黃瑞杰，阮文俊，步鵬飛

(南京理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院， 南京 210094)

單兵筒式武器系統(tǒng)通常包括發(fā)射筒、噴管、光學(xué)瞄準(zhǔn)具和火箭彈等結(jié)構(gòu)，而一部分單兵筒式武器會(huì)在噴管喉部安裝堵蓋來增強(qiáng)點(diǎn)火性能[1]。堵蓋作為單兵筒式武器尾部噴管中的一個(gè)重要部件，主要起到2個(gè)作用：① 密封防潮，確?；鹚幖包c(diǎn)火藥正常工作；② 建立點(diǎn)火壓力，提高點(diǎn)火可靠性和穩(wěn)定性[2]。

堵蓋打開壓力對(duì)單兵筒式武器點(diǎn)火過程、彈丸初速及火炮平衡影響較大，設(shè)計(jì)合理的堵蓋打開壓力關(guān)系到筒式武器發(fā)射過程的順利進(jìn)行。唐強(qiáng)[3]模擬分析了不同堵蓋打開壓力對(duì)固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室壓力變化的影響；蘇聽聽[4]比較了幾種不同堵蓋打開壓力下的點(diǎn)火過程；余貞勇[5]模擬分析了不同噴管堵蓋打開壓力對(duì)翼柱型裝藥火焰?zhèn)鞑r(shí)間的影響；豆松松等[6]對(duì)小型固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行一維數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在工作初期會(huì)發(fā)生震蕩，堵蓋打開壓力越大則震蕩次數(shù)越多。張秋芳等[7]設(shè)計(jì)了一種在圓周方向上開有相同的六個(gè)泄壓孔的雙層鋁箔堵蓋，研究在使用電點(diǎn)火頭直接點(diǎn)燃火藥和使用電點(diǎn)火管點(diǎn)火2種方式下堵蓋的打開情況。Wang[8]將圓形堵片緊密安裝在噴管喉襯和擴(kuò)張段之間，采用整體爆破的方式打開來研究堵蓋厚度與點(diǎn)火壓力的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)堵蓋厚度越大則點(diǎn)火壓力越大。還有許多學(xué)者通過數(shù)值仿真的方式對(duì)各種不同材質(zhì)的堵蓋打開過程進(jìn)行研究，得到與試驗(yàn)相符合的結(jié)果[9-14]。

2A12鋁合金作為一種武器系統(tǒng)中的常用材料，具有質(zhì)量輕、易加工、強(qiáng)度高和打開一致性好的優(yōu)點(diǎn)，將其作為堵蓋材料對(duì)打開壓力精度的控制效果較好。目前對(duì)打開壓力精度有要求的情況下常采用復(fù)合材料層合板作為堵蓋材料，但此類材料堵蓋存在高溫打開壓力低、低溫打開壓力高的問題。因此本文設(shè)計(jì)了一種2A12鋁合金堵蓋和模擬試驗(yàn)裝置，利用試驗(yàn)得到堵蓋的打開壓力，然后基于LS-DYNA建立2A12鋁合金堵蓋的有限元模型以及考慮其存在制造公差情況下的有限元模型，對(duì)其進(jìn)行仿真計(jì)算得到打開壓力與打開速度，并將仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。

1 堵蓋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

本文對(duì)2A12鋁合金堵蓋進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，整體結(jié)構(gòu)形狀呈拱形，分為支撐段、破壞段和凸起段3部分，其中凸起段又可分為凸起上升段和凸起平臺(tái)段。

堵蓋邊緣為支撐段，起支撐固定堵蓋的作用，堵蓋打開時(shí)支撐段存留在炮尾內(nèi)。堵蓋中部設(shè)計(jì)凸起段，能以較低的厚度承受較大的壓力載荷，可以有效減小堵蓋重量，降低堵蓋打開后的后噴危險(xiǎn)界限。堵蓋設(shè)計(jì)有4種不同有效厚度，區(qū)別在于破壞段的厚度(即有效厚度)不同，分別為0.4 mm、0.65 mm、0.9 mm和1.35 mm，有效厚度越大則堵蓋強(qiáng)度越高。堵蓋打開時(shí)破壞段破壞失效，凸起段與支撐段失去連接而分離。堵蓋結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 堵蓋結(jié)構(gòu)示意圖

2 堵蓋打開模擬試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)置

本文設(shè)計(jì)了一種專用于測(cè)試單兵筒式武器尾噴管堵蓋打開過程的模擬試驗(yàn)裝置。本試驗(yàn)裝置的本體分為兩部分，均為使用高強(qiáng)度炮鋼制成的短圓筒，兩部分使用螺紋連接。如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)裝置示意圖

