某型艦載發(fā)射裝置后坐緩沖仿真分析

吳 凡，宋向華，王敏毅

（中國(guó)船舶重工集團(tuán)有限公司第七一〇研究所，湖北 宜昌 443003）

0 引言

某型艦載發(fā)射裝置采用膛壓式發(fā)射技術(shù)，可實(shí)現(xiàn)快速發(fā)射、裝填等[1]，但其發(fā)射后坐力影響到整個(gè)發(fā)射系統(tǒng)的作戰(zhàn)效能，有必要研究新型緩沖技術(shù)解決發(fā)射裝置后坐力問(wèn)題，并減小緩沖結(jié)構(gòu)尺寸。發(fā)射裝置后坐力主要來(lái)源于彈體發(fā)射過(guò)程中的炮膛合力，炮膛合力使后坐部分進(jìn)行后坐運(yùn)動(dòng)[2]。目前，身管武器系統(tǒng)后坐力緩沖方式主要有以下幾種[3-6]：

1）炮口制退器。主要通過(guò)炮口（槍口）制退器分散火藥燃?xì)獾牧魉佟⒘飨騺?lái)減少后坐力，減小程度較小，結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、成本較低，適用于高膛壓發(fā)射武器。

2）獨(dú)立式液壓緩沖機(jī)。采用液壓-彈簧緩沖系統(tǒng)，結(jié)構(gòu)相對(duì)復(fù)雜、尺寸和重量增加較多、成本高，主要用于大、中、口徑火炮。

3）緩沖簧。利用復(fù)雜的緩沖彈簧組件進(jìn)行緩沖，設(shè)計(jì)復(fù)雜，需要足夠的安裝尺寸和空間，主要用于小口徑槍械。

根據(jù)上述分析，火炮等身管武器的緩沖結(jié)構(gòu)雖然效果顯著，應(yīng)用成熟，但結(jié)構(gòu)復(fù)雜、成本高昂、尺寸體積重量較大，在本文所述的艦載發(fā)射裝置尺寸、重量等約束下不太適用。

隨著材料技術(shù)的發(fā)展，一次性壓潰式緩沖材料得到諸多應(yīng)用[7]，這類(lèi)材料具有低密度、高孔隙率、良好的吸能性和阻尼減震性能，能夠較好地滿(mǎn)足緩沖性能要求[8]。劉春盟[9]把泡沫鋁填充管作為緩沖裝置應(yīng)用到汽車(chē)保險(xiǎn)杠中，驗(yàn)證了同體積的泡沫鋁填充管吸能效果較普通空心鋁的吸能效果能提升1倍；彭文哲[10]發(fā)現(xiàn)將泡沫鋁填充到水工閘門(mén)中，閘門(mén)的臨界屈曲載荷得到明顯提高；張福增[11]在橋梁防撞中應(yīng)用泡沫鋁柔性吸能措施有效減小了撞擊力峰值。由此，本文擬采用泡沫鋁材料進(jìn)行某型艦載發(fā)射裝置的后坐緩沖仿真分析，為其工程應(yīng)用提供支撐。

1 艦載發(fā)射裝置后坐力及緩沖

1.1 艦載發(fā)射裝置形態(tài)

該型艦載發(fā)射裝置為多管聯(lián)裝的形式，外觀結(jié)構(gòu)形似德國(guó)MASS系統(tǒng)發(fā)射裝置，如圖1所示。為簡(jiǎn)化建模過(guò)程，現(xiàn)以單管及其內(nèi)部彈體為研究對(duì)象。

圖1 德國(guó)MASS系統(tǒng)發(fā)射裝置Fig.1 German MASS system launcher

1.2 發(fā)射裝置后坐力測(cè)試

彈體發(fā)射時(shí)的燃?xì)鈮毫ψ饔脮r(shí)間很短，但它對(duì)炮身的作用卻很復(fù)雜。為分析單管發(fā)射時(shí)的后坐力情況，采用臥式發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)臺(tái)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)、推力傳感器及高速攝影機(jī)等設(shè)備進(jìn)行該型艦載發(fā)射裝置單管彈體發(fā)射試驗(yàn)。裝配多發(fā)試驗(yàn)樣機(jī)，裝填入試驗(yàn)發(fā)射管，然后點(diǎn)火發(fā)射。通過(guò)固定在發(fā)射管后的推力傳感器采集后坐力的時(shí)間歷程數(shù)據(jù)，同時(shí)應(yīng)用高速攝影設(shè)備對(duì)彈體出膛過(guò)程進(jìn)行攝錄。試驗(yàn)裝置如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)裝置圖Fig.2 Test device diagram

