基于發(fā)射環(huán)境炮-彈-引耦合仿真的中大口徑加榴炮機械觸發(fā)引信失效分析

田中旺，寧變芳，牛蘭杰，李世騰，劉軍，趙旭

（1.機電動態(tài)控制重點實驗室，西安 710065；2.西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099）

中大口徑加榴炮是壓制敵人炮兵、摧毀遠距離目標、反擊坦克和殲滅敵人活動目標的攻擊利器[1]，在現(xiàn)代戰(zhàn)爭中占有主要地位，是各軍事強國的陸軍主戰(zhàn)武器。配裝機械觸發(fā)引信[2-4]的中大口徑榴彈是中大口徑加榴炮的主要配用彈藥，裝備量大，引信性能關(guān)乎武器系統(tǒng)的安全性、可靠性和毀傷效能。

近些年來，中大口徑加榴炮底凹殺爆彈機械觸發(fā)引信在產(chǎn)品交驗、部隊演訓(xùn)時，多次發(fā)生膛炸、彈道炸和瞎火[5-6]，故障現(xiàn)象主要包括引信安全系統(tǒng)典型夾板軸孔配合處出現(xiàn)不規(guī)則（呈花瓣狀）變形導(dǎo)致保險機構(gòu)異常作用[7-8]、慣性觸發(fā)機構(gòu)在彈道飛行中經(jīng)受異常章動力提前作用[9]等。傳統(tǒng)的故障定位和歸零分析手段，只能從事故表征現(xiàn)象入手，采用大量試驗進行故障再現(xiàn)，存在排查周期長、原因定位不準確、失效機理研究不清晰等問題，導(dǎo)致膛炸、彈道炸故障反復(fù)出現(xiàn)，難以杜絕。引信在彈丸發(fā)射后出現(xiàn)的故障與中大口徑加榴炮的高動態(tài)發(fā)射環(huán)境非常惡劣有關(guān)[10-12]，引信承受的載荷是非線性的，耦合了發(fā)射藥劑燃燒產(chǎn)生的后坐過載、彈丸沿身管膛線旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力以及彈帶擠進過程產(chǎn)生的橫向碰撞和振動等。對引信的失效分析不能只考慮引信本身，應(yīng)從炮–彈–引耦合作用的角度入手，充分考慮內(nèi)彈道發(fā)射過程的各類影響因素，主要包括火炮發(fā)射裝藥量、彈丸與火炮身管的配合間隙、彈丸裝填到位情況以及火炮身管的磨損情況等[13-15]。

