筒式武器鋁合金堵蓋打開機理研究

黃瑞杰，阮文俊，步鵬飛

(南京理工大學 能源與動力工程學院， 南京 210094)

單兵筒式武器系統通常包括發射筒、噴管、光學瞄準具和火箭彈等結構，而一部分單兵筒式武器會在噴管喉部安裝堵蓋來增強點火性能[1]。堵蓋作為單兵筒式武器尾部噴管中的一個重要部件，主要起到2個作用：① 密封防潮，確保火藥及點火藥正常工作；② 建立點火壓力，提高點火可靠性和穩定性[2]。

堵蓋打開壓力對單兵筒式武器點火過程、彈丸初速及火炮平衡影響較大，設計合理的堵蓋打開壓力關系到筒式武器發射過程的順利進行。唐強[3]模擬分析了不同堵蓋打開壓力對固體火箭發動機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火過程；余貞勇[5]模擬分析了不同噴管堵蓋打開壓力對翼柱型裝藥火焰傳播時間的影響；豆松松等[6]對小型固體火箭發動機內流場進行一維數值模擬，發現火箭發動機在工作初期會發生震蕩，堵蓋打開壓力越大則震蕩次數越多。張秋芳等[7]設計了一種在圓周方向上開有相同的六個泄壓孔的雙層鋁箔堵蓋，研究在使用電點火頭直接點燃火藥和使用電點火管點火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張段之間，采用整體爆破的方式打開來研究堵蓋厚度與點火壓力的關系，發現堵蓋厚度越大則點火壓力越大。還有許多學者通過數值仿真的方式對各種不同材質的堵蓋打開過程進行研究，得到與試驗相符合的結果[9-14]。

2A12鋁合金作為一種武器系統中的常用材料，具有質量輕、易加工、強度高和打開一致性好的優點，將其作為堵蓋材料對打開壓力精度的控制效果較好。目前對打開壓力精度有要求的情況下常采用復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。因此本文設計了一種2A12鋁合金堵蓋和模擬試驗裝置，利用試驗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，對其進行仿真計算得到打開壓力與打開速度，并將仿真結果與試驗結果進行比較。

1 堵蓋結構設計

本文對2A12鋁合金堵蓋進行結構設計，整體結構形狀呈拱形，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段。

堵蓋邊緣為支撐段，起支撐固定堵蓋的作用，堵蓋打開時支撐段存留在炮尾內。堵蓋中部設計凸起段，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界限。堵蓋設計有4種不同有效厚度，區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度越高。堵蓋打開時破壞段破壞失效，凸起段與支撐段失去連接而分離。堵蓋結構如圖1所示。

圖1 堵蓋結構示意圖

2 堵蓋打開模擬試驗

2.1 試驗系統設置

本文設計了一種專用于測試單兵筒式武器尾噴管堵蓋打開過程的模擬試驗裝置。本試驗裝置的本體分為兩部分，均為使用高強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 試驗裝置示意圖

試驗將模擬試驗裝置安裝在固定鋼架上，將堵蓋安裝在模擬試驗裝置本體中對應位置，將火藥和點火器通過點火線相連接，安裝2個測壓傳感器于試驗裝置兩側，測壓傳感器另一端通過導線與數據采集儀相連接，將數據采集儀通過導線與觸發點火器相連接，在火藥點火堵蓋打開后通過試驗裝置后方口徑70 mm的筒狀開口飛出。

2.2 試驗結果

4種有效厚度的堵蓋各進行5發試驗，共計20發。試驗中每種堵蓋均有兩發后噴方向面對空地，其余堵蓋后噴方向面對2 m外覆蓋濕棉被的20 mm厚松木板。試驗得到的打開壓力如表1所示。

表1 堵蓋打開壓力統計表 MPa

從試驗裝置一端噴出后，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，可見其具有較強的破壞能力和較大的后噴危險界限。

3 仿真計算

3.1 2A12鋁合金本構模型

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

Johnson-Cook模型的表達式如下：

(1)

3.2 有限元模型

本文對4種破壞段厚度不同的2A12鋁合金堵蓋進行仿真分析，破壞段厚度分別為0.4 mm、0.65 mm、0.9 mm和1.35 mm。在進行仿真分析之前將模型進行簡化，并建立一個筒狀結構來支撐堵蓋，代替直接的邊界條件設置，將簡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單位制進行建模，用三維實體單元劃分網格，將堵蓋結構離散為4節點四面體單元，單元長度0.5 mm，并將筒結構離散為8節點六面體單元，軟件自動劃分生成網格。生成網格后的有限元模型如圖4。

圖4 堵蓋有限元模型網格劃分示意圖

3.3 材料模型

2A12鋁合金堵蓋采用*MAT_SIMPLIFIED_JOHNSON_COOK模型來進行描述，此模型不考慮材料的溫度軟化效應，相關材料參數由簡化的Johnson-Cook表達式來描述：

(2)

相關材料參數如表2所示。

表2 2A12鋁合金堵蓋材料參數

筒采用*MAT_RIGID剛體材料模型來進行描述，3個方向及旋轉全部固定，相關材料參數如表3所示。

表3 筒材料參數

堵蓋與筒的接觸設置為面面接觸，通過LS-DYNA關鍵詞*AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE實現，將動靜摩擦系數設置為0.1。

