基于有限元模型定位夾沖擊分析

劉晨陽，韓璇璇，孫玉杰

(西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099)

火炮反應速度快,持續(xù)作戰(zhàn)能力強,是現(xiàn)代戰(zhàn)爭中不可或缺的重要武器裝備[1]。戰(zhàn)爭形態(tài)的深刻變革,使得火炮的應用場景和應用方式也發(fā)生重大改變。某型火炮采用后裝填方式發(fā)射迫彈類彈藥,其輸彈機輸彈入膛后,迫彈在大射角(>45°)的情況下依靠自身重力實現(xiàn)膛內(nèi)定位,但身管處于負角度時,迫彈容易前竄甚至滑落從而導致不能穩(wěn)定擊發(fā),不滿足身管負角度時可靠射擊的要求,因此保證迫彈在身管膛內(nèi)的可靠定位是該型火炮能否負角射擊的關鍵。

現(xiàn)有的迫彈膛內(nèi)定位裝置[2]是針對普通迫彈設計的,相比普通迫彈,該型火炮發(fā)射的某新型迫彈質(zhì)量更大、彈體更長,且尾翼結(jié)構(gòu)復雜、不規(guī)則?，F(xiàn)有迫彈膛內(nèi)定位裝置通過靜力加載的方式校驗其中關鍵零件定位夾的剛強度,這與定位裝置受瞬時沖擊載荷的實際工況相差甚遠。因此筆者針對新型迫彈設計了相應的膛內(nèi)定位裝置,對其中關鍵零件定位夾進行全工作流程的動態(tài)仿真分析,為定位夾乃至膛內(nèi)定位裝置的設計提供依據(jù),以滿足該型火炮負角射擊的使用要求。

1 某新型迫彈膛內(nèi)定位裝置的設計

該新型迫彈膛內(nèi)定位裝置具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

該迫彈膛內(nèi)定位裝置主要由金屬短藥筒和定位夾組成,通過定位夾保證短藥筒與迫彈的可靠連接,定位夾與短藥筒則通過螺環(huán)以卡槽形式連接,考慮到該新型迫彈尾翼結(jié)構(gòu)的特殊性,在其同一朝向均布的3片尾翼上布置定位夾。其工作原理如下:彈藥發(fā)射前,完成迫彈與定位裝置的連接;裝填彈藥時,定位元件與迫彈一起沿身管軸向推進,當短藥筒底緣抵住炮尾端面后迫彈運動停止。擊發(fā)后迫彈在膛壓作用下向前沖擊定位夾,定位夾受剪破壞,迫彈與短藥筒連接斷開繼續(xù)向前推進。發(fā)射后,定位夾與短藥筒一并被抽出。

考慮迫彈發(fā)射全過程,能否實現(xiàn)身管負角度下的膛內(nèi)可靠定位主要取決于其中關鍵零件定位夾的剛強度設計,較小的剛強度不足以抵抗輸彈到位后的迫彈慣性力沖擊,導致定位夾破壞,迫彈前竄甚至滑落;較大的剛強度則妨礙了迫彈的正常推進,因此對于定位夾的設計應滿足以下要求[3]:

1)定位夾與迫彈尾翼搭接部位的強度應保證輸彈到位后,在迫彈慣性力的沖擊作用下不被剪斷。

2)發(fā)射過程中,定位夾能被可靠剪斷,且其剪斷力基本一致。

3)定位夾在被迫彈尾翼剪切過程中不應“掉渣”,以免影響下一發(fā)彈藥裝填。

根據(jù)尾翼外形、定位裝置輕量化設計要求并兼顧連接的便捷性,設計定位夾具體結(jié)構(gòu)如圖2所示,其中定位夾前端夾持面寬度略大于迫彈尾翼寬度,同時為了保證剪斷的一致性,在定位夾前端面開預制剪切槽,保證其在預定位置可靠斷裂。

對于圖2所示的定位夾,其剛強度主要取決于材料的選取以及預制剪切槽的深度。考慮定位夾實際工作情況,無論是輸彈到位后的彈藥慣性力沖擊還是發(fā)射時彈藥在膛壓作用下的剪切沖擊,都是瞬時沖擊作用。瞬時高應力作用下,金屬材料高密度的位錯源同時開動,從而導致滑移不充分、不均勻,限制了其塑性變形的發(fā)展,即材料變脆[4-5]。即金屬材料在沖擊載荷作用下的力學行為與其在靜載荷作用下的力學特性有很大的不同。

