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    熱身管下小口徑槍彈彈頭殼材料對其膛內(nèi)運動的影響規(guī)律

    2022-10-11 01:25:48黃陳磊蔣明飛陳莉李忠新吳志林
    兵工學(xué)報 2022年9期
    關(guān)鍵詞:身管彈頭熱身

    黃陳磊, 蔣明飛, 陳莉, 李忠新, 吳志林

    (南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 江蘇 南京 210094)

    0 引言

    近年來,射擊訓(xùn)練過程中95-1型自動步槍在多發(fā)射擊之后常出現(xiàn)身管溫度異常、射彈散布顯著增大的現(xiàn)象,對槍械作戰(zhàn)效能造成了較大影響。彈頭殼作為保持彈頭外形,同時連接各部件、賦予彈頭旋轉(zhuǎn)運動作用的關(guān)鍵部件,其在內(nèi)彈道過程中具有重要的作用。隨著世界軍事裝備發(fā)展的不斷更新以及戰(zhàn)場形式的不斷變化,對于火力壓制及火力保持的需要,武器連續(xù)射擊需求變得越來越突出。如何在連續(xù)射擊情況下保證穩(wěn)定的彈丸彈道性能變得尤為重要,解決這一問題的關(guān)鍵是能夠正確認(rèn)識不同彈頭殼材料對于熱身管中彈丸運動的影響。

    隨著熱散現(xiàn)象的突出,國內(nèi)外學(xué)者對此進(jìn)行了研究。劉國慶等、劉國慶開展了身管重力預(yù)彎曲作用下彈丸膛內(nèi)運動的研究,結(jié)合彈頭擠進(jìn)過程,分析了彈頭受力、應(yīng)力/應(yīng)變分布、有無重力作用下的槍口振動與彈頭膛內(nèi)擺動。樊黎霞等建立了彈丸擠進(jìn)槍管的有限元分析模型,采用動態(tài)顯式算法和網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù),模擬了鉛芯彈丸擠進(jìn)過程,分析了彈頭膛線壓痕形成過程和材料流動情況。陸野等建立了不同坡膛角下考慮槍管及彈頭結(jié)構(gòu)特性、本構(gòu)非線性等因素的三維有限元模型,求解獲得了以坡膛角和擠進(jìn)位移為變量的擠進(jìn)阻力計算公式。沈超等對大口徑機(jī)槍內(nèi)膛損傷對彈丸擠進(jìn)、膛內(nèi)運動和出膛口狀態(tài)的影響進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)了彈頭外彈道飛行穩(wěn)定性降低與槍管壽終的3個主要原因。程洋洋對彈頭擠進(jìn)不同截面形狀槍管膛線過程中的動態(tài)應(yīng)力進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)矩形膛線下的彈頭擠進(jìn)阻力最高。劉佳等對彈藥因素影響下的5.8 mm步槍射擊精度因素進(jìn)行了試驗研究,提出影響5.8 mm步槍初速及最大膛壓影響程度的大小依次為裝藥量、球扁藥弧厚、彈頭質(zhì)量。藍(lán)維彬建立了不同狀態(tài)下彈頭擠進(jìn)膛線過程、內(nèi)彈道運動過程的仿真模型,并進(jìn)行了試驗驗證。陳川琳等采用高速攝影和陰影照相相結(jié)合的方法,開展了某5.8 mm步槍彈膛口流場運動特性的研究,獲得了彈頭在膛口流場中的受力和運動規(guī)律,發(fā)現(xiàn)彈頭在膛口流場中的運動非全程加速,冠狀氣團(tuán)、火藥核心射流的作用為彈頭速度變化的主要原因,且軸向力轉(zhuǎn)變時彈頭底部仍存在彈底激波。楊宇召等通過數(shù)值模擬研究了彈頭擠進(jìn)過程以及彈頭在膛內(nèi)運動姿態(tài),分析了銅被甲彈頭在不同溫度下的擠進(jìn)阻力、材料流動及變形,發(fā)現(xiàn)身管溫度升高帶來銅彈頭殼表層熔化及彈丸膛內(nèi)攻角增大。Smith等對4種候選身管結(jié)構(gòu)進(jìn)行了多發(fā)射擊之后的材料金相研究,研究發(fā)現(xiàn)身管材料和成形技術(shù)的變化似乎對身管內(nèi)表面的加熱效應(yīng)沒有影響。Celmins對M855彈的跳動特性和系統(tǒng)精度進(jìn)行了系統(tǒng)的量化分析,并將彈丸跳動分為靜態(tài)指向角、槍口指向角、槍口側(cè)向速度、重心跳動、氣動跳動五部分。上述研究主要集中分析彈丸擠進(jìn)段及后效期的彈丸運動,對擠進(jìn)結(jié)束到出膛時刻之間的彈丸運動研究較少,且關(guān)于不同彈頭殼材料對彈丸膛內(nèi)運動及射擊散布影響的研究未見報道。因此,開展熱身管下彈丸彈頭殼材料對其膛內(nèi)運動情況影響的研究,有利于分析彈丸在膛內(nèi)運動尤其是熱身管中運動的實際情況,對提高小口徑彈丸連續(xù)射擊精度具有重要的軍事意義。

