單兵火箭發(fā)射筒前蓋破碎規(guī)律數(shù)值模擬*

曹蘇雅拉圖，王雨時，王 強，聞 泉，王乃耀

(1南京理工大學機械工程學院，南京 210094;2九江45信箱，江西九江 332008)

0 引言

為提高作戰(zhàn)機動性和效能，某些單兵火箭已淘汰專用發(fā)射具，以包裝筒兼作一次性發(fā)射筒。而為了進一步縮短作戰(zhàn)準備時間，要求不打開包裝筒前蓋即可完成預定發(fā)射。這就存在在單兵火箭發(fā)射筒前蓋滿足密封性和勤務處理結構強度的前提下，前蓋強度設計和預置破碎性設計與引信設計之間的協(xié)調問題。此問題解決不好，發(fā)射時包裝發(fā)射筒前蓋碎片通過引信進風口進入引信內，很有可能會影響渦輪發(fā)電機正常轉動，使渦輪發(fā)電機供電異常或停止供電，導致引信瞎火。文獻[1]計算了火箭彈碰撞易碎蓋的全過程，得到了引信的應力應變以及易碎蓋碎片速度、位移曲線;文獻[2]對火箭彈沖破穿透密封蓋和燃氣流沖擊密封蓋的過程進行了數(shù)值仿真，得到了密封蓋能沿預設撕裂線方向破裂，能夠滿足引信體的安全性和可靠性要求;文獻[3]在沖擊作用下對易碎式密封蓋進行了數(shù)值仿真，掌握了密封蓋的破碎效果和性能。為了為某單兵火箭彈引信瞎火故障原因分析提供參考，采用仿真軟件LS-DYNA對發(fā)射筒前蓋發(fā)射時的破碎過程(即所謂的“開蓋”)進行了數(shù)值仿真研究。發(fā)射時可能造成前蓋片破碎的原因有兩種:一是在彈頭引信未撞擊前蓋前彈丸前方因彈丸運動形成的壓縮空氣壓力使前蓋破碎;二是彈丸出筒口時彈頭引信直接撞破前蓋。

文中針對這兩種情形進行數(shù)值仿真，再與從靶場回收到的前蓋碎片比較。

1 彈前空氣壓力推破前蓋過程仿真

1.1 前蓋有限元模型

假設彈筒間密封圈有效，彈筒間無空氣流動，此時彈丸前方空氣會被壓縮。

建模過程采用kg·m·s單位制。用三維實體顯式單元劃分網格，并采用映射劃分法。前蓋上、下表面環(huán)形預置槽外表面和邊界圓柱面上施加固定約束，約束其所有自由度。建立如圖1所示正反面有限元模型。

圖1 前蓋片正反面有限元模型

1.2 材料模型

根據(jù)文獻[4]，將前蓋材料改性酚醛樹脂視為與應變率相關的各向同性材料，用“*MAT_PLASTIC_KINEMATIC”定義前蓋材料模型;改性酚醛樹脂仿真材料模型主要參數(shù)如表1所示。

表1 仿真材料模型主要參數(shù)[5]

1.3 載荷計算

完全氣體狀態(tài)方程為:PV=RT

式中:R為通用氣體常數(shù);T為空氣絕對溫度(K)。

假設:a)發(fā)射時彈丸與發(fā)射筒間無空氣流動，可從嚴視為密閉容器;b)不考慮筒內氣體溫度變化;c)發(fā)射筒為剛體，短時間內無變形;d)前蓋片初始應力為零;e)前蓋內表面均為平面。

采用三維軟件SOLIDWORKS建立模型可知，彈丸待發(fā)時在發(fā)射筒內彈丸前方空氣初始體積為2584380 mm3，發(fā)射筒內彈丸恰好與前蓋接觸時的空氣體積為404610 mm3(即壓縮后的體積)。

在恒溫條件下，由完全氣體狀態(tài)方程計算得發(fā)射筒內壓力為:

前蓋受到的最大壓力為:

彈丸在筒內運動時間約8ms，前蓋上施加的壓力載荷如圖2所示。

對模型施加對稱約束、邊界約束和載荷，并設置求解時間等，導出k文件，再對k文件進行修改。按照表1設置靶板材料模型參數(shù)。在ANSYIS/LS-DYNA求解器中求解，在LS-PREPOST中查看數(shù)值仿真結果。

1.4 仿真結果

在LS-PREPOST中觀察到前蓋在筒內壓力下的變形過程如圖3所示。

圖2 前蓋片上施加的壓力載荷

圖3 彈丸發(fā)射時前蓋片在筒內壓力下的變形過程

由圖3可見，如果彈筒密封圈有效，那么彈丸發(fā)射時在筒內壓力作用下，前蓋雖有變形，但并未斷裂破壞。

前蓋在筒內壓力下950μs時的等效應力如圖4所示。

圖4 前蓋在筒內壓力作用下950 μs時的等效應力

由圖4知，前蓋在筒內壓力作用過程中，其最大應力節(jié)點均在預制槽周圍。

前蓋在彈丸前方空氣壓力作用下最外環(huán)形槽處被整體推破時的最小筒內壓力可按剪切破壞由下式估算:

式中:τ為剪應力，τ=(0.6 ～ 0.7)σb=24.96 ～29.12MPa;FS為前蓋受壓面上的力;P為筒內壓力;D為前蓋受壓面直徑，D=950－0.5mm;h 為前蓋最薄處的剪切截面高度，h=10－0.1mm。

由上式計算得:

由計算結果得出，前蓋在密閉彈前空間氣體被推破時所受的筒內壓力范圍為9.46×105～12.32×105Pa，故彈丸發(fā)射時彈丸前方空氣最大壓力5.44×105Pa不足以推破前蓋。

此外，通過仿真得到，在平均尺寸狀態(tài)下，前蓋在9×105Pa壓力作用下能變形但不發(fā)生剪切破壞，而1.3×106Pa壓力作用下能變形斷裂，其變形破壞過程如圖5所示。前蓋的破壞形狀均是四分之一碎片，且未產生微小碎片。

圖5 彈丸發(fā)射時前蓋片在筒內壓力下的變形過程

2 彈丸出筒口時撞破前蓋過程仿真

2.1 彈丸與前蓋有限元模型

假設彈筒之間密封失效即有漏氣現(xiàn)象，發(fā)射時彈丸直接撞擊前蓋，不考慮空氣阻力。整個建模過程采用kg·m·s單位制。本模型中彈體與前蓋之間采用面－面侵蝕接觸算法。彈丸簡化為引信體和彈體兩模塊。在不影響仿真結果情況下，引信體內部結構為近似于渦輪發(fā)動機的進氣凹槽，材料為壓塑料(FX505)。彈體結構為空心圓柱體，材料為鋁合金(7A04)。前蓋材料為改性酚醛樹脂。

引信與前蓋初始間距設為5 mm，初始間距只是仿真工作過程參數(shù)，并不影響仿真結果。用三維實體顯式單元劃分網格，采用映射網格劃分法。前蓋上、下表面環(huán)形預置槽外表面和邊界圓柱面上施加固定約束，約束其所有自由度。建立如圖6所示的彈丸和前蓋模型，建立如圖7所示的彈丸和前蓋網格模型。

圖6 彈丸和前蓋模型

圖7 彈丸和前蓋有限元模型

2.2 材料模型

在ANSYS/LS-DYNA中用“*MAT_PLASTIC_KINEMATIC”定義彈體、引信體和前蓋材料模型;由文獻[4－7]，彈體7A04鋁合金、引信體FX505壓塑料與前蓋改性酚醛樹脂仿真材料模型的主要參數(shù)如表2所示。

表2 仿真材料模型主要參數(shù)

2.3 仿真結果

理論上彈丸和引信可與前蓋正碰，但實際上不可能完全正碰。因此對彈丸與引信以 0°、1°、2°和 5°著角碰擊前蓋進行仿真。理論上前蓋預制溝槽是完全對稱的，并且深度均相同，但實際上不可能完全對稱或者深度完全相同。因此對前蓋預制溝槽不完全對稱和不同深度進行了仿真。在LS-PREPOST中觀察到彈丸撞擊前蓋的作用過程。

1)著角θ=0°碰擊結果

彈丸發(fā)射時前蓋被彈丸撞擊后由中心位置的預制槽處率先破裂，之后不斷被推開，最后前蓋在最外邊的環(huán)形預置槽處整體被推破后產生4片四分之一(兩兩相連)的碎片，中心環(huán)形槽處撞擊產生一塊微小碎片(約2mm×1mm×1mm)，但該碎片并未通過引信渦輪發(fā)電機進風口進入引信體內。

2)著角θ=1°碰擊結果

仿真得到的彈丸以1°著角碰擊前蓋時前蓋的破壞過程如圖8所示。彈丸發(fā)射時前蓋被彈丸撞擊后由中心位置的預制槽處率先破裂，產生2片兩兩相連(四分之一)碎片，4片按預制斷裂槽處破裂的單個碎片，中心環(huán)形槽處撞擊產生一塊微小碎片(約3mm×2mm×1mm)，但這一碎片也未進入引信體內。

圖8 彈丸以1°著角碰擊前蓋時前蓋的破壞過程

3)著角θ=2°碰擊結果

彈丸發(fā)射時前蓋被彈丸撞擊后由中心位置的預制槽處率先破裂，產生1片兩兩相連的碎片，6片按預制斷裂槽處破裂的單個碎片，中心環(huán)形槽處撞擊產生一塊微小碎片(約3mm×2mm×1mm)，但這一碎片并未進入引信體內。

4)著角θ=5°碰擊結果

彈丸發(fā)射時前蓋被彈丸撞擊后由中心位置的預制槽處率先破裂，產生3片兩兩相連的碎片，2片按預制斷裂槽處破裂的單個碎片，中心環(huán)形槽處撞擊產生2塊微小碎片(約2mm×2mm×1mm和2mm×2mm×1mm)，但這2塊碎片并未通過引信渦輪發(fā)電機進風口進入引信體內。