曾志銀等[16]通過建立彈丸身管耦合系統(tǒng)非線性有限元分析模型，研究了彈丸裝填不到位、初始裝填角、非均勻摩擦、彈炮間隙等因素對彈丸身管耦合系統(tǒng)動態(tài)響應(yīng)的影響。馬明迪等[17]通過對某大口徑火炮彈丸擠進過程進行數(shù)值計算，模擬出彈丸擠進階段彈帶塑性流動過程，在此基礎(chǔ)上研究了彈帶的應(yīng)力應(yīng)變變化規(guī)律。劉軍等[18]通過建立彈丸身管耦合非線性動力學(xué)模型，分析了膛內(nèi)運動時期彈丸前定心部與身管的碰撞過程，包括碰撞力大小和碰撞狀態(tài)，并分別研究了身管有無彎曲、彈丸質(zhì)量偏心等因素對碰撞過程的影響。王鵬釗等[19]采用炮射試驗彈模擬引信內(nèi)彈道環(huán)境，建模并分析了引信在試驗彈中的瞬態(tài)動力學(xué)特征、模態(tài)與諧波響應(yīng)。殷媛媛[20]在考慮隨機因素影響條件下，仿真了火炮系統(tǒng)動力響應(yīng)、彈丸膛內(nèi)運動規(guī)律和彈丸起始擾動，在此基礎(chǔ)上，建立了彈引多剛?cè)狍w動力學(xué)模型，仿真了引信三維過載和隨機彈底壓力下的引信頭部三維隨機過載響應(yīng)?；酐悓嶽21]為了研究裝配有慣性發(fā)火機構(gòu)的線膛火炮引信彈道炸成因，基于故障樹分析法估算了引信彈道炸概率，基于蒙特卡羅法和基本單元法，通過數(shù)值仿真研究了彈丸結(jié)構(gòu)特征參數(shù)的分布規(guī)律、結(jié)構(gòu)特征參數(shù)與動不平衡角的相關(guān)性。周浪[22]通過理論分析和動力學(xué)仿真，研究了膛內(nèi)發(fā)射過載對彈頭引信防潮片、慣性觸發(fā)接電開關(guān)和防雨機構(gòu)的影響特性，分析了上述典型機構(gòu)導(dǎo)致的觸發(fā)引信彈道炸故障成因和失效機理。內(nèi)、外彈道環(huán)境下，中大口徑火炮身管、榴彈以及配用機械觸發(fā)引信的退化機制、彈道炸故障成因和失效機理一直是熱點研究課題，但是相關(guān)研究主要從身管、彈丸、引信或引信典型機構(gòu)等局部入手，缺乏從炮–彈–引耦合角度開展的系統(tǒng)性研究，所考慮影響因素相對單一，且對考慮身管磨損的引信響應(yīng)特性研究較少。

本文通過開展高動態(tài)發(fā)射環(huán)境炮–彈–引耦合動力學(xué)仿真，對考慮火炮發(fā)射裝藥量、彈丸與火炮身管的配合間隙、彈丸裝填到位情況以及火炮身管的磨損情況等工況的引信典型部位的響應(yīng)特性進行了研究，分析了引信在內(nèi)、外彈道失效的典型原因，可為特定工況中大口徑榴彈機械觸發(fā)引信發(fā)生膛炸、彈道炸和瞎火的故障分析提供參考。

1 炮-彈-引耦合動力學(xué)有限元分析

1.1 有限元模型

炮–彈–引耦合模型由中大口徑加榴炮身管、榴彈、引信簡化模型構(gòu)成。其中，身管采用混合深膛線模型，身管長8 060 mm，膛線深2.3 mm；榴彈為底凹彈簡化模型；引信是由安全系統(tǒng)（由座體、夾板以及回轉(zhuǎn)體軸等組成）、延期裝置配重和引信體組合的簡化模型。

在常規(guī)有限元分析方法的基礎(chǔ)上，對于彈丸在擠進過程中發(fā)生大變形的彈帶部分采用光滑粒子法（Smoothed Particle Hydrodynamics，SPH）[23-26]建模。對于身管、彈體和引信等變形較小的區(qū)域，則采用Lagrange 有限元法六面體單元，模型總單元數(shù)量141萬。彈帶SPH 粒子與彈體單元的固連處理中，將彈帶SPH 粒子定義為從結(jié)點，將與SPH 粒子接觸界面上的彈體單元表面定義為主表面。在固連接觸中，僅約束從結(jié)點的平動自由度，且不考慮接觸的失效。如果從結(jié)點與對應(yīng)的主段間有微小的距離存在，則采用正交投影的方法將從結(jié)點移動到主表面上。炮–彈–引耦合涉及的身管、彈帶、彈體、引信及其內(nèi)部典型機構(gòu)的網(wǎng)格如圖1 所示。

圖1 炮–彈–引耦合有限元模型Fig.1 Barrel-projectile-fuze coupling finite element model:a) Partial model of barrelmodel; b)Belt mesh (SPH method) and projectile mesh (Lagrange element);c) Fuzepartial model

1.2 材料模型

火炮身管、彈體、引信體、延期裝置配重、安全系統(tǒng)座體、夾板、回轉(zhuǎn)體軸都是金屬材料，采用Plastic-Kinematic 本構(gòu)模型描述其物理行為，主要材料參數(shù)[27]見表1。