    本文選用5.8 mm槍彈為研究對象,基于傳熱學(xué)基本原理,借助有限元仿真手段建立了多物理場耦合下彈頭膛內(nèi)運動模型,分析了熱身管下不同彈頭殼材料對膛內(nèi)運動的影響規(guī)律,并通過射擊試驗進(jìn)行驗證,力求為輕武器彈藥設(shè)計與優(yōu)化提供理論參考。

    1 數(shù)值仿真模型

    為準(zhǔn)確研究彈頭殼材料對熱身管狀態(tài)下彈頭運動狀況的影響,利用有限元仿真軟件Abaqus,建立彈頭膛內(nèi)運動有限元模型,開展身管熱分析及彈丸非線性顯式動力學(xué)分析。射擊過程中,單發(fā)彈頭運動對身管溫度場影響較小,采用多物理場順序耦合方法,優(yōu)先進(jìn)行多發(fā)射擊下的身管傳熱計算,獲得較為準(zhǔn)確的身管三維溫度場分布,并將結(jié)果作為溫度邊界條件進(jìn)行彈丸膛內(nèi)運動顯式動力學(xué)分析,實現(xiàn)熱身管中不同彈頭殼材料情況下的彈頭膛內(nèi)運動分析模型的構(gòu)建。

    1.1 仿真分析流程

    仿真分析流程如圖1所示,即

    圖1 分析流程圖Fig.1 Analysis flow chart

    1)建立身管/彈頭CAD模型,并對幾何結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化,以減少計算時間;

    2)定義身管/彈頭幾何模型材料類型、劃分網(wǎng)格和設(shè)置邊界條件;

    3)通過Abaqus軟件中的Heat Transfer模塊計算多發(fā)射擊后的身管溫度場;

    4)將多發(fā)射擊后的身管溫度場作為溫度邊界條件載入,在此基礎(chǔ)上對彈丸施加載荷,進(jìn)行顯式動力學(xué)分析(Abaqus-Explicit);

    5)進(jìn)行后處理,輸出數(shù)據(jù)。

    1.2 模型基本假設(shè)

    模型建立基本假設(shè)如下:

    1)彈頭各部分材料均為各向同性材料;

    2)身管僅考慮彈性變形,彈頭殼材料考慮彈塑性變形和損傷失效,其屈服強(qiáng)度滿足Mises屈服準(zhǔn)則;

    3)考慮身管和彈頭殼材料的熱物理特性影響;

    4)不考慮槍管后坐,忽略彈頭前端空氣對彈頭運動的影響;

    5)膛內(nèi)運動時間短暫,忽略彈頭運動產(chǎn)生的熱影響;

    6)不同彈頭殼材料彈頭所受膛壓情況相同;

    7)覆銅鋼彈頭殼和銅彈頭殼彈頭在膛內(nèi)運動過程中與身管的摩擦系數(shù)相同。

    1.3 控制方程

    內(nèi)彈道過程中,彈頭在高溫高壓火藥燃?xì)馔苿酉?,短時間內(nèi)會與身管發(fā)生碰撞、摩擦等行為。為準(zhǔn)確研究該瞬時、動態(tài)、大變形過程,系統(tǒng)控制方程可表示為

