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指挥控制与仿真

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2023 , Vol. 45 >Issue 2: 69 - 75

DOI: https://doi.org/10.3969/j.issn.1673-3819.2023.02.011

武器与信息系统

迫击炮发射条件对炮口扰动的影响分析

  • 孙章毅
展开
  • 陆军炮兵防空兵学院, 安徽 合肥 230031

孙章毅(1994—),男,硕士研究生,研究方向为武器系统运用与保障工程。

Office editor: 许韦韦

收稿日期: 2022-08-01

  修回日期: 2022-08-17

  网络出版日期: 2023-04-17

收起

Analysis of influence of firing conditions of mortar on muzzle disturbance

  • SUN Zhang-yi
Expand
  • PLA Army Academy of Artillery and Air Defense, Hefei 230031, China

Received date: 2022-08-01

  Revised date: 2022-08-17

  Online published: 2023-04-17

Fold

摘要

为探究迫击炮发射条件中射角和弹丸装药号对炮口扰动的影响,建立了某型迫击炮、弹丸及土壤的非线性有限元模型,考虑弹丸与身管耦合、座钣与土壤耦合、脚架与土壤耦合和缓冲机特性,使用显式求解器,仿真分析了不同射角和装药号条件下迫击炮单发射击时炮口扰动的变化规律。研究发现弹丸装药号和射角与炮口扰动均是正相关,对于某一距离的目标,使用较小号装药配合较小的射角,可以有效降低一发射击时产生的炮口扰动,提高射击精度。该结论对迫击炮的可靠使用和提高射击精度具有重要指导意义。

关键词： 迫击炮; 弹丸装药号; 射角; 炮口扰动; 射击精度

本文引用格式

孙章毅 . 迫击炮发射条件对炮口扰动的影响分析[J]. 指挥控制与仿真, 2023 , 45(2) : 69 -75 . DOI: 10.3969/j.issn.1673-3819.2023.02.011

Abstract

In order to explore the influence of firing angle and projectile charge number on the muzzle disturbance of mortar, a nonlinear finite element model of mortar, projectile and soil is established, considering the coupling of projectile and barrel, plate and soil coupling, tripod and soil coupling, and the characteristics of buffer machine. Using explicit solver for mortar same firing angle of the projectile charge number, different projectile charge, different shooting angle and projectile charge, different shooting angle regularity of the muzzle disturbance for the sniper firing are analyzed, and the projectile charge number and the shooting angle and the muzzle disturbance are positive correlation. Aiming for a certain distance, using a small charge with smaller shot angle, it can effectively reduce the muzzle disturbance and improve the shooting accuracy. The conclusion has important guiding significance for the reliable use of mortars and the improvement of shooting accuracy.

Key words： mortar; projectile charge number; shoot angle; muzzle disturbance; firing accuracy

炮口扰动是影响迫击炮射击精度的主要因素之一,国内大量文献对火炮的炮口扰动特性进行了研究,如周中佳以某120 mm迫击炮为研究对象,运用有限元理论及相关有限元软件对不同弹炮间隙下单发射击时炮口扰动影响规律进行了分析[1];司志桧等建立了迫击炮弹丸与身管耦合系统的有限元模型,仿真分析了弹丸的起始扰动,并对弹炮间隙进行优化设计,得出了最优配合间隙值[2];王登等建立了某23 mm车载转管炮刚柔耦合模型,对其射击过程的炮口扰动进行动力学仿真分析,验证了炮口制退器应用于转管炮的可行性[3]。而关于迫击炮射角和弹丸装药号对炮口扰动影响的文献则少见报道。
本文针对某型82 mm迫击炮,运用非线性有限元软件建立迫击炮与弹丸、土壤耦合的有限元模型,对迫击炮在相同射角不同装药号、相同装药号不同射角和不同装药号不同射角三种工况下,分别进行单发射击,使用LS-DYNA显式求解器进行求解,经过Hyperview后处理,得到三种工况下迫击炮的炮口扰动曲线,可发现弹丸装药号和射角与炮口扰动均正相关,使用较小号装药搭配较小号射角可以有效降低单发射击时的炮口扰动。该结论对于提高迫击炮射击精度具有重要指导意义,同时可为迫击炮的进一步优化设计提供参考依据。

