炮閂抽殼機構抽殼過程和抽殼力分析

倪路瑤,朱永梅*, 付彩越

(1.江蘇科技大學 機械工程學院, 鎮(zhèn)江 212003) (2.中國船舶重工集團公司 第713研究所, 鄭州 450015)

抽殼系統(tǒng)是炮閂機構的一部分,它主要用于抽出藥筒,性能的好壞直接影響到抽殼過程以及后續(xù)炮彈的進膛能否順暢進行．但是在對某中口徑艦炮進行的物理樣機試驗過程中,卻發(fā)現(xiàn)火藥擊發(fā)后的抽殼動作無法順利完成,達不到設計要求．因此,艦炮抽殼系統(tǒng)中抽殼過程分析和抽殼力計算,對于整個艦炮的設計意義重大．

文獻[1]中利用Pro/Engineer和ADAMS建立了某火炮炮閂系統(tǒng)的虛擬樣機,仿真發(fā)現(xiàn)接觸力在碰撞過程中的變化并不平滑,而且還可能出現(xiàn)碰撞后短期脫離,然后再次碰撞的現(xiàn)象．文獻[2]中以某中口徑艦炮的抽殼系統(tǒng)為研究對象,對抽殼力的數(shù)值進行仿真模擬,并通過規(guī)劃試驗驗證了仿真模擬的合理性和正確性,但沒有對結構做動力學仿真分析．文獻[3]中對抽殼機構進行動力學仿真,得到了抽殼力隨時間的變化曲線,但沒有通過理論計算或試驗對計算結果進行驗證．

文中以某艦炮為研究對象,通過材料拉伸試驗和理論計算,求出抽殼動作時的抽殼阻力,利用ADAMS軟件,建立炮閂抽殼系統(tǒng)的剛柔耦合虛擬樣機,分析計算抽殼力的大小,并通過試驗驗證其正確性．

1 抽殼過程分析

抽殼機構主要由抽筒子、搖臂、抽殼模板、炮膛及藥筒組成,抽筒子與搖臂通過軸安裝在炮尾上,抽殼模板固定在炮架上．抽筒子上端與藥筒底緣接觸,下端與搖臂上端接觸,搖臂下端與抽殼模板接觸,如圖1．

圖1 炮閂抽殼機構模型

炮閂復進時,抽殼機構的搖臂與抽殼模板發(fā)生碰撞,搖臂在抽殼模板的作用下逆時針旋轉(zhuǎn),搖臂的上端與抽筒子的下端發(fā)生碰撞,抽筒子順時針旋轉(zhuǎn)[4]．抽筒子上端與藥筒底緣相接觸,藥筒在抽筒子的作用下從炮膛內(nèi)抽出,并以一定的速度向后運動,進入排殼裝置．

火炮發(fā)射后,藥筒壁先進行彈塑性變形,與炮膛貼合后協(xié)同變形,然后,隨著膛壓增大,藥筒繼續(xù)產(chǎn)生塑性變形,而炮膛發(fā)生彈性變形,直到膛壓達到最大值;膛壓下降過程中,藥筒和炮膛會彈性恢復,直至膛壓消失．由于藥筒和炮膛材料的彈性模量、初始間隙不同,藥筒和炮膛之間最終可能出現(xiàn)間隙,也可能出現(xiàn)過盈．若出現(xiàn)間隙,則藥筒可以很容易被抽出來;若產(chǎn)生過盈,藥筒和炮膛間將存在徑向壓力,抽出藥筒需要克服藥筒與炮膛之間的軸向摩擦阻力．

2 藥筒和炮膛材料試驗研究

藥筒在膛壓作用下發(fā)生拉伸變形,試驗試樣參照金屬材料拉伸試驗標準制備,材料為S20鋼,標準的R4比例試樣,直徑d為10 mm,長度L為50 mm,如圖2(a)；炮膛拉伸試樣的材料是PCrNi3MoA,試樣直徑d為12 mm,標距為60 mm,如圖2(b)；由于材料的硬度較大,為了防止試驗時夾具與試樣發(fā)生滑動,選用端部螺紋型試樣,并制作材料為45鋼的端部連接套,試驗儀器為艾力公司生產(chǎn)的電子萬能材料試驗機,如圖2(c).在室溫下,以2 N/(mm2·s)的速度加載,變形位移通過引伸計來測量．

圖2 拉伸試驗設備

圖3為S20鋼的應力與變形曲線,初始階段為彈性變形階段,位移達到0.12 mm時，開始發(fā)生塑性變形,位移達到2.967 mm時,試樣被拉斷．圖4為炮鋼PCrNi3MoA的應力與變形曲線,由于材料硬度較大,出現(xiàn)連續(xù)屈服的現(xiàn)象．試驗結果如表1．

圖3 S20鋼應力與變形曲線

圖4 PCrNi3MoA應力與變形曲線

表1 材料參數(shù)

3 抽殼力理論計算

將藥筒看作薄壁圓筒,炮膛視為開口厚壁圓筒,由于藥筒封口端被閂體擋住,軸向位移很小,則藥筒和炮膛的幾何形狀、載荷、支撐沿軸向沒有變化,所以可將炮膛和藥筒視為軸對稱問題[5]．文中以某中型火炮為研究對象,結合艦炮發(fā)射過程的3個階段來對藥筒和炮膛進行受力分析,幾何參數(shù)如表2.

