大口徑火炮膛線結構對滑動彈帶彈丸膛內運動影響的數值分析

許耀峰， 丁宏民， 徐堅， 寧變芳

(西北機電工程研究所， 陜西 咸陽 712099)

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大口徑火炮膛線結構對滑動彈帶彈丸膛內運動影響的數值分析

許耀峰， 丁宏民， 徐堅， 寧變芳

(西北機電工程研究所， 陜西 咸陽 712099)

以大口徑身管火炮發射減旋滑動彈帶制導彈藥時彈丸- 身管耦合系統為研究對象，基于彈塑性有限元理論，建立某大口徑火炮線膛身管與制導炮彈耦合動力學有限元模型。數值計算了漸速膛線、等齊膛線、混合膛線(漸速膛線+等齊膛線)3種不同膛線形式和深、淺兩種膛線深度條件下，制導炮彈在擠進階段和膛內運動過程中的彈炮應力、擠進阻力以及彈炮動力學響應，獲得了大口徑火炮膛線結構對滑動彈帶制導彈丸膛內運動的影響關系，為彈炮一體化設計提供了理論參考。

兵器科學與技術； 火炮膛線結構； 滑動彈帶； 彈丸膛內運動； 有限元法

0 引言

制導彈藥在針對特定點目標作戰時，具有可以減少完成任務所需發射彈藥數量、降低完成任務所需費用、減少附帶損傷等顯著優點。隨著精確打擊在戰爭中地位的不斷提高，世界各軍事強國在以大口徑身管火炮為平臺發射常規彈藥的基礎上，致力于發展可兼容發射的精確制導彈藥。代表性的大口徑制導彈藥主要有美國的155 mm“銅斑蛇”激光末制導炮彈、“神劍”制導炮彈以及俄羅斯的152 mm“紅土地”激光末制導炮彈等。

精確制導炮彈通常載有對發射過載相當敏感的電子測控、無線通信等制導器件，膛內最大過載不能超過制導器件可承受的過載上限，最小不能低于解脫引信保險所需要的過載下限；為減小電子器件受到的旋轉加速度通常采用剛強度受限的減旋滑動彈帶，彈丸擠進過程彈帶滑動環不能受損，膛內運動過程中滑動彈帶須能可靠正常工作。滑動彈帶制導炮彈受到的擠進阻力和膛內過載與彈丸結構、身管內膛結構、彈炮匹配間隙等諸多因素有關，其中與火炮膛線結構有著密切關系。

國內外對制導炮彈發射過程中的動力學進行了相關研究，例如：朱兵[1]建立了末制導炮彈電子系統有限元仿真模型，對發射過程中彈體的動力學特性進行了有限元仿真，給出了彈體在沖擊響應下的過載、等效應力、電路板變形等計算結果；張振輝等[2]分析了末制導炮彈膛內過載影響因素，建立了末制導炮彈與火炮身管相互耦合的動力學仿真模型，對末制導炮彈膛內過載進行了數值仿真；Cordes等[3-4]通過有限元分析及試驗手段對“Excalibur”制導炮彈過載承受能力進行了驗證，分析了引起末制導炮彈過載幅值突然變化的影響因素；孫河洋等[5]考慮了經典內彈道方程組和彈帶擠進過程的耦合效應，分析了坡膛結構變化對火炮內彈道性能的影響；曾志銀等[6]建立了彈丸身管耦合系統非線性有限元分析模型，分析了彈丸擠進過程中膛線起始段的應力應變；馬明迪等[7]基于有限元與光滑粒子耦合算法，建立了彈丸身管耦合系統動力學模型，彌補了彈丸擠進過程有限元分析方法無法有效模擬彈帶大變形的缺陷；劉雷等[8]、葛建立等[9]建立了基于接觸理論的彈丸身管耦合動力學模型，仿真計算了彈丸膛內運動過程；孫全兆等[10]建立了彈帶擠進坡膛的有限元模型，數值模擬研究了彈帶的動態擠進過程，計算得到彈帶擠進阻力、擠進壓力和彈丸運動規律。國內外鮮見有關火炮膛線結構對滑動彈帶制導炮彈膛內運動影響的公開報道。