試驗(yàn)將模擬試驗(yàn)裝置安裝在固定鋼架上，將堵蓋安裝在模擬試驗(yàn)裝置本體中對(duì)應(yīng)位置，將火藥和點(diǎn)火器通過點(diǎn)火線相連接，安裝2個(gè)測(cè)壓傳感器于試驗(yàn)裝置兩側(cè)，測(cè)壓傳感器另一端通過導(dǎo)線與數(shù)據(jù)采集儀相連接，將數(shù)據(jù)采集儀通過導(dǎo)線與觸發(fā)點(diǎn)火器相連接，在火藥點(diǎn)火堵蓋打開后通過試驗(yàn)裝置后方口徑70 mm的筒狀開口飛出。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

4種有效厚度的堵蓋各進(jìn)行5發(fā)試驗(yàn)，共計(jì)20發(fā)。試驗(yàn)中每種堵蓋均有兩發(fā)后噴方向面對(duì)空地，其余堵蓋后噴方向面對(duì)2 m外覆蓋濕棉被的20 mm厚松木板。試驗(yàn)得到的打開壓力如表1所示。

表1 堵蓋打開壓力統(tǒng)計(jì)表 MPa

從試驗(yàn)裝置一端噴出后，2A12鋁合金堵蓋均破壞呈圓片狀，圓片邊緣不平整。堵蓋在噴口朝向空地的情況下均飛出30 m以外，在噴口朝向覆蓋濕棉被的松木板的情況下有多片擊穿濕棉被和松木板，可見其具有較強(qiáng)的破壞能力和較大的后噴危險(xiǎn)界限。

3 仿真計(jì)算

3.1 2A12鋁合金本構(gòu)模型

2A12鋁合金材料本構(gòu)模型采用Johnson-Cook本構(gòu)模型，Johnson-Cook模型由Johnson G R和Cook W H于1983年提出[15]，是一種描述應(yīng)變強(qiáng)化、應(yīng)變率強(qiáng)化及溫度軟化效應(yīng)的理想剛塑性本構(gòu)模型，適用于大多數(shù)金屬和合金材料。

Johnson-Cook模型的表達(dá)式如下：

(1)

3.2 有限元模型

本文對(duì)4種破壞段厚度不同的2A12鋁合金堵蓋進(jìn)行仿真分析，破壞段厚度分別為0.4 mm、0.65 mm、0.9 mm和1.35 mm。在進(jìn)行仿真分析之前將模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，并建立一個(gè)筒狀結(jié)構(gòu)來支撐堵蓋，代替直接的邊界條件設(shè)置，將簡(jiǎn)化堵蓋安裝之后的截面如圖3。

圖3 堵蓋截面圖

在LS-DYNA中采用cm-g-μs單位制進(jìn)行建模，用三維實(shí)體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，將堵蓋結(jié)構(gòu)離散為4節(jié)點(diǎn)四面體單元，單元長(zhǎng)度0.5 mm，并將筒結(jié)構(gòu)離散為8節(jié)點(diǎn)六面體單元，軟件自動(dòng)劃分生成網(wǎng)格。生成網(wǎng)格后的有限元模型如圖4。

圖4 堵蓋有限元模型網(wǎng)格劃分示意圖

3.3 材料模型

2A12鋁合金堵蓋采用*MAT_SIMPLIFIED_JOHNSON_COOK模型來進(jìn)行描述，此模型不考慮材料的溫度軟化效應(yīng)，相關(guān)材料參數(shù)由簡(jiǎn)化的Johnson-Cook表達(dá)式來描述：

(2)

相關(guān)材料參數(shù)如表2所示。

表2 2A12鋁合金堵蓋材料參數(shù)

筒采用*MAT_RIGID剛體材料模型來進(jìn)行描述，3個(gè)方向及旋轉(zhuǎn)全部固定，相關(guān)材料參數(shù)如表3所示。

表3 筒材料參數(shù)

堵蓋與筒的接觸設(shè)置為面面接觸，通過LS-DYNA關(guān)鍵詞*AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE實(shí)現(xiàn)，將動(dòng)靜摩擦系數(shù)設(shè)置為0.1。

3.4 壓力載荷設(shè)置

在實(shí)際射擊或模擬試驗(yàn)裝置試驗(yàn)過程中，膛內(nèi)高壓造成堵蓋內(nèi)外巨大的壓力差，導(dǎo)致堵蓋被打開。本文仿照實(shí)際情況，給堵蓋內(nèi)面施加壓力載荷曲線，制造內(nèi)外壓力差。壓力載荷曲線取自實(shí)際試驗(yàn)中壓力傳感器實(shí)測(cè)值，利用LS-DYNA關(guān)鍵詞DEFINE_CURVE定義，如圖5所示。

