0 引言
小口径炮弹引信是小口径炮弹实现安全控制和高效毁伤的核心,但相比于中大口径炮弹引信,其尺寸更小且供弹及发射环境更加恶劣[1]。目前小口径炮弹机械引信的装备量巨大,其安全性及可靠性提升需求迫切[2-4]。
为研究小口径炮弹引信系统全弹道的响应特性,杨宏亮、黄博等[5-6]对小口径炮弹机械引信进行了优化设计及动态特性研究;张世伟等[7]构建了引信安全与解除隔离装置的仿真模型并对其在膛内运动出现的失效现象做出解释;娄文忠等[8-9]开展了小口径炮弹引信大着角碰靶发火机构响应特性研究,邢宇飞等[10]开展了弹丸离心保险机构的内弹道过程动力学仿真研究。
从已有文献来看,小口径炮弹引信在供弹及内弹道发射过程中安全性研究较少。小口径炮弹引信在高射速环境中会受到横向高速运动带来的横向高过载,随后在其膛内发射过程中,更会受到最高达100 000 g的轴向过载以及高达 90 000 r/min的高转速影响,供弹过程与膛内发射过程中恶劣的动态载荷可能会导致其引信结构损坏或意外起爆,大大降低了引信安全性能并且对作战人员和设备的安全造成威胁。
针对以上问题,建立了小口径炮弹引信模型,对小口径炮弹引信在供弹过程及内弹道运动过程中的性能开展仿真研究,分析引信核心功能模块运动学与动力学响应特性,为提高小口径炮弹引信安全性与可靠性综合性能提供支撑。
1 小口径炮弹及引信模型的建立
1.1 小口径炮弹引信结构及作用原理
本文中研究的小口径炮弹机械触发引信由着发装置、离心自炸装置、安全系统、传爆序列等组成,具有冗余保险、远距离解险、防雨、触发及大着角发火、短延期、自毁等功能。
引信结构如图1所示。平时,回转体作为隔爆机构相对于引信轴向偏移成一定的角度,被后座延期保险机构中的离心保险销锁定在隔爆位置。此时在处于压缩状态的自炸簧的推动下,击针抵在回转体上,击针头部伸入回转体内,阻止击针产生运动,确保勤务处理时引信机构的安全性。
发射时,受后坐力影响,侧发火机构的针刺火帽向下运动,戳击侧击针发火,点燃保险塞中的延期药柱。出炮口前,在离心力作用下,离心销克服离心保险簧限制向外移动,解除对回转体的保险。由于保险钢球仍然受延期药柱的制约,回转体仍然不能转动,从而保证膛内安全。
图1 引信系统图
Fig.1 Fusing system diagram
出炮口后,后坐力消失,自毁钢球受离心力作用沿支持环的锥面进一步向上压缩自炸簧,将击针抬起。炮弹飞离炮口一定距离后,延期药柱燃尽释放保险钢球,进而解除对回转体的限制,回转体在回转力矩作用下转至平衡位置,使爆炸序列对正。此时,引信处于待发状态。
在弹头与靶面相交时,引信体与靶面相交,使起爆装置发生变形,击针受到惯性冲力与自爆弹簧弹力的共同作用,克服自毁钢球的离心力、轴向分力迅速向下运动,戳击针刺延期雷管发火,引爆传爆管,进而起爆主要装药,对目标进行打击。
当弹丸未命中目标而飞行至有效作战距离以外时,由于弹体旋转速度降低,自毁钢球沿着支撑环的锥面向下移动,解除对击针的限制,此时自毁钢球的离心力不足以支撑自炸弹的受力,击针向下运动戳击雷管,实现引信自毁。
1.2 小口径炮弹引信CAE模型
本文中有限元网格划分使用Hypermesh软件。HyperMesh是由美国Altair公司开发的一款有限元网格生成软件,是工程设计和分析领域中常用的工具之一。HyperMesh的优点包括易用性、高效性、精确性、可扩展性等。
根据小口径炮弹引信系统的二维模型,重新构建功能构件的三维CAD模型,使用HyperMesh可视化网格划分软件,依照GB/T 33582—2017《机械产品结构有限元力学分析通用规则》要求建立小口径炮弹整体系统化有限元模型[11],如图2所示,在建立的过程中忽略子系统的细节特征。引信的有限元模型如图3所示。
图2 小口径炮弹有限元模型
Fig.2 Finite element model of small caliber artillery shell
图3 引信有限元模型
Fig.3 Fuze finite element model
1.3 材料模型与状态方程参数