本文基于彈塑性有限元理論，建立了某大口徑火炮線膛身管與末制導炮彈耦合動力學有限元模型，數值計算了不同膛線結構時末制導炮彈在擠進、膛內運動過程中的彈炮應力、擠進阻力以及彈炮動力學響應，分析了大口徑火炮膛線結構對滑動彈帶制導炮彈膛內運動的影響。

1 彈炮耦合動力學有限元模型

1.1 有限元模型

以某大口徑火炮身管和末制導炮彈耦合系統為研究對象，建立了漸速膛線、等齊膛線、混合膛線(漸速膛線+等齊膛線)身管以及末制導炮彈三維幾何模型。應用ANSYS/LS-DYNA顯式動力學分析軟件建立有限元模型，身管、彈體、滑動環采用solid164六面體拉格朗日單元進行網格劃分，對膛線起始部進行了網格加密，彈帶采用無網格光滑粒子流體動力(SPH)算法進行計算。有限元模型中彈帶SPH粒子與滑動環之間無相對運動，采用點- 面綁定接觸、彈帶粒子與身管內壁之間定義為自動點- 面接觸，滑動環與彈體之間、彈體前后定心與身管內壁之間定義為自動面- 面接觸。自動點- 面及面- 面接觸采用罰函數法進行計算，計算中每一迭代步檢查從節點是否穿透主表面，如果沒有穿透不做任何處理，否則在該從節點與被穿透的主表面間引入一個大小與穿透量及主表面單元剛度成正比的接觸力。這種處理方法相當于在從節點與被穿透的主表面之間設置一個法向彈簧，以限制從節點對主表面的穿透。

圖1為身管膛線起始部有限元網格，圖2為末制導炮彈有限元網格，圖3為末制導炮彈局部結構。

圖1 不同膛線有限元網格局部圖Fig.1 Finite element meshes of different riflings

圖2 滑動彈帶末制導炮彈有限元網格Fig.2 Finite element meshes of terminal guided munition with sliding driving band

圖3 滑動彈帶結構Fig.3 Partial structure of sliding driving band

1.2 材料模型

身管材料為PCrNi3MoVA，滑動環材料為35CrMnSi，均采用雙線性模型。彈帶材料為紫銅，彈帶采用如(1)式所示塑性隨動強化模型：

(1)

(2)

Et為切向模量，E為楊氏模量。

1.3 載荷和邊界條件

在本文的研究中，重力載荷作為常力直接加載在模型中，采用1號裝藥的內彈道參數、按彈底壓力- 時間曲線將壓力施加到彈帶后部所有作用面上，以模擬火藥氣體對彈丸的作用。考慮到膛內時期炮身后坐對發射過程的影響程度較小，因此簡化數值計算模型，忽略炮身后坐，約束身管尾端面3個方向自由度，定義搖架前后銅襯套與身管圓柱部的接觸/碰撞。

2 末制導炮彈擠進及膛內運動數值計算

2.1 計算條件

按照以下4種情況進行計算，對比不同火炮膛線結構發射末制導炮彈時的彈炮運動學、動力學響應：

1)膛線形式為漸速膛線，深2.30 mm；

2)膛線形式為等齊膛線，深2.30 mm；

3)膛線形式為混合膛線，深2.30 mm；

4)膛線形式為等齊膛線，深1.27 mm.

各計算條件中身管及彈帶結構均取設計名義尺寸，彈體定心部取公差下限中值，初始裝填角度均為0°.

2.2 數值計算結果

圖4 不同時刻身管等效應力分布圖Fig.4 Equivalent stress distribution of barrelat different times

首先數值模擬對比了不同膛線形式(漸速膛線、等齊膛線、混合膛線)發射末制導炮彈時的彈炮動力學、運動學響應，膛線深度均為2.30 mm. 圖4、圖5、圖6分別給出了漸速膛線時的彈丸擠進及膛內過程中不同時刻的身管、彈帶及滑動環等效應力分布。混合膛線起始部膛線形式與漸速膛線完全相同[11-12]，只是在炮口段為等齊膛線，因而混合膛線時的彈丸擠進及膛內過程中(不含炮口段)不同時刻的身管、彈帶及滑動環等效應力分布與漸速膛線的相同；等齊膛線時的等效應力分布與圖4、圖5、圖6類似，只是量值不同。

