郝 攀， 張 冰， 梅 帥

（1.海軍駐鄭州地區(qū)軍事代表室， 河南鄭州 450015； 2.中國(guó)船舶第七一三研究所， 河南鄭州 450015）

0 引言

抽殼是艦炮射擊過(guò)程的重要環(huán)節(jié)，艦炮射擊后，留在炮膛內(nèi)的空藥筒被抽殼機(jī)構(gòu)抽出并被排殼機(jī)構(gòu)排出炮外，否則，滯留的藥筒將影響下一發(fā)射擊，進(jìn)而影響艦炮連發(fā)性能。 為使艦炮射擊開(kāi)閂后藥筒在射擊振動(dòng)等因素作用下不會(huì)提前出膛，保證連發(fā)射擊時(shí)正常抽殼，一般通過(guò)彈炮匹配性設(shè)計(jì)賦予藥筒抽殼時(shí)一定的抽殼阻力。

抽殼過(guò)程是一個(gè)包含彈塑性變形、接觸、摩擦等復(fù)雜因素的瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)過(guò)程[1]，影響抽殼力的因素較多，主要有彈炮間隙、抽筒子與藥筒力學(xué)性能、藥筒與炮膛的摩擦系數(shù)、最大膛壓等[2]。 曾志銀等[3]利用ANSYS 有限元非線性分析功能， 建立了身管與藥筒的接觸二維非線性有限元模型， 利用直接求出自由度藕合節(jié)點(diǎn)約束反力的方法獲取抽筒力；汪衡等[4]采用ANSYS/LS-DYNA 顯式動(dòng)力分析軟件建立了二維的藥筒與身管模型， 對(duì)藥筒整個(gè)發(fā)射過(guò)程進(jìn)行數(shù)值仿真， 從仿真結(jié)果中提取有用的相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行退殼力的計(jì)算；康艷祥等[5]采用有限元方法建立了某自動(dòng)武器抽殼過(guò)程仿真模型，模型中忽略了溫度的影響，把藥筒塑性變形簡(jiǎn)化為雙折線模型， 給出了抽殼力隨時(shí)間變化曲線；倪璐瑤等[6]通過(guò)理論計(jì)算、數(shù)值分析和試驗(yàn)方法計(jì)算抽殼力，分析了最大膛壓、初始間隙、藥筒壁厚與抽殼力的關(guān)系；譚波等[7]建立了抽殼機(jī)構(gòu)的有限元?jiǎng)恿W(xué)仿真模型，模型中未考慮塑性材料加工硬化行為，得到了抽殼力隨時(shí)間的變化曲線和藥筒速度隨時(shí)間的變化曲線，分析了抽筒模板位置變化對(duì)藥筒速度的影響；孫曉雄等[8]建立了藥筒及炮膛軸對(duì)稱(chēng)二維CCAE 有限元模型，模型中考慮了藥筒不同區(qū)域不同力學(xué)性能， 分析了不同溫度及不同藥筒材料對(duì)抽殼性能的影響；程斌等[9]使用雙線性材料模型建立了某小口徑火炮抽殼過(guò)程有限元模型，計(jì)算了抽殼力， 對(duì)不同膛壓下的抽殼過(guò)程進(jìn)行了研究，分析了發(fā)射后藥筒再進(jìn)膛的狀況。

以上諸多抽殼過(guò)程的研究文獻(xiàn)中， 有的利用的二維平面模型，有的利用的是解析模型，有的采用的簡(jiǎn)易的雙折線塑性模型， 研究的側(cè)重點(diǎn)有所不同， 結(jié)果也千差萬(wàn)別。本文在前人研究的基礎(chǔ)上，建立了抽殼過(guò)程彈塑性有限元?jiǎng)恿W(xué)模型， 采用Johnson-Cook 本構(gòu)模型描述藥筒彈塑性大變形行為，模型中考慮了應(yīng)變率、溫度及材料硬化的影響。詳細(xì)分析了藥筒貼膛及抽殼過(guò)程的力學(xué)行為，明確了藥筒貼膛規(guī)律及應(yīng)力應(yīng)變分布規(guī)律， 定量地給出了抽殼力數(shù)值。

1 抽殼動(dòng)力學(xué)仿真模型

1.1 抽殼機(jī)構(gòu)有限元模型網(wǎng)格

根據(jù)實(shí)際工程尺寸建立抽殼機(jī)構(gòu)三維裝配模型，模型主要有身管、藥筒、抽筒子及閂體組成，然后對(duì)各個(gè)構(gòu)建劃分劃分網(wǎng)格，如圖1 所示，模型中共有636432 個(gè)單元。

1.2 邊界條件及載荷

對(duì)身管進(jìn)行全約束，約束閂體x、y 移動(dòng)及xyz 轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，約束抽筒子y 移動(dòng)自由度，在抽筒子轉(zhuǎn)軸處建立轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。 藥筒為自由狀態(tài)，藥筒外表面與身管內(nèi)表面、藥筒地面于閂體表面、 抽筒子抽殼面與藥筒底緣內(nèi)面分別建立硬接觸，藥筒與身管摩擦系數(shù)為0.1，其余摩擦系數(shù)為0.15。

在藥筒內(nèi)表面施加火藥氣體壓力， 壓力曲線如圖2所示。

圖2 膛底壓力曲線

1.3 材料本構(gòu)模型

身管、閂體及抽筒子采用線彈性本構(gòu)模型，彈性模量為206000MPa，泊松比為0.35。 藥筒在發(fā)射時(shí)存在較大彈塑性變形，采用Johson-Cook本構(gòu)模型模擬藥筒在高壓作用下的力學(xué)行為，即：