圖5 壓力載荷曲線

堵蓋承壓面在堵蓋內(nèi)面內(nèi)選擇，利用LS-DYNA關(guān)鍵詞*SET_SEGMENT，選擇承壓面，利用關(guān)鍵詞*LOAD_SEGMENT_SET將壓力曲線施加在承壓面上。

4 結(jié)果及分析

4.1 數(shù)值仿真結(jié)果

圖6～圖9表示了4種有效厚度的2A12鋁合金堵蓋在高壓載荷下不同時(shí)刻對(duì)應(yīng)的應(yīng)力分布和發(fā)展情況，以及堵蓋破裂打開的過程。0 μs時(shí)，開始對(duì)堵蓋施加壓力，此后堵蓋上下兩側(cè)壓力差逐漸增大，堵蓋各處應(yīng)力隨之增加，堵蓋單元未出現(xiàn)失效，應(yīng)力逐漸集中到凸起斜坡段，凸起平臺(tái)段周圍應(yīng)力處在較低水平。此后，到達(dá)圖6～圖9(a)所對(duì)應(yīng)時(shí)刻時(shí)應(yīng)力開始向破壞段集中，堵蓋開始產(chǎn)生變形。圖6～圖9(b)所對(duì)應(yīng)時(shí)刻為應(yīng)力集中于破壞段，破壞段多處達(dá)到最大失效應(yīng)變，單元開始失效消失的瞬間。圖6～圖9(c)所對(duì)應(yīng)時(shí)刻為破壞段完全破壞，凸起段與邊緣支撐段分離，堵蓋完全打開的瞬間。

圖6 有效厚度0.4 mm堵蓋打開過程應(yīng)力

圖7 有效厚度0.65 mm堵蓋打開過程應(yīng)力

圖8 有效厚度0.9 mm堵蓋打開過程應(yīng)力

圖9 有效厚度1.35 mm堵蓋打開過程應(yīng)力

整個(gè)過程中，應(yīng)力的最大分布逐漸從凸起斜坡段向外擴(kuò)散，破壞段開始塑性變形，凸起段整體下沉，應(yīng)力慢慢集中于破壞段，到堵蓋完全打開時(shí)達(dá)到最大應(yīng)力，而凸起平臺(tái)段應(yīng)力一直處于較低水平，結(jié)構(gòu)變形也不明顯。在仿真過程中，堵蓋打開后，凸起段整體飛行較為平穩(wěn)。堵蓋打開后姿態(tài)如圖10所示。

圖10 堵蓋打開姿態(tài)示意圖

4.2 有效厚度對(duì)堵蓋打開壓力和速度的影響

在仿真計(jì)算過程中，將堵蓋破壞段在圓周方向上所有單元的失效，即堵蓋凸起段與支撐段的完全分離視為堵蓋打開，這一時(shí)刻所對(duì)應(yīng)的壓力載荷即為堵蓋的打開壓力。有效厚度分別為0.4 mm、0.65 mm、0.9 mm和1.35 mm的堵蓋，其打開壓力有較明顯的不同。將試驗(yàn)得到的平均打開壓力與仿真結(jié)果如圖11。

圖11 仿真和試驗(yàn)中不同有效厚度的打開壓力差曲線

圖11中數(shù)據(jù)為不同有效厚度的堵蓋的打開壓力差，由圖中仿真計(jì)算結(jié)果可知，在其他情況相同的條件下，堵蓋的有效厚度越大，其打開壓力越大，且兩者數(shù)值的變化趨于線性增長(zhǎng)。仿真結(jié)果與試驗(yàn)得到的平均打開壓力有差別，0.4 mm有效厚度時(shí)仿真結(jié)果大于試驗(yàn)結(jié)果，0.65 mm有效厚度和0.9 mm有效厚度時(shí)仿真與試驗(yàn)結(jié)果十分接近，在1.35 mm有效厚度時(shí)差別最大，相差為2.20 MPa，造成這種結(jié)果的原因可能是仿真時(shí)材料應(yīng)變率設(shè)置與實(shí)際有些許偏差。

在單兵筒式武器實(shí)彈射擊過程中，堵蓋打開之后會(huì)向后噴出，其噴出時(shí)的速度決定它所攜帶的動(dòng)能大小，直接影響武器系統(tǒng)后噴危險(xiǎn)界限的大小，因此在數(shù)值仿真過程中，對(duì)它在打開一瞬間的速度進(jìn)行觀測(cè)，得到如圖12。