引信体的材料选取为2A12铝合金,保险环、保险销、导柱、离心球、支持环、转子的材料取为45#钢,闭锁体、击针、导套、转座材料取为7A04铝合金,它们的材料模型都是MAT_JOHNSON_COOK,状态方程为EOS_GRUNEISEN。
MAT_JOHNSON_COOK(简称J-C模型)是一种广泛应用于金属材料的本构模型,用于描述金属在高应变率、高温和压力条件下的力学行为,其特点是综合考虑了应变、应变率和温度对材料应力-应变关系的影响,能够较好地模拟金属材料在冲击、爆炸、切削等过程中的变形和破坏行为。
MAT_JOHNSON_COOK模型的本构方程为[12]
(1)
式(1)中:σy为流动应变;εp为流动等效塑性应变;T*m为无量纲温度;Tm为熔点;Tr为室温;A、B、C、η为材料参数。
JOHNSON_COOK材料模型失效方程为
εf=[D1+D2expD3σ*]1+D4lnε*[1+DsT*m]
(2)
式(2)中:εf为失效应变;σ*为平均应力与等效应力的比值;D1、D2、D3、D4、D5为材料参数。
状态方程(equation of state,EOS)是物理学中描述物质在一定温度、压力和体积下的热力学性质之间关系的方程。GRUNEISEN参数是一个无量纲物理量,用于描述物质在不同压力和体积下的热力学性质变化。EOS_GRUNEISEN是一种基于GRUNEISEN参数的状态方程,它通常用于研究高压力、高温度和高应变率下物质的行为[13]。
(3)
式(3)中:P为材料压力;C为VS-VP曲线截距;S1、S2、S3为VS-VP曲线斜率系数;α为γ0一阶修正系数;γ0为GRUNESEN常数;E为材料内能。
材料的仿真参数及状态方程如表1—表5所示。
表1 7A04铝合金JOHNSON_COOK材料参数模型[14]
Table 1 7A04 aluminum alloy JONSON_COOK material parameter model
ρ/(kg·m-3)E/GPaG/GPaμB/MPa2 81069.35350.30314.5Tm/KCJ/(kg·K-1)A/MPam8770.014875602.51
表2 7A04铝合金EOS_GRUNEISEN状态方程
Table 2 7A04 aluminum alloy EOS_GRUNEISEN equation of state
CGAMAOα第一斜度系数初始相对体积0.5351.341.981.521
表3 2A12铝合金JOHNSON_COOK材料参数模型[15]
Table 3 2A12 aluminum alloy JONSON_COOK material parameter model
ρ/(kg·m-3)E/GPaG/GPaμB/MPa2 77071.7260.33424Tm/KCJ/(kg·K-1)A/MPam8630.0019214001.43
表4 2A12铝合金EOS_GRUNEISEN状态方程
Table 4 2A12 aluminum alloy EOS_GRUNEISEN state equation
CGAMAOα第一斜度系数初始相对体积0.541.981.51.351
表5 45钢JOHNSON_COOK材料参数模型[16]
Table 5 45 steel JONSON_COOK material parameters mode
ρ/(kg·m-3)E/GPaG/GPaμB/MPa7 833.4206.8475.90.29424Tm/KCJ/(kg·K-1)A/MPam1 7930.0654405071.43
2 供弹过程引信响应特性
2.1 供弹横向过载仿真参数设置
高射速的小口径炮弹的供弹方式主要有弹链供弹方式、拨弹轮供弹方式2种[17-19]。其中弹链供弹方式是一种利用弹链将炮弹逐个送入膛室的供弹方法,在此过程中,炮弹会受到弹链的拉力和惯性作用,引信在这个过程中会受到横向和纵向的冲击;拨弹轮供弹方式是一种利用旋转拨弹轮将炮弹送入膛室的供弹方法,在此过程中,炮弹会受到拨弹轮的推力和离心力作用,产生横向冲击。2种供弹方式产生的横向冲击下可能会导致引信的安全性和可靠性降低。为了分析引信在以上2种供弹过程中的响应情况,需要对小口径炮弹引信在供弹过程中进行横向过载仿真。
