某車載炮上架剛度對彈丸起始擾動的影響

劉成柱，顧克秋，張鑫磊

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京　210094)

?

某車載炮上架剛度對彈丸起始擾動的影響

劉成柱，顧克秋，張鑫磊

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京210094)

摘要：建立了某大口徑車載炮彈炮耦合全炮動力學(xué)有限元模型，考慮了帶膛線身管與彈丸的接觸碰撞，通過數(shù)值計(jì)算得到了上架剛度對彈丸起始擾動的關(guān)系。分析結(jié)果表明，上架剛度與彈丸起始擾動并非單一的線性關(guān)系，且并非上架剛度越大對彈丸起始擾動越有利。

關(guān)鍵詞：車載炮；上架剛度；彈丸起始擾動；彈炮耦合射擊動力學(xué)

本文引用格式：劉成柱，顧克秋，張鑫磊.某車載炮上架剛度對彈丸起始擾動的影響[J].兵器裝備工程學(xué)報(bào)，2016(6):24-28.

Citationformat:LIUCheng-zhu,GUKe-qiu,ZHANGXin-lei.ImpactofTopCarriageStiffnessofVehicle-MountedGunonInitialProjectileDisturbance[J].JournalofOrdnanceEquipmentEngineering,2016(6):24-28.

彈丸起始擾動是影響車載炮射擊精度的重要因素，減小彈丸起始擾動有利于提高車載炮射擊精度。彈丸起始擾動由彈丸出炮口時刻的初始角位移、角速度與速度3個變量組成，影響彈丸起始擾動的因素有很多，諸如后坐體質(zhì)心偏心、架體剛度、土壤介質(zhì)剛度及阻尼等。上架是車載炮的重要組成部件，火炮發(fā)射過程中承受沖擊載荷。上架剛度的大小決定著上架的變形大小，同時上架的變形又會對車載炮整個起落部分產(chǎn)生影響，從而影響彈丸起始擾動。

目前，研究車載炮上架剛度對彈丸起始擾動影響的文獻(xiàn)很少。吳宏等[1]用均勻設(shè)計(jì)方法通過回歸分析研究隨機(jī)因素對彈丸起始擾動的影響，得到影響起始擾動的主要因素及其影響程度。李強(qiáng)等[2]建立了某大口徑輕型牽引炮彈炮耦合全炮動力學(xué)參數(shù)化有限元模型，由彈丸起始擾動構(gòu)建目標(biāo)函數(shù)，對火炮總體結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響程度進(jìn)行靈敏度分析。蔡文勇等[3]建立了車載火炮多柔體模型，考慮身管、上架的變形，研究了各個部件的彈性對火炮射擊精度的影響程度。

本研究通過建立車載炮彈炮耦合全炮有限元動力學(xué)模型，研究車載炮上架剛度對彈丸起始擾動的影響，為車載炮上架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1　彈炮耦合全炮動力學(xué)有限元模型

1.1彈炮耦合基本假設(shè)

彈丸與身管膛線之間的作用機(jī)理十分復(fù)雜，本研究在建立車載炮彈炮耦合有限元動力學(xué)模型時作如下假設(shè)[4-12]：

1) 忽略擠進(jìn)過程，初始狀態(tài)彈帶部分已完全擠入膛線，彈帶不受擠進(jìn)應(yīng)力作用；

2) 彈丸在膛內(nèi)運(yùn)動受到摩擦阻力；

3) 忽略火藥燃?xì)飧邷貙棊У挠绊懀?/p>

4) 考慮身管與彈丸所受重力場作用，即考慮身管預(yù)彎對彈丸起始擾動的影響。

1.2彈丸與身管耦合的有限元模型

火炮發(fā)射過程中彈丸與身管膛線之間存在著復(fù)雜的接觸/碰撞，如何建立帶膛線的身管與彈丸耦合的有限元模型一直困擾著眾多的火炮研究者，隨著有限元軟件功能的完善，建立帶膛線的身管模型已經(jīng)可以實(shí)現(xiàn)。在此，運(yùn)用Hypermesh軟件的SolidMap技術(shù)通過對帶膛線身管的幾何截面進(jìn)行旋轉(zhuǎn)掃略得到帶膛線身管的有限元模型；根據(jù)彈炮耦合基本假設(shè)1)中忽略彈丸擠進(jìn)過程，即彈帶部分已經(jīng)完全嵌入膛線，故彈帶有限元模型已刻出彈丸擠進(jìn)過程中形成的刻槽。建立好的帶膛線身管與彈丸耦合的有限元模型如圖1所示