表1 炮–彈–引耦合模型主要材料參數(shù)Tab.1 Main material parameters of barrel-projectilefuzecoupling model

采用Johnson-Cook 本構(gòu)模型描述彈帶的物理行為，其表達式如式（1）所示。中，Tr、Tm分別為參考溫度和材料的熔點，T為當(dāng)前溫度。彈帶本構(gòu)模型的材料參數(shù)見表2。

表2 彈帶Johnson-Cook 本構(gòu)模型材料參數(shù)Tab.2 Material parameters of J-C constitutilve model of bearing band

1.3 載荷和邊界條件

載荷為0 號及1 號常溫裝藥彈底壓力，彈底壓力越大，代表裝藥量越大，施加到彈底的載荷曲線如圖2 所示。約束身管后導(dǎo)向段與搖架后銅襯支撐位置3個方向自由度，約束身管前導(dǎo)向段與搖架前襯套接觸位置垂直方向自由度。

圖2 彈底壓力曲線Fig.2 Bottom pressure curve:a)Charge No.0; b)Charge No.1

2 數(shù)值計算步驟和計算工況

數(shù)值計算分為3 個步驟，分別為：

1）重力作用下身管靜撓度計算。以重力加速度作為外部載荷，對身管進行靜力學(xué)仿真，將仿真得出的撓度特性作為后續(xù)膛內(nèi)動力學(xué)仿真的邊界條件。

2）彈丸在初始裝填速度作用下卡膛過程計算。以彈丸前定心部未進入直膛段、彈丸彈帶和膛線起始部初始接觸作為內(nèi)彈道仿真計算的初始裝填狀態(tài)，設(shè)置裝填初始速度為4 m/s，當(dāng)彈丸卡膛到位時，速度衰減為0，時間歷程不超過3 ms。

3）彈丸在膛內(nèi)壓力作用下彈炮耦合作用過程計算。從3 ms 開始對彈丸施加彈底壓力載荷，進行炮–彈–引耦合仿真。

計算工況分為4 種，見表3。

表3 仿真計算工況Tab.3 Simulation calculation conditions

3 數(shù)值計算結(jié)果分析

3.1 引信響應(yīng)特性分析

3.1.1 不同裝藥工況

將不同裝藥條件下夾板、回轉(zhuǎn)體軸的軸向和徑向過載響應(yīng)進行對比，曲線如圖3、圖4 所示。從圖3、4 中可知，隨著裝藥量的增大，夾板、回轉(zhuǎn)體軸等引信安全系統(tǒng)典型零件的軸向過載響應(yīng)出現(xiàn)了明顯增高，其中夾板膛內(nèi)響應(yīng)峰值達13 477.7g，增大了1.3倍；回轉(zhuǎn)體軸膛內(nèi)響應(yīng)峰值達15 214.5g，增大了1.2倍。徑向過載響應(yīng)增大程度不同，對于夾板來說，出炮口階段峰值顯著增加，達452.1g，增大了1.8 倍；對于回轉(zhuǎn)體軸來說，膛內(nèi)和出炮口階段的峰值均顯著增大，出炮口階段達4 119.3g，增大了1.5 倍。

圖3 不同裝藥條件下夾板過載響應(yīng)曲線Fig.3 Overload response curves of splint under different projectile charge: a) Axial; b)Radial

圖4 不同裝藥條件下回轉(zhuǎn)體軸過載響應(yīng)曲線Fig.4 Overload response curves of rotating body shaft under different projectile charge: a) Axial; b)Radial