1 迫击炮、弹丸及土壤三维模型

迫击炮的结构组成一般包含炮身、脚架、座钣、缓冲机、瞄准机等[4]。本文以某型82 mm迫击炮为研究对象,综合运用SolidWorks和Spaceclaim软件建立三维实体模型。整个迫击炮系统为左右对称结构,为了提高计算效率,文中只取一半建立三维实体模型,省略对分析影响较小的高低机和方向机,并对座钣、缓冲机和脚架等进行适当的简化。为了在后期划分高质量的六面体网格,将身管、缓冲机、脚架等均切分成若干规则的实体模型,建立的迫击炮、弹丸及土壤三维实体模型如图1所示。全炮建模过程中省略及简化的零件,均以增加相应零件密度的方式保留其质量属性。
图1 迫击炮、弹丸及土壤三维实体模型图

Fig.1 3D solid model of mortar, projectile and soil

2 迫击炮发射时受力分析

迫击炮发射时身管所受到的炮膛力包括火药气体爆燃对身管底部的垂直压力和对身管管壁的平均压力,文中仅考虑对座钣后座影响较大的火药气体爆燃对身管底部的垂直压力。迫击炮系统构筑于硬土上的发射受力图如图2所示。GY:摇摆部分的重力,作用在摇摆部分的重心上;摇摆部分指操作高低机、方向机时围绕驻臼中心转动的部分,包括身管、缓冲机、方向机、套箍和装入膛底的单发弹丸的重力;GJ:脚架的重力,作用在脚架的重心上,包括双脚架、高低机和方向机接头的重力;Gz:座钣的重力,作用在座钣的重心上;FAN:地面对座钣反作用力的法向分力;FAT:地面对座钣反作用力的切向分力;FON:地面对脚盘反作用力的法向分力;FOT:地面对脚盘反作用力的切向分力;FZH:火药气体爆燃对身管底部的压力[1]。
图2 迫击炮受力分析图

Fig.2 Mortar force analysis diagram

3 非线性有限元模型建立

3.1 基本假设

迫击炮发射是一个瞬时、碰撞、强冲击的复杂非线性运动过程,文中在建立有限元模型时基于以下假设:1)忽略弹丸质量偏心;2)起始状态,弹轴与炮轴不重合;3)忽略后效期气体对弹丸的影响。

3.2 网格划分

为了尽可能反映真实的运动过程,迫击炮各组件及土壤均设置为柔性体,考虑其应力与应变。座钣和两块土壤因存在大量异形和曲面,无法划分高质量六面体网格,因此在HyperMesh中选择5 mm的四面体网格进行划分。有限元模型中其余组件均使用5 mm的六面体网格进行划分。迫击炮、弹丸和土壤共划分网格1 174 997个。

3.3 材料选择

迫击炮与土壤、弹丸耦合系统单位制采用mm、s、t。

3.3.1 土壤

土壤抗力的形成是很复杂的,土壤在座钣压力作用下既有弹性变形又有塑性变形[5],本文土壤的本构模型采用*MAT_SOIL_AND_FOAM(MAT005),这是一种效费比较高的,可以表示土壤的材料模型。迫击炮射击前需要在较硬的土地上进行构筑,以减小后座量,因此土壤参数选择为硬土,具体参数设置如表1所示[6],表中未列出的参数均使用默认值。
表1 土壤参数

Tab.1 Soil parameters

ρ G BULK A0 A1 A2
1.874e-9 358.55 1 523.82 0.158 0.124 0.024
PC EPS2 EPS3 EPS4 EPS5 EPS6
-0.15 -0.073 -0.134 -0.191 -0.263 -0.313
EPS7 EPS8 EPS9 P2 P3 P4
-0.333 -0.39 -0.46 0.3 1.2 2.5
P5 P6 P7 P8
4.99 9.03 15.03 40

3.3.2 座钣

该型82 mm迫击炮座钣采用合金钢冲压而成,采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC(MAT003)材料本构模型,该模型是一种使用广泛的与应变率相关的带有失效的弹塑性材料模型。具体参数设置如表2所示[6],表中未列出的参数均使用默认值。
表2 座钣参数

Tab.2 Stamping parameters

ρ E PR SIGY ETAN BETA SRC SRP VP
1.624e-9 2.1e+5 0.3 700 780 1 40 5 0

3.3.3 身管、缓冲机、套箍、弹丸

该型82 mm迫击炮的身管、缓冲机、套箍为合金钢材质,弹体由高强度的铸铁制成,均采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC(MAT003)材料本构模型,具体参数设置如表3所示[6],表中未列出的参数均使用默认值。
表3 身管、缓冲机、套箍

Tab.3 Body pipe, buffer, collar

ρ E PR SIGY ETAN BETA SRC SRP VP
7.85e-9 2.1e+5 0.3 500 780 1 40 5 0

3.3.4 脚架

该型82 mm迫击炮的脚架为铝合金材质,同样采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC(MAT003)模型,具体参数设置如表4所示[6],表中未列出的参数均使用默认值。
表4 脚架参数