彈體發(fā)射試驗(yàn)中，采集有效數(shù)據(jù)和圖像，試驗(yàn)后對(duì)高速影像資料分析，得出出炮口時(shí)間t及推力等相關(guān)數(shù)據(jù)。對(duì)推力數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，取多次試驗(yàn)平均值可形成彈射后坐力-時(shí)間曲線(xiàn)，如圖3所示，并讀取最大發(fā)射后坐力數(shù)據(jù)。

圖3 彈射后坐力-時(shí)間曲線(xiàn)Fig.3 Ejection recoil-time curve

試驗(yàn)結(jié)果表明：?jiǎn)喂馨l(fā)射時(shí)的后坐力峰值約為13 kN，作用時(shí)間約為20 ms。

1.3 發(fā)射裝置后坐緩沖形式

本文采用塊狀結(jié)構(gòu)壓潰式材料的緩沖形式，根據(jù)該型艦載發(fā)射裝置彈種及尺寸設(shè)計(jì)相應(yīng)外形結(jié)構(gòu)置于彈體底部，通過(guò)壓潰式材料吸收發(fā)射裝置后坐力。

泡沫鋁材料具備良好的緩沖特性，壓縮過(guò)程中隨著材料塑性變形的增大，大量的能量被吸收，單位體積材料吸收的能量C可由下式來(lái)表示：

式中：εd為材料壓縮至致密化開(kāi)始時(shí)應(yīng)變量；σ為流動(dòng)應(yīng)力；ε為應(yīng)變。

關(guān)于εd，Gibson給出了經(jīng)驗(yàn)公式[12]：

式中：ρ*為材料的實(shí)際密度；ρS為孔壁實(shí)體材料的密度。

根據(jù)魏鵬[13]的分析，泡沫鋁材料實(shí)際吸能與密度之間并不是單調(diào)關(guān)系，密度為560 kg/m3的材料具有最大的吸能能力。因此，本文直接采用此密度下的泡沫鋁進(jìn)行某型艦載發(fā)射裝置后坐緩沖分析。

2 有限元仿真

為了模擬該型艦載發(fā)射裝置后坐力的沖擊效果及緩沖過(guò)程，本文采用有限元軟件LS-DYNA進(jìn)行緩沖塊在后坐力加載下的有限元仿真。

2.1 仿真模型建立

依據(jù)緩沖塊的真實(shí)幾何結(jié)構(gòu)，建立全尺寸有限元模型。由該型艦載發(fā)射裝置的發(fā)射管及彈體設(shè)計(jì)，初步確定緩沖塊安裝于不大于φ80的環(huán)狀尺寸、厚度20 mm的限制條件內(nèi)。根據(jù)上述分析，本文采用尺寸為30 mm×30 mm×20 mm的立方體泡沫鋁塊作為緩沖件。

為方便固定、施加邊界條件與沖擊載荷，更加真實(shí)地模擬緩沖件受沖擊載荷的作用，在緩沖件上、下面均設(shè)置了薄板。上板模擬受到后坐力沖擊的平面，中間是本文所述的泡沫鋁緩沖件，下板用來(lái)模擬固定不動(dòng)的底板。上、下板設(shè)為剛體，泡沫鋁設(shè)為可變形體。

2.2 網(wǎng)格劃分

對(duì)緩沖件及上、下薄板進(jìn)行網(wǎng)格劃分是有限元模擬實(shí)施過(guò)程中的一個(gè)重要環(huán)節(jié)，網(wǎng)格的數(shù)量及質(zhì)量是評(píng)價(jià)網(wǎng)格劃分的重要指標(biāo)。我們采用較細(xì)的網(wǎng)格劃分，劃分時(shí)使用智能網(wǎng)格劃分工具，最終確定的網(wǎng)格數(shù)量為317 440個(gè)，劃分網(wǎng)格后的模型如圖4所示。

圖4 建模與網(wǎng)格劃分Fig.4 Modeling and Meshing

3 參數(shù)設(shè)置

3.1 單元類(lèi)型及材料參數(shù)