引信安全系統(tǒng)在1 號裝藥發(fā)射環(huán)境下，回轉(zhuǎn)體軸夾板、回轉(zhuǎn)軸在最大應(yīng)力時刻的應(yīng)力云圖如圖5 所示。由圖5 可知，不同裝藥條件下，引信內(nèi)部典型零件的應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)規(guī)律相同，軸孔結(jié)合處應(yīng)力最大，但均未發(fā)生塑性形變。不同裝藥條件下的對比曲線如圖6 所示，膛內(nèi)和出炮口階段姿態(tài)角的變化趨勢和量值基本一致。

圖5 1 號裝藥不同時刻安全系統(tǒng)夾板和回轉(zhuǎn)體軸應(yīng)力云圖Fig.5 Stress cloud diagram of (a) splint and (b) rotating body shaft at different times for projectile chargeNo.1

圖6 不同裝藥條件下彈丸膛內(nèi)及出炮口瞬間姿態(tài)角Fig.6 Attitude angle of projectileduring internal ballistic and muzzleunder different projectile charge: a) Pitch angle;b)Yaw angle

3.1.2 不同初始裝填角工況

將不同裝填角條件下夾板、回轉(zhuǎn)體軸的軸向和徑向過載響應(yīng)進行對比，曲線如圖7、圖8 所示?？梢钥闯?，裝填角的變化對夾板、回轉(zhuǎn)體軸等引信安全系統(tǒng)典型零件的軸向過載響應(yīng)沒有產(chǎn)生明顯的影響，其時間歷程曲線基本保持一致。對典型零件的徑向過載響應(yīng)產(chǎn)生的影響較大，裝填角的增大導(dǎo)致引信內(nèi)部零件承受的徑向過載明顯增大，主要體現(xiàn)在卡膛過程出現(xiàn)較明顯的徑向沖擊脈沖，且較明顯地增加了彈丸膛內(nèi)運動時引信的徑向過載響應(yīng)峰值，其中夾板達612.8g，增大了1.5 倍，回轉(zhuǎn)體軸達2 936.2g，增大了1.6 倍。

圖7 不同裝填角條件下夾板過載響應(yīng)曲線Fig.7 Overload response curves of splint under different loading angles: a) Axial; b)Radial

圖8 不同裝填角條件下回轉(zhuǎn)體軸過載響應(yīng)曲線Fig.8 Overload response curves of the rotating body shaft under different loading angles:a) Axial; b)Radial

不同裝填角條件下，彈丸姿態(tài)角的對比曲線如圖9 所示，可見膛內(nèi)和出炮口階段姿態(tài)角的變化趨勢基本一致。由此可知，裝填角的增大導(dǎo)致彈丸在膛內(nèi)運動的姿態(tài)角變化幅度和振蕩頻率更加明顯，彈丸在膛內(nèi)姿態(tài)穩(wěn)定性變差。在不考慮氣體沖刷和空氣阻力的情況下，不同裝填條件下出炮口瞬間彈丸的俯仰角和偏航角變化幅度較小，但裝填角增大時，彈丸出炮口后姿態(tài)角增大的斜率明顯變陡，姿態(tài)角增大的趨向明顯。

圖9 不同裝填角條件下彈丸膛內(nèi)及出炮口瞬間姿態(tài)角Fig.9 Attitude angle of projectileduring internal ballistic and muzzleunder different loading angles:a) Pitch angle; b)Yaw angle

3.1.3 不同身管磨損工況

將不同身管磨損條件下夾板、回轉(zhuǎn)體軸的軸向和徑向過載響應(yīng)進行對比，如圖10、11 所示。由圖10和圖11 可知，身管磨損程度對夾板、回轉(zhuǎn)體軸等安全系統(tǒng)典型零件的過載響應(yīng)產(chǎn)生了顯著影響，呈現(xiàn)正相關(guān)的趨勢。其中，中期磨損量條件下夾板承受的膛內(nèi)徑向過載明顯增大，過載峰值達2 498.4g，為初始狀態(tài)的6.1 倍；回轉(zhuǎn)體軸承受的膛內(nèi)徑向過載峰值達到了4 296.1g，為初始狀態(tài)的1.5 倍。

