燒蝕磨損對某大口徑自行加榴炮動態(tài)響應(yīng)的影響

郭俊行,樵軍謀,李宗虎,丁紅民

(西北機電工程研究所,陜西 咸陽,712009)

某大口徑自行加榴炮初速高、膛壓高,因此,身管壽命和射擊精度是該型火炮總體關(guān)鍵技術(shù)指標,膛線形式成為影響身管壽命和射擊精度的關(guān)鍵因素之一。膛線形式的選擇,有等齊膛線、漸速膛線、漸速-等齊混合膛線等技術(shù)途徑。一般認為,采用漸速膛線能夠減緩膛線導(dǎo)轉(zhuǎn)側(cè)磨損,改善膛線起始部的受力,而減小這個部位的磨損,有利于提高身管壽命[1-2]。相關(guān)研究認為炮口振動是影響射擊精度的重要因素之一,反后坐裝置布置對動力學(xué)響應(yīng)有一定影響。文獻[3]通過對搖架變形及其與反后坐裝置相互作用的分析,研究了反后坐裝置在搖架上不同安裝方式對重復(fù)工作一致性的影響,但是僅為定性分析、沒有定量計算。文獻[4]應(yīng)用非線性有限元理論,建立了某大口徑火炮的發(fā)射動力學(xué)模型,考慮了機構(gòu)之間的接觸碰撞關(guān)系,采用數(shù)值計算研究了復(fù)進機和駐退機的不同固定方式和不同布置位置對載荷傳遞規(guī)律和炮口振動的影響。文獻[5]建立了全炮剛?cè)狁詈习l(fā)射動力學(xué)模型,研究了反后坐裝置布局對炮口振動的影響。但是,以上研究并沒有考慮彈丸運動。以上研究及相關(guān)工程實踐均表明,反后坐裝置布置對動力學(xué)響應(yīng)有一定影響,采用反后坐裝置對射擊平面對稱布置的方案能夠減小對發(fā)射系統(tǒng)的影響從而改善射擊精度。文獻[6]基于SPH-FEM方法建立了全炮發(fā)射動力學(xué)模型,通過對比仿真結(jié)果和試驗數(shù)據(jù)驗證了該模型的有效性,研究了彈丸不平衡因素及裝填姿態(tài)等炮口振動的影響。文獻[7-8]建立了燒蝕后身管的動力學(xué)模型,研究了燒蝕磨損對擠進的影響。以上研究沒有考慮燒蝕等因素對火炮系統(tǒng)振動的影響,該研究仍然有待深入。

本文以采用反后坐裝置全對稱布置、混合膛線的某大口徑自行加榴炮為例,研究燒蝕磨損對其動力學(xué)響應(yīng)的影響;采用有限元理論建立發(fā)射動力學(xué)模型,研究了內(nèi)膛不同磨損程度對火炮動態(tài)響應(yīng)的影響,為未來發(fā)展高精度、長壽命大口徑火炮提供理論參考。

圖1 反后坐裝置及定向栓布置方案

1 火炮結(jié)構(gòu)及有限元模型

1.1 火炮起落部分結(jié)構(gòu)

該自行火炮反后坐裝置及定向栓布置方案見圖1。如圖1所示,復(fù)進機、制退機、定向栓關(guān)于火炮軸線對角對稱布置。起落部分采用實體單元和殼體單元為主的網(wǎng)格劃分方法[9],建立有限元網(wǎng)格,如圖2所示。

圖2 自行火炮起落部分有限元模型

1.2 燒蝕身管有限元模型

經(jīng)過一定射擊次數(shù)后,身管燒蝕明顯。圖3是某大口徑火炮身管實測的陰線、陽線的擴大系數(shù)隨位置變化圖,圖中,陽線、陰線擴大系數(shù)分別定義為

(1)

(2)

式中:dl為陽線原始直徑,d′l為燒蝕后陽線直徑;dg為陰線原始直徑,d′g為燒蝕后陰線直徑;z為測量位置距膛線起始點的距離。由圖可見,經(jīng)過一定射擊次數(shù)的身管,陰線、陽線的擴大倍數(shù)在沿身管長度方向是不同的,在膛線起始段燒蝕明顯,而炮口附近燒蝕較小。圖3是某火炮實際測徑數(shù)據(jù),由圖可見,膛線起始部向前25.4 mm處陽線直徑擴大量為2.1 mm。

