長桿彈機械式脫殼技術研究

張漢武， 李 干， 王明洋

(解放軍理工大學 爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室， 南京 210007)

二級輕氣炮是一種通用的發(fā)射裝置，對彈體的材料、形狀和質量適用范圍寬，被廣泛的應用于高速、超高速問題的試驗研究[1]。在試驗發(fā)射金屬彈體時，出于保護發(fā)射管內膛的原因，須制作一種能包裹彈體的塑料材質彈托，彈托外徑與發(fā)射管內口徑一致，彈托攜帶彈體高速射向靶體。在輕氣炮高速/超高速碰撞試驗中，長桿彈彈托會影響到靶體的開坑效果。劉堅成等[2]進行了定心式彈托對次口徑彈體侵徹混凝土效應影響的研究，發(fā)現(xiàn)彈托附加質量對侵徹深度有明顯影響。因此，為避免彈托本身對試驗帶來的干擾，須設法對彈體進行彈托分離。

目前常用的脫殼方式主要分為氣動力脫殼和機械式脫殼。氣動式脫殼通過設計彈托的幾何形狀，使彈托在高速飛行中由發(fā)射管出口激波和周圍流場共同作用與彈體分離[3]。Schmidt等[4]進行了60 mm口徑氣體炮發(fā)射尾翼穩(wěn)定穿甲彈試驗，研究了脫殼過程中引起彈道擾動的因素，認為通過實現(xiàn)快速彈托分離有助于減少氣動力的干擾。Zielinski等[5]通過試驗和工程建模技術，分析了電磁學在固體電樞軌道炮發(fā)射脫殼彈過程中所發(fā)揮的作用。Dick等[6]與進行了風洞試驗，研究了在脫殼過程中不同階段彈托表面的靜態(tài)壓力，為計算流體動力學軟件提供了可供參考的數(shù)據(jù)。與氣動脫殼相比，機械式脫殼通過外部脫殼器與彈托發(fā)生直接機械作用，實現(xiàn)彈托和彈體的分離，在此過程中彈體速度并不會損失。王金貴[7]采用錐形攔截器對二級輕氣炮發(fā)射超高速彈丸進行了彈托分離試驗，該脫殼裝置針對小型彈丸設計，對長桿彈適用情況并未研究。申超等[8]研究了利用木靶作為脫殼裝置的一種機械式脫殼方法，采用次口徑彈體，為同類型高速侵徹提供了參考。

長桿彈長徑比大，相對于超高速碰撞條件下的球形彈，彈托更長，質量更大，脫殼難度也更大。從目前的文獻調研結果來看，并未見針對長桿彈機械脫殼技術的公開報道。鑒于此，本文在現(xiàn)有的球形彈機械脫殼技術基礎上，通過改進，設計了一種適合長桿彈的機械脫殼系統(tǒng)，既能實現(xiàn)彈托分離又能充分發(fā)揮輕氣炮的發(fā)射性能。

1 機械式脫殼系統(tǒng)設計方案

長桿彈機械式脫殼系統(tǒng)的結構，如圖1所示，針對長桿彈彈托長、托底厚、質量大的特點，在設計時采用三段式減速機制：長桿彈飛出發(fā)射管后進入出口延伸段，彈托與脫殼器發(fā)生碰撞，之后彈托沿錐形脫殼器與減速器1撞擊，減速器1獲得速度后進一步與減速器2和彈托回收器組成三級減速和緩沖，并最終通過卡盤1和2中的橡膠環(huán)吸能完成彈托制動。彈托碎片由彈托回收器回收，長桿彈沿脫殼器內孔飛出，射向靶體，實現(xiàn)脫殼。

圖1 機械式脫殼系統(tǒng)示意圖

脫殼系統(tǒng)中，發(fā)射管出口延伸段與炮管同軸，起導向作用，以保證長桿彈準確進入脫殼器，并在延伸段的出口處設計帶有小段圓弧的預留空間，使分離的彈托順利進入減速階段；脫殼器前段為錐形，入口處外側采用大倒角處理，與彈托前端傾角匹配以便于引導彈托分離運動，脫殼器內管道采用小錐角收縮設計，以實現(xiàn)進入脫殼器的彈托底部材料的減速，更好的與彈體分離；減速器1、2為兩個金屬圓板，套在脫殼器上，可以滑動，彈托碎片撞上減速器1后，兩者會以更低的速度撞上質量更大的減速器2，進而實現(xiàn)二次減速；彈托回收器設置了較大空間用來回收分離的彈托碎片。卡盤1、2通過螺栓連接，中間放置多層橡膠圈，以發(fā)揮減振的作用。整個脫殼系統(tǒng)由卡盤1通過螺桿固定在發(fā)射管出口端。

彈托采用抗沖擊性好，機械強度高的聚碳酸酯材料[9]，由四瓣卡瓣及底推拼接而成，如圖2所示。彈托設計基于兩點考慮：① 減小彈托質量，降低彈托對脫殼器造成的損傷程度；② 彈托與脫殼器高速碰撞，彈托前端傾角與脫殼器外側倒角相匹配，實現(xiàn)更好的脫殼效果。

圖2 彈托結構

2 長桿彈脫殼實驗

實驗在解放軍理工大學爆炸沖擊防災減災國家重點實驗室的100/30 mm二級輕氣炮上進行，實驗系統(tǒng)如圖3所示，由炮管、脫殼器、激光測速儀、光源、高速攝影、靶體、靶室等組成。彈丸在脫殼器內完成彈托分離后，采用激光測速儀測量彈丸速度，由高速攝影捕捉彈丸撞擊靶體的畫面。組合好的脫殼器和安裝好的脫殼系統(tǒng)如圖4所示。