    (1)

    時刻速度和加速度采用中心差分法可表示為

    (2)

    (3)

    式中:Δ表示時間增量。

    將(2)式、(3)式代入(1)式中,可得

    (4)

    (5)

    (6)

    1.4 接觸算法

    接觸算法選用罰函數(shù)法,在接觸面施加節(jié)點法向力避免侵徹,法向力可定義為

    =-

    (7)

    式中:為侵入距離(當(dāng)<0時發(fā)生侵徹;當(dāng)≥0時不發(fā)生侵徹);為主面單元的接觸剛度;為主面接觸單元的法向單位向量。未發(fā)生侵徹時,接觸算法不進(jìn)行計算。

    1.5 材料模型與參數(shù)

    彈頭膛內(nèi)運動時,受到瞬時高溫高壓氣體作用,彈頭殼、鉛套等組件經(jīng)歷高應(yīng)變率、材料溫升、熱軟化、應(yīng)變強(qiáng)化等非線性力學(xué)狀態(tài),身管材料采用溫度變化相關(guān)的材料參數(shù),彈頭殼和鉛套選用可描述材料熱黏性行為的Johnson-Cook本構(gòu)模型,其材料參數(shù)分別如表1~表4所示。

    表1 銅彈頭殼材料力學(xué)參數(shù)及熱性能參數(shù)Table 1 Mechanical and thermal parameters of copper jacket material

    表2 鉛套材料力學(xué)參數(shù)及熱性能參數(shù)Table 2 Mechanical and thermal parameters of lead sheath material

    表3 覆銅鋼材料力學(xué)參數(shù)及熱力學(xué)參數(shù)Table 3 Mechanical and thermal parameters of copper clad steel

    表4 身管材料力學(xué)參數(shù)及熱力學(xué)參數(shù)Table 4 Mechanical and thermal parameters of barrel

    Johnson-Cook本構(gòu)模型可表示為

    (8)

    Johnson-Cook失效準(zhǔn)則通過損傷參數(shù)(其值在0~1范圍內(nèi),初始時=0,材料發(fā)生失效時=1)描述損傷度,可表示為

    (9)

    式中:Δ為等效塑性應(yīng)變增量;為材料失效應(yīng)變。

    材料失效應(yīng)變可表示為

    (10)

    失效模型利用累計損傷表征材料的破壞描述材料剛度下降,單元損傷定義為

    (11)

    1.6 換熱系數(shù)的確定

    身管在射擊過程中的溫度場對彈丸在膛內(nèi)的運動狀態(tài)具有明顯的影響,采用一種新的熱- 化學(xué)方法來計算身管內(nèi)外表面各階段的換熱系數(shù),具體如下:

    1)內(nèi)彈道時期和后效期,膛內(nèi)強(qiáng)制對流換熱系數(shù):

    (12)

    2)空冷期膛內(nèi)自然對流換熱系數(shù):

    (13)

    3)身管外壁與周圍的傳熱在內(nèi)彈道、后效期和空冷期3個階段都是自然對流換熱和輻射換熱的綜合,綜合換熱系數(shù)為

    (14)

    式中:為導(dǎo)熱系數(shù);為努塞爾特數(shù);為重力加速度;為槍管口徑;為火藥氣體導(dǎo)熱系數(shù);為火藥氣體速度;為火藥氣體密度;p為火藥氣體比定壓熱容;為火藥氣體的動力黏度;為空氣導(dǎo)熱系數(shù);為空氣運動黏度;為體膨脹系數(shù);p為空氣比定壓熱容;為空氣動力黏度;、為格拉曉夫相關(guān)系數(shù);為槍管外徑;為槍管外壁溫度;為槍管有效輻射率;為絕對黑體輻射系數(shù);為空氣輻射率。

    1.7 幾何模型建立與網(wǎng)格劃分

    結(jié)合95-1式自動步槍身管結(jié)構(gòu),建立彈槍三維有限元模型,彈丸膛內(nèi)運動初始狀態(tài)如圖2所示。身管內(nèi)膛部分包括彈膛、坡膛和線膛三部分,彈頭由彈頭殼、鉛套和鋼芯組成。初始狀態(tài)時,彈頭與坡膛之間存在一定間隙,彈頭運動一段自由行程后,其弧形部與坡膛接觸進(jìn)入擠進(jìn)階段,待彈頭完全擠進(jìn)線膛后,將沿身管軸線運動至膛口。