圖3 某大口徑火炮身管內(nèi)膛直徑燒蝕情況

本文提出了一種燒蝕身管有限元模型建模方法。首先,使用UG軟件建立幾何母模型,如圖4(a)所示,準確建立其坡膛的幾何尺寸,簡化了膛線橫截面上的圓角,膛線部分為拉伸特征。其次,使用HyperMesh等軟件對其進行網(wǎng)格劃分,得到圖4(b)所示有限元母模型。再編程實現(xiàn)坐標徑向放大、旋轉(zhuǎn)變換,得到混合膛線身管燒蝕后的有限元網(wǎng)格,見圖4(c)。對某樣炮進行310發(fā)和581發(fā)射擊,獲得實際測徑數(shù)據(jù),其膛線起始部向前25.4 mm處直徑分別擴大了2.1 mm和4.6 mm,經(jīng)過統(tǒng)計射擊數(shù)據(jù),分別對應(yīng)射彈當量數(shù)(EFC)240和540。依據(jù)膛線部分實測尺寸建立了2個燒蝕身管有限元模型,其膛線部分尺寸均有不同程度的磨損,以下簡稱“直徑擴大2.1 mm”和“直徑擴大4.6 mm”。

圖4 燒蝕身管建模方法

彈丸網(wǎng)格模型見圖5,彈帶部分采用光滑粒子單元加實體單元建模[10-13],該方法能夠應(yīng)用于大口徑火炮彈丸運動及炮口振動分析[6]。

圖5 彈丸網(wǎng)格模型

1.3 坐標系

取炮口方向為z軸正向,從炮尾看過去向左為x軸正向,向上為y軸正向。炮口用炮口制退器前端面中心來代替,射擊過程中該中心點偏離原始位置,即炮口響應(yīng)。由于該端面本身基本不變形,它的運動僅僅為平移和端面外法線的轉(zhuǎn)動,即由平動位移和旋轉(zhuǎn)角位移構(gòu)成。約定炮口在x向和y向的位移為s1和s2,s1向左為正,s2向上為正;繞x軸和y軸轉(zhuǎn)動的角度為α1和α2,即高低和方向角位移,α1向下為正,α2向左為正;具體見圖6。

圖6 炮口振動位移和角位移方向示意圖

1.4 彈炮耦合動力學(xué)模型

根據(jù)火炮結(jié)構(gòu)的特點,搖架與后坐部分之間通過襯套支撐,同時有定向栓限制后坐部分的旋轉(zhuǎn),故定義搖架前后銅襯套內(nèi)表面與身管圓柱部外表面、定向栓室表面和定向栓之間的接觸關(guān)系。火炮在靜止狀態(tài)下受重力作用產(chǎn)生自重變形,是發(fā)射時的初始幾何構(gòu)型。首先,建立靜態(tài)分析步求解其變形和應(yīng)力,再導(dǎo)入靜態(tài)分析結(jié)果進行下一步分析。圖7是起落部分在0°射角時的靜力變形求解結(jié)果,從云圖可以看出,最大位移為11.48 mm,位于炮口制退器。

圖7 起落部分在0°射角時的自重變形

為對比燒蝕對動態(tài)響應(yīng)的影響,分別建立有限元模型。計算條件選為常溫全裝藥,內(nèi)彈道計算出的壓力曲線見圖8。彈丸定心部直徑取為下偏差,彈丸無質(zhì)量偏心,高低射角和方向射角取0°。

圖8 某裝藥條件壓力曲線

在有限元模型中,在炮尾和搖架之間建立非線性彈簧和非線性阻尼單元,分別用來模擬復(fù)進機和制退機。經(jīng)典內(nèi)彈道理論認為,隨著彈丸行程的增大,彈后空間分布的燃氣壓力隨時間和空間變化,動態(tài)地作用在部分身管內(nèi)膛表面上。根據(jù)經(jīng)典內(nèi)彈道理論,假設(shè)彈后空間的壓力分布是一個二次曲線,可以通過膛底壓力、彈底壓力、彈丸位置,依據(jù)公式計算得到。由于在前處理中很難將彈后空間的燃氣壓力動態(tài)地加載到內(nèi)膛表面,為此本研究對Abaqus/Explicit提供的VDLOAD子程序進行二次開發(fā),以實現(xiàn)壓力動態(tài)加載,程序流程如圖9所示。首先,依據(jù)分析步時間,由彈丸行程、后坐行程曲線查表得出彈丸、膛底所處的位置,即可判斷內(nèi)膛表面上某點處于彈前空間還是彈后空間;如果該點處于彈前空間,壓力載荷為0;如果是彈后空間,從內(nèi)彈道曲線上插值得出膛底壓力、彈底壓力,再依據(jù)壓力分布插值得到壓力載荷。