圖1　彈丸與身管耦合的有限元模型

彈丸在膛內(nèi)受到身管膛線的導(dǎo)轉(zhuǎn)作用，同時還存在著復(fù)雜的接觸/碰撞問題。本研究通過建立前定心部、彈帶與膛線之間的接觸關(guān)系來模擬彈丸與膛線之間的相互作用關(guān)系，并定義前定心部、彈帶與膛線之間的法向接觸為硬接觸。

1.3彈帶材料模型

本研究彈帶材料為黃銅，彈丸在膛內(nèi)運(yùn)動過程中彈帶材料會產(chǎn)生塑性變形，故采用Johnson-Cook本構(gòu)模型進(jìn)行模擬

將彈帶材料本構(gòu)模型參數(shù)如表1中所示。

表1　彈帶材料本構(gòu)模型參數(shù)

1.4系統(tǒng)模型

根據(jù)車載炮三維結(jié)構(gòu)圖建立了較為合理的彈炮耦合有限元模型，建立彈帶與身管膛線之間的接觸關(guān)系，模擬彈丸在膛內(nèi)運(yùn)動過程，通過調(diào)整接觸模型參數(shù)，計(jì)算得到彈丸出炮口軸向速度與實(shí)際內(nèi)彈道修正數(shù)據(jù)一致。車載炮彈炮耦合全炮動力學(xué)有限元模型如圖2所示，并選用在0°方向角、51°射角工況下進(jìn)行分析。

圖2　51°射角車載炮彈炮耦合全炮有限元模型

車載炮由車架、駐鋤、座盤、千斤頂、座圈、上架、搖架、復(fù)進(jìn)機(jī)、制退機(jī)、炮口制退器、后坐體與彈丸組成。為了提高計(jì)算速度，車載炮彈炮耦合有限元模型采用殼單元與實(shí)體單元混合建模。炮口制退器、后坐體、彈丸、座圈采用實(shí)體單元模擬，搖架、復(fù)進(jìn)機(jī)、制退機(jī)、上架、車架、駐鋤、千斤頂、座盤用殼單元模擬；炮口制退器與后坐體采用綁定的方法進(jìn)行約束；搖架與身管之間有沿身管軸線方向的平動，其他方向則用導(dǎo)向栓與搖架接觸和襯瓦與身管接觸加以約束；復(fù)進(jìn)機(jī)與制退機(jī)采用單軸連接器并編寫用戶子程序模擬；搖架與上架通過耳軸及液體氣壓式高平機(jī)裝置相連，采用施加等效剛度與阻尼的Axial連接器來模擬高平機(jī)受拉與受壓過程，該方法簡易可行；上座圈與下座圈之間的連接用施加六自由的等效剛度連接器模擬；運(yùn)用Lysmer簡化比擬法建立質(zhì)量-彈性-阻尼集總參數(shù)模型模擬駐鋤與土壤之間的相互作用；千斤頂和座盤與土壤之間的作用關(guān)系采用DruckerPrager模型進(jìn)行模擬；車載炮在發(fā)射過程中受到重力的作用，彈丸受到火藥燃?xì)猱a(chǎn)生的彈底壓力，身管坡膛與膛底分別受到坡膛壓力與膛底壓力的作用，并將土壤進(jìn)行全約束固定。

2　上架剛度對彈丸起始擾動的影響

2.1彈丸起始擾動目標(biāo)函數(shù)

本文擬用彈丸起始擾動來表征車載炮的射擊精度，彈丸起始擾動由彈丸質(zhì)心出炮口時刻的角位移、角速度與速度3個變量組成，為了便于研究，對彈丸起始擾動3個變量進(jìn)行加權(quán)處理，構(gòu)建針對彈丸起始擾動的目標(biāo)函數(shù)[3]

(1)

其中：

式(1)中：fVD為豎直方向目標(biāo)函數(shù)，fHD為水平方向目標(biāo)函數(shù)，θz、θy為彈丸質(zhì)心的豎直方向角位移和水平方向角位移，ωz、ωy為彈丸質(zhì)心的豎直方向角速度和水平方向角速度；φz、φy為彈丸質(zhì)心的豎直方向速度和水平方向速度；θz0、ωz0、θy0、ωy0、φz0、φy為相應(yīng)的彈丸擾動參考值；α1、β1、α2、β2、γ1、γ2分別為各彈丸參量在歸一化函數(shù)f中所占比值，且α1+β1+γ1+α2+β2+γ2=1。

2.2上架剛度樣本方案

剛度是材料或結(jié)構(gòu)在受力時抵抗變形的能力，用來表征材料或結(jié)構(gòu)彈性變形的難易程度，宏觀彈性范圍內(nèi)，剛度是物體所受載荷與位移成正比的比例系數(shù)，即引起單位位移所需要的力值。