表2 幾何參數(shù)

3.1 藥筒貼膛前

在開始階段,藥筒所受的膛壓較小,藥筒只發(fā)生彈性變形,根據(jù)薄壁圓筒理論,膛壓p、藥筒徑向變形Δr、內(nèi)半徑r、壁厚δ、切向應力σt、藥筒彈性模量E的關系如下:

(1)

(2)

隨著膛壓p從0逐漸增大,藥筒的切向應力達到藥筒的彈性極限,則pe=9.88 MPa,Δre=0.13 mm.

已知初始間隙Δ0為0.29 mm,則Δre<Δ0,藥筒貼膛前會發(fā)生塑性變形．

藥筒瞬時切應力σt為:

σt=σe+Aε

(3)

式中：A為材料強化系數(shù),對于炮鋼,A=100 GPa[6]；ε為瞬時塑性應變．

貼膛時,藥筒外表面與炮膛內(nèi)表面之間的間隙消失．此時,膛壓p0為:

(4)

計算得出,p0=15.44 MPa;藥筒貼膛前,藥筒與炮膛間不存在徑向壓力,即p1=0．

3.2 貼膛至最大膛壓

藥筒與炮膛貼合后,藥筒與炮膛協(xié)同變形,并在藥筒與炮膛之間產(chǎn)生壓力p1，炮膛在徑向壓力p1作用下產(chǎn)生彈性變形.根據(jù)厚壁圓筒理論,炮膛內(nèi)表面切向應變和徑向變形分別為:

(5)

Δr1=r1Bp1

(6)

式中：r1、r2分別為炮膛的內(nèi)外半徑；E1為炮膛的彈性模量．此時,藥筒在膛壓p和徑向壓力p1作用下,藥筒壁內(nèi)產(chǎn)生的應變εt和徑向變形Δr分別為:

(7)

Δr=rεt

(8)

式中,σe1、εe1分別為炮膛的彈性極限和相應的彈性應變．

藥筒和炮膛之間的最大徑向壓力為:

(9)

此時,炮膛內(nèi)表面最大徑向變形為：

Δr1m=r1Bp1m

(10)

考慮到藥筒與炮膛協(xié)同變形,則藥筒最大徑向變形為:

Δrm=Δ0+Δr1m

(11)

取最大膛壓pm=400 MPa,計算得出p1m=367.98 MPa,εt1m=3.03×10-3;Δr1m=0.429 mm;Δrm=0.719 mm,σtm=303 MPa．

3.3 膛壓下降階段

(12)

計算得出p1=7.444 MPa,帶入式(5)得εt1=6.13×10-5,帶入式(8)得Δr1=0.004 34 mm．

計算結果根據(jù)4個時間點分別列出(表3).藥筒發(fā)射過程中,藥筒和炮膛單獨承受的壓力與徑向變形的關系曲線如圖5．圖中,曲線oabcf為藥筒的變形曲線,曲線def為炮膛的變形曲線．

表3 壓力和位移計算結果

圖5 藥筒與炮膛的壓力與徑向變形關系

3.4 抽殼力的計算與影響因素分析

設膛底火藥燃氣推力為Ft,藥筒與炮膛之間的軸向摩擦力為Fmz,抽殼力Fch的計算公式[7]為:

Fch=Fmz-Ft

(13)

當膛壓消失時,藥筒與炮膛之間最終出現(xiàn)過盈,藥筒被炮膛壓縮,處于壓縮應力狀態(tài)．

Fch=πflEεt1(d1-d)=2πflδEεt1

(14)

式中：藥筒的工作長度l=200 mm；藥筒與炮膛之間的摩擦系數(shù)f=0.75.則Fch=20.354 kN.