5)前蓋預制溝槽不對稱時的碰擊結果

仿真得到的預制溝槽不對稱時的前蓋破壞過程如圖9所示。彈丸發(fā)射時前蓋被彈丸撞擊后由中心位置的預制槽處率先破裂，產生3片兩兩相連的碎片，2片按預制斷裂槽處破裂的單個碎片，中心環(huán)形槽處撞擊產生4塊微小碎片(約2mm×2mm×1mm)，但這4塊碎片并未通過引信渦輪發(fā)電機進氣口進入引信體內。

圖9 預制溝槽不對稱時的前蓋破壞過程

6)前蓋預制溝槽深度不同時的碰擊結果

仿真得到的前蓋預制溝槽深度不同時的破壞過程圖可知，彈丸發(fā)射時前蓋被彈丸撞擊后由中心位置的預制槽處率先破裂，溝槽較深的部位比溝槽較淺的部位率先破裂，產生2片兩兩相連的碎片，4片按預制斷裂槽處斷裂的單個碎片，中心環(huán)形槽處撞擊產生3塊微小碎片(約2mm×2mm×1mm)，但這3塊碎片并未通過引信渦輪發(fā)電機進氣口進入引信體內。

7)不同著角時的撞擊力大小

彈丸正碰前蓋時引信所受的反作用力如圖10所示。

由圖10可知，彈丸正碰前蓋時所受的最大反作用力為35.29 kN，前蓋對引信頭部的撞擊時間約為 100μs。

圖10 正碰前蓋對彈丸、引信系統(tǒng)的作用力

彈丸以不同著角撞擊前蓋時引信所受的最大反作用力如圖11所示。

由圖 11可知，著角為 0°、0.5°、1°、2°、3°、4°和 5°時引信所受的力分別為35.29 kN、35.37 kN、35.53 kN、36.77 kN、37.16 kN、34.49 kN 和 31.25 kN。引信所受的最大反作用力并不是在正碰時最大。著角為3°以下的撞擊力峰值約為3.6×104N。

圖11 不同著角撞擊前蓋時引信所受的最大反作用力

3 試驗結果

從靶場回收到的前蓋碎片有三種:四分之一碎片(預制八分之一碎片兩兩相連)、按預制斷裂槽處斷裂形成的單個(八分之一)碎片、中心微小碎片(尺寸與仿真結果相近)，分別如圖12～圖16所示。

圖12 中心環(huán)形斷裂槽未斷裂的四分之一碎片

圖13 中心環(huán)形斷裂槽已斷裂的四分之一碎片

圖14 中心環(huán)形斷裂槽未斷裂的單個碎片

圖15 中心環(huán)形斷裂槽已斷裂的單個碎片

圖16 沿中心環(huán)形斷裂槽斷裂形成的前蓋中心微小碎片

回收到的前蓋碎片上未見有撞擊痕跡，與仿真結果一致。

4 結論

發(fā)射時彈丸前方空間因彈丸運動壓縮空氣所形成的最大筒內壓力，并不會使前蓋發(fā)生破壞。當彈丸頭部撞擊前蓋時，前蓋預制溝槽不完全對稱、深度不完全相同或著角不同時所產生的碎片形狀差異很大，但未見有明顯規(guī)律性，均是四分之一碎片或者八分之一碎片，中心環(huán)形槽處撞擊產生1～4塊微小碎片。這些微小碎片均未進入引信頭部進氣道內，而是彈丸前方高壓氣體將其推離引信進氣道，可以確認引信瞎火原因不是前蓋碎片進入引信中心通道內影響渦輪發(fā)電機正常供電。前蓋若是被空氣推破則不會產生碎片。理論上彈丸前方壓縮空氣推破前蓋時其碎片應是很均勻的，但從靶場上回收到的前蓋碎片未見其均勻性，因此可判定前蓋是被彈頭引信撞破的，而不是被空氣壓縮推破的。

[1]許壽彭，馬大為，樂貴高，等.某火箭炮易碎蓋瞬態(tài)動力學與實驗研究[J].彈箭與制導學報，2006，26(1):418－420.

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[3]張中利，于存貴，馬大為，等.沖擊作用下易碎式密封蓋數(shù)值仿真及實驗分析[J].爆炸與沖擊，2008，28(1):62－66.

[4]LSTC.LS-DYNA KEYWORD USER’S MANUAL(VOLUME I)[M].California:Livermore Software Technology Corporation，2007.

[5]機械工程手冊、電機工程手冊編輯委員會.機械工程手冊:工程材料卷[M].2版.北京:機械工業(yè)出版社，1996.

[6]《中國航空材料手冊》編輯委員會.中國航空材料手冊:第7卷 塑料 透明材料 絕緣材料[M].2版.北京:中國標準出版社，2002.

[7]《引信設計手冊》編寫組.引信設計手冊[M].北京:國防工業(yè)出版社，1978.