筆者基于ABAQUS分析軟件,建立不同材料、不同剪切槽深度的定位夾在彈藥發(fā)射全流程中的有限元模型,分析其在沖擊載荷作用下的應力應變以及剪切破壞情況,為定位夾的設計提供依據(jù)。

2 定位夾材料本構(gòu)模型

初步預估定位夾所受沖擊載荷大小,考慮常見金屬材料的剛度、強度、沖擊韌性以及經(jīng)濟性,選用定位夾材料種類及其基本參數(shù)如表1所示。

表1 定位夾材料基本參數(shù)

金屬材料的彈性階段滿足線性關系,即

σ=Eε0,

(1)

式中:σ為應力;E為彈性模量;ε0為應變。

對于材料的屈服階段,Johnson-Cook模型將應變、應變率和溫度3個變量進行分離,用乘積關系來處理三者對動態(tài)屈服應力的影響,其屈服應力表示為

(2)

(3)

當滿足下列條件時,損傷初始化準則得以滿足:

(4)

即當塑形應變增加致韌性準則所確定的值時開始出現(xiàn)損傷。

對于損傷演化過程,利用累計損傷來定義材料的破壞,應力在損傷度達到臨界值時取零值,其損傷度定義為

(5)

式中:D的取值在0～1之間,初始未損傷時D=0,當D=1時材料失效;Δεp為一個時間步長的等效塑性應變增量;εf為當前時刻的破壞應變,其定義為

(6)

式中,D1～D5為材料失效參數(shù)。

對于本模型,不考慮溫度對材料特性的影響,參考查閱相關文獻[14-16],不同材料在ABAQUS/Explicit中Johnson-Cook本構(gòu)參數(shù)以及材料失效參數(shù)如表2、3所示。

表2 Johnson-Cook本構(gòu)參數(shù)

表3 Johnson-Cook失效參數(shù)

3 有限元分析模型

為了簡化模型、降低計算難度,筆者將定位夾與短藥筒之間的連接視為剛性連接,在建立模型時只對定位夾尾端面進行約束,限制其軸向位移;且由于該新型迫彈尾翼采用高強度合金材料,屈服強度高,不易發(fā)生變形或者損壞,因此將其視為剛體?？紤]到3個定位夾120°與迫彈尾翼均布裝配,為了減小計算規(guī)模故選取三分之一模型進行計算。為了保證收斂和計算精度,對定位夾前端面進行局部網(wǎng)格加密與優(yōu)化。

考慮到定位夾板厚以及加工工藝性因素,定位夾前端面預制開槽深度可初步設為1 mm與0.5 mm,即筆者對3種材料2種開槽深度的定位夾受沖擊作用進行分析,其典型有限元模型如圖3所示。

4 輸彈到位后慣性力沖擊作用分析

對于該型火炮,輸彈一開始迫彈即作直線加速運動,輸彈到位后迫彈達到最高速度約1.5 m/s?？紤]定位夾強度設計裕度,在有限元分析中通過預定義場對迫彈施加2 m/s速度載荷,考慮到身管負角度工況,并對迫彈施加重力場作用。迫彈輸彈到位與發(fā)射的時間間隔一般有數(shù)秒乃至數(shù)十秒,迫彈慣性力沖擊作用時間極短,經(jīng)模型迭代驗證,將分析步時長設為8 ms可滿足分析要求。

利用ABAQUS進行仿真,輸彈到位后,不同材料的定位夾預制開槽深度1 mm,在迫彈慣性力沖擊作用下的應力云圖如圖4所示,其中20鋼定位夾在輸彈到位后迫彈慣性力沖擊下已產(chǎn)生較大的裂縫;25鋼定位夾變形程度較小,結(jié)構(gòu)基本完整;35鋼定位夾變形程度極小,即預制開槽深度為1 mm時,25鋼和35鋼定位夾可保證迫彈的膛內(nèi)定位。

不同材料的定位夾預制開槽深度0.5 mm,在迫彈慣性力沖擊作用下的ABAQUS仿真應力云圖如圖5所示,其中20鋼、25鋼定位夾在輸彈過程中已發(fā)生斷裂損壞,僅35鋼定位夾變形較小可保證迫彈的膛內(nèi)定位。

由上述結(jié)果可知,不同材料、不同開槽深度對定位夾的剛強度有決定性的影響。20鋼由于屈服強度較低,難以抵抗輸彈完成后的慣性力沖擊作用,而35鋼較高的屈服強度使其在較大的開槽深度(1 mm)時仍能保證迫彈的膛內(nèi)定位。一般地,開槽深度越大,定位夾對迫彈發(fā)射時內(nèi)彈道性能的影響越小,因此選取預制開槽深度0.5 mm的25鋼定位夾(以下簡稱為定位夾A)與預制開槽深度1 mm的35鋼定位夾(以下簡稱為定位夾B)進一步分析。

