基于ANSYS/LS_DYNA軟件的脫殼穿甲彈膛內(nèi)發(fā)射過程仿真方法

宋旭輝，曹紅松，郭向向

(中北大學 機電工程學院，太原 030051)

【裝備理論與裝備技術(shù)】

基于ANSYS/LS_DYNA軟件的脫殼穿甲彈膛內(nèi)發(fā)射過程仿真方法

宋旭輝，曹紅松，郭向向

(中北大學 機電工程學院，太原 030051)

反導(dǎo)用脫殼穿甲彈由于口徑較小，在發(fā)射過程中膛壓較高，容易出現(xiàn)彈托變形損壞等故障。為了研究其在膛內(nèi)的動態(tài)力學特性，基于ANSYS/LS_DYNA軟件，采用有限元方法分別建立了靜、動力學仿真模型，針對不同的網(wǎng)格尺寸、約束方式等進行了仿真研究，利用試驗結(jié)果對所得靜、動力學仿真計算結(jié)果進行了驗證。結(jié)果表明：網(wǎng)格尺寸在0.15 cm時仿真結(jié)果已經(jīng)開始收斂，設(shè)置合理的約束方式將提高仿真結(jié)果的準確性，為后續(xù)設(shè)計研究提供參考。

尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈；彈托；網(wǎng)格尺寸；約束方式；馬鞍

隨著來襲導(dǎo)彈在現(xiàn)代戰(zhàn)爭中應(yīng)用比率的不斷提高，防空反導(dǎo)已經(jīng)成為各國軍事競爭的熱點。來襲導(dǎo)彈速度較高，反導(dǎo)系統(tǒng)必須迅速做出決策，超高速小口徑尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈作為一種常見的防空彈藥，依靠彈丸動能直接穿透并毀傷目標，在防空反導(dǎo)中演繹重要角色[1]。然而為了獲得較高的初速，彈丸在膛內(nèi)必須承受較高的過載值，在這種情況下，作為起導(dǎo)引作用并給飛行彈體傳遞動能的彈托，極易發(fā)生故障。彈托是尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈的一個關(guān)鍵零件，盡量減少彈托質(zhì)量保證彈托在膛內(nèi)發(fā)射時具有足夠的強度是尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈設(shè)計的關(guān)鍵所在。

目前尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈膛內(nèi)發(fā)射強度雖然可以通過理論計算的方法得出，卻不能真實地再現(xiàn)彈托在膛內(nèi)發(fā)射時各種復(fù)雜的受力狀態(tài)，而利用有限元的方法得到的結(jié)果則更加直觀、準確。因此，很多學者都在這方面進行了研究：朱鶴松、都興良等運用理論分析和靜力學有限元分析的方法對脫殼穿甲彈彈托發(fā)射應(yīng)力進行了研究，驗證了彈托最后3～5個齒應(yīng)力超過了屈服極限而產(chǎn)生塑性變形[2]；徐韓興等針對全塑材料彈托運用ANSYS中的瞬態(tài)動力學的方法進行了結(jié)構(gòu)研究，驗證了彈托采用間隙嚙合技術(shù)后，各齒之間的應(yīng)力水平差異較原始嚙合方案有明顯下降，通過具體的有限元計算分析，發(fā)現(xiàn)了齒根面最大應(yīng)力位置會隨著嚙合間隙的增加而改變，這可能是導(dǎo)致彈托在彈帶附近發(fā)生斷裂的原因[3]。在利用有限元方法進行分析時，網(wǎng)格尺寸的大小以及約束方式是否合理是影響計算結(jié)果是否快速準確的關(guān)鍵因素。

本研究針對尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈發(fā)射實驗過程中出現(xiàn)的彈托失效問題，采用不同的網(wǎng)格尺寸和約束方式對彈托進行靜力學和動力學數(shù)值仿真，為后續(xù)的分析工作提供一種新的思路和方法。

1 尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈膛內(nèi)發(fā)射載荷特性分析

彈丸在發(fā)射過程中，彈托受力狀態(tài)是很復(fù)雜的，其所受到的載荷主要有[4]：火藥氣體壓力、慣性力、摩擦力、彈帶壓力(彈帶擠入炮膛時引起的力)、彈丸在膛內(nèi)擺動時產(chǎn)生的徑向力。

馬鞍型彈托腰部主要受軸向慣性力和彈芯與彈托之間環(huán)形齒作用力，危險截面主要在A-A截面處；尾錐部主要受軸向慣性力、彈芯與彈托之間環(huán)形齒作用力、火藥氣體產(chǎn)生的推力、彈丸在膛內(nèi)擺動時產(chǎn)生的徑向力，危險截面是尾錐根部[5]，如圖1所示。