圖5 不同時刻彈帶等效應力分布圖Fig.5 Equivalent stress distribution of band at different times

圖7為漸速膛線、等齊膛線及混合膛線(膛線深度均為2.30 mm)的彈丸擠進阻力對比曲線，圖8為不同膛線形式(膛線深度均為2.30 mm)時彈丸彈體前定心部與身管碰撞引起的身管等效應力曲線。 表1列出了不同膛線形式(膛線深度均為2.30 mm)時的彈炮應力、擠進阻力的最大幅值

圖6 不同時刻滑動環等效應力分布圖Fig.6 Equivalent stress distribution of slide ring at different times

圖7 不同膛線形式彈丸擠進阻力曲線Fig.7 Squeezing resistance curves of projectiles with different riflings

膛線形式擠進時身管陽線應力/MPa直膛運動時身管陽線應力/MPa彈帶應力/MPa滑動環應力/MPa彈炮碰撞時的身管等效應力/MPa擠進阻力/kN漸速膛線69859061411911188811等齊膛線82968262713161209857混合膛線69859061411911219843

圖8 不同膛線形式彈炮接觸碰撞時的身管等效應力Fig.8 Equivalent stress curves of barrels with different riflings during projectile-barrel contacting and impacting

圖9、圖10、圖11為彈丸膛內運動時特征點的位移、速度、加速度、角加速度響應曲線，表2列出了不同膛線形式時的彈丸膛內運動時特征點的位移、速度、加速度、角加速度最大幅值，膛線深度均為2.30 mm.

圖9 不同膛線形式彈丸頭部中心點橫向位移、 速度曲線對比Fig.9 Transverse displacement and velocity in the center of projectile head

圖10 不同膛線形式控制艙質心加速度曲線對比Fig.10 Acceleration curves of centroid of control cabin for different riflings

以上數值計算對比了不同膛線形式發射末制導炮彈時的彈炮動力學、運動學響應。下面進一步對比采用等齊膛線、但膛線深度不同(深膛線深度2.30 mm，淺膛線深度1.27 mm)時發射末制導炮彈的彈炮動力學、運動學響應。圖12為深、淺膛線的彈丸擠進阻力對比曲線，圖13～圖16分別為深、淺膛線彈丸膛內運動時特征點的位移、速度、加速度、角加速度響應曲線。表3列出了深、淺膛線時的彈、炮應力、擠進阻力的最大幅值，表4列出了深、淺膛線時的彈丸膛內運動時特征點的位移、速度、加速度、角加速度最大幅值。

3 數值計算結果分析

從圖4～圖6彈丸擠進和膛內運動過程中身管、彈帶、滑動環等效應力分布以及表1可以看出，由于起始纏角不同，等齊膛線時彈丸擠進及膛內運動中身管、彈帶、滑動環等效應力高于漸速膛線、混合膛線時的等效應力，但小于材料屈服極限。

由表3可以看出，由于彈帶與身管陽線之間過盈量不同，深膛線時彈丸擠進及膛內運動中身管、彈

帶、滑動環等效應力均高于淺膛線時的等效應力，深膛線時身管陽線等效應力最大為829 MPa，而滑動環的等效應力最大值達到1 316 MPa，接近材料屈服極限。

圖11 不同膛線形式彈丸角加速度曲線Fig.11 Angular acceleration curve of projectile for different riflings

表2 不同膛線形式彈丸運動響應最大幅值

表3 深、淺膛線時彈炮應力、擠進阻力最大幅值

表4 深、淺膛線時彈丸運動響應最大幅值

圖12 等齊深、淺膛線彈丸擠進阻力曲線對比Fig.12 Squeezing resistance curvess of projectiles for different depths of uniform twist rifling

圖13 等齊深、淺膛線彈頭中心節點橫向位移Fig.13 Transverse displacement curves of projectile head for different depths of uniform twist rifling

圖14 等齊深、淺膛線彈頭中心節點橫向速度Fig.14 Transverse velocity curves of projectile head for different depths of uniform twist rifling

圖15 等齊深、淺膛線控制艙質心橫向加速度Fig.15 Transverse acceleration curves of centroid of control cabin for different depths of uniform twist rifling

圖16 不同膛線深度時彈丸角加速度曲線Fig.16 Angular acceleration curves of projectile for different depths of rifling

從圖7彈丸擠進阻力對比曲線可以看出，不同膛線形式時的擠進阻力曲線變化規律相同，只是幅值稍有差異。淺膛線時彈帶與身管陽線之間過盈量較小，彈丸擠進阻力也小，從圖12可以看出，等齊淺膛線最大擠進阻力為64.1 kN，等齊深膛線為85.7 kN.

