基于不同内膛结构参数的弹带挤进阻力特性研究.pdf

舰 船 电 子 工 程2023 年第 5 期1引言身管在火药燃气作用下内表面发生周期性的冷热循环作用，导致内膛表面发生磨损，尤其身管膛线起始部最为严重，当这种磨损作用达到一定程度，身管就会失去应有的弹道性能1。造成这种磨损的原因是复杂的，其中弹丸的摩擦作用、弹丸的挤压作用及弹带定心部与身管膛线的高速摩擦作收稿日期：2022年11月8日，修回日期：2022年12月11日基金项目：国家自然科学基金项目青年项目“基于不同燃气压力加载速率的弹丸瞬态挤进机理研究”（编号：11702225）资助。作者简介：刘琦，男，博士，副研究员，研究方向：火炮发射动力学。王育维，男，硕士，研究员级高级工程师，研究方向：内弹道设计。朱文芳，女，硕士，研究员级高级工程师，研究方向：流场计算仿真。郭映华，男，硕士，研究员级高级工程师，研究方向：装药结构设计。总第 347 期2023 年第 5 期舰 船 电 子 工 程Ship Electronic EngineeringVol.43 No.5基于不同内膛结构参数的弹带挤进阻力特性研究刘琦王育维朱文芳郭映华（西北机电工程研究所咸阳712099）摘要身管在火药燃气作用下内表面发生周期性的冷热循环作用，导致内膛表面发生烧蚀与磨损，尤其是身管膛线起始部最为严重，当这种烧蚀与磨损作用达到一定程度，身管就会失去应有的弹道性能。论文在前期研究工作基础上，以某大口径榴弹炮为研究对象，考虑高速高压环境中的滑动摩擦力变化，同时考虑挤进过程中的能量守恒准则，将经典内弹道方程组与弹带挤进过程耦合起来，进行直接耦合求解，同时运用显式动力学算法对比不同膛线结构参数下弹带挤进过程的差异，分析不同膛线结构参数对弹带挤进过程受力状态的影响，得到挤进系统主要结构参数对弹带挤进过程的影响规律，从而为身管武器一体化设计、身管结构优化、弹带材料的选择、内弹道初速稳定性分析等提供参考。关键词内膛；弹带；挤进阻力；内弹道中图分类号TG156DOI：10.3969/j.issn.1672-9730.2023.05.031Research on Engraving Resistance Characteristic of Band Based onDifferent Structure Parameters of BoreLIU QiWANG YuweiZHU WenfangGUO Yinghua（Northwest Institute of Mechanical and Electrical Engineering，Xianyang712099）AbstractUnder the action of gunpowder and gas，the inner surface of the barrel undergoes periodic cooling and heating cycles，resulting in ablation and wear on the surface of the inner bore，especially the beginning of the barrels rifling is the most serious，the barrel will lose its proper ballistic performance.Based on the previous research work，this paper takes a large-caliber howitzer as the research object，considers the change of sliding friction in the high-speed and high-pressure environment，and considersthe energy conservation criterion during the extrusion process.The process is coupled，and the direct coupling solution is carriedout.At the same time，the explicit dynamic algorithm is used to compare the difference in the extrusion process of the elastic belt under different rifling structure