圖6所示為選用定位夾A、B輸彈到位后迫彈速度曲線和位移曲線。輸彈到位后迫彈在慣性力作用下繼續(xù)前沖,在定位夾的阻攔下速度由2 m/s降為0 m/s,此時迫彈位移達到最大值,也即為定位夾最大變形長度,定位夾與迫彈尾翼接觸的前端面消耗了絕大多數(shù)的沖擊能量,自身發(fā)生彈塑性變形,塑性變形量最大,除變形量最大前端面外,定位夾兩夾持面折彎處也產(chǎn)生較大的拉伸變形,且折彎角度越大拉伸變形量越大。但定位夾A、B前端面結(jié)構(gòu)保持完整,即在迫彈慣性力的沖擊作用下未被剪斷。該過程中也有少部分能量轉(zhuǎn)化為迫彈反方向回彈的動能,迫彈反彈速度達到最大值后在重力作用下開始減小。

對比定位夾A,選用定位夾B時迫彈速度降為0 m/s的時間更短,且迫彈向前擠進的位移也較小;但由于35鋼材料屈服強度更高,不易發(fā)生塑性變形,較多的沖擊能量轉(zhuǎn)化為迫彈反方向回彈動能。

定位夾A、B前端面在不同時刻的應力云圖如圖7所示。在迫彈慣性力沖擊作用下,定位夾向內(nèi)收窄,整體上被拉長,其中定位夾A被拉長2.24 mm,定位夾B被拉長1.87 mm;預制開槽處應力集中,定位夾B較A變形程度較低,無論是定位夾A還是定位夾B,在塑性變形后結(jié)構(gòu)完整,仍能保證迫彈膛內(nèi)可靠定位。

5 發(fā)射時彈藥瞬時剪切力作用分析

如前文所述,輸彈到位后定位夾在迫彈慣性力作用下已發(fā)生彈塑性變形,發(fā)射時迫彈在膛壓作用下繼續(xù)向前推進,定位夾受剪破壞。對于迫彈發(fā)射過程的仿真分析,定位夾為塑性變形后的狀態(tài),迫彈在重力作用下回復到定位夾最大塑性變形處,速度為0;定位夾邊界條件不變,對迫彈施加如圖8所示的膛壓載荷,該型火炮迫彈發(fā)射在數(shù)毫秒內(nèi)完成,因此將該分析步時長設為2 ms。無膛內(nèi)定位裝置與分別使用定位夾A、B的膛內(nèi)定位裝置的迫彈在膛壓作用下的速度曲線如圖9所示。

發(fā)射藥引燃后,迫彈在膛壓作用下開始前沖,定位夾受沖開始斷裂。對于定位夾A,其迫彈速度與無定位夾結(jié)構(gòu)幾乎沒有差別;對于定位夾B,其迫彈速度相比無定位夾時有所降低,但差值較小,最大速度差約1.5 m/s。相比于定位夾B,定位夾A對迫彈內(nèi)彈道特性的影響更小,更能滿足設計要求。

發(fā)射時,在迫彈沖擊下,1.53 ms時定位夾A完全斷裂,1.86 ms時定位夾B完全斷裂,其斷裂后具體形態(tài)如圖10所示,斷裂過程中定位夾A、B均呈撕裂狀態(tài),無掉渣現(xiàn)象。

定位夾整體結(jié)構(gòu)呈前端窄、后端寬,在前端面斷裂后,定位夾向兩邊張開,且該型迫彈尾翼強度高,因此在迫彈向前推進時定位夾斷裂缺口不會對尾翼造成影響。

6 結(jié)束語

通過對不同材料、不同開槽深度的定位夾在迫彈發(fā)射全工作流程中的兩種工況的有限元仿真分析可得,不同材料、不同開槽深度對定位夾剛強度有決定性影響;預制開槽深度0.5 mm的25鋼定位夾、預制開槽深度1 mm的35鋼定位夾在迫彈輸彈到位后結(jié)構(gòu)完整,且斷裂后不掉渣,都能保證迫彈膛內(nèi)可靠定位。但預制開槽深度0.5 mm的25鋼定位夾對迫彈內(nèi)彈道性能影響更小,同時考慮工藝性的影響,選用25鋼材料、開槽深度為0.5 mm的定位夾更能滿足設計要求。