陳言坤,羅興柏,甄建偉,劉國(guó)慶,王國(guó)棟
(軍械工程學(xué)院彈藥工程系,河北石家莊050003)
隨著高初速、高膛壓、高裝填密度等現(xiàn)代高性能火炮的不斷發(fā)展,其發(fā)射安全性問(wèn)題愈來(lái)愈突出。近年來(lái)不斷發(fā)生的膛炸事故以及發(fā)射安全性對(duì)提高火炮性能的制約等問(wèn)題,使得火炮發(fā)射安全性受到廣泛關(guān)注[1-4]。研究表明,發(fā)射藥的擠壓破碎是導(dǎo)致膛炸的根本原因[1,5-8]。發(fā)射藥在膛內(nèi)破碎的外因是藥粒著火前受到的擠壓、撞擊等力學(xué)作用,內(nèi)因是發(fā)射藥本身的力學(xué)性能。由于膛內(nèi)高速、高壓火藥氣體的作用,在發(fā)射過(guò)程中發(fā)射藥會(huì)受到互相擠壓以及顆粒向彈底或膛壁撞擊等強(qiáng)烈沖擊載荷作用,當(dāng)發(fā)射藥的力學(xué)性能不能滿足膛內(nèi)強(qiáng)烈沖擊載荷作用而發(fā)生大量破碎時(shí),就會(huì)引起發(fā)射藥燃面的急增,使發(fā)射藥的燃?xì)馍伤俾拭驮鰧?dǎo)致彈道起始段膛壓驟增,產(chǎn)生膛炸[8]。楊均勻等人[9-10]采用MacCorMack差分格式對(duì)高膛壓火炮的內(nèi)彈道過(guò)程兩相流方程進(jìn)行數(shù)值模擬。Horst等人[11]假設(shè)發(fā)射藥顆粒撞擊彈底導(dǎo)致不同程度的破碎,采用人為增加燃面的方法來(lái)研究發(fā)射藥不同破碎程度對(duì)膛內(nèi)壓力異常的影響,當(dāng)局部燃面增加到未破裂前的2~5倍時(shí),成功模擬了幾次炮尾膛炸。
本實(shí)驗(yàn)研究了不同加載速率條件下發(fā)射藥力學(xué)性能的變化情況,并依據(jù)軸向定載壓縮試驗(yàn)建立了發(fā)射藥的軸向壓縮黏彈性模型和本構(gòu)方程,為發(fā)射藥的破碎研究提供一定的理論和試驗(yàn)基礎(chǔ)。
11/7單基發(fā)射藥若干,直徑5.6mm,長(zhǎng)15.1mm。
CMT5105型微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī),深圳市新三思材料檢測(cè)有限公司;抗壓強(qiáng)度測(cè)試儀,自制;NH-5K型推拉力計(jì),常州市藍(lán)光電子有限公司。
采用電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)發(fā)射藥進(jìn)行軸向靜態(tài)壓縮試驗(yàn)。壓頭的移動(dòng)速度分別為1mm/min 和10mm/min,計(jì)算機(jī)記錄壓縮載荷和壓頭位移數(shù)據(jù),通過(guò)計(jì)算機(jī)可繪出發(fā)射藥軸向的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。根據(jù)不同加載速度的試驗(yàn)結(jié)果,選擇2000N 定載荷對(duì)發(fā)射藥軸向壓縮,通過(guò)計(jì)算機(jī)可繪出發(fā)射藥軸向在定載荷條件下的時(shí)間-應(yīng)變曲線。為減小上下壓頭斷面與試樣之間的摩擦阻力,在壓頭端面涂潤(rùn)滑油進(jìn)行潤(rùn)滑。