圖10 不同身管磨損條件下夾板過載響應(yīng)曲線Fig.10 Overload response curves of splint under different wear degrees of howitzer barrel:a) Axial; b)Radial

圖11 不同裝藥條件下回轉(zhuǎn)體軸過載響應(yīng)曲線Fig.11 Overload response curves of rotating body shaft under different wear degrees of howitzer barrel:a) Axial; b)Radial

身管不同磨損狀態(tài)下膛內(nèi)及出炮口瞬間姿態(tài)角的對比曲線如圖12 所示。由圖12 可知，身管磨損量的增多導(dǎo)致彈丸在膛內(nèi)運動和出炮口階段的俯仰角和偏航角絕對值顯著增大，分別達到0.4°和0.1°，為初始狀態(tài)的4.4 倍和20 倍。膛內(nèi)運動時，俯仰角和偏航角的變化幅度和振蕩頻率顯著增大，彈丸在膛內(nèi)和出炮口的姿態(tài)穩(wěn)定性明顯變差。

圖12 不同身管磨損條件下彈丸膛內(nèi)及出炮口瞬間姿態(tài)角Fig.12 Attitude angle of projectileduring internal ballistic and muzzleunder different wear degrees of howitzer barrel: a)Pitch angle; b)Yaw angle

3.2 仿真模型驗證

以工況“0 號裝藥、不考慮初始裝填角和身管磨損”條件下的典型試驗測試數(shù)據(jù)對炮–彈–引耦合動力學(xué)仿真模型進行驗證，以彈丸出炮口速度和引信承受的軸向過載峰值作為模型驗證的典型特征參量。有效試驗數(shù)據(jù)共2 發(fā)，以均值作為對比參量，試驗和仿真結(jié)果對比見表4。由表4 可知，典型特征參量的誤差不大于5%，仿真結(jié)果基本可信?？紤]到試驗樣本量較小、試驗用火炮身管存在磨損等因素，實際誤差會略大于對比誤差。

表4 試驗和仿真結(jié)果對比情況Tab.4 Comparison of test and simulation results

4 結(jié)論

1）內(nèi)彈道發(fā)射和出炮口過程中，回轉(zhuǎn)體軸、擺軸等偏離彈丸旋轉(zhuǎn)軸心的安全系統(tǒng)軸類零件承受的軸向過載和徑向過載顯著大于其他零件，其與上、下夾板配合處是應(yīng)力集中的主要區(qū)域，也是最容易發(fā)生失效的敏感點位。軸類零件偏離彈軸越遠，承受的多維徑向過載越大，越容易發(fā)生變形、斷裂等失效現(xiàn)象，與其配合的上、下夾板軸孔更容易出現(xiàn)不規(guī)則變形。

2）大號裝藥且極限裝填角或裝填不到位條件下發(fā)射的彈丸所配用引信在卡膛、內(nèi)彈道和出炮口階段經(jīng)受更大的徑向沖擊，增加了其發(fā)生強度失效的概率。磨損程度大的火炮身管發(fā)射的彈丸所配用引信在內(nèi)彈道和出炮口階段會經(jīng)受相對增大的軸向沖擊和明顯增大的徑向沖擊，發(fā)生強度失效的概率會明顯增大。

3）大號裝藥且極限裝填角或裝填不到位條件下發(fā)射的彈丸會以較大轉(zhuǎn)速、速度和由增大趨勢的姿態(tài)角或攻角進入外彈道飛行階段，可能導(dǎo)致彈丸章動角和章動角速度的增大，但是影響程度相對較小，是章動角增大的次要因素。磨損程度大的火炮身管發(fā)射的彈丸會以明顯更大的姿態(tài)角或攻角進入外彈道飛行階段，對彈丸飛行初期的姿態(tài)影響程度較大，是章動角增加的主要因素之一。