3.4 壓力載荷設置

在實際射擊或模擬試驗裝置試驗過程中，膛內高壓造成堵蓋內外巨大的壓力差，導致堵蓋被打開。本文仿照實際情況，給堵蓋內面施加壓力載荷曲線，制造內外壓力差。壓力載荷曲線取自實際試驗中壓力傳感器實測值，利用LS-DYNA關鍵詞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面內選擇，利用LS-DYNA關鍵詞*SET_SEGMENT，選擇承壓面，利用關鍵詞*LOAD_SEGMENT_SET將壓力曲線施加在承壓面上。

4 結果及分析

4.1 數值仿真結果

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刻對應的應力分布和發展情況，以及堵蓋破裂打開的過程。0 μs時，開始對堵蓋施加壓力，此后堵蓋上下兩側壓力差逐漸增大，堵蓋各處應力隨之增加，堵蓋單元未出現失效，應力逐漸集中到凸起斜坡段，凸起平臺段周圍應力處在較低水平。此后，到達圖6～圖9(a)所對應時刻時應力開始向破壞段集中，堵蓋開始產生變形。圖6～圖9(b)所對應時刻為應力集中于破壞段，破壞段多處達到最大失效應變，單元開始失效消失的瞬間。圖6～圖9(c)所對應時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堵蓋打開過程應力

圖7 有效厚度0.65 mm堵蓋打開過程應力

圖8 有效厚度0.9 mm堵蓋打開過程應力

圖9 有效厚度1.35 mm堵蓋打開過程應力

整個過程中，應力的最大分布逐漸從凸起斜坡段向外擴散，破壞段開始塑性變形，凸起段整體下沉，應力慢慢集中于破壞段，到堵蓋完全打開時達到最大應力，而凸起平臺段應力一直處于較低水平，結構變形也不明顯。在仿真過程中，堵蓋打開后，凸起段整體飛行較為平穩。堵蓋打開后姿態如圖10所示。

圖10 堵蓋打開姿態示意圖

4.2 有效厚度對堵蓋打開壓力和速度的影響

在仿真計算過程中，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，這一時刻所對應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。將試驗得到的平均打開壓力與仿真結果如圖11。

圖11 仿真和試驗中不同有效厚度的打開壓力差曲線

圖11中數據為不同有效厚度的堵蓋的打開壓力差，由圖中仿真計算結果可知，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，且兩者數值的變化趨于線性增長。仿真結果與試驗得到的平均打開壓力有差別，0.4 mm有效厚度時仿真結果大于試驗結果，0.65 mm有效厚度和0.9 mm有效厚度時仿真與試驗結果十分接近，在1.35 mm有效厚度時差別最大，相差為2.20 MPa，造成這種結果的原因可能是仿真時材料應變率設置與實際有些許偏差。

在單兵筒式武器實彈射擊過程中，堵蓋打開之后會向后噴出，其噴出時的速度決定它所攜帶的動能大小，直接影響武器系統后噴危險界限的大小，因此在數值仿真過程中，對它在打開一瞬間的速度進行觀測，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，打開時間越靠前，最終打開時的速度與有效厚度成正比。即使打開時速度最低的有效厚度為0.4 mm的堵蓋，其速度也達到了25 m/s以上，所攜帶動能較大。

4.3 堵蓋制造公差對打開壓力的影響

2A12鋁合金在生產制造過程中，會產生尺寸偏差，本節對考慮公差的2A12鋁合金堵蓋打開壓力進行分析。

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級孔公差，為上偏差0.03 mm，Φ2采用h7級軸公差，為下偏差-0.03 mm，δ的公差采用上下偏差±0.01 mm。為保證計算結果的準確性，本節仿真計算涵蓋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，增加寬度方向兩側各偏差為0.015 mm的情況，共進行16次計算，除破壞段尺寸外，其他各項設置均與前文相同，最后對各項計算的打開壓力進行記錄。考慮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鋁合金打開壓力對比圖，由圖可知，在厚度方向正負公差為0.01 mm情況下，無論是正公差還是負公差，在與不考慮公差時的堵蓋打開壓力變化不大，厚度方向的公差對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，寬度方向的公差對打開壓力的影響同樣不明顯，但比厚度方向的公差對打開壓力的影響要大，寬度公差會使堵蓋打開壓力變小。

以上對公差的計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分析結果可知破壞段的厚度對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產生偏轉，甚至出現堵蓋打開不完全的情況。因此，在2A12鋁合金堵蓋的生產制造過程中，應在厚度、寬度和周向上控制公差的大小。

5 結論

1) 堵蓋結構形狀設計合理，強度達到使用要求；模擬試驗裝置滿足堵蓋試驗的要求，能夠有效節省試驗時間和成本。

2) 堵蓋有效厚度增大，打開壓力隨之增大，且兩者數值增長趨近于線性增長，試驗與仿真結果較符合；堵蓋在打開過程中,如有效厚度越大，打開速度越快；公差對堵蓋打開壓力存在影響，堵蓋制造應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不可控。

3) 2A12鋁合金堵蓋打開壓力可通過有效厚度進行控制，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界限，所以在實際使用過程中應考慮場地限制，后續研究將圍繞降低其后方危險界限方面展開。