圖1 彈托受力

圖1中：P為火藥氣體壓力；F為慣性力；f為摩擦力；F1為彈帶壓力；F2為齒間作用力；F3為徑向力。

彈托與彈芯配合部主要受環(huán)形齒剪切力和環(huán)形齒壓力。嚙合齒斷裂主要是嚙合齒受力不均引起的，馬鞍形彈托腰部在膛壓和慣性力作用下極易發(fā)生鼓包變形而失效，腰部發(fā)生變形又進一步加劇了嚙合齒受力不均的情況，從而加速嚙合齒斷裂，彈托在膛內(nèi)振動幅度增大，更增大了不穩(wěn)定性。

2 數(shù)值仿真建模

2.1 建模說明

尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈的零部件主要包括風帽、彈芯、彈托、滑動彈帶以及尾翼，彈托為三瓣(各120°)馬鞍形結(jié)構(gòu)，通過密封條和緊固環(huán)等附件組成一個整體，以環(huán)形齒結(jié)構(gòu)和彈芯緊密結(jié)合[6]，如圖2所示。

由于風帽、尾翼的設(shè)計主要取決于彈形系數(shù)、飛行穩(wěn)定性要求，與彈托的關(guān)聯(lián)性不強，因此，本文在保證質(zhì)心位置不變的情況下略去風帽建立30 mm尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈三維模型。

圖2 彈丸整體示意圖

2.2 實體模型建立

根據(jù)彈芯、彈托和彈帶的軸對稱結(jié)構(gòu)，對彈托和彈芯采用1/4結(jié)構(gòu)建模和分析。ANSYS軟件與CAD軟件有強大的鏈接功能，故穿甲彈采用UG軟件建模。將得到的三維模型進行裝配后生成裝配體文件并保存為parasolid(*.x-t)格式文件，以便導(dǎo)入ANSYS軟件進行分析，模型如圖3所示。

圖3 彈丸1/4模型

2.3 材料模型

穿甲彈的彈芯材料為鎢合金，彈托材料為7A04鋁合金，本文靜力學與動力學采用相同的材料參數(shù)進行計算，其材料本構(gòu)模型及力學性能參數(shù)如表1所示?？紤]到模型中沒有畫出風帽和尾翼，因此將風帽和尾翼的質(zhì)量通過調(diào)整彈芯材料密度加到彈芯上，最終確定彈芯材料的密度為ρ=17.69 g/cm3。

3 膛內(nèi)發(fā)射過程靜力學數(shù)值仿真的影響因素分析

3.1 網(wǎng)格尺寸對仿真計算的影響

網(wǎng)格劃分的優(yōu)劣直接決定了有限元計算結(jié)果的準確性。采用很小的尺寸來劃分網(wǎng)格固然可以得到精確的結(jié)果,但是計算量將成倍增加。因此要根據(jù)所分析的問題合理劃分網(wǎng)格，使應(yīng)力變化較大處網(wǎng)格劃分更精細,而應(yīng)力變化平緩處網(wǎng)格劃分可以粗糙一些。本文運用ANSYS軟件以cm-g-μs為單位進行仿真計算，將保存的parasolid(*.x-t)格式文件導(dǎo)入ANSYS中，然后分別給彈芯和彈托定義材料。由于模型比較復(fù)雜，采用solid185結(jié)構(gòu)單元，這里將總體網(wǎng)格尺寸設(shè)定為0.3、0.25、0.2、0.15、0.1、0.05、0.02、0.01八組對模型進行網(wǎng)格劃分，以網(wǎng)格尺寸0.15為例，網(wǎng)格劃分如圖4所示。

表1 材料模型及相關(guān)參數(shù)

圖4 有限元模型

以約束方式一為例對模型進行有限元仿真分析，在仿真結(jié)果中選取彈托上最后3個齒(第11、12、13齒)上應(yīng)力值最大的點，觀察其主應(yīng)力，得到這3個齒上的應(yīng)力變化如圖5所示。

圖5 應(yīng)力-網(wǎng)格尺寸曲線

由圖5可以看出隨著網(wǎng)格尺寸的變化，第13個齒上主應(yīng)力最大值逐漸收斂至800 MPa左右，第12個齒上主應(yīng)力最大值逐漸收斂至670 MPa左右,第11個齒上主應(yīng)力最大值逐漸收斂至495 MPa左右,因此為減少計算時間，使仿真計算結(jié)果快速收斂，將網(wǎng)格尺寸設(shè)置在0.15 cm附近最佳。

3.2 約束方式對仿真計算的影響

彈丸在發(fā)射過程中，受力情況較復(fù)雜，因此針對前期理論得出的可能失效的幾個部位，通過對仿真模型施加不同的約束進行分析，由于本文使用1/4模型，均需在對稱面上施加對稱約束，以下是本文采取的3種不同的約束方式，如圖6所示。