安全系统中的保险机构结构与从仿真模型库中按照装配关系组装的有限元模型如图4所示。
图4 保险机构结构
Fig.4 Insurance agency structure
小口径炮弹引信的横向高过载主要来自于高射速对应的供弹过程,引信随炮弹固定于弹链,在供弹过程横向高速运动,到位后横向撞停后直接击发或推入膛内击发。在射速约为1 000发/min的情况下,可将其近似约1 m/s的横向撞停冲击,由于更小的口径具有更高的射速,所以在横向高过载性能研究中,再引入了3、5、7 m/s的横向撞停速度来模拟更加恶劣的横向冲击工况;由于横向冲击方向的随机性,本文研究了正交的2个0°和90° 2个方向。如图5所示。
图5 加载模型及加载方向
Fig.5 Loading model and loading direction
将小口径炮弹输弹过程简化为简单的直线运动,进而等效为轴向撞击运动,不同发射速度对应不同的轴向撞击速度,通过有限元仿真对不同工况进行计算来观察引信中隔爆机构的响应情况。
2.2 供弹横向过载仿真计算
提取模引信等效应力云图如图6所示。横向冲击速度分别为1、3、5、7 m/s,对应的最大等效应力分别为70、193、211.6、230 MPa,都小于材料的屈服极限,即在供弹的横向高过载环境下,引信的材料强度均在安全范围内。
将仿真得到的速度加载到安全系统的转座上进行仿真,观测保险销与转子的相对位移是否超过保险销前端的距离,其距离为0.5 mm。得到仿真结果如图7所示。
分析以上结果得出:在供弹高横向过载环境下,随着供弹速度的提升,可能产生保险销解除对转子限制的安全性问题,即横向过载环境下,横向冲击主要影响保险机构构件。引信在射速约为1 000发/min时,即1 m/s的横向冲击环境下,其安全性能够得到保证,但相同的保险销-保险环机构无法适用5 m/s以上的供弹过程。
图6 引信的的等效应力云图
Fig.6 Equivalent force cloud of the fuze
图7 仿真结果
Fig.7 Simulation results
3 内弹道运动过程中引信响应分析
3.1 内弹道数学模型
小口径炮弹膛内发射过程主要受到轴向大过载(最高达100 000 g)以及高转速(最高达90 000 r/min)的持续影响,其中膛内发射过程环境最恶劣。传统炮弹引信设计通过经典内弹道方程以及两相流体数学物理模型获取膛内环境模型,此方法得到的传统内弹道模型具有较好的计算精度和较好的工程实用价值;在此基础上,提出了以下几个基本假定:
1) 炸药的燃烧遵循着几何学的燃烧规律。
2) 药粒都是在均匀的气压下进行燃烧的,并且符合燃烧速率规律。
3) 内腔表面热散失用减小火药力f或增加比热比k的方法间接修正。
4) 用系数φ来考虑其他的次要功。
5) 弹带挤进膛线是瞬时完成,以一定的挤进压力P0标志弹丸的启动条件。
6) 火药燃气状态方程服从诺贝尔-阿贝尔方程。
7) 单位质量火药燃烧所释放出的能量及生成的燃气的燃烧温度均为定值,在以后膨胀做功过程中,燃气组分变化不予计及,因此虽然燃气温度因膨胀而下降,但火药力f、余容α及比热比k等均视为常数。
8) 弹丸挤进膛线后,密闭良好,不存在漏气现象[20-22]。
式(4)—式(7)为经典内弹道模型的基本方程组:
(4)
(5)
(6)
(7)
式(4)—式(7)中: n为发射药种类;Ψi为第i种火药已燃百分数; χi、λi和μi为第i种火药的药型参数;Zi为第i种火药的相对已燃厚度; μ1i为第i种火药的燃速系数;ni为第i种火药的燃速指数;p为火炮膛内压力;φ′为次要功系数,m为弹丸质量;v为弹丸速度;S为火炮身管横截面积;l为弹丸行程长度; fi为第i种火药的火药力;ωi为第i种火药的药量。
根据内弹道数学公式搭建Simulink模型如图8所示。
本文中研究的35 mm小口径炮弹的装药参数,装填、构造参数如表6、表7所示。
仿真步长设置为0.1 ms,时间为4.5 ms;积分初始条件Z01=0.04;积分终止条件为l0≥2.93×103 mm。