將立方體緩沖件劃分為 8節(jié)點(diǎn)六面體 3D solid l64單元，材料屬性定義為L(zhǎng)S-DYNA材料庫(kù)中提供的可壓扁泡沫材料模型（Crushable Foam Model），所需的材料參數(shù)如表 1所示。上、下方剛體薄板也劃分為 8節(jié)點(diǎn)六面體單元，材料屬性定義為L(zhǎng)S-DYNA材料庫(kù)中提供的Rigid Material，密度ρ=7 800 kg/m3，彈性模量E=210 GPa，泊松比 u=0.3。

表1 緩沖件材料（閉孔型泡沫鋁）參數(shù)Table 1 Parameters of buffer material

3.2 接觸類(lèi)型與算法設(shè)置

該仿真模型中，泡沫鋁與上板及泡沫鋁與下板之間均采用自動(dòng)面面接觸，泡沫鋁自身定義自動(dòng)單面接觸，摩擦系數(shù)均設(shè)為0.05。默認(rèn)使用單點(diǎn)積分算法，為防止單點(diǎn)積分引起的沙漏問(wèn)題，在計(jì)算過(guò)程中設(shè)置沙漏開(kāi)啟選項(xiàng)。

3.3 邊界條件及載荷

根據(jù)上述分析，該型艦載發(fā)射裝置后坐力峰值約13 kN，峰值力到達(dá)時(shí)間約為7 ms，整個(gè)變載荷作用時(shí)間約為20 ms。彈丸壓板在壓力作用下向底部沖擊，彈底固定不動(dòng)。

在該分析模型中，緩沖件底部處于完全約束狀態(tài)，頂部約束旋轉(zhuǎn)自由度，下板施加固定約束，上板施加后坐力載荷沖擊緩沖件。后坐力載荷作用于頂面薄板沿z方向沖擊，總沖量I=110 N·s，最大峰值力約為13 000 N，作用時(shí)間約為20 ms，沖擊載荷曲線(xiàn)如圖5所示。

圖5 后坐力載荷沖擊Fig.5 Recoil load impact

3.4 求解與計(jì)算設(shè)置

根據(jù)載荷作用時(shí)間設(shè)置計(jì)算時(shí)長(zhǎng)為20 ms，結(jié)果文件與歷程文件輸出步數(shù)采用默認(rèn)設(shè)置，啟動(dòng)求解選項(xiàng)，將生成的K文件代入求解器計(jì)算結(jié)果。

4 仿真結(jié)果分析

4.1 形變分析

用LS-DYNA進(jìn)行該型艦載發(fā)射裝置后坐力沖擊仿真，泡沫鋁緩沖件在不同時(shí)刻軸向壓縮過(guò)程變形情況如圖6所示。分析發(fā)現(xiàn)緩沖件的軸向沖擊發(fā)生軸對(duì)稱(chēng)的屈曲變形，材料兩邊向外隆起，同時(shí)沿沖擊的方向向下壓實(shí)。

圖6 緩沖件軸向變形Fig.6 Axial deformation of buffer

通過(guò) LS-PREPOST后處理軟件，得到緩沖件沿壓縮方向位移隨時(shí)間變化的曲線(xiàn)如圖7所示。

圖7 緩沖件軸向位移曲線(xiàn)Fig.7 Axial displacement curve of buffer

由軸向位移曲線(xiàn)可知，緩沖塊沿-z方向逐漸被壓縮，7 ms時(shí)壓縮量達(dá)到最大值，約為7.2 mm，在峰值力作用下產(chǎn)生塑性不可逆形變。

4.2 吸能分析

通過(guò)LS-PREPOST后處理軟件，得到緩沖件吸收能量隨時(shí)間變化曲線(xiàn)如圖8所示。從圖中可以看出，緩沖塊整體吸能過(guò)程比較平穩(wěn)，最大吸能量可達(dá)131.76 J。

圖8 緩沖件吸能曲線(xiàn)Fig.8 Energy absorption curve of buffer

4.3 受力分析

通過(guò) LS-PREPOST后處理軟件，得到緩沖件下方剛性板受力隨時(shí)間變化曲線(xiàn)如圖9所示。從圖中可以看出，緩沖后受力情況有一定程度減小，最大峰值力為5 925.4 N。

圖9 剛性板受力曲線(xiàn)（30 mm×30 mm×20 mm緩沖塊）Fig.9 Force curve of rigid plate（30×30×20 mm buffer）