Tab.4 Parameters of tripod

ρ E PR SIGY ETAN BETA SRC SRP VP
2.7e-9 2.1e+5 0.3 410 780 1 30 4 0

3.3.5 侵蚀控制

迫击炮发射过程中,伴随着座钣和脚架对土壤的侵蚀作用,使用命令*MAT_ADD_ERODING(MAT000)对土壤的本构模型加以侵蚀控制,EFFEPS设置为0.4,SIGVM设置为4。

3.3.6 弹簧

缓冲机中的弹簧使用命令*MAT_SPRING_ELASTIC(S01)定义弹簧元,代替实体弹簧,弹簧刚度计算公式为
ε=Gd4/8nD3
式中,G:弹簧钢丝材料的剪切弹性模量(G=78 456 MPa),计算时G=78 456 N/mm2;d:弹簧钢丝直径(mm);D:弹簧中径(mm);n:弹簧的有效圈数;缓冲簧的总圈数为n1=n+1.5。
经计算可得,该型82 mm迫击炮缓冲机内缓冲簧的刚度为2.2 N/mm。

3.4 边界条件定义

使用*BOUNDARY_SPC_SET命令对模型施加约束,由于模型只取一半进行分析,在模型对称中面上均需要施加对称约束,在两块土壤底面施加全自由度约束,对座钣仅放开沿身管轴向上的平动自由度。

3.5 接触模拟

3.5.1 身管与缓冲机、缓冲机与脚架接触

使用*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE命令来定义身管与缓冲机、缓冲机与脚架的接触,这是一种最常用的改进接触方式,适用于碰撞分析等。动摩擦、静摩擦系数均设置为0.1;SOFT设置为1,使接触刚度计算基于节点质量与稳定求解时间步长,使接触更加稳定;IGAP设置为1,采用改进收敛性的方法;IGNORE设置为1,通过跟踪初始穿透,允许初始穿透存在。

3.5.2 身管与座钣、弹丸接触

身管与座钣之间存在较大的接触力,身管与弹丸之间也存在较复杂的接触力,因此单独使用命令*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE进行接触控制,防止穿透的产生。相关参数的设置与命令*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE一致。

3.5.3 座钣、脚架与土壤接触

采用命令*CONTACT_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE来模拟侵蚀接触,静摩擦与动摩擦系数设置为0.3;ISYM设置为1,以保持对称模型中正确的边界条件;EROSOP设置为1,上层土壤单元被侵蚀之后下层土壤单元会继续与座钣单元建立新的接触;IADJ设置为1,自动处理被侵蚀过后的新边界。

3.6 载荷施加

3.6.1 重力

使用命令*LOAD_BODY_Y对全系统施加重力载荷,重力加速度为9 800 mm/s2。

3.6.2 膛底、弹底压力

根据迫击炮的装药及内弹道过程的特点可建立如下基本方程[7]:
形状函数:
φ=xZ+xλZ
σ=1+2λZ
火药燃烧速度方程:
d Z d t= P I k
弹丸运动方程:
Spdt=φmdv
气体流量方程:
y=φ2ASΔIkZ
η= y ω能量方程:
SP l φ + l= f -ω x 0 1 + x 0 + φ 1 + x 0 - η - K Z - θ φ m 2 f - ω v 2
v= d l d t
式中,x0= ω 0 ω i,ω=ω0+ωi,lφ=l0[1- Δ δ 1 - φ-α φ - ηΔ], f -= f 0 ω 0 + f ω i 2 ω 0 + ω i 2。
参数定义如下:
ωi:辅助装药的装药量;
ω0:药室容积;
S、SΔ分别为炮膛断面积和间隙面积;
y、η分别为气体流出量与气体相对流出量;
f:真实火药力;
f0:经过热散失修正的换算火药力;
φ:次要功计算系数;
Z:火药的相对厚度;
λ、x:火药形状特征量;
Ik:压力全冲量;
Δ:基本装药在尾管的装填密度。
内弹道计算流程图如图3所示。通过Matlab软件编写内弹道程序,得到装药号为4号、5号、6号时的膛底、弹底压力随时间变化曲线p-t,用于有限元模型中载荷施加;得到弹丸速度随时间变化曲线v-t,与下文显式动力学求解结果进行比对,为有限元模型的准确性提供判定依据,如图4、图5所示。
图3 内弹道计算流程图