采用自行設(shè)計(jì)的抗壓強(qiáng)度測(cè)試儀對(duì)發(fā)射藥進(jìn)行徑向靜態(tài)壓縮測(cè)試??箟簭?qiáng)度測(cè)試儀用螺旋加載,受壓平臺(tái)下方為NH-5K 型推拉力計(jì),具有實(shí)時(shí)記錄最大載荷的功能,用于記錄發(fā)射藥破碎時(shí)所受的最大載荷。測(cè)試前在發(fā)射藥和推拉力計(jì)之間放置一張打印紙,當(dāng)發(fā)射藥破碎時(shí),打印紙上的壓痕就是壓痕形變區(qū)投影面面積,即發(fā)射藥的受力面積,推拉力計(jì)液晶顯示器顯示的數(shù)字即是破碎前發(fā)射藥所受的最大載荷。測(cè)得發(fā)射藥破碎時(shí)所受的最大載荷及壓痕面積,通過(guò)壓強(qiáng)計(jì)算公式計(jì)算發(fā)射藥所受的臨界應(yīng)力,即抗壓強(qiáng)度。
圖1為發(fā)射藥軸向壓縮后的圖片。
圖1 藥粒軸向壓縮破碎后的圖片F(xiàn)ig.1 Photographs of broken grain after axial compression
由圖1(b)和圖1(c)可以看出,在軸向壓縮過(guò)程中,發(fā)射藥發(fā)生了較大變形,發(fā)射藥在變形過(guò)程中摩擦產(chǎn)生的熱量使發(fā)射藥局部溫度升高,致使發(fā)射藥的端面和側(cè)面部分區(qū)域明顯變黑。當(dāng)加載速率為1mm/min時(shí),藥粒側(cè)面出現(xiàn)2.0mm 的裂紋;當(dāng)加載速率為10mm/min時(shí),裂紋寬度為2.6mm。隨著加載速率增加,裂紋寬度增大,均在藥粒側(cè)面沿軸向方向擴(kuò)展。由裂紋的形貌可以推測(cè),在發(fā)射藥受壓過(guò)程中,由于發(fā)射藥徑向發(fā)生形變使藥粒受到徑向拉應(yīng)力的作用而產(chǎn)生裂紋,同時(shí)也說(shuō)明發(fā)射藥力學(xué)性能的各向異性。發(fā)射藥的力學(xué)性能見(jiàn)表1,當(dāng)加載速率增大時(shí),發(fā)射藥的彈性模量變大,屈服強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度均變小,彈性應(yīng)變能沒(méi)有發(fā)生明顯變化。
表1 軸向壓縮前后發(fā)射藥的力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of gun propellant before and after axial compression
高聚物的黏彈性表現(xiàn)為蠕變和松弛,常用彈簧和阻尼器組成的機(jī)械模型模擬高聚物的黏彈性,依據(jù)彈簧和阻尼器的不同特點(diǎn),Maxwell模型(串聯(lián)模型)可定性地模擬高聚物的應(yīng)力松弛行為,而Voigt模型(并聯(lián)模型)只能定性地模擬蠕變行為。根據(jù)Maxwell模型和Voigt模型的特點(diǎn),為模擬發(fā)射藥的黏彈性,本研究建立了四單元黏彈性模型,如圖2所示,該黏彈性模型的本構(gòu)方程可表示為:
式中:T=η2E2。
圖2 發(fā)射藥的黏彈性模型Fig.2 Viscoelastic model of gun propellant
利用四單元黏彈性模型對(duì)發(fā)射藥在2 000N 定載荷條件下的力學(xué)行為進(jìn)行模擬,得到的該模型參數(shù)如表2所示。在定載荷條件下發(fā)射藥的力學(xué)響應(yīng)曲線以及黏彈性模型的模擬曲線如圖3所示,計(jì)算結(jié)果表明,該模型可較好地模擬藥粒的黏彈性,藥粒的黏彈性本構(gòu)方程可表示為:
表2 發(fā)射藥黏彈性模型參數(shù)Table 2 Viscoelastic model parameters of gun propellant
圖3 定載荷條件下發(fā)射藥的力學(xué)響應(yīng)曲線Fig.3 Mechanical response curves of gun propellant under fixed load