parameters，and the influence of different rifling structure parameters on the force state of the elasticbelt extrusion process is analyzed，and the extrusion process is obtained.The influence law of the main structural parameters of thesystem on the extrusion process of the elastic belt can provide a reference for the integrated design of the barrel-tube weapon，the optimization of the barrel-tube structure，the selection of the material of the elastic belt，and the stability analysis of the initial velocity of the inner ballistic.Key Wordsbore，band，engraving resistance，interior ballisticsClass NumberTG156153总第347期用为主要方面。身管磨损导致弹丸出炮口不再满足旋转稳定与初速或然误差的要求，从而导致火炮技战术水平难以发挥2。图1为某大口径火炮最大膛压及初速随内膛磨损量的变化规律曲线，最大膛压及炮口初速均随身管的磨损量增大有不同程度的降低。可见，内膛烧蚀磨损量对最大膛压及初速有着重要影响，因此，深入研究身管磨损规律及其所造成的膛线结构变化，对身管武器一体化设计、身管结构优化、弹带材料的选择、内弹道初速稳定性分析、内弹道与装药结构设计与优化等具有巨大的理论意义与工程实用价值。-1012345678磨损量/mm340330320310300290280270260250膛压/MPa（a）最大膛压变化曲线940930920910900890880初速/（m/s）-1012345678磨损量/mm（b）初速变化曲线图1某大口径火炮最大膛压及初速随内膛磨损量的变化曲线本文在前期研究工作基础上，以某大口径榴弹炮为研究对象，考虑高速高压环境中的滑动摩擦力变化，同时考虑挤进过程中的能量守恒准则，将经典内弹道方程组与弹带挤进过程耦合起来，进行直接耦合求解。同时运用显式动力学算法对比不同膛线结构参数下弹带挤进过程的差异。分析不同膛线结构参数对弹带挤进过程受力状态的影响，得到挤进系统主要结构参数对弹带挤进过程的影响规律，从而为身管武器一体化设计、身管结构优化、弹带材料的选择、内弹道初速稳定性分析等提供参考。2理论基础2.1内弹道方程组挤进时期经典内弹道方程如下34：q=Z()1+Z+Z2dZdt=u1psne1Asp()l+udx=fqqq-Eq（1）将上述公式合并后，得到以下微分方程：dZdt=u1fqqZ()1+Z+Z2-EqAs()l+udxsne1（2）式中：l=l01-D()1-q/q-qDq；l0为药室容积缩径长；fq为火药力；q为火药的密度；q为余容，As为炮膛橫截面积；u1为燃速系数；sn为压力指数，e1为火药弧厚，、均为火药形状特征量，为内弹道参量。采用四阶龙格库塔方法求解式（2），初始值设为弹丸启动压力。2.2膛内运动时期弹丸受力分析弹丸膛内运动时期，若弹丸质量为m，则弹丸的转动惯量为I=m2，为惯性半径，弹丸的转动角速度为，参照牛顿第二定律，则56：mdvadt=md()v-v1dt=Spd-Rx（3）Iddt=m2ddt=Mn（4）其中，后坐质量为M，发射药质量为w，则有：m()v-v1+wvw-Mv1=0（5）其中，vw为未燃尽药粒及燃气的平均速度，可取vw=v2-v1，由于：v1=m+w/2M+m+wv（6）则弹丸运动方程为m+w/2M+m+wmdvdt=Spd1-RxSpd（7）2.3Johnson-Cook本构模型弹带挤进过程的受力和变形情况非常复杂，不仅产生塑性变形，还受到火药气体高温以及高应变率的作用，在本文所建立的有限元模型中，弹带材料采用的本构模型为 Johnson-Cook 模型，Johnson-Cook材料模型由两部分组成。