圖6 3種不同的約束方式

1) 約束方式一：根據(jù)簡化條件，在初步設(shè)計過程時，考慮安全系數(shù)的情況下彈帶與炮膛之間以及彈托與炮膛之間的約束，先選擇面，在選擇這些面上的所有節(jié)點進行約束，約束這些節(jié)點UY和UZ方向的自由度，對彈芯軸線全約束。

2) 約束方式二：面對工程實踐中出現(xiàn)的問題，在彈丸整體上施加過載加速度，考慮到在膛壓達到最大時彈丸受力最大，故在后定心部之后的面上施加最大膛壓。約束彈芯軸線UX。

3) 約束方式三：彈丸整體加慣性加速度，約束彈托底部和彈芯軸線UX。

約束方式一加載最大膛壓Pmax=372 MPa。由于約束方式二需要在彈體上施加整體慣性力，彈丸在承受最大膛壓時，所受應(yīng)力最大，最易發(fā)生破壞，故根據(jù)公式PS=ma得到最大慣性加速度a。由于最大膛壓Pmax=372 MPa，彈丸半徑R=15 mm，因此彈丸受力橫截面積S=πR2=π×0.015 2=7.068 6e-4 m2，彈丸受到的火藥氣體壓力Fp=PmaxS=372×706.858=2.629 5e5 N；全彈質(zhì)量mtotal=0.307 5 kg；得出最大膛壓時刻彈丸加速度為a=Fp/mtotal=262 951.176/0.307 5=8.551 3e5 m/s2；膛壓加載方式及大小同約束方式一。

3.3 靜力學應(yīng)力分析

根據(jù)理論分析：膛內(nèi)發(fā)射時彈托尾裙部、馬鞍形腰部以及前后嚙合齒處是易失效部位。圖7是3種約束方式下得到的等效應(yīng)力云圖，可以看出在約束方式一的情況下，彈托受力最大處為最后一個齒，等效應(yīng)力值達到了806.3 MPa，超出彈托的屈服極限和強度極限，彈托齒發(fā)生塑性變形并且失效；在約束方式二的情況下，應(yīng)力較大處雖然出現(xiàn)在后面幾個齒，尾裙部也已經(jīng)隆起變形，尾椎部應(yīng)力值達到了563.6 MPa，也屬于危險部位；在約束方式三的情況下，最大應(yīng)力出現(xiàn)在彈托第2～3個齒處，應(yīng)力值達到了460.4 MPa，超過了彈托材料的屈服極限400 MPa，產(chǎn)生塑性變形。

為準確獲得彈托內(nèi)部應(yīng)力分布情況，本文分別在3種約束方式的仿真結(jié)果中從前往后依次選取具有代表性的十多個點，將彈托所受的等效應(yīng)力在這十多個點上按路徑分布如圖8所示。發(fā)射時，彈托齒越靠近邊緣應(yīng)力越大，而齒根部相對要小，圖8顯示出應(yīng)力波動變化的情況；另外在方式一和方式二約束下，彈托擠壓受力，等效應(yīng)力從后向前逐漸減小，而方式三約束的情況下，彈丸模擬動態(tài)受力過程，在慣性力沖擊作用下，等效應(yīng)力從前往后呈逐漸減小的趨勢。

圖7 等效應(yīng)力分布云圖

圖8 等效應(yīng)力按路徑分布曲線

4 動力學仿真結(jié)果及實驗對比分析

4.1 ANSYS LS-DYNA動力學仿真

對1/4模型側(cè)面施加對稱約束，同時對彈帶與炮膛、彈托與炮膛之間接觸面上節(jié)點施加UY和UZ方向的約束。施加載荷即在彈托后定心部之后的各表面施加火藥氣體壓力，方向與表面法向一致，這個模型所施加的載荷就是膛壓曲線，如圖9所示。

4.2 仿真結(jié)果及實驗對比分析

圖10為彈丸運動加速度曲線，加速度最大值a=8.528 8e-5 cm/μs2和靜力學中理論計算得出的加速度a=8.551 3e-5 cm/μs2吻合。圖11為動力學仿真過程中彈丸兩個時刻的應(yīng)力云圖，在膛壓曲線中可以得出最大膛壓發(fā)生在449 μs。從圖9和圖11可以看出，在399 μs時，膛壓達到第一個峰值，雖然膛壓值尚未達到最大值，彈托已經(jīng)有局部位置應(yīng)力值超過了屈服極限值；在449 μs時，膛壓達到最大值，彈托各部分受到的應(yīng)力最大，尾裙部嚴重外翻，馬鞍部應(yīng)力值也達到400 MPa以上，已經(jīng)出現(xiàn)鼓包現(xiàn)象而且有嚙合齒發(fā)生了塑性變形，尾椎部也有不同程度的塑性變形。由靜力學和動力學仿真結(jié)果綜合來看，動力學仿真結(jié)果跟3種約束方式下的靜力學仿真結(jié)果一致。

