雙藥室高低壓變初速發射內彈道與卸壓膜片分析

張盛森，李強，張晉杰，鄒利波，白文杰，張潤哲

(1.中北大學 機電工程學院，山西 太原 030051；2.山西工程科技職業大學，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,此種防暴槍在復雜多變的反恐、防暴行動中難以靈活應對現場變化,因此變初速防暴槍登上歷史舞臺[4-5]。美國陸軍實驗室設計出通過開關身管處排氣口來實現可變初速的步槍系統[6]。南京理工大學冉景祿等通過擋板滑塊的前后移動來控制開孔面積大小,進而調控武器的發射初速[7]。徐誠等提出通過設計輔助藥室來實現變成初速發射[8-9]。南京理工大學蔣清遠設計出雙藥室電擊發控制發射實現變初速功能[10]。

筆者將在雙藥室發射裝藥結構的基礎上設計一種防竄火弧形膜片,利用防竄火弧形膜片控壓,實現雙藥室發射裝藥結構變初速功能。通過數值計算的方法對雙藥室發射藥內彈道進行分析,得到防竄火膜片破裂壓力和高、低壓藥室單獨擊發、兩藥室合并擊發和兩藥室延時擊發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射裝藥結構模型和防竄火的弧形卸壓膜片。通過顯式動力學對膜片進行仿真分析,證明可行性。

1 變初速雙藥室發射裝藥基本原理

為了實現武器變初速功能,通過控制火藥燃氣壓力來實現彈丸初速變化,設計并聯的高、低壓藥室串聯低壓室的雙藥室發射裝藥結構。根據實際需要,射擊較近、較脆弱的目標時,通過電擊發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設壓力時,膜片發生剪切破裂,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,高壓藥室膜片未從靠近低壓室端發生破裂,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。通過精確調控兩藥室點火控制時間,來調控低壓室火藥燃氣壓力變化,從而實現彈丸初速在一定范圍寬度內變化。

2 雙藥室內彈道建模

2.1 內彈道基本假設

雙藥室內彈道過程的基本假設如下[14]:

1)火藥燃燒過程服從幾何燃燒定律。

2)發射藥室和低壓室各處壓力均為各自室內的平均壓力,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在整個內彈道過程中視為不變。

5)內彈道過程中摩擦等能量損耗采用次要功系數φ進行計算,擠進膛線過程和膛壁散熱導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 內彈道方程組建立

根據以上假設,可將雙藥室高低壓內彈道方程歸納如下[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為藥室內壓力;n為燃速指數,本文取0.845。

2)形狀函數方程

(2)

式中:ψ為火藥已燃相對質量;χ、λ、μ為藥形系數。

3)彈丸運動方程

(3)

(4)

式中:v為彈丸在身管內運動速度;φ為次要功系數;m為彈丸質量;Pq為低壓室內壓力;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;ρg為藥室內火藥燃氣密度;ρq為低壓室內火藥燃氣密度。

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氣孔的面積;μb為流量系數;γ為常數。

3 內彈道結果分析

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

表1 雙藥室內彈道計算結果

由圖2～3和表1可知,低壓藥室單獨擊發最大膛壓為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,當擊發低壓藥室后再延時2、4、6、8、10 ms擊發高壓藥室時,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擊發高壓藥室時,最大膛壓下降幅度隨延擊發時間的增加而降低,最大降低0.398 MPa,最小降低0.103 MPa。由于彈丸膛內運動時間增加,彈后空間變大,后擊發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時的最大膛壓。每延時2 ms擊發高壓藥室時,最大初速下降10 m/s左右。

由圖6～7和表1可知,當先擊發高壓藥室延時2、4 ms擊發低壓藥室時,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。

通過雙藥室內彈道分析,精確調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,在此范圍內可實現以10 m/s為間隔的變初速。

4 防竄火弧形膜片的設計與分析

4.1 防竄火弧形膜片三維模型的建立

通過雙藥室內彈道數值分析得到的高、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,膜片弧面側留有0.6的安全系數,在5 MPa壓力下不會發生破裂;低壓藥室最大破膜壓力為1 MPa,膜片弧面側留有0.5的安全系數,在2 MPa壓力下不會發生破裂。由此設計出防竄火弧形膜片結構如圖8所示。膜片具體尺寸采用仿真驗證的方式確定,根據雙藥室結構將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入顯示動力學軟件中進行仿真。

材料本構關系采用Johnson-Cook模型參數,材料選用工業純鐵,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格。對外圓環兩面添加固定約束,分別對高、低壓膜片弧形內側、外側添加相應載荷。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特性。

高壓防竄火膜片弧形內側面施加載荷在徹底破裂時刻應力、應變、位移分布情況,以及外側施加載荷在5 ms時應力、應變、位移分布情況如表2所示?？芍?當高壓膜片弧面內側施加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力為0.531 6 MPa,最大應變為2.068,最大位移為1.065 mm,在弧形面與固定端交界處發生破裂;當高壓膜片弧面外側施加5 MPa壓力載荷時,在壓力持續施加5 ms時,高壓膜片最大應力為1.034 MPa,最大應變為4.017,最大位移為1.385 mm。

表2 高壓防竄火膜片仿真結果

低壓防竄火膜片弧形內側面施加載荷在徹底破裂時刻應力、應變、位移分布情況,以及外側施加載荷在5 ms時應力、應變、位移分布情況如表3所示?？芍?當低壓膜片弧面內側施加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力為1.259 MPa,最大應變為6.625,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生破裂;當低壓膜片弧面膜片外側施加2 MPa壓力載荷時,在壓力持續施加5 ms時,低壓膜片最大應力為0.776 2 MPa,最大應變為3.967,最大位移為1.559 mm。

表3 低壓防竄火膜片仿真結果

高、低壓膜片弧形面均壓向內側,發生形變,但未發生破裂,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,當一側藥室火藥沖破弧形膜片進入低壓室時,倒灌到另一側藥室的壓力遠低于仿真所施加的壓力,所以高、低壓弧形膜片的設計可以滿足所需要求。

最終確定具體結構尺寸如表4所示。

表4 防竄火弧形膜片具體參數

5 結論

根據雙藥室內彈道方程,利用數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射裝藥結構模型,設計滿足要求的高、低壓弧形卸壓膜片并利用顯式動力學仿真對所設計的膜片進行仿真分析,得到以下結論:

1)防竄火弧形卸壓膜片的雙藥室發射藥結構可以實現防暴槍變初速的功能,可以通過精確調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,在此范圍內可實現以10 m/s為間隔的初速調節。

2)所設計的高、低壓膜片可以利用弧形結構卸壓,實現防竄火功能。

3)使用防竄火弧形膜片,通過預設破裂壓力來實現控壓,降低生產制造的成本,提升了使用可靠性。