根據(jù)抽殼力的計算公式可直接看出,在其他參數(shù)不變的條件下,抽殼力與摩擦系數(shù)f、藥筒工作長度l分別成正比,即摩擦力越大,工作長度越大,抽殼力就會越大．下面討論初始間隙Δ0、最大膛壓Pm、藥筒壁厚δ對抽殼力的影響．

取初始間隙為0.29 mm,藥筒壁厚為1.71 mm,分析最大膛壓分別為460、400、340、280、220、160 MPa的抽殼力,抽殼力與最大膛壓的關系如圖6．圖中，隨著最大膛壓的增大,抽殼力會逐漸增加,這是由于膛壓增大導致藥筒的塑性變形增大,使膛壓消失后藥筒和炮膛之間的徑向壓力增大．圖7為初始間隙分別為0.39、0.34、0.29、0.24、0.19、0.14 mm的抽殼力,此時選用的最大膛壓為400 MPa,壁厚為1.71 mm．數(shù)據(jù)顯示隨著初始間隙增大,抽殼力會有所降低,這是由于初始間隙增大后,引起藥筒自由塑性變形增加,藥筒與炮膛協(xié)同變形后的最大徑向壓力減小,膛壓消失后的徑向壓力也隨之減?。?/p>

圖6 最大膛壓與抽殼力的關系

圖7 初始間隙與抽殼力的關系

圖8為藥筒壁厚分別為3.71、3.21、2.71、2.21、1.71、1.21 mm的抽殼力,此時選用的最大膛壓為400 MPa,初始間隙為0.29 mm,圖中，隨著藥筒壁厚的增加,抽殼力也隨之增大．這是由于藥筒壁厚增大,使藥筒與炮膛的相對緊縮量增大,抽殼時需要克服的阻力也隨之增大．

圖8 藥筒壁厚與抽殼力的關系

4 抽殼力有限元分析

利用ADAMS軟件建立炮閂抽殼機構的剛柔混合虛擬樣機,如圖9．抽筒子、抽殼模板、搖臂為柔性體,其他元件為剛性體,炮身復進速度為3 m/s．設置抽殼模板與底座間之間為固定副,抽筒子軸、搖臂軸分別與地面為固定副,搖臂與搖臂軸間為轉(zhuǎn)動副,抽筒子與抽筒子軸間為轉(zhuǎn)動副,藥筒與炮膛間為移動副,炮膛與地面間為固定副,底座與地面間為移動副．在抽殼模板與搖臂、搖臂與搖臂軸、搖臂與抽筒子、抽筒子與抽筒子軸、抽筒子與藥筒、藥筒與炮膛之間設置接觸[8]．

圖9 剛柔耦合模型

由于ADAMS無法模擬出彈藥爆炸的效果,文中通過計算4個抽殼阻力點,運用spline樣條擬合函數(shù),近似擬合出抽殼阻力曲線,再利用AKISPL函數(shù)添加一個單向力加載到模型中,將此數(shù)據(jù)單元作為函數(shù)的引用曲線,得出抽殼阻力的近似曲線,如圖10．

圖10 抽殼力曲線

由抽殼力曲線可以看出,在14 ms之后,抽殼力迅速增加,最大值達到22.346 kN,在16 ms之后迅速下降到2.75 kN左右,再緩慢下降至抽殼動作結束．

5 試驗驗證

為模擬炮閂實際工況,在試驗樣機發(fā)射試驗的基礎上,試驗設備去掉抽筒子,裝上一個帶壓力表的抽出裝置,試驗原理如圖11．抽出裝置一端與藥筒固定,另一端發(fā)力絲杠的螺母和底座連接并固定．通過給抽出裝置一個固定速度,來模擬抽出藥筒的動作,在抽出過程中,可以通過壓力表準確測量抽殼力大?。?/p>

圖11 試驗原理圖

經(jīng)過測試試驗,得到抽殼力曲線,如圖 12．測試的抽殼力最大值為 20.83 kN,與理論計算結果偏差誤差僅為2.34%,則試驗測試原理是合理的,將仿真所得數(shù)據(jù)和試驗數(shù)據(jù)比較，可以看出仿真值比試驗結果高7.28%．

圖12 抽殼力曲線

6 結論

(1) 通過材料力學和工程彈塑性力學等相關知識對抽殼過程分階段進行分析,發(fā)現(xiàn)炮彈發(fā)射后,藥筒在膛壓作用下,發(fā)生彈性變形和塑性變形,貼膛后與炮膛發(fā)生協(xié)同變形,在膛壓消失后,炮膛的彈性恢復使藥筒反向受壓；

(2) 將藥筒抽出需要克服藥筒和炮膛之間的徑向力產(chǎn)生的摩擦阻力,該抽殼阻力與摩擦系數(shù)和工作長度成正比,分析結果表明,抽殼阻力與最大膛壓近似成線性正相關,與初始間隙在一定范圍內(nèi)為負相關關系,與藥筒壁厚之間成正相關；

(3) 通過在ADAMS中建立抽殼機構剛柔耦合虛擬樣機,對炮閂機構進行動力學仿真,擬合出抽殼力曲線,并規(guī)劃藥筒抽出裝置試驗,驗證其分析方法可行．

文中存在一些不足之處,在抽殼力計算部分,對藥筒和炮膛作出了一些假設,對模型進行了簡化,這些會影響到抽殼力的計算精度．

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