上架剛度與上架的結(jié)構(gòu)尺寸和材料特性有關(guān)，本文僅是研究上架剛度變化對彈丸起始擾動的影響，故在已有上架結(jié)構(gòu)情況下通過改變上架板厚的方法改變上架剛度。文獻(xiàn)[5]中對上架結(jié)構(gòu)做靜力學(xué)分析，并以耳軸位移衡量上架剛度。將上架底面固定，通過在上架耳軸處施加水平方向載荷(5×104N)和豎直方向載荷(2×105N)計(jì)算得到耳軸中心豎直方向與水平方向耳軸位移，并對它們進(jìn)行矢量求和得到耳軸位移值。將耳軸位移看作是上架剛度的逆測度，當(dāng)位移越大時，則其剛度越小，當(dāng)位移越小時，則其剛度越大。

對上架板厚做靈敏度分析，得到上架側(cè)板與蒙板對上架剛度變化較敏感，通過增加或減小這些板厚以改變上架剛度，得到上架剛度在一定范圍內(nèi)的樣本方案，并將計(jì)算結(jié)果列于表2。

在上架耳軸位置施加固定載荷，所以剛度與位移呈反比關(guān)系，將表中14個方案的耳軸位移做倒數(shù)進(jìn)行比較，并選取方案5上架剛度作為上架剛度基準(zhǔn)，得到方案1至方案4上架剛度分別減少30%、減少20%、減少10%、減少5%，方案6至方案14，上架剛度分別增加5%、增加7.5%、增加10%、增加20%、增加30%、增加40%、增加50%、增加60%、增加70%。

表2　上架剛度樣本

2.3上架剛度對彈丸起始擾動的影響

在建立好的車載炮彈炮耦合有限元模型的基礎(chǔ)上，將上述14個方案的上架結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行替換，計(jì)算彈丸起始擾動數(shù)據(jù)，將計(jì)算好的數(shù)據(jù)列于表3所示。

表3　彈丸起始擾動參數(shù)

表3(續(xù))

選取上架剛度基準(zhǔn)方案、上架剛度減小30%方案、上架剛度增大70%方案3種情況下的彈丸起始擾動參數(shù)并繪制其膛內(nèi)時期運(yùn)動曲線，如圖3～圖8所示。

圖3　豎直方向角位移

圖4　水平方向角位移

圖5　豎直方向角速度

圖6　水平方向角速度

圖7　豎直方向速度

圖8　水平方向速度

彈丸膛內(nèi)運(yùn)動過程十分復(fù)雜。由圖3可知，上架剛度增大70%與上架剛度基準(zhǔn)值相比，彈丸出炮口時刻的豎直方向角位移明顯增大，使彈丸起始擾動增大。由圖4可知，上架剛度減小30%與上架剛度基準(zhǔn)值相比，彈丸出炮口時刻的水平方向角位移增大，使彈丸起始擾動增大。由圖5～圖6可知，彈丸起始擾動豎直方向與水平方向角速度曲線波動大。由于彈丸受到身管預(yù)彎與自身重力作用，彈丸豎直方向速度曲線規(guī)律不明顯。如圖8所示，彈丸水平方向速度時程曲線圍繞著0上下波動，表明彈丸與身管接觸碰撞，彈丸沿著彈丸質(zhì)心左右擺動；與上架剛度基準(zhǔn)值相比，減小上架剛度30%與增大上架剛度70%都使得彈丸出炮口時刻的水平方向速度增大，從而增大彈丸起始擾動。

將各方案計(jì)算好的彈丸起始擾動參量代入式(1)得到彈丸起始擾動歸一化函數(shù) f 值如表4所示。

表3　目標(biāo)函數(shù) f

繪制上架剛度與目標(biāo)函數(shù) f 的曲線如圖9所示。

圖9　不同上架剛度下彈丸起始擾動變化曲線

由圖9可知，本文所建立的車載炮模型中上架剛度與彈丸起始擾動之間呈非線性關(guān)系。以上架剛度基準(zhǔn)值作為考核標(biāo)準(zhǔn)，隨著上架剛度的減小，彈丸起始擾動歸一化函數(shù)f增大。隨著上架剛度的增大，彈丸起始擾動歸一化函數(shù)f先減小后增大，即當(dāng)上架剛度增大5%時，彈丸起始擾動歸一化函數(shù)f值為0.982；當(dāng)上架剛度繼續(xù)增大時，彈丸起始擾動歸一化函數(shù)f均大于1且上架剛度越大彈丸起始擾動歸一化函數(shù)f越大；得到上架剛度增大5%為14組剛度樣本中的最優(yōu)剛度。由表3數(shù)據(jù)可知，與上架剛度基準(zhǔn)值相比，減小上架剛度10%與增大上架剛度10%彈丸起始擾動歸一化函數(shù)f值分別為1.309與1.071；同時減小上架剛度20%與增大上架剛度20%的f值分別為1.413與1.089；減小上架剛度30%與增大上架剛度30%的f值分別為1.634與1.342；通過對比，得到在上架剛度基準(zhǔn)值上彈丸起始擾動函數(shù)f對減小上架剛度更敏感。當(dāng)上架剛度增大超過50%后，隨著上架剛度的增大，彈丸起始擾動歸一化函數(shù)f增大，且增大速率更明顯。

