基于高速供彈過程的桿式穿甲彈沖擊力仿真分析

歐陽稠，焦延博，鄭添春，王均濤

(宜春先鋒軍工機械有限公司，江西 宜春 336000)

供彈機是艦炮自動供彈機構的重要組成部分，起到彈藥定位和輸彈入膛的作用，它在很大程度上決定了整個武器系統的可靠性[1]。對于小口徑防空火炮的供彈彈鼓，當高速供彈時導引肋板與桿式穿甲彈之間的沖擊將對穿甲彈的結構產生一定影響，進而對其內彈道、外彈道以及毀傷效能造成一定的影響。國內學者對艦炮彈鼓和彈鏈等供彈機構展開了研究[2-5]，王鋼等針對彈鼓儲彈和單線揚彈過程，分析了動力學特性[6]。筆者主要討論高速供彈過程中導引肋板與桿式穿甲彈之間的沖擊問題，對供彈機進行運動學分析，并利用LS-DYNA顯式動力有限元仿真軟件對高速供彈過程中導引肋板與桿式穿甲彈之間以及桿式穿甲彈各零部件之間的沖擊過程進行數值仿真，分析供彈過程中沖擊對桿式穿甲彈結構及力學性能的影響，為生產和實彈連射試驗提供參考。

1 數值分析

供彈系統主要有直線供彈和轉動供彈兩種供彈模式。直線供彈模式主要采用鏈輪的旋轉帶動鏈條作直線運動，肋板帶動桿式穿甲彈隨鏈條同時運動[7]。轉動供彈模式是由撥彈輪旋轉撥動桿式穿甲彈作圓周運動，現對以上兩種供彈模式進行運動學分析。對于供彈結構，系統的坐標矢量組可表示為

(1)

式中：qi為供彈構件i的坐標矢量；n為供彈系統中的構件個數，歸一化約束處理后供彈結構系統歐拉參數矢量方程組為[8]

(2)

供彈系統的運動學約束矢量方程組為

(3)

式中，m為供彈系統中運動約束的個數。

令約束方程

ΦD(q,t)=0，

(4)

可得到

(5)

求導可得構件速度方程:

(6)

由于式(6)不包含時間t變量，則有

(7)

對式(6)進一步求導得到加速度方程:

(8)

對于橫向沖擊過程初始運動條件，可設火炮射頻為f(轉管自動炮在轉動過程中連續完成循環射擊運動，最理想的供彈過程為勻速供彈，此時撥彈機構受到的沖擊力最小，運動可靠性最高)，導引肋板的節距為l，撥彈輪半徑為r。忽略桿式穿甲彈在火炮中運動的時間，彈丸與彈鏈視為固連，炮彈與撥彈輪和肋板均為接觸碰撞，則供彈肋板的平均移動速度和撥彈輪角速度計算如下，并有：

v=l·f,

(9)

ω=x×v.

(10)

設導引肋板之間的距離為52 mm，系統供彈速率為5 000發/min。供彈模式運動參數計算結果如表1所示。將以上條件作為仿真模型初始條件進行加載。

表1 供彈過程運動參數

橫向沖擊過程采用碰撞函數來描述，沖擊力Fx表示為

(11)

式中：e為非直線系數；c為阻尼系數，取剛度系數的0.1%～1%；d為形變深度；x為相互作用構件的距離變量；x0為兩構件碰撞初始距離；k為懲罰函數，即剛度系數，根據Hertz接觸理論有

(12)

式中：R為零部件接觸位置處的曲率半徑；E為零部件材料的彈性模量。

2 仿真模型

在高速供彈過程中，桿式穿甲彈將受到導引肋板對整彈的沖擊，若此橫向沖擊過大，將導致整彈的零部件結構發生塑性變形。因此，現對桿式穿甲彈和導引肋板進行結構有限元仿真，分析供彈過程中桿式穿甲彈整彈內部的應力分布。在高速供彈過程中存在轉動供彈與直線供彈兩種供彈模式，由于兩種供彈模式的系統結構復雜，國內外學者多采用ADAMS對供彈系統進行仿真[9-10]，而桿式穿甲彈整彈在供彈過程中橫向沖擊對桿式穿甲彈零部件結構力學性能的影響程度是筆者所關注的。因此，將兩種供彈模式簡化為轉動導引肋板與直線導引肋板進行研究并作如下假設[11]：