刘琦等：基于不同内膛结构参数的弹带挤进阻力特性研究154舰 船 电 子 工 程2023 年第 5 期第一部分：Johnson-Cook塑性模型在此模型中，Von Mises屈服应力是塑性应变、应变率以及温度的函数7。=（A+Bnp）1+Cln*()1-T*m（8）T*=T-TrTm-T（9）*=p*0*（10）式中，p为等效塑性应变；p为等效塑性应变率；0为参考应变率；T为温度；Tr为参考温度，一般取室温；Tm为熔化温度；A、B、C、m和n是常量。绝热形变所造成的温度改变为8DT=0p dpcp（11）式中，为材料密度；cp为定容比热；为 Taylor-Quinney系数。第二部分：Johnson-Cook断裂失效模型Johnson-Cook断裂模型通过等效塑性失效应变JCf界定损伤910：JCf=D1+D2exp()D3*1+D4ln*()1+D5T*（12）D1D5为材料断裂失效参数；*为应力三轴度11：*=meq（13）3弹带挤进过程耦合模型3.1几何模型弹带挤进过程几何模型如图2所示，弹丸从卡膛初始位置起，受到膛内火药气体的推动作用，克服弹带变形阻力沿坡膛轴向推进，直到弹带刻槽完成，弹丸全部进入全膛线深。3.2有限元模型应用动力学分析软件建立有限元模型，应用HYPERMSEH软件对弹带刻槽部分采用无网格光滑粒子流体动力（SPH）算法进行处理，划分的身管与弹体有限元模型分别如图3、图4。有限元模型中弹带刻槽SPH粒子与弹带不刻槽部分采用点-面绑定接触，SPH粒子与身管内壁的接触定义为自动点对面接触，弹带不刻槽部分与弹体之间、弹体前后定心部与身管内壁之间的接触定义为自动面对面接触12。采用罚函数法进行计算以及检测点-面及面-面接触12，相当于在主从节点的接触面之间设置一个法向弹簧，以限制从节点对主表面的穿透，最终划分的弹带有限元模型如图5。图2弹带挤进过程示意图图3身管有限元模型图4弹体有限元模型（a）弹带不刻槽部分（b）弹带光滑粒子部分图5弹带有限元模型3.3材料参数本文的模型中弹体材料为合金钢，身管材料为炮钢，在本次模拟中均采用弹塑性本构模型，材料参数如表1所示。表1弹体及身管材料参数物理量弹体身管密度/kg/m378207820弹性模量E/GPa2.032.03泊松比0.30.3初始屈服极限0/GPa0.9801.030强度准则Von-MisesVon-Mises由于高应变率变形通常伴随应变硬化、应变率硬化及温度软化，因此本构模型中通常将应力与应变、应变率和温度联系起来，通常表示为7=f()T（14）其中，是应力，是应变，是应变率，T是温度。Johnson和Cook提出了一个考虑应变、应变率和温度对应力影响的经验模型12：155总第347期y=()A+B np()1+Cln*()1-T*m（15）其中，ABnCm是材料常数；y为等效应力，y=32sij:sij1 2，sij为偏应力张量；p为等效塑性应变，p=23ij:ij1 2，ij为应变张量；*=0为无量纲化的应变速率，为应变率；0为参考应变率；T*=()T-Tr/()Tm-Tr为无量纲化的温度，Tr为室温，Tm为材料的熔点，通过试验数据可以回归出材料常数ABnCm12。所谓的回归分析法，就是寻找最优的参数ABnCm，使得：min Error=in()exp-predict2（16）本文在冲击试验的基础上，经非线性拟合得到：A=133 MPa，B=324 MPa，n=0.48，m=1.21，C=0.043，将该材料属性输入到有限元模型中用于弹带挤进过程的计算。3.4计算工况为了简化模型，忽略次要影响因素，对弹带挤进过程作如下简化：不考虑卡膛过程，即弹丸初始位置为弹带与坡膛起始段接触位置，忽略弹带的初始应力与变形；卡膛到位后，认为弹带和坡膛倾角紧密配合，并将此位置作为弹丸挤进过程的开始；忽略不均衡问题，假定弹丸与身管轴线共心，摩擦力与运动阻力都沿轴线方向；忽略弹丸前部的空气阻力和激波的影响；不考虑身管与弹丸在重力下产生的应力与变形；不考虑身管的后坐运动。目前，对身管损伤，尚缺乏有效描述方法。身管在使用过程中，烧蚀磨损导致的典型损伤有两种：坡膛损伤和线膛损伤，以特征量值来表征，具体包括坡膛长度变长和膛线形状变化（阳线高度减小和阳线宽度变窄）等情况，本文分别对这两种典型损伤的三种情况下的弹丸挤进过程进行数值模拟和分析研究。本文所计算的某大口径榴弹炮坡膛长度为101mm，而模拟磨损坡膛取坡膛长度为120mm；正常膛线阳线高度为1.27mm，而模拟磨损膛线高度为1.1mm，正常阳线宽度为3.81mm，而模拟磨损膛线宽度为3.5mm。