張盛森，李強，張晉杰，鄒利波，白文杰，張潤哲

(1.中北大學(xué) 機電工程學(xué)院，山西 太原 030051；2.山西工程科技職業(yè)大學(xué)，山西 太原 030606)

近年來,我國在維護社會治安,解決暴力沖突時,非致命武器的用武之處越來越多[1-3]。我國現(xiàn)普遍使用的非致命性防暴槍多采用單藥室初速恒定式,此種防暴槍在復(fù)雜多變的反恐、防暴行動中難以靈活應(yīng)對現(xiàn)場變化,因此變初速防暴槍登上歷史舞臺[4-5]。美國陸軍實驗室設(shè)計出通過開關(guān)身管處排氣口來實現(xiàn)可變初速的步槍系統(tǒng)[6]。南京理工大學(xué)冉景祿等通過擋板滑塊的前后移動來控制開孔面積大小,進而調(diào)控武器的發(fā)射初速[7]。徐誠等提出通過設(shè)計輔助藥室來實現(xiàn)變成初速發(fā)射[8-9]。南京理工大學(xué)蔣清遠設(shè)計出雙藥室電擊發(fā)控制發(fā)射實現(xiàn)變初速功能[10]。

筆者將在雙藥室發(fā)射裝藥結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上設(shè)計一種防竄火弧形膜片,利用防竄火弧形膜片控壓,實現(xiàn)雙藥室發(fā)射裝藥結(jié)構(gòu)變初速功能。通過數(shù)值計算的方法對雙藥室發(fā)射藥內(nèi)彈道進行分析,得到防竄火膜片破裂壓力和高、低壓藥室單獨擊發(fā)、兩藥室合并擊發(fā)和兩藥室延時擊發(fā)時的最大膛壓和初速[11-13]。利用三維建模軟件建立雙藥室發(fā)射裝藥結(jié)構(gòu)模型和防竄火的弧形卸壓膜片。通過顯式動力學(xué)對膜片進行仿真分析,證明可行性。

1 變初速雙藥室發(fā)射裝藥基本原理

為了實現(xiàn)武器變初速功能,通過控制火藥燃氣壓力來實現(xiàn)彈丸初速變化,設(shè)計并聯(lián)的高、低壓藥室串聯(lián)低壓室的雙藥室發(fā)射裝藥結(jié)構(gòu)。根據(jù)實際需要,射擊較近、較脆弱的目標時,通過電擊發(fā)點火形式點燃低壓藥室,火藥燃氣壓力達到低壓藥室膜片預(yù)設(shè)壓力時,膜片發(fā)生剪切破裂,火藥燃氣進入低壓室并推動彈丸運動。由于膜片具有防竄火技術(shù),高壓藥室膜片未從靠近低壓室端發(fā)生破裂,阻止了高壓藥室的引燃。射擊較遠目標時,點燃高壓藥室,獲得較高初速。如果需要射擊更遠目標時,可以通過精確控制點火時間,將另一個發(fā)射藥室點燃,火藥燃氣進入低壓室快速補充低壓室壓力,進一步加速彈丸運動。通過精確調(diào)控兩藥室點火控制時間,來調(diào)控低壓室火藥燃氣壓力變化,從而實現(xiàn)彈丸初速在一定范圍寬度內(nèi)變化。

2 雙藥室內(nèi)彈道建模

2.1 內(nèi)彈道基本假設(shè)

雙藥室內(nèi)彈道過程的基本假設(shè)如下[14]:

1)火藥燃燒過程服從幾何燃燒定律。

2)發(fā)射藥室和低壓室各處壓力均為各自室內(nèi)的平均壓力,不考慮彈底與膜底之間的壓力差。

3)火藥均在平均壓力下燃燒,遵循燃燒速度定律。

4)火藥力f和余容α在整個內(nèi)彈道過程中視為不變。

5)內(nèi)彈道過程中摩擦等能量損耗采用次要功系數(shù)φ進行計算,擠進膛線過程和膛壁散熱導(dǎo)致的能量損失通過減小f或增大θ的方法間接計算。

6)忽略彈丸的擠進過程。

2.2 內(nèi)彈道方程組建立

根據(jù)以上假設(shè),可將雙藥室高低壓內(nèi)彈道方程歸納如下[15]:

1)燃燒速度方程

(1)

式中:z為火藥已燃相對厚度;u1為火藥單位壓力下的燃燒速度;e1為火藥厚度的一半;Pg為藥室內(nèi)壓力;n為燃速指數(shù),本文取0.845。

2)形狀函數(shù)方程

(2)

