0 引言
现代小口径高炮武器系统的高射速、高射频、高膛压、高转速的发展特性[1],对弹丸的各零部件强度和结构设计的要求越来越高。一种曳光射击训练弹适配于某型小口径高炮武器平台,该训练弹尾部装有曳光管,射击时能够指示弹道,用于射击训练、武器系统检测等用途。该训练弹射击后,发射药燃烧产生的高膛压推动弹丸沿身管膛线加速运动[2],由于曳光管随弹丸一起运动,承受高过载和高膛压作用。曳光管壳一般是冲压成形的薄壁件,管壁厚0.6～0.8 mm,若在发射过程中曳光管壳强度不能承受高过载和高膛压作用而发生较大变形甚至断裂[3],将使曳光药剂松散、药层断裂,曳光药剂燃烧过程中就会出现炮口散花、曳光药剂脱落和断火等异常情况[4-5]。因此,保护曳光管壳强度不被外力破坏是保证曳光药剂正常燃烧的关键。
本文中首先根据曳光管外形尺寸和弹体结构设计2种不同的曳光管套方案,然后计算校核在惯性力作用下压螺与弹体连接螺纹和曳光管壳的强度,在连接螺纹和曳光管壳强度满足要求的前提下,使用ABAQUS软件仿真分析在膛内压力作用下曳光管壳和管套的应力应变,初步确定管套方案,最后通过曳光性能射击试验验证ABAQUS软件分析结果,确定最优管套方案,保证曳光训练弹曳光性能满足技术指标要求。
1 曳光管套结构设计及组件装配
由于与制式弹通用射表[6],曳光训练弹弹丸质量、质心位置与制式弹相同或接近。为了减重,弹体尾部内孔直径和深度明显大于曳光管外径和长度,因此需要设计一种管套结构作为中间体,使曳光管固定在弹体内。管套材料选用密度较小的铝,使装配后的弹丸质量与制式弹弹丸质量基本相同。根据弹体尾部内孔尺寸,同时考虑弹丸配重,设计了2种不同的管套结构方案,如图1所示。通过控制管套孔径公差,2种方案管套内孔与曳光管的装配间隙配合为D9[7];方案1管套孔深比曳光管长度小5 mm,方案2管套用于装曳光管的孔深比曳光管长度大(0.2～0.5 mm),管套用于装钢环的孔与钢环为过盈配合P9[7],对应孔深比钢环厚度小(0～0.1 mm),保证钢环突出管套端面。方案1管套与曳光管的装配是套入式,如图2(a)所示。先把铝垫块有倒角一端朝下放入弹体尾部孔内,再把管套套入曳光管口部一端后放入弹体尾部孔中,最后旋入压螺固定组件。方案2管套与曳光管的装配是放入式,如图2(b)所示。由于管套对应孔深比曳光管长度大,装配前需在曳光管底部涂适量硅橡胶,用来填充曳光管与管套、钢环之间的装配间隙,然后把曳光管装入管套中,装入时确保曳光管口部朝外,然后将钢环用压力机压入管套中以固定曳光管,曳光管、管套和钢环组成的曳光组件装入弹体尾部孔中,最后旋入压螺固定。
图1 方案1和方案2曳光管套
Fig.1 Scheme 1 and scheme 2 tracer tube
图2 方案1和方案2装配示意图
Fig.2 Scheme 1 and scheme 2 assembly diagram
2 高过载作用下强度校核
2.1 螺纹强度计算和分析
压螺与弹体通过M28×1.5LH左旋螺纹连接固定曳光组件。发射过程中,曳光管及其组件随弹丸一起加速运动,它们产生的惯性力作用于压螺,因此需要校核螺纹强度能否承受发射过程中产生的最大作用力[8]。若螺纹强度不能承受曳光组件的作用力,则可能出现压螺脱落,继而造成曳光管脱落。由于弹丸须配重到规定值范围内,因此2种方案的曳光组件质量相等。
弹丸和曳光管的最大加速度为
(1)
式(1)中:Pm为最大膛压(MPa);r为弹体半径(m);m为弹丸质量(kg)。
根据式(1)可得曳光组件对压螺的最大作用力为
(2)
式(2)中:mω为曳光组件质量(kg)。
根据式(2)可得压螺承受的压强为
(3)
式(3)中:r0为弹体孔径(m);r1为压螺孔径(m)。经代入数据计算:P0=132 MPa。
螺纹压应力为
(4)
式(4)中:d2为外螺纹中径(m); ρ为螺纹螺距(m);z为螺纹结合圈数。
螺纹剪切应力为
(5)
式(5)中:d1为外螺纹小径(m)。
对于M28×1.5LH螺纹,经代入数据计算,螺纹压应力:σ≈139.89 MPa;螺纹切应力:τ≈103.4 MPa。
弹体和压螺材料为35CrMnSiA,均经过淬火处理,屈服强度σs=1 470 MPa,由计算结果可知,螺纹压应力和切应力均小于σs,满足强度要求。因此,高过载条件下2种曳光组件对压螺产生的作用力均不会使压螺脱落。
2.2 曳光管壳强度计算和分析
弹丸在膛内运动时,曳光管本身也会产生惯性力,其中轴向惯性力使曳光管对管套或钢环产生压力,径向惯性力则使曳光管对管套内壁产生压力,总的曳光管压力应为轴向与径向压力之和,但这2个力并不同步,轴向惯性力在最大膛压时刻达到最大[9],径向惯性力则在炮口区达到最大,从绝对值讲,径向惯性力远小于轴向惯性力,因此计算强度时可略去。