發(fā)射藥受壓變形示意圖見(jiàn)圖4。
圖4 發(fā)射藥受壓變形示意圖Fig.4 Schematic diagram of gun propellant during loading
發(fā)射藥為圓柱形,試驗(yàn)初期壓板與藥粒之間基本上為線接觸(見(jiàn)圖4(a))。由于初期載荷較小,加載區(qū)的應(yīng)力集中不足以產(chǎn)生宏觀裂紋。隨著載荷的不斷增加,在加載末期,加載由圖4(a)的線載荷變?yōu)閳D4(b)所示的面載荷,由于非均勻變形導(dǎo)致高度的應(yīng)力集中,從而導(dǎo)致在此區(qū)域發(fā)生復(fù)雜的破壞,見(jiàn)圖5。由圖5可見(jiàn),在應(yīng)力集中區(qū)域共有兩條裂紋,這兩條裂紋向發(fā)射藥內(nèi)部擴(kuò)展并相遇,從端面的裂紋形狀分析可知,應(yīng)力集中區(qū)的兩條裂紋在藥粒端面的上部形成一個(gè)三角形的裂紋區(qū)域,在三角形頂點(diǎn)處裂紋繼續(xù)向內(nèi)擴(kuò)展并經(jīng)過(guò)端面的中心貫穿整個(gè)端面。因此可推測(cè),當(dāng)發(fā)射藥受徑向載荷達(dá)到抗壓強(qiáng)度時(shí),發(fā)射藥與壓板的應(yīng)力集中區(qū)域先出現(xiàn)裂紋,裂紋由發(fā)射藥側(cè)面向內(nèi)部擴(kuò)展并貫穿整個(gè)發(fā)射藥。
圖5 發(fā)射藥徑向壓縮破碎后的圖片F(xiàn)ig.5 Photographs of broken gun propellant after radial compression
圖5(b)是圖5(a)斷裂后形成的碎裂條塊,有時(shí)也會(huì)在加載區(qū)形成多條裂紋,最終形成兩個(gè)較大碎裂條塊和2~5個(gè)較小的細(xì)長(zhǎng)狀的碎裂條塊。發(fā)射藥在受到徑向壓縮破碎時(shí)沒(méi)有發(fā)生明顯的塑性變形,表現(xiàn)出脆性材料的特點(diǎn)。由圖5可以看出,當(dāng)發(fā)射藥受到徑向載荷時(shí),發(fā)射藥是在壓縮方向上沿著軸向裂開(kāi)的。無(wú)論是軸向壓縮還是徑向壓縮,發(fā)射藥都是沿著軸向裂開(kāi),說(shuō)明發(fā)射藥軸向和徑向的力學(xué)強(qiáng)度是不同的,這種發(fā)射藥力學(xué)性能的各向異性可能是藥粒內(nèi)部小孔和制造藥粒所采用的模具擠出工藝共同作用的結(jié)果。發(fā)射藥徑向壓縮的試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3,抗壓強(qiáng)度的平均值為92.13MPa。
(1)在軸向壓縮試驗(yàn)中,隨著加載速率的增加,11/7單基發(fā)射藥側(cè)面的裂紋尺寸有變大趨勢(shì)。同時(shí),發(fā)射藥的彈性模量增大,抗壓強(qiáng)度均減小。
(2)依據(jù)11/7 單基發(fā)射藥軸向定載荷壓縮試驗(yàn),建立了發(fā)射藥四單元黏彈性模型和黏彈性的本構(gòu)方程:
(3)在徑向壓縮試驗(yàn)中,當(dāng)載荷達(dá)到發(fā)射藥的徑向抗壓強(qiáng)度時(shí),初始裂紋發(fā)生在發(fā)射藥側(cè)面與壓頭接觸的加載區(qū)域,并不是發(fā)生在發(fā)射藥的中心區(qū)域。
(4)無(wú)論是軸向壓縮還是徑向壓縮,裂紋擴(kuò)展方向均與發(fā)射藥軸向平行,表明發(fā)射藥的力學(xué)性能為各向異性。
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