圖12 不同有效厚度的堵蓋在打開過程中的速度曲線

由圖12可知，隨著有效厚度變大，速度變化曲線逐漸變緩，其加速度與有效厚度成反比，但有效厚度越小，打開時(shí)間越靠前，最終打開時(shí)的速度與有效厚度成正比。即使打開時(shí)速度最低的有效厚度為0.4 mm的堵蓋，其速度也達(dá)到了25 m/s以上，所攜帶動(dòng)能較大。

4.3 堵蓋制造公差對(duì)打開壓力的影響

2A12鋁合金在生產(chǎn)制造過程中，會(huì)產(chǎn)生尺寸偏差，本節(jié)對(duì)考慮公差的2A12鋁合金堵蓋打開壓力進(jìn)行分析。

2A12鋁合金堵蓋的打開壓力主要受到破壞段尺寸的影響，在考慮公差時(shí)可以只考慮破壞段尺寸的公差，破壞段的公差又要從兩方面考慮，即厚度方向的公差和寬度方向的公差。以δ代表破壞段的厚度，L代表破壞段的寬度，破壞段的局部如圖13所示。

圖13 堵蓋破壞段局部

圖13為圖1在破壞段的局部放大圖，其寬度L=(Φ1-Φ2)/2，考慮公差存在的情況下，Φ1采用H7級(jí)孔公差，為上偏差0.03 mm，Φ2采用h7級(jí)軸公差，為下偏差-0.03 mm，δ的公差采用上下偏差±0.01 mm。為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，本節(jié)仿真計(jì)算涵蓋4種有效厚度的2A12鋁合金堵蓋的寬度和厚度公差，采用定寬度變厚度和定厚度變寬度的方法，增加寬度方向兩側(cè)各偏差為0.015 mm的情況，共進(jìn)行16次計(jì)算，除破壞段尺寸外，其他各項(xiàng)設(shè)置均與前文相同，最后對(duì)各項(xiàng)計(jì)算的打開壓力進(jìn)行記錄?？紤]破壞段公差與不考慮公差情況下的打開壓力如圖14和圖15所示。

圖14 考慮厚度公差堵蓋打開壓力直方圖

圖15 考慮寬度公差堵蓋打開壓力直方圖

圖14為考慮厚度方向的正負(fù)公差與不考慮公差情況下的4種有效厚度的2A12鋁合金打開壓力對(duì)比圖，由圖可知，在厚度方向正負(fù)公差為0.01 mm情況下，無論是正公差還是負(fù)公差，在與不考慮公差時(shí)的堵蓋打開壓力變化不大，厚度方向的公差對(duì)堵蓋的打開壓力影響較小。

圖15為考慮寬度方向的公差與不考慮公差情況下的4種有效厚度的2A12鋁合金打開壓力對(duì)比圖，其中L=0.25 mm代表不考慮公差，L=0.265 mm代表偏差是0.015 mm的情況，L=0.28代表公差是0.03 mm的情況。由圖可知，寬度方向的公差對(duì)打開壓力的影響同樣不明顯，但比厚度方向的公差對(duì)打開壓力的影響要大，寬度公差會(huì)使堵蓋打開壓力變小。

以上對(duì)公差的計(jì)算均基于堵蓋破壞段在周向上厚度及寬度均勻的情況，由4.1分析結(jié)果可知破壞段的厚度對(duì)堵蓋打開壓力影響較大，若破壞段周向公差得不到控制，使得厚度存在差異，則可能造成堵蓋打開過程姿態(tài)產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)，甚至出現(xiàn)堵蓋打開不完全的情況。因此，在2A12鋁合金堵蓋的生產(chǎn)制造過程中，應(yīng)在厚度、寬度和周向上控制公差的大小。

5 結(jié)論

1) 堵蓋結(jié)構(gòu)形狀設(shè)計(jì)合理，強(qiáng)度達(dá)到使用要求；模擬試驗(yàn)裝置滿足堵蓋試驗(yàn)的要求，能夠有效節(jié)省試驗(yàn)時(shí)間和成本。

2) 堵蓋有效厚度增大，打開壓力隨之增大，且兩者數(shù)值增長(zhǎng)趨近于線性增長(zhǎng)，試驗(yàn)與仿真結(jié)果較符合；堵蓋在打開過程中,如有效厚度越大，打開速度越快；公差對(duì)堵蓋打開壓力存在影響，堵蓋制造應(yīng)考慮控制寬度和厚度公差，盡量減少周向公差，避免堵蓋打開過程中姿態(tài)不可控。

3) 2A12鋁合金堵蓋打開壓力可通過有效厚度進(jìn)行控制，且控制精度較高。但因其打開速度較高，易造成較大的后方危險(xiǎn)界限，所以在實(shí)際使用過程中應(yīng)考慮場(chǎng)地限制，后續(xù)研究將圍繞降低其后方危險(xiǎn)界限方面展開。