式中:ψ為火藥已燃相對質(zhì)量;χ、λ、μ為藥形系數(shù)。

3)彈丸運動方程

(3)

(4)

式中:v為彈丸在身管內(nèi)運動速度;φ為次要功系數(shù);m為彈丸質(zhì)量;Pq為低壓室內(nèi)壓力;s為身管截面積;L為彈丸運動行程。

4)藥室壓力方程

(5)

(6)

(7)

式中:lψ為藥室容積縮徑長;qmb為瞬時流量;f為火藥力;V為藥室容積;Δ為火藥裝填密度;ρp火藥密度;α為火藥氣體余容;η為從藥室流到低壓室的火藥燃氣流量。

5)低壓室膛壓方程

(8)

(9)

(10)

式中:ω為裝藥量;L0為低壓室初始長度;θ為絕熱指數(shù);ρg為藥室內(nèi)火藥燃氣密度;ρq為低壓室內(nèi)火藥燃氣密度。

6)瞬時流量方程

(11)

(12)

(13)

式中:lx=0;Sb為藥室與低壓室之間導(dǎo)氣孔的面積;μb為流量系數(shù);γ為常數(shù)。

3 內(nèi)彈道結(jié)果分析

通過對雙藥室內(nèi)彈道建?？芍?高、低壓藥室單獨擊發(fā)或同時擊發(fā)、高壓藥室延時擊發(fā)和低壓藥室延時擊發(fā)的膛壓變化曲線和初速變化曲線如圖2～7所示。具體計算結(jié)果如表1所示。

表1 雙藥室內(nèi)彈道計算結(jié)果

由圖2～3和表1可知,低壓藥室單獨擊發(fā)最大膛壓為0.51 MPa,最大初速40.34 m/s,出膛時間為14.076 ms;高壓藥室單獨擊發(fā)最大膛壓為1.75 MPa,最大初速為90.79 m/s,出膛時間為6.96 ms。高、低壓藥室同時擊發(fā)最大膛壓為1.94 MPa,最大初速為98.94 m/s,出膛時間為6.486 ms。

由圖4～5和表1可知,當擊發(fā)低壓藥室后再延時2、4、6、8、10 ms擊發(fā)高壓藥室時,最大膛壓分別為1.198、0.800、0.613、0.510、0.510 MPa,最大初速分別為93.69、83.54、72.18、60.88、50.53 m/s。每延時2 ms擊發(fā)高壓藥室時,最大膛壓下降幅度隨延擊發(fā)時間的增加而降低,最大降低0.398 MPa,最小降低0.103 MPa。由于彈丸膛內(nèi)運動時間增加,彈后空間變大,后擊發(fā)的高壓藥室對膛壓的增加作用減弱。當延時超過8 ms后最大膛壓不超過低壓藥室單獨擊發(fā)時的最大膛壓。每延時2 ms擊發(fā)高壓藥室時,最大初速下降10 m/s左右。

由圖6～7和表1可知,當先擊發(fā)高壓藥室延時2、4 ms擊發(fā)低壓藥室時,最大膛壓都為1.75 MPa,最大初速分別為95.08、92.23 m/s。每延時2 ms擊發(fā)低壓藥室時,最大初速下降幅度較小,下降2.85 m/s。

通過雙藥室內(nèi)彈道分析,精確調(diào)控兩藥室點火控制時間,可將初速控制在40.34～98.94 m/s之間,在此范圍內(nèi)可實現(xiàn)以10 m/s為間隔的變初速。

4 防竄火弧形膜片的設(shè)計與分析

4.1 防竄火弧形膜片三維模型的建立

通過雙藥室內(nèi)彈道數(shù)值分析得到的高、低壓最大破膜壓力和高、低壓藥室單獨點燃時的最大膛壓。由于弧形膜片具有卸壓功能,要求高壓藥室最大破膜壓力為3 MPa,膜片弧面?zhèn)攘粲?.6的安全系數(shù),在5 MPa壓力下不會發(fā)生破裂;低壓藥室最大破膜壓力為1 MPa,膜片弧面?zhèn)攘粲?.5的安全系數(shù),在2 MPa壓力下不會發(fā)生破裂。由此設(shè)計出防竄火弧形膜片結(jié)構(gòu)如圖8所示。膜片具體尺寸采用仿真驗證的方式確定,根據(jù)雙藥室結(jié)構(gòu)將H確定為5 mm,h確定為2.6 mm,G控制在0.1～2.0 mm之間,圓弧半徑控制在2～6 mm之間。