圖3 實驗系統(tǒng)局部示意圖

實驗測得彈體發(fā)射速度為1 000 m/s，實驗前后脫殼裝置外觀上無明顯變化。拆解裝置，發(fā)現(xiàn)脫殼器外表面及彈托回收器內部均被碳化的聚碳酸酯所覆蓋，回收到大量熔化的彈托殘余。圖5所示的是清理后在減速器1上觀察到的彈托撞擊留下的印痕，對稱分布；脫殼系統(tǒng)其他構件均未受損傷，脫殼器幾乎未發(fā)生變形(如圖6所示)。說明此脫殼裝置設計合理，脫殼過程穩(wěn)定、可靠。

圖5 試驗后的減速器1

圖6 脫殼器實驗前后對比

圖7為高速攝影捕捉到完成脫殼后的長桿彈即將撞靶的照片，通過高速攝影看出，長桿彈飛行姿態(tài)穩(wěn)定，僅有少量彈托殘余隨彈體一同飛出。說明彈托分離效果良好，成功實現(xiàn)了長桿彈的機械式脫殼。

圖7 長桿彈照片

3 長桿彈脫殼過程數(shù)值模擬及工作性能分析

采用FEM-SPH接觸耦合算法[10]對彈托與脫殼器間的高速碰撞進行數(shù)值模擬。由于模型結構相對復雜，AUTODYN軟件自身前處理模塊無法建立模型，故利用ANSYS軟件完成建模前處理，生成K文件，導入AUTODYN軟件進行后處理?？ò昙暗淄扑貌牧蠟榫厶妓狨ゲ牧?，密度為1.19 g/cm3，采用SPH模型，粒子尺寸為0.3 mm。彈丸及脫殼器所用材料為30CrMnSiNi2A鋼，采用Lagrange模型，六面體單元。彈體長54 mm，直徑10.8 mm，密度為7.85 g/cm3，長徑比為5。對脫殼器采用梯度網(wǎng)格劃分方法，端部加密，減少計算時間的同時保證結果的精確性。彈托與脫殼器及彈體間摩擦系數(shù)設為0.51[11-12]。

30CrMnSiNi2A鋼、聚碳酸酯狀態(tài)方程采用Shock方程，該方程適用于絕大多數(shù)固體和液體材料，且形式簡單。表達式如下

U=c0+s1up

(1)

式中:U為沖擊速度，c0,s1為材料常數(shù)，up為質點速度。

30CrMnSiNi2A鋼在不同的沖擊條件下，具有一定的應變率效應，其強度模型采用Johnson-Cook模型，綜合考慮應力硬化、應變率效應、及熱效應，其表達式如下

(2)

(3)

式中，Troom為室溫，Tmelt為熔點溫度。

聚碳酸酯材料強度模型采用Von Mises準則，其屈服強度為89.7 MPa。

簡化后的仿真模型，如圖8所示。長桿彈在發(fā)射速度為1 000 m/s時的脫殼過程，如表2所示。

圖8 長桿彈機械脫殼數(shù)值仿真模型

彈托在與脫殼器發(fā)生高速碰撞后，以近似流體的狀態(tài)沿著脫殼器上表面飛行，同時會有少部分彈托碎片進入脫殼器與彈體間的縫隙。彈托后表面為自由界面，沖擊波傳到后反射為拉伸波，當拉伸波傳播到彈托與彈丸的交界面時，再次反射，使兩者分開。繼續(xù)飛行一段距離后，彈體與彈托殘余逐漸分離，順利脫殼。

如圖9所示,在長桿彈撞擊靶體0.11 ms后，被脫殼器切割的彈托殘余出現(xiàn)在高速攝影所拍攝的畫面中。經(jīng)計算彈托殘余速度約為975 m/s，數(shù)值模擬中設置觀察點的彈托殘余速度為953 m/s，與試驗相差約2.26%，數(shù)值模擬與試驗吻合度較高，說明其結果是可靠的。數(shù)值模擬中，長桿彈初速度為1 000 m/s，完成脫殼后，其速度為996.5 m/s，速度損失0.35%，而在氣動脫殼試驗中，彈體速度損失往往達到10%～20%[13]，由此可知，相對于氣動脫殼，此種脫殼方式可充分發(fā)揮氣體炮的發(fā)射性能。

圖9 彈托殘余照片

令長桿彈分別以500、1 000、1 250、1 500、1 750 m/s的速度進行機械式脫殼模擬。研究在不同速度條件下，彈托對脫殼器造成的損傷。整理后如表3所示。

從表3可知，在速度500、1 000、1 250 m/s條件下，彈托對脫殼器影響很小，幾乎不產(chǎn)生變形；速度為1 500 m/s時，脫殼器頭部開始出現(xiàn)微小變形，當速度達到2 000 m/s時，脫殼器在彈托的沖擊下，發(fā)生嚴重變形。由此，可認為速度低于或接近1 500 m/s時，脫殼器工作性能較好，可重復進行試驗；當速度很達到1 750 m/s及以上時，脫殼器受沖擊變形嚴重，需更換脫殼器。

4 結 論

本文通過對脫殼原理分析，結合脫殼試驗和數(shù)值模擬兩種方法，研究了長桿彈機械式脫殼技術，數(shù)值模擬與試驗結果高度吻合，再現(xiàn)了長桿彈整個脫殼過程，并對脫殼器工作性能進行了分析。得到以下結論：

(1) 長桿彈機械式脫殼系統(tǒng)設計合理，彈體著靶姿態(tài)穩(wěn)定，速度損失小，脫殼效果十分理想。

(2) 長桿彈發(fā)射速度較小時，脫殼器可重復使用，超過1 500 m/s時，脫殼器受損較為嚴重，需更換脫殼器。