铝块对曳光管底部的最大作用力为
F=m铝
(6)
式(6)中:m铝为铝块质量(kg);P1为曳光管底部承受的最大压强(MPa);rn1为曳光管外径(m)。
曳光管口部端面承受的最大作用力为
(7)
式(7)中:mωn在方案1计算时为曳光管和铝块总质量(kg),方案2计算时为曳光管质量(kg);P2为曳光管口部端面承受的最大压强(MPa);rn2为曳光管内径(m)。
曳光管底部承受的最大压强为
(8)
式(8)中:Pm为常温最大膛压(MPa);r为弹体半径(m);m为弹丸质量(kg)。
曳光管口部端面承受的最大压强为
(9)
方案1管套中曳光管受力计算结果为:曳光管底部压强P1≈65.1 MPa;曳光管口部压强P2≈564.2 MPa。
方案2管套中曳光管口部压强P2≈286.5 MPa。
14Cr17Ni2不锈钢管壳屈服强度σs≥700 MPa[10],2A12铝制管套屈服强度σs≥325 MPa[11]。发射时在高过载作用下,采用方案1管套时曳光管底部和曳光管口部承受的最大压强均小于各自材料的屈服强度,不会发生塑性变形;采用方案2管套时曳光管壳口部受到的最大压强远小于屈服强度,说明曳光管壳能够承受弹丸发射时产生的高过载作用,不会发生塑性变形。由于曳光装药压力在900～1 000 MPa范围内,曳光药剂具有一定的机械强度,能够抵抗发射药燃烧产生的火药气体冲击,不会造成曳光药面松散[5]。因此,发射过程中的高过载不影响曳光正常发火和传火。
3 膛压对强度影响分析
为分析装于2种管套中的曳光管管壳能否承受高膛压作用,同时确定最优管套方案,使用ABAQUS软件对曳光管壳受力进行仿真分析[12-14]。
3.1 有限元分析数据模型建立
利用Creo三维软件分别创建2种方案曳光管套和曳光管壳的三维几何模型,建模时采用基本尺寸,理想状态下曳光管外表面与管套内表面直接接触,无装配间隙。将三维几何模型保存为STEP(*.stp)文件格式,然后根据仿真分析需要分别将2种方案管套和曳光管导入ABAQUS软件中,并完成装配。对不同的几何模型赋予对应的材料参数,选用的材料参数如表1所示。建立静态通用分析步,网格单元尺寸设为1,对几何模型进行切割划分后,网格控制设置为六面体扫掠网格,单元类型为C3D8R[15-16]。
表1 材料参数
Table 1 Material parameters
材料名称密度/(t·mm-3)弹性模量/MPa泊松比铝2.7×10-97.0×1040.2钢7.85×10-92.1×1050.3
如图2(a)方案1装配示意图所示,曳光管底部伸出方案1管套5 mm,此部分受膛内压力的影响最大。常温条件下,该曳光训练弹射击过程中产生的膛压一般在360 MPa左右,若曳光管伸出管套部分不能承受360 MPa膛压作用,出现较大变形,则说明方案1不可行。因此,简化受力作用范围,对曳光管伸出管套部分施加360 MPa压力,同时固定曳光管套端面,曳光管壳口部端面与管套接触面设置为接触对。
如图2(b)方案2装配示意图所示,方案2曳光管套与弹体孔的间隙很小,假设无膛压作用;管套底面与弹体孔腔底面之间有一段空隙,在弹丸发射过程中,管套底部受膛压作用最大,因此在设置加载作用力时对方案2曳光管套底部施加360 MPa的压力。创建边界条件时,对管套和钢环端面完全约束;同时假设管套曳光孔深与曳光管长度相等,管套孔底面与曳光管底面、钢环底面与管套台阶面、钢环底面与曳光管壳口部端面设置为3个接触对。
3.2 方案1中曳光管壳受力分析
ABAQUS软件仿真计算得到的曳光管壳和方案1管套应力云图如图3所示,曳光管壳底部A节点处应力应变与时间关系曲线和应力与应变曲线分别如图4、图5所示。管壳口部B节点处应力应变与时间关系曲线如图6所示。
图3 方案1曳光管套和管壳应力云图
Fig.3 Stress nephogram of scheme 1 tracer tube and shell
图4 A节点应力应变与时间关系曲线
Fig.4 Time-dependent stress-strain curve of node A
图5 A节点应力应变曲线
Fig.5 Stress-strain curve of node A
图6 B节点应力应变与时间关系曲线
Fig.6 Time-dependent stress-strain curve of node B