4结果分析4.1数值计算结果本文计算了坡膛长度为 101mm、阳线高度为1.27mm及阳线宽度为 3.81mm时某大口径榴弹炮的弹带挤进过程，计算结果如图6图10，其中图6为挤进完成时弹带温度场分布，可以看出，弹带最高温度为 189，远低于弹带材料的熔融温度1086。图7为挤进完成时弹带应力场分布，最大应力为569MPa，超过了弹带材料的静态屈服应力123MPa，材料发生屈服变形。图8为挤进完成时弹带的塑性应变分布，刻槽完成时，弹带的最大塑性应变率为 1.528，且后弹带的应变率大于前弹带。图9和图10分别为耦合计算的弹丸膛内速度与加速度曲线，图11为挤进过程挤进阻力变化曲线，从图11可以看出，在两条弹带刻槽时刻之间，弹带挤进阻力有一段波谷；弹带动态挤进阻力变化规律与经典理论中准静态模型的挤进阻力曲线有较大差别，最 大 挤 进 阻 力 为 88.9KN，而 准 静 态 值 为86.68KN，动态挤进阻力值略高于准静态挤进阻力。TEMP（Avg：75%）+2.203e+02+2.019e+02+1.836e+02+1.652e+02+1.469e+02+1.285e+02+1.102e+02+9.186e+01+7.351e+01+5.517e+01+3.682e+01+1.848e+01+1.316e-01图6挤进完成时弹带温度场分布S，Mises（Avg：75%）+6.182e+02+5.718e+02+5.254e+02+4.789e+02+4.326e+02+3.860e+02+3.396e+02+2.931e+02+2.467e+02+2.003e+02+1.538e+02+1.074e+02+6.093e+01图7挤进完成时弹带应力场分布PEEQ（Avg：75%）+1.528e+00+1.404e+00+1.274e+00+1.146e+00+1.019e+00+8.924e-01+7.654e-01+6.384e-01+5.114e-01+3.843e-01+2.573e-01+1.303e-01+3.264e-03图8挤进完成时弹带塑性应变场分布刘琦等：基于不同内膛结构参数的弹带挤进阻力特性研究156舰 船 电 子 工 程2023 年第 5 期00.020.040.060.080.100.12t/ms10008006004002000v/（m/s）图9弹丸速度曲线00.020.040.060.080.100.12t/ms700006000050000400003000020000100000a/（m/s2）图10弹丸加速度曲线00.020.040.060.080.100.12t/ms100806040200F/kN图11挤进阻力变化曲线4.2坡膛磨损对挤进阻力的影响用坡膛长度的减小模拟身管在使用过程中的坡膛磨损，弹带、弹丸及膛线高度的尺寸均保持不变。图 12 为坡膛长度分别为 101mm 和 120mm 时弹带沿程挤进阻力的变化，从图中可以看出，坡膛长度变长，弹丸运动阻力减小，挤进压力变小。用身管膛线阳线高度的减小模拟身管在使用过程中的膛线磨损，图 13 为阳线高度分别为1.27mm和 1.1mm时弹带沿程挤进阻力的变化，从图中可以看出，线膛损伤后，阳线高度降低，这种情况下相当于挤进时弹带过盈量和强制量相对减小，弹丸与身管之间的作用趋缓，可以理解为坡膛相应位置最大应力较小，弹丸挤进相对容易，弹带挤进阻力的最大值由88.9KN降低为79.3KN。00.020.040.060.080.100.12t/ms100806040200F/kNbore length 101mmbore length 120mm图12不同坡膛长度挤进阻力对比00.020.040.060.080.100.12t/ms100806040200F/kNheight 1.27mmheight 1.1mm图13不同阳线高度挤进阻力对比用阳线宽度的减小模拟身管在使用过程中膛线导转侧的磨损，图14为阳线宽度分别为3.81mm和3.5mm时挤进阻力的对比，从图可以看出，阳线宽度变小，弹丸挤进过程中的初始阻力减小。阴线宽度的相对增加，给弹带提供了更大的材料流动空间，弹带挤进更加容易，最大挤进阻力降低为77.8KN。00.020.040.060.080.100.12t/ms100806040200F/kNwidth 3.81mmwidth 3.5mm图14不同阳线宽度挤进阻力对比5结语本文将经典内弹道方程组与弹带挤进过程进行耦合，建立弹带挤进过程耦合动力学模型，对某大口径榴弹炮弹带挤进过程进行了计算，在此基础上，对比了不同坡膛结构对弹带挤进过程挤进阻力（下转第179页）157舰 船 电 子 工 程2023 年第 5 期3李琦.