Fig.3 Internal ballistic calculation flow chart

图4 膛底、弹底压力曲线图

Fig.4 Pressure curves of chamber bottom and projectile bottom

图5 6号装药弹丸速度随时间变化曲线图

Fig.5 Velocity curve of No. 6 charge projectile with time

由图4可知,弹丸取4号装药时,弹底与膛底最大压力值为30.58 MPa,弹丸尾翼离开身管口部断面时刻为11.74 ms;弹丸取5号装药时,弹底与膛底最大压力值为41.72 MPa,弹丸尾翼离开身管口部断面时刻为10.24 ms;弹丸取6号装药时,弹底与膛底最大压力值为55.30 MPa,弹丸尾翼离开身管口部断面时刻为9.15 ms。由图5可知,弹丸取6号装药时,弹丸尾翼离开身管口部断面时的最大速度为263.7 m/s。

4 迫击炮发射动态响应分析

4.1 显式动力学

显式动力学适用于系统所受外力不为零、瞬态、强冲击、大变形问题的求解,显式时间积分在每个时间步中加速度被假设为一个实数,其计算公式如下:
F0-kXt=mat
F0-kXt+dt=mat+dt
Xt+dt=Xt+ V t + d t / 2dt
V t + d t / 2= V t - d t / 2+atdt
mat+dt=F0-k X t + V t - d t / 2 + a t d t
F0:系统受到的外力;dt:时间步;a:系统加速度;X:系统位移;V:系统速度;m:系统质量;k:系统刚度系数[8]。

4.2 模型准确性验证

本文在HyperMesh中完成网格划分、在LS-PrePost中完成材料赋予、接触定义、边界条件定义、载荷施加后,分别针对射角为50°,弹丸装药号为4号、5号、6号和弹丸装药号为5号,射角为62°、80°的5种工况,使用LS-DYNA显式求解器进行求解,计算时间设置为80 ms,每1 ms输出一个结果文件,得到d3plot文件,导入后处理软件HyperView中进行结果分析。在HyperView中建立局部坐标系,以身管口部断面中心为原点,垂直对称面指向炮身左侧为x轴方向,在对称面内垂直身管轴线方向向上为y轴方向,身管轴向沿发射方向为z轴方向。
在装药号为6号,射角为50°的工况下,有限元模型经过显式求解器计算及后处理,得到弹丸速度随时间变化曲线,时间到弹丸尾翼出炮口断面时刻为止,如图6所示。
图6 弹丸质心速度变化曲线图

Fig.6 Curve of projectile centroid velocity variation

由图6可知,弹丸尾翼出炮口断面时刻,弹丸的最大速度为248.3 m/s,与内弹道计算得到的最大速度263.7 m/s接近,误差仅为5.8%,因此可以验证所建立有限元模型是准确可信的。

4.3 炮口扰动分析

1)相同射角,不同装药号单发射击炮口扰动分析
该型82 mm迫击炮为滑膛炮,弹丸出炮口后几乎没有旋转,因此选择炮口y轴方向和z轴方向的位移来表征炮口扰动。射角为50°,弹丸装药号分别为4号、5号、6号时,迫击炮进行单发射击得到炮口扰动曲线图如图7、图8所示。
图7 相同射角,不同装药号单发射击X轴方向位移

Fig.7 Displacement in the X-axis direction of single shot with same firing angle and different charge numbers

图8 相同射角,不同装药号单发射击Y轴方向位移

Fig.8 Displacement in Y-axis direction of single shot with the same firing angle and different charge numbers

由图7、图8可知,当射角为50°,装药号分别为4号、5号、6号,迫击炮进行单发射击,弹丸尾翼出炮口时,炮口部在X轴方向上的位移分别为-1.14×10-5 mm、-1.91×10-5 mm、-3.05×10-5 mm,炮口部在Y轴方向上的位移分别为0.058 mm、0.025 mm、0.11 mm。单发射击后,经过80 ms迫击炮系统重新达到平衡状态时,炮口部在X轴方向上的位移分别为9.16×10-5 mm、22.89×10-5 mm、32.42×10-5mm,炮口部在Y轴方向上的位移分别为3.35 mm、7.92 mm、10.64 mm。由以上数据可知,迫击炮在相同射角、不同装药号进行单发射击时,弹丸尾翼出炮口时刻,炮口部的位移较小,对射击精度影响较小。而经过80 ms,迫击炮先后座再复进,进而重新回到平衡状态时,炮口部在X轴方向上的位移较小,但在Y轴方向上的位移较大,炮口部明显抬高,射角变大,且满足装药号越大,位移越大的规律,对于迫击炮下单发射击精度会造成较大影响。
2)相同装药号,不同射角单发射击炮口扰动分析
该型迫击炮的射角范围为45°85°,因此文中选择弹丸装药号为5号,射角分别为50°、62°、80°,进行单发射击,得到炮口扰动曲线图如图9、图10所示。
图9 相同装药号,不同射角单发射击X轴方向位移