5 不同參數(shù)下的緩沖效果對(duì)比分析

分別采用尺寸為 30 mm×30 mm×10 mm、40 mm×40 mm×20 mm的立方體緩沖件，保持緩沖件截面積一定，采用圓形截面，半徑為 17 mm（截面積與30 mm×30 mm截面積相等），厚度為20 mm的緩沖件進(jìn)行仿真。提取下方剛性板受力曲線(xiàn)進(jìn)行對(duì)比分析，如圖10所示，因曲線(xiàn)結(jié)果較為接近，為更好地顯示結(jié)果，此處只截取了部分曲線(xiàn)段進(jìn)行對(duì)比分析。

圖10 不同參數(shù)緩沖件緩沖效果對(duì)比分析Fig.10 Comparative analysis of buffer effect of buffers under different parameters

提取上述分析數(shù)據(jù)整理如表2所示。

表2 仿真結(jié)果數(shù)據(jù)分析Table 2 Data analysis of simulation results

分析上述仿真結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)：采用塊狀結(jié)構(gòu)泡沫鋁材料的緩沖形式，對(duì)該型艦載發(fā)射裝置后坐力具有削減效果，削減率為45%左右；從峰值力削減情況來(lái)看，當(dāng)立方體緩沖件尺寸為30 mm×30 mm×20 mm時(shí)，后坐力峰值為基準(zhǔn)峰值的45.58%；當(dāng)立方體緩沖件尺寸為30 mm×30 mm×10 mm時(shí)，后坐力峰值為基準(zhǔn)峰值的48.73%；當(dāng)立方體緩沖件尺寸為40 mm×40 mm×20 mm時(shí)，后坐力峰值為基準(zhǔn)峰值的 43.73%；當(dāng)圓柱體緩沖件尺寸為φ34 mm×20 mm時(shí)，后坐力峰值為基準(zhǔn)峰值的47.05%。

6 仿真可信度分析

仿真計(jì)算結(jié)束后，分析整個(gè)過(guò)程的動(dòng)能、沙漏能與內(nèi)能。其中動(dòng)能最大值為3.58 J，占內(nèi)能的百分比為2.72%，說(shuō)明該壓縮過(guò)程外力所做功基本全部轉(zhuǎn)化為緩沖件內(nèi)能；沙漏能最大值為 0.635 J，占內(nèi)能的百分比為0.48%，說(shuō)明整個(gè)壓縮過(guò)程的沙漏控制是有效的。尺寸為28 mm×28 mm×10 mm的立方體泡沫鋁緩沖塊落錘沖擊試驗(yàn)采集的受力曲線(xiàn)如圖11所示，受力峰值為基準(zhǔn)峰值的42.95%，與本文仿真結(jié)果較為吻合。根據(jù)上述分析，可以認(rèn)為此方法模擬的該型艦載發(fā)射裝置后坐力沖擊及緩沖過(guò)程是合理可靠的。

圖11 落錘沖擊試驗(yàn)受力曲線(xiàn)Fig.11 Stress curve of drop weight impact test

7 結(jié)束語(yǔ)

本文通過(guò)對(duì)某型艦載發(fā)射裝置實(shí)彈射擊試驗(yàn)采集了后坐力曲線(xiàn)；運(yùn)用有限元分析軟件LS-DYNA對(duì)后坐力沖擊及緩沖過(guò)程進(jìn)行了仿真計(jì)算，驗(yàn)證了該型艦載發(fā)射裝置后坐緩沖技術(shù)的有效性；在進(jìn)行仿真分析的同時(shí)，還對(duì)比分析了緩沖件在不同狀態(tài)時(shí)的緩沖效果，可以得出以下結(jié)論：

1）采用泡沫鋁材料設(shè)計(jì)該型艦載發(fā)射裝置后坐緩沖裝置具有可行性，緩沖效果良好；

2）在該緩沖技術(shù)設(shè)定的緩沖件尺寸規(guī)格下，緩沖件厚度較大時(shí)，吸能緩沖效果更明顯；

3）在緩沖件同等厚度下，緩沖件截面積較大時(shí)，吸能緩沖效果更明顯；

4）在緩沖件同等厚度，同等截面積時(shí)，方形截面緩沖件比圓形截面緩沖件吸能緩沖效果更明顯，這與顏捷[14]的試驗(yàn)結(jié)果相一致。