式中：σ、εp、ε·0分別為等效應(yīng)力、塑性應(yīng)變、參考應(yīng)變率（準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)下的材料應(yīng)變率，常見(jiàn)值為1×10-3）；A、B、C、k1 和k2 為材料常數(shù)；T0為室溫、TM材料熔點(diǎn)溫度、T 為膛內(nèi)溫度。

藥筒本構(gòu)模型參數(shù)參照文獻(xiàn)[9]，見(jiàn)表1。

表1 藥筒材料本構(gòu)模型參數(shù)

2 計(jì)算結(jié)果分析

通過(guò)彈塑性動(dòng)力學(xué)有限元數(shù)值仿真， 獲取藥筒與炮膛動(dòng)態(tài)應(yīng)力分布，為分析藥筒動(dòng)態(tài)貼膛過(guò)程，分別截取藥筒貼膛前、與炮膛協(xié)同變形及平衡態(tài)的應(yīng)力云圖，如圖3所示。

圖3 藥筒貼膛過(guò)程

分析圖3（a）可知，由于藥筒與炮膛之間存在初始間隙，在膛壓作用下，藥筒開(kāi)始徑向自由膨脹，在沒(méi)有接觸炮膛之前，首先向左運(yùn)動(dòng)至與閂體鏡面接觸。由此可以明確，藥筒在運(yùn)動(dòng)及變形過(guò)程中，首先貼閂，然后開(kāi)始貼膛。隨著膛壓繼續(xù)增大，藥筒繼續(xù)變形，直到與炮膛內(nèi)壁接觸后一起膨脹變形，如圖3（b）所示，當(dāng)膛壓達(dá)到峰值時(shí)，藥筒與炮膛變形達(dá)到最大，在此過(guò)程中，藥筒出現(xiàn)一定程度塑性變形。 隨著膛壓下降，炮膛開(kāi)始彈性恢復(fù)，同時(shí)迫使藥筒也開(kāi)始共同收縮，應(yīng)力狀態(tài)如圖3（c）所示。當(dāng)膛壓完全消失后，炮膛與藥筒共同收縮至平衡狀態(tài)，應(yīng)力狀態(tài)如圖3（d）所示，由于共同收縮過(guò)程中炮膛對(duì)藥筒存在反向加載，因此，達(dá)到平衡狀態(tài)時(shí)藥筒與炮箱處于貼緊狀態(tài)，存在一定過(guò)盈量，抽殼過(guò)程需要克服抽殼阻力。

為分析平衡狀態(tài)時(shí)藥筒與炮膛的受力狀態(tài)， 沿藥筒口部至底部方向依次提取多個(gè)炮膛內(nèi)表面節(jié)點(diǎn)應(yīng)力，提取點(diǎn)位置如圖4 所示。 根據(jù)提取應(yīng)力值， 繪制成應(yīng)力曲線，如圖5 所示。

圖4 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力提取位置示意圖

圖5 炮膛與藥筒接觸應(yīng)力

分析圖5 可知， 炮膛與藥筒口部圓柱段及斜肩接觸部應(yīng)力較大，向藥筒底部方向依次降低。這是因?yàn)榘l(fā)射時(shí)主要靠藥筒口部圓柱段閉氣， 根據(jù)藥筒分區(qū)域熱處理要求，藥筒口部材料屈服強(qiáng)度較低，更容易塑性變形，收縮至平衡狀態(tài)時(shí)炮膛與藥筒之間過(guò)盈量較大。

圖6 為抽殼阻力曲線，由圖可知，藥筒與炮膛收縮至平衡狀態(tài)后抽殼阻力不再變化， 保持在13320N 左右，藥筒被抽出時(shí)與炮膛分離，抽殼阻力將為0。

圖6 藥筒速度曲線

根據(jù)抽殼機(jī)構(gòu)工作原理，抽殼時(shí)抽筒子作用于藥筒，克服抽殼阻力后使藥筒瞬時(shí)獲得一個(gè)較大的初速， 沿排殼通道排出炮外。 圖7 為藥筒速度曲線，由圖可知，最大抽殼速度為18.9m/s，能夠滿足連發(fā)射擊對(duì)抽殼的要求。

圖7 藥筒速度曲線

3 結(jié)論

本文采用Johnson-Cook 本構(gòu)模型開(kāi)展了彈塑性抽殼過(guò)程動(dòng)力學(xué)仿真， 分析了藥筒動(dòng)態(tài)貼膛規(guī)律及其貼膛過(guò)程中藥筒與炮膛動(dòng)態(tài)應(yīng)力分布，得出主要結(jié)論如下：

（1）藥筒在運(yùn)動(dòng)及變形過(guò)程中，首先貼閂，然后開(kāi)始貼膛。當(dāng)膛壓完全消失后，炮膛與藥筒共同收縮至平衡狀態(tài)，達(dá)到平衡狀態(tài)時(shí)藥筒與炮箱處于貼緊狀態(tài)，存在一定過(guò)盈量，即存在抽殼阻力。

（2） 藥筒與炮膛收縮至平衡狀態(tài)后抽殼阻力保持在13320N 左右，不再變化；抽殼后藥筒瞬時(shí)獲得較大的初速，最高可達(dá)到18.9m/s，此初速能夠滿足連發(fā)射擊工況下的設(shè)計(jì)需求。