Fig.9 Displacement in the X-axis direction of single shot with the same charge number and different firing angles

图10 相同装药号,不同射角单发射击Y轴方向位移

Fig.10 Single shot displacement in Y-axis direction with the same charge number and different firing angles

由图9、图10可知,当弹丸装药号为5号,射角分别为50°、62°、80°时,迫击炮进行单发射击,弹丸尾翼出炮口时,炮口部在X轴方向上的位移分别为-2.29×10-5 mm、1.53×10-5 mm、2.67×10-5 mm,炮口部在Y轴方向上的位移分别为-0.02 mm、1.21 mm、1.22 mm。单发射击后,经过80 ms迫击炮系统重新达到平衡状态时,炮口部在X轴方向上的位移分别为2.33×10-4 mm、7.06×10-4 mm、8.39×10-4 mm,炮口部在Y轴方向上的位移分别为8 mm、23.78 mm、26.93 mm。由以上数据可知,迫击炮在相同装药号,不同射角进行单发射击时,弹丸尾翼出炮口时刻,炮口部在X轴方向上位移较小,在Y轴方向上有一定位移,且射角越大,位移越大,对射击精度影响也越大。经过80 ms,迫击炮重新回到平衡状态时,炮口部在X轴方向上的位移依然较小,而在Y轴方向上的位移较大,炮口有明显上抬,射角增大,且装药号越大,位移越大,对下单发弹的射击精度影响较大。
3)不同装药号,不同射角单发射击炮口扰动分析
迫击炮在实弹射击中,对于某一距离的目标,通常有两种装药号和射角搭配的方式可以选择,即较大的装药号配合较大的射角和较小的装药号配合较小的射角,为探究哪种搭配方式射击精度相对较高,文中以打击3 280 m的目标为例,对两种可以选择的搭配方式:5号装药、62°射角和4号装药、50°射角,分别使用显式求解器进行求解,得到炮口扰动曲线图如图11、图12所示。
图11 不同装药号,不同射角单发射击X轴方向位移

Fig.11 Displacement in the X-axis direction of single shot with different charge numbers and different firing angles

图12 不同装药号, 不同射角单发射击Y轴方向位移

Fig.12 Displacement in Y-axis direction of single shot with different charge numbers and different firing angles

由图11、图12可知,5号装药、62°射角时,迫击炮进行单发射击,弹丸尾翼出炮口时刻,炮口部在X轴方向上的位移为1.53×10-5 mm,Y轴方向上的位移为1.29 mm。经过80 ms迫击炮重新回到平衡状态时,炮口部在X轴方向上的位移为7.06×10-4 mm,Y轴方向上的位移为23.78 mm。4号装药、50°射角时,迫击炮进行单发射击,弹丸尾翼出炮口时刻,炮口部在X轴方向上的位移为2.29×10-5 mm,Y轴方向上的位移为0.08 mm。经过80 ms迫击炮重新回到平衡状态时,炮口部在X轴方向上的位移为1.22×10-4 mm,Y轴方向上的位移为3.36 mm。综上可知,对于3 280 m的目标,使用4号装药、50°射角进行射击比使用5号装药、62°射角进行射击炮口扰动小,不仅单发射击精度更高,而且后续射击精度也更高。结合上文该型82 mm迫击炮分别使用相同射角、不同装药号及相同装药号、不同射角进行单发射击所得出的炮口扰动规律,可得出以下结论:1)相同射角情况下,装药号越大,该型迫击炮进行单发射击后炮口扰动越大;2)相同装药号情况下,射角越大,该型迫击炮进行单发射击后炮口扰动越大;3)对于同一距离的目标,使用较小号装药配合较小的射角可以有效降低单发射击后的炮口扰动,提高射击精度。经过调查,该型迫击炮在实际使用中,从提高身管寿命的角度出发,一般选择较小号弹丸装药号配合较小的射角,与本文结论一致。

5 结束语

本文建立了某型82 mm迫击炮与土壤耦合的有限元模型,对迫击炮在相同射角不同装药号、相同装药号不同射角和不同装药号不同射角共5种工况下,分别进行单发射击,得到炮口扰动曲线,发现弹丸装药号和射角与炮口扰动均是正相关,在实弹射击中,选用较小的装药号和较小的射角可以有效减小单发射击时产生的炮口扰动,提高射击精度。该结论对迫击炮的炮口扰动研究和提高射击精度具有重要参考价值。

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