    圖2 彈丸膛內(nèi)運動初始狀態(tài)Fig.2 Initial state of the in-bore motion of the projectile

    借助HyperMesh軟件,選用C3D8RT六面體熱力耦合單元對有限元模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,并開展傳熱和膛內(nèi)運動分析模型的網(wǎng)格無關(guān)性驗證。為平衡計算時間和保證計算精度,身管網(wǎng)格數(shù)量為1 271 686,彈頭網(wǎng)格數(shù)量為413 369,坡膛和線膛區(qū)域網(wǎng)格劃分如圖3和圖4所示。由于不考慮彈頭離開藥筒的過程,彈膛部分結(jié)構(gòu)做出適當(dāng)簡化。

    圖3 坡膛區(qū)域網(wǎng)格Fig.3 Mesh of forcing cone

    圖4 線膛網(wǎng)格Fig.4 Mesh of rifling

    1.8 邊界條件及約束

    內(nèi)彈道過程中,在火藥燃?xì)庾饔孟?,彈頭在膛內(nèi)不斷向前運動。由內(nèi)彈道理論可知,彈頭底部壓力和膛底壓力具有如下關(guān)系:

    (15)

    式中:為發(fā)射藥質(zhì)量;為次要功系數(shù);為彈頭質(zhì)量。

    為考慮多發(fā)射擊后,身管溫度對不同彈頭殼材料的彈頭膛內(nèi)運動的影響,采用一種新的熱-化學(xué)方法計算身管溫度場,計算時將射擊后的身管溫度作為溫度邊界條件,身管尾部通過與地面固接的方式施加約束,與實際中身管在尾部與機(jī)匣連接方式保持一致。彈頭與身管之間的接觸設(shè)置采用general contact,接觸算法采用罰函數(shù)法。

    2 試驗與驗證

    為獲得熱身管下彈頭膛內(nèi)運動規(guī)律,按照國家軍用標(biāo)準(zhǔn)GJB 3484—1998槍械性能試驗方法進(jìn)行一個冷卻周期內(nèi)的射擊試驗。試驗采用95-1式自動步槍作為發(fā)射裝置,選用H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼材料的58 mm步槍彈為殺傷元,共射擊30發(fā)。發(fā)射裝置和殺傷元分別如圖5、圖6所示,槍彈具體參數(shù)如表5所示。本文試驗借助紅外熱像測溫儀(FLIR S65,靈敏度008 ℃,測試精度±2 ℃或±2)測量身管外壁溫度,通過光電靶測量槍彈膛口初速,試驗原理圖如圖7所示。

    圖5 發(fā)射裝置Fig.5 Firing device

    圖6 5.8 mm槍彈Fig.6 5.8 mm bullet

    表5 槍彈參數(shù)Table 5 Bullet parameters

    圖7 試驗原理Fig.7 Schematic diagram of the test

    試驗環(huán)境溫度為16 ℃,采用常溫壽命試驗射擊方法,即單發(fā)、點射、連發(fā)相結(jié)合的方式,3種方式射彈量分別為10、70、20,各射擊方式間隔時間1~2 s。

    圖8中,AR02、AR06分別為導(dǎo)氣孔、膛底位置,由于射擊過程中存在導(dǎo)氣和換彈,造成這兩個區(qū)域產(chǎn)生額外的氣體流動,導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)無法準(zhǔn)確模擬換熱情況。為保證結(jié)果的可對比性,選取AR01、AR03、AR04及AR05位置處按照射擊規(guī)范射擊30發(fā)之后的身管外表面溫度進(jìn)行比較,仿真結(jié)果如圖9所示,試驗與仿真對比結(jié)果如表6、表7所示。

    圖8 紅外熱成像儀測試表面示意圖Fig.8 Schematic diagram of the tested surface using infrared thermal imager

    圖9 身管溫度仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results of barrel temperature