從圖8及表1、表3數據看出，不同膛線形式時彈丸定心部與身管碰撞引起的身管等效應力基本在1 200 MPa左右，小于身管材料屈服極限。

從彈丸運動響應對比曲線看出，計算給出的彈丸特征點運動響應均存在高頻振動特征，這是由于彈丸在做剛體運動的同時還存在自身的固有振動引起。由曲線和表2、表4數據可以看出，不同膛線形式、不同膛線深度時彈丸膛內運動中的彈丸軸向位移、速度及加速度均接近，軸向最大過載不到7 000g，未超過該末制導炮彈軸向最大允許過載10 000g；在彈丸橫向運動響應方面，漸速膛線、等齊膛線時彈丸最大橫向過載在1 700g左右，混合膛線時的彈丸最大橫向過載為1 400g；漸速、混合膛線時的彈丸旋轉角加速度隨時間逐漸增大，漸速膛線時的最大幅值為10 422 rad/s2左右，而等齊膛線時的角加速度明顯小于前二者，最大幅值只有7 731 rad/s2，較漸速膛線減小26%；等齊深膛線時的彈丸旋轉角加速度較等齊淺膛線小。

4 結論

本文應用彈塑性有限元理論，建立了大口徑火炮某線膛身管與滑動彈帶末制導炮彈耦合動力學有限元模型，采用數值計算研究了特定裝填及裝藥條件下不同膛線結構對制導彈藥膛內運動的影響，通過分析得出了以下結論：

1)深膛線時身管、彈帶、滑動環的等效應力以及彈丸擠進阻力高于淺膛線。滑動彈帶制導炮彈擠進和膛內運動過程中，深膛線時的滑動環最大等效應力接近材料屈服極限，可能引起滑動環變形，使滑動環與彈體卡滯，影響滑動彈帶減旋效果或彈丸膛內正常運動，還可能導致彈帶與身管陰線形成徑向間隙，影響彈帶閉氣性能，導致機構受損或不能可靠工作。

2)漸速膛線、等齊膛線和混合膛線 3種膛線形式對彈丸膛內運動的軸向過載影響不大，彈丸橫向過載處于同一數量級，幅值不大，未超過該末制導炮彈軸向最大允許過載。

3)不同膛線結構對彈丸轉動過載影響不同。漸速膛線時的彈丸旋轉角加速度幅值最大，混合膛線次之，而等齊膛線時的角加速度最小；深膛線時的彈丸旋轉角加速度相較淺膛線幅值要小。

根據本研究方法建立的身管與固定彈帶彈丸動力學模型，數值計算彈丸膛內縱向、橫向過載數值與試驗測試結果相符度較好，后續需要對滑動彈帶彈丸膛內運動進行試驗測試驗證。不同膛線結構對固定彈帶、滑動彈帶彈丸膛內運動的影響，對身管火炮兼容發射精確打擊彈藥的技術研究至關重要，本文的研究成果對大口徑火炮彈炮一體化設計具有一定的參考價值。

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Numerical Analysis of Influence of Rifling Structure of Large Caliber Gun on Moving of Projectile with Sliding Driving Band in Bore

XU Yao-feng， DING Hong-min， XU Jian， NING Bian-fang

(Northwest Institute of Mechanical and Electrical Engineering， Xianyang 712099， Shaanxi， China)

A projectile-barrel coupled system of large caliber gun for launching a guided projectile with sliding driving band is studied. A guided projectile-barrel coupled dynamic finite element model of some large caliber gun is established based on elastic and plastic finite element theory. The projectile stress, squeezing resistance, and dynamic response between projectile and barrel in the process of projectile squeezing into rifling grooves and the process of straight moving of guided projectile in bore considering increased twist rifling, uniform twist rifling and increasing-uniform combined rifling, as well as deep rifling and shallow rifling are calculated. The relationship between the rifling structure of large caliber gun and the motion of guided projectile in bore is obtained.

ordnance science and technology; gun rifling structure; sliding driving band; projectile moving in bore; finite element method

2015-11-12

國防“973”計劃項目(51319704)

許耀峰(1962—)，男，研究員級高級工程師。E-mail: 2211659128@qq.com

TJ302

A

1000-1093(2016)11-2148-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2016.11.024