1)穿甲彈零部件的變形在彈性范圍內，不考慮材料的非線性項；

2)求解過程中，肋板作為剛體進行處理；

3)藥筒的變形完全是由肋板與藥筒的過盈配合引起的，不考慮其他力引起的藥筒變形。

對于桿式穿甲彈建模，考慮到仿真模型結構的復雜性，忽略對整彈影響較小的尼龍彈帶和橡膠閉氣環結構，以便簡化仿真模型，提高仿真計算速度。桿式穿甲彈有限元模型中，尾翼采用四面體網格，網格大小為1.0 mm，風帽、整彈采用六面體網格，網格大小為1.0 mm，彈托、藥筒采用掃略網格，網格大小為1.0 mm，導引肋板采用掃略網格，主體部分網格大小為1.2 mm，與藥筒接觸部分網格大小為1.0 mm。

設定桿式穿甲彈各零部件之間采TIED_NODES_TO_SURFACE接觸，導引肋板與藥筒之間采用AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE接觸，導引肋板定義徑向恒定的運動速度，以模擬導引肋板對整彈的沖擊作用[12-13]。

對兩種導引肋板分別建模，轉動導引肋板和直線供彈節有限元仿真模型分別如圖1(a)和圖1(b)所示，轉動供彈、直線供彈和桿式穿甲彈有限元仿真模型分別如圖1(c)～(e)所示。

非金屬零部件，如尼龍彈帶和橡膠閉氣環等不在本文中分析，仿真模型中相關材料參數如表2所示。

表2 仿真模型中相關材料參數

3 仿真結果

在轉動供彈過程中，取導引肋板與藥筒上接觸部分上兩個單元A和B，所取單元位置如圖2所示。導引肋板與桿式穿甲彈碰撞過程橫方向速度曲線如圖3所示，該過程為強制輸彈過程，穿甲彈受到導引肋板作用開始加速，在t=0.085 ms時穿甲彈和導引肋板的速度相等，此后兩者速度保持接近，可知，此階段兩者完成碰撞后一起運動，供彈橫向沖擊過程結束，進入穩定供彈階段，直線供彈模式采用相同方式判斷橫向沖擊結束時刻。整彈零部件結構加速度曲線如圖4所示。

利用LS-DYNA求解器對仿真模型進行數值模擬，對整彈應力云圖進行處理，轉動供彈模式的應力云圖如圖5、6所示，直線供彈模式的應力云圖如圖7、8所示。

在后處理模式中，為了分析桿式穿甲彈各零部件結構中關鍵位置應力情況，在仿真模型中設置相應的等效應力觀察點，觀察點具體位置如圖9所示。其中觀察點A位于導引肋板接觸位置(同圖2所示位置)，B位于藥筒與供彈鏈肋板接觸位置附近(同圖2所示位置)，C位于彈托周向位置處，D、E、F、G分別沿彈芯自上而下分布，等效應力隨時間變化曲線如圖10所示。觀察點處的分析處理結果如表3所示。

表3 觀察點處的分析處理結果

由仿真結果可以看出：在轉動供彈模式中整彈在受到導引肋板的沖擊作用過程中，彈芯4個自上而下觀察點最大應力峰值依次為332，199，334，604 MPa，應力最大值位于下部G點；彈托應力峰值為132 MPa；藥筒應力峰值為327 MPa，藥筒安全系數最小。對于彈芯，由于鎢合金材料抗壓不抗剪，在橫向沖擊模式，應力集中位置極易產生微小裂紋，影響其力學性能。在直線供彈模式中，彈芯4個自上而下觀察點最大應力峰值依次為62，103，134，207 MPa，應力最大值位于下部G點；彈托應力峰值為198 MPa；藥筒應力峰值為500 MPa，藥筒安全系數最小。

4 結論

對于目前已有的供彈系統和彈藥條件，提出了桿式穿甲彈供彈過程沖擊力仿真方法，分析了主要零部件的受力情況，得出以下結論：

1)在轉動供彈和直線供彈模式中，藥筒、彈托以及彈芯的等效應力均小于其材料的屈服強度，供彈過程不會造成藥筒、彈托和彈芯破壞。

2)在轉動供彈和直線供彈模式中，彈藥零部件中安全性系數最低的均為藥筒。

3)轉動供彈模式相比直線供彈模式中彈芯的等效應力峰值更大，其應力集中現象更為明顯，并且兩種模式中的最大應力均出現G點。在原材料入廠檢驗時，應著重對該部位進行無損探傷。