    表6 身管溫度仿真值與試驗值Table 6 Test results of barrel temperature

    由表6、表7可見,身管AR01、AR03、AR04及AR05位置處溫度仿真值分別為1602 ℃、1591 ℃、1635 ℃及1522 ℃,試驗值分別為1427 ℃、1438 ℃、1502 ℃及1346 ℃,相對誤差分別為123、106、89及130;彈頭殼材料為H90銅、F11覆銅鋼時,冷槍狀態(tài)下出膛口速度仿真值分別為8862 m/s、9092 m/s,試驗值分別為8947 m/s、9491 m/s,相對誤差分別為095、42。對比可知,傳熱和膛內(nèi)運動分析模型仿真值與實測值誤差較小,一致性較好,可準(zhǔn)確描述彈頭在熱身管中的運動規(guī)律。

    表7 不同彈頭殼彈頭出膛口速度 仿真值與試驗值Table 7 Test results of bullet velocity

    3 結(jié)果分析與討論

    為獲得彈頭殼材料對熱身管中彈頭膛內(nèi)運動的影響規(guī)律,在數(shù)值仿真和試驗的基礎(chǔ)上,選取彈頭殼材料為H90銅、F11覆銅鋼的步槍彈,分析身管溫度為室溫、射擊30發(fā)后、射擊60發(fā)后3種條件下彈頭膛內(nèi)擺動角、出膛速度和膛內(nèi)運動時間變化情況,并進(jìn)行對比研究。

    3.1 彈頭殼材料對熱身管中彈頭膛內(nèi)擺動角的影響

    為描述彈丸膛內(nèi)運動,引入坐標(biāo)系如圖10所示。圖10中:

    圖10 坐標(biāo)系定義Fig.10 Definition of the coordinate system

    為平動坐標(biāo)系,原點在彈丸質(zhì)心;在彈丸初始位置,軸沿點處身管軸線的切向指向槍口;軸在鉛垂面內(nèi)垂直軸向上;軸由右手法則確定;各坐標(biāo)軸的方向不變。該坐標(biāo)系主要用于作為確定彈丸方位的基準(zhǔn)。

    ′為靜止坐標(biāo)系,固結(jié)在坐標(biāo)系的初始位置;軸、軸、軸分別平行于軸、軸、軸。該坐標(biāo)系用于確定彈丸的速度和方位。

    為彈軸坐標(biāo)系,原點在彈丸質(zhì)心;軸沿彈丸幾何縱軸指向彈頭;軸在鉛垂面內(nèi)垂直于軸向上;軸由右手法則確定。該坐標(biāo)系用于確定彈軸的方位以確定膛內(nèi)擺動角。

    彈軸坐標(biāo)系可由平動坐標(biāo)系經(jīng)兩次旋轉(zhuǎn)而得。第1次由坐標(biāo)系繞軸正向右旋角到達(dá)′位置;第2次是′繞軸負(fù)向右旋角到達(dá)位置。從而定義膛內(nèi)高低擺動角和側(cè)向擺動角,如圖11所示。圖11中,高低擺動角為彈軸在平面上的投影與軸的夾角,當(dāng)彈軸在該軸上方時為正;側(cè)向擺動角為彈軸與平面的夾角,彈軸在該平面的右側(cè)為正。

    圖11 膛內(nèi)擺動角定義Fig.11 Definition of the in-bore swing angle

    圖12(a)、圖12(b)分別為H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼材料彈丸在身管溫度條件為室溫下的膛內(nèi)高低擺動角、側(cè)向擺動角變化曲線。

    圖12 室溫條件下彈頭膛內(nèi)擺動角變化曲線Fig.12 Swing angle of projectile under room temperature

    由圖12(a)可知:室溫條件下,H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在初始階段均向下擺動,在0305 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最大值0214 mrad;在0322 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最大值0181 mrad,如點、′所示。在0983 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最小值-0106 mrad;在0886 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最小值-0193 mrad,如點、′所示。出膛時2種彈頭高低擺動角分別為-0076 mrad、0182 mrad,如點、′所示。圖12(b)中點、、分別表示H90銅彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內(nèi)側(cè)向擺動角,分別為0137 mrad(0989 ms)、-0050 mrad(0449 ms)和0083 mrad(1019 ms)。圖12(b)中點′、′、′分別給出了F11覆銅鋼彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內(nèi)側(cè)向擺動角,分別為0221 mrad(0673 ms)、-0188 mrad(0472 ms)和-0178 mrad(1005 ms)。