圖9 使用VDLOAD子程序?qū)崿F(xiàn)布爾頓力加載的程序流程圖

彈丸在膛內(nèi)運動時彈帶和內(nèi)膛表面接觸,定心部也可能與內(nèi)膛表面接觸,定義定心部表面、彈帶和內(nèi)膛的接觸關(guān)系;后坐部分支撐在搖架的襯套上,身管外表面和襯套接觸,定義身管外表面和襯套的接觸關(guān)系。

2 計算結(jié)果及討論

2.1 內(nèi)彈道符合計算

圖10是有限元模型計算得到的彈丸加速度a曲線。從圖中可以看出,所建立的動力學(xué)有限元模型計算出的彈丸加速度與內(nèi)彈道計算結(jié)果符合良好。

圖10 模型計算得到的彈丸加速度曲線

下文圖中均采用混合膛線條件。

圖11是有限元模型計算得到的彈丸導(dǎo)轉(zhuǎn)力矩M隨時間t和彈丸行程l變化曲線。從圖中可以看出,所建立的動力學(xué)有限元模型計算出的彈丸導(dǎo)轉(zhuǎn)力矩與內(nèi)彈道計算結(jié)果[1]符合良好。

圖11 有限元計算得到的導(dǎo)轉(zhuǎn)力矩隨時間和彈丸行程變化曲線

2.2 彈丸前定心部力

圖12是有限元模型計算得到的彈丸前定心部受x方向接觸力Fx、y方向接觸力Fy變化曲線。

圖12 有限元計算得到的彈丸前定心部力變化曲線

從圖12中可以看出,在新炮時定心部力持續(xù)的時間很短,彈丸在運動時與內(nèi)膛碰撞然后彈回。在燒蝕磨損后,定心部力持續(xù)的時間逐漸增長,定心部力逐漸增大。

2.3 炮口振動響應(yīng)

圖13、圖14是有限元模型計算得到的炮口振動響應(yīng)曲線,圖中,s1為左右位移,s2為高低位移,α1為左右角位移,α2為高低角位移,v1為左右速度,v2為高低速度,ω1為左右角速度,ω2為高低角速度。

圖13 仿真得到的炮口振動位移及角位移曲線

圖14 仿真得到的炮口振動速度及角速度曲線

從圖13、圖14中可以看出,隨著燒蝕磨損量增加,炮口振動位移增加不明顯,炮口振動速度有所增大。炮口點左右線速度和角速度有增大趨勢,而高低線速度和角速度增加不明顯,這與火炮炮口振動產(chǎn)生的機理有關(guān)。以后坐部分為研究對象,發(fā)射過程中主要外力有反后坐裝置力、慣性力、布爾頓力、彈丸作用力等[6]。由于采用了反后坐裝置沿火炮軸線對稱布置方案,反后坐裝置力對炮膛軸線力矩有互相抵消的趨勢。慣性力和布爾頓力總是引起火炮在高低方向的振動,其影響反映在高低位移曲線上。身管受彈丸作用力與很多因素有關(guān),前定心部力會受到彈炮間隙影響,有一定的隨機性,引起炮口振動的隨機性。文獻[6]研究結(jié)果表明,炮口振動受彈丸與內(nèi)膛作用影響明顯。從圖12中可以看出,在采用混合膛線時彈丸轉(zhuǎn)速逐漸增加,彈丸接觸力隨彈丸行程增加;由圖14可以看到,隨著內(nèi)膛磨損量增加,炮口振動速度逐漸增大。

3 結(jié)論

本文研究了內(nèi)膛燒蝕磨損對某大口徑自行加榴炮動態(tài)響應(yīng)的影響。采用有限元方法建立了起落部分的有限元模型;依據(jù)內(nèi)膛直徑實測數(shù)據(jù),建立了2種燒蝕磨損程度的身管模型;仿真了膛內(nèi)時期起落部分的動態(tài)響應(yīng),得到了彈丸運動加速度、導(dǎo)轉(zhuǎn)力矩、前定心部力和炮口點振動。經(jīng)過仿真分析可知,該大口徑自行加榴炮采用混合膛線時隨著燒蝕磨損增大,彈丸的定心部力逐漸增大,炮口振動位移增加不明顯,炮口振動速度有所增大。