圖9 膛壓曲線

圖10 彈丸加速度曲線

圖11 不同時刻等效應(yīng)力云圖

從圖12的實驗結(jié)果中可以清晰地看出馬鞍形彈托的鼓包變形情況以及馬鞍部嚙合齒的塑性變形，從ANSYS軟件中測量所得的變形量為4.8 mm，試驗測量數(shù)據(jù)為5.2 mm，與仿真結(jié)果對比得出變相量相對誤差為7.7%。

圖12 馬鞍形彈托鼓包變形與仿真結(jié)果對比

5 結(jié)論

通過對該穿甲彈的仿真工作可得到以下結(jié)論：

1) 在本仿真模型的載荷條件下，網(wǎng)格尺寸小于等于0.15 cm時網(wǎng)格尺寸對仿真結(jié)果無影響；

2) 約束方式直接影響到膛內(nèi)強度校核結(jié)果，常規(guī)的靜態(tài)約束方式無法準確描述膛內(nèi)真實動力學狀態(tài)，導(dǎo)致應(yīng)力最大面出現(xiàn)在尾端，無法體現(xiàn)齒數(shù)和應(yīng)力分配的關(guān)系；

3) 對于脫殼穿甲彈膛內(nèi)強度的校核應(yīng)采用第三種約束方式進行仿真分析，本文算例中所得的變形部位與試驗中的變形部位一致，彈托馬鞍部變形量與試驗中變形量相對誤差為7.7%左右，較能真實體現(xiàn)內(nèi)彈道受力過程；

4) 動力學由于仿真計算工作時間長，雖能完全重現(xiàn)彈丸在膛內(nèi)運動的全過程，但所得結(jié)果與第三種約束方式一致，因此在此類問題的強度設(shè)計中優(yōu)先采用第三種約束方式，可以較為準確快速地得出結(jié)論。

本文的仿真方法可以為脫殼穿甲彈的膛內(nèi)發(fā)射過程仿真提供參考。

[1] 陳兢,高雁翎.國外防空反導(dǎo)系統(tǒng)新進展[J].戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈技術(shù),2015(6):3-10.

[2] 朱鶴松,都興良.脫殼穿甲彈彈托發(fā)射應(yīng)力的有限元分析[J].兵工學報,1981(3):51-57.

[3] 徐韓興.穿甲彈全塑材料彈托結(jié)構(gòu)研究[D].南京：南京理工大學,2007.

[4] 魏惠之，朱鶴松，汪東暉，等.彈丸設(shè)計理論[M].北京:國防工業(yè)出版社，1985：226-228.

[5] 童力,李健,余淑娟.變齒距結(jié)構(gòu)在穿甲彈設(shè)計中的應(yīng)用[J].彈箭與制導(dǎo)學報,2012(4)：109-111,118.

[6] 徐冰川,邵毅,毛保全,等.某型穿甲彈彈托輕量化仿真研究[J].裝甲兵工程學院學報,2010(6):47-50.

(責任編輯周江川)

Simulation Method of APFSDS during Launching in Bore Based on ANSYS/LS_DYNA

SONG Xu-hui, CAO Hong-song, GUO Xiang-xiang

(College of Mechatronic Engineering, North University of China, Taiyuan 030051, China)

The sabot of the anti-missile armor piercing fin stabilized discarding sabot(APFSDS) is easy to have deformation damage and other faults because of the smaller caliber and the higher bore pressure during launching process. In order to study the dynamic mechanical properties in the bore, the static and dynamic simulation model was established based on the finite element method with ANSYS/LS_DYNA software, and with regard to different mesh size and restraint way, the simulation was accomplished, and the static and dynamic simulation results were verified by the results of experiment. The results show that the simulation results have begun to converge when the mesh size is 0.15 cm, and setting reasonable constraints will improve the accuracy of simulation results, and static can be more quickly obtained simulation results compared with dynamic simulation. It will provide reference for future design research.

armor piercing fin stabilized discarding sabot; sabot; mesh size; restraint way; saddle

2016-09-02；

2016-09-30

宋旭輝(1990—)，男，碩士研究生，主要從事彈箭模擬仿真研究。

10.11809/scbgxb2017.01.020

宋旭輝，曹紅松，郭向向.基于ANSYS/LS_DYNA軟件的脫殼穿甲彈膛內(nèi)發(fā)射過程仿真方法[J].兵器裝備工程學報，2017(1):83-87.

format:SONG Xu-hui, CAO Hong-song, GUO Xiang-xiang.Simulation Method of APFSDS during Launching in Bore Based on ANSYS/LS_DYNA[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(1):83-87.

TG410.36

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