    圖13(a)、圖13(b)分別為H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼材料彈丸在身管溫度條件為射擊30發(fā)后的膛內(nèi)高低擺動角、側(cè)向擺動角變化曲線。

    圖13 射擊30發(fā)后彈頭膛內(nèi)擺角變化曲線Fig.13 Swing angle of projectile after 30 rounds

    由圖13(a)可知,在射擊30發(fā)的身管溫度條件下,H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在初始階段均向下擺動,在0344 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最大值0226 mrad;在0775 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最大值0191 mrad,如點、′所示。在06 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最小值-024 mrad;在0897 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最小值-024 mrad,如點、′所示。出膛時2種彈頭高低擺動角分別為-0089 mrad、0322 mrad,如點、′所示。圖13(b)中點、、分別表示H90銅彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內(nèi)側(cè)向擺動角,分別為0196 mrad(0686 ms)、-0213 mrad(0497 ms)和-008 mrad(1022 ms)。圖13(b)中點′、′、′分別給出了F11覆銅鋼彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內(nèi)側(cè)向擺動角,分別為0272 mrad(0952 ms)、-0191 mrad(0833 ms)和0183 mrad(1003 ms)。

    圖14(a)、圖14(b)分別為H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼材料彈丸在身管溫度條件為射擊60發(fā)后的膛內(nèi)高低擺動角、側(cè)向擺動角變化曲線。

    圖14 射擊60發(fā)后彈頭膛內(nèi)擺角變化曲線Fig.14 Swing angle of projectile after 60 rounds

    由圖14(a)可知,在射擊60發(fā)的身管溫度條件下,H90銅、F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在初始階段均向下擺動,在0788 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最大值0213 mrad;在0748 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最大值0179 mrad,如點、′所示。在0644 ms H90銅彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最小值-0235 mrad;在0874 ms F11覆銅鋼彈頭殼彈頭高低擺動角達(dá)最小值-0179 mrad,如點、′所示。出膛時2種彈頭高低擺動角分別為0198 mrad、0091 mrad,如點、′所示。圖14(b)中點、、分別表示H90銅彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內(nèi)側(cè)向擺動角,分別為0221 mrad(0558 ms)、-0275 mrad(0989 ms)和-0254 mrad(1024 ms)。圖14(b)中點′、′、′分別給出了F11覆銅鋼彈頭殼彈頭向右擺動最大、向左擺動最大和出膛位置的彈丸膛內(nèi)側(cè)向擺動角,分別為0181 mrad(0937 ms)、-0178 mrad(0811 ms)和0022 mrad(1004 ms)。

    由上述分析可知,常溫條件下F11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內(nèi)側(cè)向擺動角、高低擺動角(除膛底外)均大于H90銅彈頭殼彈頭;射擊30發(fā)后,身管基體溫度達(dá)到了150~200 ℃,在靠近身管口部位置F11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內(nèi)擺動角比H90銅彈頭殼彈頭略大,膛內(nèi)其他位置覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內(nèi)擺動角均小于銅彈頭殼彈頭;在射擊60發(fā)的身管溫度條件下,H90銅彈頭殼彈頭的膛內(nèi)擺動角均大于F11覆銅鋼彈頭殼彈頭。綜上所述,隨著身管溫度的增加,銅彈頭殼彈頭膛內(nèi)擺動角增幅明顯;F11覆銅鋼彈頭殼彈頭較H90銅彈頭殼彈頭膛內(nèi)擺動角增加量小,具有較好的膛內(nèi)運動穩(wěn)定性。

    3.2 彈頭殼材料對熱身管中彈頭出膛速度的影響

    圖15給出了H90銅和F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在室溫、射擊30發(fā)后、射擊60發(fā)后3種身管溫度條件下出膛速度的情況。

    圖15 不同彈頭殼材料彈丸不同溫度條件下出膛速度圖Fig.15 Exit velocities of projectiles with different jacket materials under different barrel temperatures