4.2 防竄火弧形膜片破裂仿真分析

將高、低防竄火弧形膜片三維模型導(dǎo)入顯示動力學(xué)軟件中進行仿真。

材料本構(gòu)關(guān)系采用Johnson-Cook模型參數(shù),材料選用工業(yè)純鐵,對高、低壓膜片采用十字切分,中間弧形部分采用六面體漸進網(wǎng)格。對外圓環(huán)兩面添加固定約束,分別對高、低壓膜片弧形內(nèi)側(cè)、外側(cè)添加相應(yīng)載荷。壓力作用時間均為5 ms,觀察高、低壓膜片在不同工況下的顯示動力學(xué)特性。

高壓防竄火膜片弧形內(nèi)側(cè)面施加載荷在徹底破裂時刻應(yīng)力、應(yīng)變、位移分布情況,以及外側(cè)施加載荷在5 ms時應(yīng)力、應(yīng)變、位移分布情況如表2所示?？芍?當高壓膜片弧面內(nèi)側(cè)施加3 MPa壓力載荷時,在0.8 ms時徹底破裂,此時高壓膜片最大應(yīng)力為0.531 6 MPa,最大應(yīng)變?yōu)?.068,最大位移為1.065 mm,在弧形面與固定端交界處發(fā)生破裂;當高壓膜片弧面外側(cè)施加5 MPa壓力載荷時,在壓力持續(xù)施加5 ms時,高壓膜片最大應(yīng)力為1.034 MPa,最大應(yīng)變?yōu)?.017,最大位移為1.385 mm。

表2 高壓防竄火膜片仿真結(jié)果

低壓防竄火膜片弧形內(nèi)側(cè)面施加載荷在徹底破裂時刻應(yīng)力、應(yīng)變、位移分布情況,以及外側(cè)施加載荷在5 ms時應(yīng)力、應(yīng)變、位移分布情況如表3所示?？芍?當?shù)蛪耗て∶鎯?nèi)側(cè)施加1 MPa壓力載荷時,在0.6 ms時徹底破裂,此時低壓膜片最大應(yīng)力為1.259 MPa,最大應(yīng)變?yōu)?.625,最大位移為2.405 mm,與高壓膜片情況一致,都在弧形面與固定端交界處發(fā)生破裂;當?shù)蛪耗て∶婺て鈧?cè)施加2 MPa壓力載荷時,在壓力持續(xù)施加5 ms時,低壓膜片最大應(yīng)力為0.776 2 MPa,最大應(yīng)變?yōu)?.967,最大位移為1.559 mm。

表3 低壓防竄火膜片仿真結(jié)果

高、低壓膜片弧形面均壓向內(nèi)側(cè),發(fā)生形變,但未發(fā)生破裂,驗證了弧形膜片的卸壓功能。由于在施加載荷時留有0.6、0.5的安全系數(shù),當一側(cè)藥室火藥沖破弧形膜片進入低壓室時,倒灌到另一側(cè)藥室的壓力遠低于仿真所施加的壓力,所以高、低壓弧形膜片的設(shè)計可以滿足所需要求。

最終確定具體結(jié)構(gòu)尺寸如表4所示。

表4 防竄火弧形膜片具體參數(shù)

5 結(jié)論

根據(jù)雙藥室內(nèi)彈道方程,利用數(shù)值分析的方法計算雙藥室高、低壓情況下的最大膛壓、最大初速和破膜壓力,使用三維制圖軟件繪制出雙藥室發(fā)射裝藥結(jié)構(gòu)模型,設(shè)計滿足要求的高、低壓弧形卸壓膜片并利用顯式動力學(xué)仿真對所設(shè)計的膜片進行仿真分析,得到以下結(jié)論:

1)防竄火弧形卸壓膜片的雙藥室發(fā)射藥結(jié)構(gòu)可以實現(xiàn)防暴槍變初速的功能,可以通過精確調(diào)控兩藥室點火控制時間將彈丸初速控制40.43～98.94 m/s之間,在此范圍內(nèi)可實現(xiàn)以10 m/s為間隔的初速調(diào)節(jié)。

2)所設(shè)計的高、低壓膜片可以利用弧形結(jié)構(gòu)卸壓,實現(xiàn)防竄火功能。

3)使用防竄火弧形膜片,通過預(yù)設(shè)破裂壓力來實現(xiàn)控壓,降低生產(chǎn)制造的成本,提升了使用可靠性。