3　結(jié)束語

針對某車載炮上架剛度對彈丸起始擾動影響的問題，在建立的車載炮有限元模型上，通過計(jì)算得到本文所建立的車載炮有限元模型中上架剛度與彈丸起始擾動之間的非線性關(guān)系。本文所選取的上架剛度樣本基準(zhǔn)值為上架剛度樣本次優(yōu)點(diǎn)，上架剛度基準(zhǔn)值增大5%為上架剛度樣本最優(yōu)點(diǎn)。與上架剛度最優(yōu)點(diǎn)相比，增大與減小上架剛度都會使彈丸起始擾動增大；上架剛度設(shè)計(jì)中，上架剛度過小不利于彈丸起始擾動，但上架剛度也不能過大，上架剛度過大也不利于彈丸起始擾動。研究結(jié)果對提高車載炮射擊精度具有一定的參考價(jià)值。

參考文獻(xiàn)：

[1]吳宏,趙有守.隨機(jī)因素對彈丸起始擾動影響的分析方法[J].火炮發(fā)射與控制學(xué)報(bào),2001,13(4):64-68.

[2]李強(qiáng),顧克秋,王力.影響彈丸起始擾動的火炮結(jié)構(gòu)參數(shù)靈敏度分析與優(yōu)化研究[J].火炮發(fā)射與控制學(xué)報(bào),2014,35(4):39-43.

[3]蔡文勇,陳云生,楊國來.車載火炮動力學(xué)仿真[J].火炮發(fā)射與控制學(xué)報(bào),2006(4):12-15.

[4]葛建立.車載炮動態(tài)非線性有限元仿真研究[D].南京:南京理工大學(xué),2007.

[5]孫全兆,楊國來,葛建立.某火炮上架結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)[J].兵工學(xué)報(bào),2012,33(11):1281-1285.

[6]姜沐,郭錫福.彈丸加速運(yùn)動在身管中激發(fā)的振動[J].彈道學(xué)報(bào),2002,14(3):57-62.

[7]曹寧.車載炮射擊精度分析[D].南京:南京理工大學(xué),2012.

[8]葛建立,楊國來,陳運(yùn)生,等.基于彈塑性接觸/碰撞模型的彈炮耦合問題研究[J].彈道學(xué)報(bào),2008,20(3):103-106.

[9]曹寧.車載式火炮武器總體技術(shù)研究[D].南京:南京理工大學(xué),2006.

[10]馬吉勝,王瑞林.彈炮耦合問題的理論模型[J].兵工學(xué)報(bào),2004,25(1):73-77.

[11]劉雷,陳運(yùn)生,楊國來.基于接觸模型的彈炮耦合問題研究[J].兵工學(xué)報(bào),2006,27(6):984-987.

[12]楊國來,陳運(yùn)生.考慮土壤特性的車載榴彈炮射擊穩(wěn)定性研究[J].南京理工大學(xué)學(xué)報(bào),2006,30(4):495-498.

(責(zé)任編輯周江川)

doi:10.11809/scbgxb2016.06.006

收稿日期：2015-12-23；修回日期：2016-01-25

作者簡介：劉成柱(1989—)，男，碩士研究生，主要從事現(xiàn)代武器設(shè)計(jì)理論方法研究。

中圖分類號：TJ302

文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

文章編號：2096-2304(2016)06-0024-05

ImpactofTopCarriageStiffnessofVehicle-MountedGunonInitialProjectileDisturbance

LIUCheng-zhu,GUKe-qiu,ZHANGXin-lei

(SchoolofMechanicalEngineering,NanjingUniversityofScience&Technology,Nanjing210094,China)

Abstract:Considering the contact collision between the rifled tube and projectile, a dynamic finite element model based on projectile-barrel coupling of a towed vehicle-mounted gun was established. The relationship of the stiffness of the top carriage with the initial disturbance of the projectile was obtained by numerical calculation. The results show that the stiffness of the top carriage and the initial disturbance of the projectile are not a linear relationship, and the higher the stiffness of the top carriage, the worse the initial disturbance of the projectile.

Key words:vehicle-mounted gun; top carriage stiffness; initial projectile disturbance; projectile-barrel coupling firing dynamics