内弹道的基础方程是一种常微分方程和一种代数方程的结合体,其解一般都是通过四阶龙格库塔法来实现求解。
图8 内弹道仿真模型
Fig.8 Internal ballistic simulation model
表6 装填、构造及计算条件参数
Table 6 Parameters of loading,construction and calculation conditions
参数数值参数数值m/kg0.5lg/mm2.93×103S/mm2706.5P0/GPa7.5×102D/mm35φ'1.07W0/mm1.23×105θ-1
表7 装药条件参数
Table 7 Charging conditions parameters
参数数值参数数值Ω/kg0.115μ11.12δ/(kg·mm-3)1.6×10-6λ-0.004 3α/(mm3·kg-1)10-6λs0f/(kJ·kg-1)9.5×10-5χ1.000 43n0.83χs0
3.2 内弹道诸元解算仿真结果
运行Simulink得到正常装药下的炮弹的速度、膛压、转速随时间的变化曲线如图9所示。
以上就是通过内弹道Simulink模型计算出的在正常装药情况下的3种诸元结算结果,为之后膛内仿真计算和外弹道提供初始的仿真数据。
3.3 内弹道有限元仿真
将膛内高过载环境加载至模块化整弹,由于更小的口径具有更高恶劣的膛内环境,所以在轴向高过载性能研究中,引入最大膛压450 MPa以模拟更加恶劣的轴向冲击工况,以及300 MPa的弱装药对比工况。图10为引信的等效应力云图,观察300、380、450 MPa对应的应力云图均可以发现应力集中于缓冲体结构,此处结构为薄壁结构,厚度约为0.3 mm,对应的最大等效应力分别为736、770、822 MPa,超过了铝合金的屈服应力,所以在轴向高过载环境中,此处将产生应力集中现象,随之发生塑性变形,其余部分最大等效应力均没有超过材料屈服应力,即没有发生塑性变形。
图9 内弹道诸元
Fig.9 Internal ballistic elements
图10 模块化整弹引信等效应力云图
Fig.10 Equivalent force cloud of modularized whole bomb fuze
提取安全系统模块实际动力学响应,输入安全系统精细化仿真模型,发现安全系统发生的应变集中于转座,原因为转座与转子轴向接触面积较小,并且转座为铝合金,转座的应变云图如图11所示。可观察到随着膛压的增加,等效应变面积逐渐增大,但安全系统整体结构无较大振动。
图11 转座应变云图
Fig.11 Turntable strain cloud
在膛内的轴向高过载环境中,小口径炮弹引信外壳及安全系统均存在强度不足的隐患。安全系统中的转座为铝合金,最大局部等效应力超过了铝合金的屈服应力,发生于与转子轴向接触部分,虽然转座发生了局部应变,但并不影响小口径炮弹引信在轴向高过载下的安全性;在轴向高过载环境下,保险销与转子的最大相对位移远小于安全性极限位移,即轴向高过载环境下,保险销对于转子的有着足够的限制,保证了小口径炮弹引信的安全性。
4 结论
通过对小口径炮弹引信重要安全性子系统-安全系统进行横向及轴向高过载性能研究,将研究结果引申到引信系统,得出结论如下:
1) 供弹高横向过载环境下,随着供弹速度的提升,可能产生保险销解除对转子限制的安全性问题,即横向过载环境下,横向冲击主要影响保险机构构件。对于35 mm小口径炮弹引信,其射速约为1 000发/min,横向冲击为1 m/s,此时35 mm小口径炮弹引信安全性能够得到保证;如果要适应更高射速的要求,可以在不影响结构强度的前提下适当增加保险销前端的距离。
2) 膛内高轴向过载环境下,产生了构件-构件加速过程中局部等效应力超过材料屈服应力情况,主要发生于构件-构件接触面积较小处。35 mm小口径炮弹引信安全系统中,局部强度超过了铝合金转座的屈服应力,即转座局部发生应变,但并不影响小口径炮弹引信在轴向高过载下的安全性。
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