸在膛內(nèi)壓力曲線下的峰值應(yīng)力云圖

分別將圖2 的膛內(nèi)實(shí)測瞬態(tài)壓力曲線及內(nèi)彈道計(jì)算所得到的相同峰值的單峰膛內(nèi)壓力曲線作用于彈底，計(jì)算得到彈丸速炮口初速（461.2m∕s）與實(shí)測炮口初速（473.1m∕s）相對誤差為2.52%，證明所建立的火炮發(fā)射過程耦合動力學(xué)模型較準(zhǔn)確。而在兩種膛內(nèi)瞬態(tài)壓力作用下，彈丸在膛內(nèi)峰值壓力時刻的應(yīng)力云圖見圖11，彈體最大應(yīng)力分別為655MPa 和562MPa?？梢姡瑥椡枳畲髴?yīng)力在壓力波作用下比單峰瞬態(tài)壓力作用下增加約16.5%，這對制導(dǎo)炮彈的發(fā)射環(huán)境是不利的。

4 結(jié)語

本文根據(jù)大口徑火炮常用的銅球測壓方法，建立銅球測壓器系統(tǒng)在不同膛內(nèi)壓力曲線下的作用結(jié)果，對所建立的瞬態(tài)動力學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證，在此基礎(chǔ)上，對比某大口徑火炮彈丸在不同膛內(nèi)瞬態(tài)壓力條件下（有無壓力波）受力過程進(jìn)行對比分析，結(jié)果表明：

1）銅球測壓器在實(shí)測某小號裝藥膛內(nèi)瞬態(tài)壓力作用下的膛底測壓結(jié)果為231.1MPa，與仿真計(jì)算所得結(jié)果相對誤差為3.24%，證明所建立的膛內(nèi)瞬態(tài)壓力作用下的銅球測壓系統(tǒng)動力學(xué)模型具有較高的準(zhǔn)確性。

2）銅球測壓器在某小號裝藥條件下，在同樣峰值的瞬態(tài)壓力加載作用下，膛內(nèi)存在壓力波動時，最大應(yīng)力值增大約27.2%，塑性變形量增大約14.3%。

3）在某小號裝藥條件下，彈體在壓力波作用下及單峰瞬態(tài)壓力作用下最大應(yīng)力分別為655MPa和562MPa，可見，彈體最大應(yīng)力在壓力波作用下比單峰瞬態(tài)壓力作用下增加約16.5%，這對制導(dǎo)炮彈的發(fā)射過程是不利的。

以上結(jié)論為制導(dǎo)炮彈強(qiáng)度設(shè)計(jì)及火炮彈、炮、藥耦合設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)，同時為內(nèi)彈道與裝藥結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。