从图3曳光管壳和管套应力云图可知,曳光管壳底部的最大应力达到1 026 MPa,已接近材料的抗拉强度σb=1 080 MPa[10],从图4、图5可知,曳光管底部A节点最大应变超过0.8,说明在膛内压力作用下曳光管壳底部塑性变形量比较大;若膛压增大,很可能达到抗拉强度值而出现管壳局部断裂;由于药剂本身强度远小于管壳强度,大变形和断裂都会使底部药剂产生断层或松散,从而造成曳光燃烧过程中出现断火、曳光剂脱落等异常情况。图6说明在膛内压力作用下曳光管壳口部不发生塑性变形,不可能使曳光管口部曳光药剂松散,因此发射过程中的高膛压不影响曳光正常发火。
3.3 方案2中曳光管壳受力分析
ABAQUS软件仿真计算得到的曳光管壳和方案2管套应力云图如图7所示,曳光管壳底部A节点处应力应变与时间关系曲线和应力与应变曲线分别如图8、图9所示。管壳口部B节点处应力应变与时间关系曲线如图10所示。
图7 方案2曳光管套和管壳应力云图
Fig.7 Stress nephogram of scheme 2 tracer tube and shell
图8 A节点应力应变与时间关系曲线
Fig.8 Time-dependent stress-strain curve of node A
图9 A节点应力应变曲线
Fig.9 Stress-strain curve of node A
图10 B节点应力应变与时间关系曲线
Fig.10 Time-dependent stress-strain curve of node B
从图7曳光管壳和管套应力云图可知,曳光管壳的最大应力为844.7 MPa,图8、图9显示曳光管壳底部A节点处最大应变量为0.05。假设曳光管与管套无间隙配合,尽管曳光管壳最大应力超过管壳材料的屈服极限下限值700 MPa,但与方案1中的最大应变量相比较小,对曳光药剂强度影响有限;图10表明曳光管壳口部在膛内压力作用下变形量很小,不足以影响曳光正常发火和传火。
3.4 对比分析仿真计算结果
ABAQUS仿真计算结果表明,分别与方案1管套和方案2管套配合的曳光管壳,其相同节点处应变量相差16倍。当膛内压力为360 MPa,与方案1管套配合时,曳光管尾部受高膛压作用变形严重,从而会造成曳光药剂断层和药剂松散,影响曳光传火性能,飞行过程中发生断火、药剂脱落等异常情况。与方案2管套配合时,曳光管壳在管套保护下变形量相对较小,此外由于管套配合孔深比曳光管长度大(0.2～0.5 mm),装配时在曳光管壳底面与管套孔底面之间填充的硅橡胶可以起缓冲作用,因此曳光管底部A节点的实际应力应变值小于仿真计算值,曳光管壳的实际变形量应很小甚至不发生变形,对曳光药剂强度基本无影响,曳光能够正常燃烧。从分析结果可知,方案2明显优于方案1。
4 试验验证
为验证仿真分析的正确性,确定管套结构设计方案,将2种管套方案各加工5套,同时采用已定型的某曳光管10发。分别对装有2种管套的曳光训练弹进行对空射击试验。曳光性能射击试验技术指标要求:曳光时间≥6 s,不允许出现散花、断火和曳光剂脱落等异常情况。射击试验结果见表2。
表2 曳光性能射击试验结果
Table 2 The shooting test results of tracer performance
序号时间/s备注方案114.1出炮口散花23.13—瞎火43.8曳光剂脱落53.7曳光剂脱落方案219.6正常29.5正常39.9正常49.7正常59.2正常
2种管套方案的对比射击试验结果显示,方案1的曳光燃烧时间明显小于方案2,也小于技术指标要求,且出现炮口散花、曳光药剂脱落等异常情况,说明发射药燃烧产生的高膛压使曳光管壳强度失效,出现的严重变形造成曳光药剂断层、药剂松散;方案2的曳光燃烧正常,曳光性能满足技术指标要求,说明曳光管在管套保护下,曳光管壳强度受高膛压发射环境的影响较小,没有发生破坏曳光药剂强度的大变形,曳光能够正常发火、传火;射击试验结果表明,ABAQUS软件仿真分析与实际射击情况基本相符。因此,曳光管套结构设计选用方案2。
5 结论
1) 与制式弹通用射表前提下,根据曳光管和弹体结构设计了2种曳光管套方案,并校核了压螺与弹体螺纹连接强度以及曳光管壳强度,结果表明,螺纹和曳光管壳均不会因发射时产生的高过载发生塑性变形而导致强度失效。
2) 利用ABAQUS软件模拟仿真高膛压发射条件,对曳光管套和管壳进行应力应变分析,仿真分析结果表明,曳光管与方案1管套配合时,管壳因强度失效产生的严重变形会造成曳光药剂断层和药剂松散,而曳光管与方案2管套配合时管壳变形量较小,对曳光药剂强度影响有限。曳光性能射击试验验证ABAQUS软件仿真分析结果与实际情况相符。
3) 利用ABAQUS软件对曳光管壳可能出现强度失效的试验条件进行受力仿真分析,为曳光管套以及类似结构设计提供了理论依据,可以减少靶场射击验证试验,提高结构设计效率,降低产品研制成本。
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