基于行为级模型的电路故障诊断方法研究 D.成都：电子科技大学，2018：2-4.4黄亮.模拟电路故障诊断研究 D.北京：北京交通大学，2011：14-23.5田张印.改装音响后经常烧小灯保险丝故障的排除 J.汽车维修，2011（3）：28-29.6张本霞.保险丝选型和应用 J.电子质量，2020（5）：10-13.7李刚，高琳.小型保险丝选型及重要案例研究 J.科技尚品，2016（7）：20-23.8陈健.保险丝熔断时间测试系统的研制 J.价值工程，2011，30（4）：173-174.9江建霖.单层结构与双层结构保险丝熔断特性比对 J.中国电子商情：基础电子，2011（8）：51-52.10彭开盛.35kV高压保险丝熔断故障原因分析与预防措施 J.电网技术，2012：27-29.11王彤威，常玉国，史慧.电子设备电路板维修测试与诊断系统的研制与应用 J.计算机测量与控制，2004，12（10）：937-939.12张志伟，王新才.硬件系统工程师宝典 M.北京：电子工业出版社，2015：52-86.的差异，得出以下结论：1）弹带动态挤进阻力变化规律与经典理论中准静态模型的挤进阻力曲线有较大差别，最大挤进阻力88.9KN，而准静态时此值为86.68KN，动态挤进阻力值略高于准静态挤进阻力。2）弹 带 挤 进 完 成 时 刻 对 应 膛 底 压 力 为168MPa，比经典内弹道理论中挤进压力取经验值30MPa要大得多，因此，传统的挤进压力假设误差较大。3）挤进过程中弹带绝热变形产生的热量不足以使弹带材料熔化，最高温度为189，未达到材料熔化温度，因此弹带在挤进过程中未发生熔融。4）坡膛长度变长，弹丸运动阻力减小，挤进压力变小；膛线阳线高度减小，挤进时弹带过盈量和强制量相对减小，弹丸与身管之间的作用趋缓，弹丸挤进相对容易，弹带挤进阻力降低；阳线宽度变小，弹丸挤进过程中的初始阻力减小，阴线宽度的相对增加，给弹带提供了更大的材料流动空间，弹带挤进更加容易，最大挤进阻力降低。参 考 文 献1孙全兆，杨国来，王鹏，等.某大口径榴弹炮弹带挤进过程数值模拟研究 J.兵工学报，2015，36（2）：206-207.2李淼，钱林方，陈龙淼.弹带挤进过程内弹道特性研究J.振动与冲击，2016，35（23）：78-79.3Qian L F.Artillery ballisticsM.Beijing：Beijing Institute of Technology Press，2009.4顾玮.弹带挤进及火炮内膛损伤的数值模拟研究 D.南京：南京航空航天大学，2014：27-32.5张志宏.基于ABAQUS的身管涂层磨损行为研究 D.兰州：兰州理工大学，2016：7-10.6Xu S，Chen X，Feng X.Some type of artillery shellssqueeze into the numerical simulation and analysisJ.Sichuan Ordnance Engineering，2011，32（8）：14-15.7 Wang P，Yang G，Ge J，et al.Based on the Johnson-Cookconstitutive model of the elastic belt extrusion process numerical simulationJ.Journal of Ballistics，2015，27（2）：55-56.8 Sun Q，Yang G，Wang Peng，et al.A large-caliber howitzer cannonball jamming process numerical simulation researchJ.Journal of Ordnance Engineering，2015，36（2）：206-207.9刘成柱.影响弹丸起始扰动的大口径火炮结构参量研究D.南京：南京理工大学，2016：8-11.10林贵.弹带高速挤进膛线过程的模拟实验装置设计D.南京：南京理工大学，2014：31-35.11South Joseph，Yiumas Aristedes.A Study of the Engraving of the M855 5.56mm Projectile R.2008.12金志明，曾思敏.弹丸挤进过程的计算与研究 J.兵工学报，1991，2（1）：7-13.（上接第157页）179