    由圖15可知,在相同壓力條件下,H90銅彈頭殼彈頭較F11覆銅鋼彈頭殼彈頭略重,且常溫下F11覆銅鋼彈頭殼彈頭完全擠進(jìn)膛線后回彈效果相較H90銅彈頭殼彈頭差,正壓力較小,產(chǎn)生的摩擦力偏小,出膛速度較H90銅彈頭殼彈頭高23 m/s;在射擊30發(fā)后,身管溫度場的升高導(dǎo)致彈頭膛內(nèi)擺動角增大,增加了彈頭與身管的摩擦,造成2種材料彈頭出膛速度降低,H90銅彈頭殼彈頭和F11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度分別降低了22 m/s和07 m/s;在射擊60發(fā)后,H90銅彈頭殼彈頭的膛內(nèi)擺動角不斷增大,F(xiàn)11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內(nèi)擺動角基本不變,由于身管傳熱的作用,2種彈頭殼剛度降低,使摩擦力減小,因此H90銅彈頭殼彈頭出膛速度降低了18 m/s,F(xiàn)11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度增加了14 m/s。

    可見,在室溫、射擊30發(fā)后、射擊60發(fā)后條件下,F(xiàn)11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度均大于H90銅彈頭殼彈頭。隨著身管溫度的升高,F(xiàn)11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度變化較H90銅彈頭殼彈頭更穩(wěn)定。

    3.3 彈頭殼材料對熱身管中彈頭膛內(nèi)運動時間的影響

    H90銅彈頭殼彈頭和F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在室溫、射擊30發(fā)后、射擊60發(fā)后3種身管溫度條件下膛內(nèi)運動時間對比如圖16所示。

    圖16 不同彈頭殼材料彈丸不同溫度條件膛內(nèi)運動時間Fig.16 In-bore moving time of projectiles with different jacket materials under different barrel temperatures

    從圖16可知,H90銅彈頭殼彈頭在熱身管中膛內(nèi)運動擺動角較常溫時增大,增加了膛內(nèi)摩擦力,造成了膛內(nèi)運動時間隨身管溫度升高而增大,在30發(fā)和60發(fā)身管溫度條件下,膛內(nèi)運動時間分別增加了26 μs和47 μs。F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在射擊30發(fā)后,膛內(nèi)擺動角變化較小,彈頭殼剛度降低,造成膛內(nèi)所受摩擦力減小,彈頭加速度增大,膛內(nèi)運動時間相較常溫時減小了17 μs;射擊60發(fā)后,F(xiàn)11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內(nèi)擺動角增加,膛內(nèi)摩擦力相較射擊30發(fā)后增大,膛內(nèi)運動時間增加,與常溫時相較仍減小08 μs。

    由上述分析可知,隨著身管溫度的升高,H90銅彈頭殼彈頭膛內(nèi)運動時間不斷增大,F(xiàn)11覆銅鋼彈頭殼彈頭膛內(nèi)運動時間變化不大。

    4 結(jié)論

    本文針對95-1自動步槍射擊過程中槍管溫度過高、射擊精度下降的現(xiàn)象,選用某58 mm槍彈為研究對象,基于傳熱學(xué)基本原理,借助有限元仿真手段,建立多物理場耦合下彈頭膛內(nèi)運動模型,分析熱身管下不同彈頭殼材料對膛內(nèi)運動的影響規(guī)律。得出如下主要結(jié)論:

    1)H90銅彈頭殼彈頭在室溫情況下膛內(nèi)擺動角較小,隨身管溫度的增加,膛內(nèi)擺動角增加明顯;F11覆銅鋼彈頭殼彈頭在室溫情況下膛內(nèi)擺動角略大,但隨身管溫度的增加,膛內(nèi)擺動角增加不明顯。

    2)在相同壓力條件下,H90銅彈頭殼彈頭出膛速度略低于F11覆銅鋼彈頭殼彈頭,隨身管溫度升高,H90銅彈頭殼彈頭出膛速度降低,F(xiàn)11覆銅鋼彈頭殼彈頭出膛速度增大。

    3)隨身管溫度升高,H90銅彈頭殼彈頭膛內(nèi)運動時間增加,F(xiàn)11覆銅鋼彈頭殼彈頭運動時間變化不大。

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