基于仿真的动态载荷下圆柱支筒屈曲特性

张金鹏,王雨时，李作华，闻　泉，张志彪

(1.南京理工大学机械工程学院，江苏 南京　210094)(2.辽宁华兴机电有限公司，辽宁 锦州　121017)



基于仿真的动态载荷下圆柱支筒屈曲特性

张金鹏1,王雨时1，李作华2，闻泉1，张志彪1

(1.南京理工大学机械工程学院，江苏 南京210094)(2.辽宁华兴机电有限公司，辽宁 锦州121017)

摘要:针对目前对圆柱壳状零件屈曲特性进行仿真分析时忽略其上盖、圆角等结构的问题，为引信圆柱支筒保险机构优化设计和性能分析提供参考，利用ANSYS Workbench软件仿真研究了美军M739A1引信中的圆柱支筒在动态载荷作用下的屈曲特性，得到弹丸寿命期内可信环境下该圆柱支筒形态、轴向变形量以及最大应力随时间变化规律。震动环境、跌落过载低于47 000 g、发射过载低于38 000 g以及落速小于80 m/s触碰土壤目标时支筒均不会屈曲。落速大于100 m/s触碰土壤目标时支筒屈曲，且随着落速提高，屈曲临界时间明显减小，但临界应力增大不明显。弹丸对地触发落角越小，屈曲临界应力越小，屈曲临界时间越长。支筒屈曲特性受弹丸旋转环境影响很小，而圆角和上盖影响不可忽略。

关键词:引信；仿真；动态特性；圆柱支筒；屈曲；保险机构

0引言

圆柱壳是一种在工程应用中十分常见的结构形式。M557、M739系列等中大口径火炮榴弹用触发引信应用圆柱支筒零件作为刚性保险件。此类圆柱支筒零件失效分析时不仅要考虑强度失效，还要考虑屈曲失稳。外部刺激使结构内部的应力达到某一临界值时，若有一微小增量，则结构的平衡位形将发生很大改变，这种情况称为结构失稳或屈曲[1]，该临界值称为临界应力，而开始发生屈曲的时刻称为临界时间。屈曲是一种十分复杂的过程，它由材料性质、结构尺寸、加载方式和结构缺陷等多种因素决定[2]。文献[3]通过理论分析近似得到圆柱壳体发生第一次屈曲的时间和轴向内力。文献[4]根据B-R准则对圆柱壳进行非线性动力学响应分析，利用LS-NYNA3D软件对圆柱壳结构在冲击载荷下的动态屈曲进行仿真。文献[5]和[6]参考圆柱壳状零件的屈曲特性，利用实验和仿真软件，得到了截锥壳的静态和动态屈曲特性。目前对圆柱壳状零件屈曲特性进行仿真和理论研究时多忽略上盖、圆角等结构，把模型简化成上无盖、下无底的纯圆柱壳，即圆筒。尚未见到有对带上盖、圆角等结构的圆柱筒的屈曲特性进行有限元分析。本文针对此问题，利用ANSYS Workbench仿真软件，以M739A1引信支筒为例，应用有限元方法分析在轴向动态载荷下支筒屈曲特性。

1M739A1引信支筒简介

美军M739A1引信瞬发触发机构如图1所示，其中的支筒结构如图2所示,支筒几何参数如表1所列[7]。支筒由柱壳、圆角和带有中心孔的上盖三部分组成，由紫铜带T2冲制。弹丸触碰目标后，击针在目标反力作用下，向下压圆柱壳状支筒，戳击雷管，激发传爆序列。关于M739A1支筒的动态屈曲特性，以往多以实验研究为主。文献[8]利用分离式霍普金森压杆装置，通过改变枪弹射速得到不同冲击速度下支筒的屈曲临界载荷和临界时间。文献[9]也利用分离式霍普金森压杆装置研究了引信瞬发触发机构在轴向冲击载荷作用下动态塑性屈曲特性。

图1　M739A1引信瞬发触发机构Fig.1　Contact firing device of M739A1 fuze

D/mmt/mmd/mmh/mmr/mmT/mmΦ5.99-0.050.252±0.025Φ2.09+0.127.87-0.120.49+0.060.51±0.033

图2　M739A1引信支筒Fig.2　Support of M739A1 fuze

2有限元仿真模型建立

2.1有限元建模和网格划分

据M739A1引信寿命期内可信环境，从以下方面考虑支筒动态特性仿真用载荷：

1)震动环境：震动试验采用峰值230±34.5g、持续时间2±0.2 ms的1/2正弦波脉冲[10]。仿真时，分头向上、头向下两种方位，均对仿真模型施加峰值264.5g、持续时间2.2 ms、脉冲形状1/2正弦波的载荷。

2)跌落环境：弹丸跌落时，引信内部零件受到的冲击过载波形、量值和作用时间会因为弹丸和引信的形状、结构和材料等不同而不同，在设计初期一般估算无包装裸态弹丸头部向上从1.5 m高度垂直跌落到钢板时引信内部零件所受的冲击过载最大值为7 000～15 000g，作用时间约为150～250 μs。仿真时对仿真模型施加峰值15 000g，持续时间250 μs、脉冲形状1/2正弦波的载荷。

3)发射环境：美军M739A1引信主要配用于105 mm口径和155 mm口径榴弹炮。两者发射加速度随时间变化的曲线如图3所示，其中105 mm口径榴弹炮数据由内弹道学解算获得，155 mm榴弹炮数据取自文献[11]。从图3可看出，105 mm口径榴弹炮发射加速度明显大于155 mm口径榴弹炮的，故仿真时对仿真模型施加图3中105 mm口径榴弹炮发射加速度。

4)触碰目标环境：美军M739A1引信以300 m/s落速进入沙石土壤能可靠发火[7]，故确定配用M739A1引信的某大口径炮弹以300 m/s落速，30°、60°和90°落角触碰土壤目标来考核圆柱壳支筒的动态屈曲特性。

图3　发射加速度曲线Fig.3　Acceleration curve in setback environment

为提高仿真效率，把弹丸简化成防雨帽、防雨杆架、外壳、击针头、击针、支筒、雷管座、引信体、弹体和炸药10种模块，如图4所示。支筒有限元模型尺寸参数采用表1中的平均值。对有限元模型作如下假设：

图4　弹丸和引信头部物理模型Fig.4　Physical model of the projectile and fuze headand mesh

①材料连续、均匀、各向同性，且内部无残余应力，材料表面光滑，无曲率突变；

②支筒、雷管座、击针、击针头均轴对称，忽略形位误差和表面粗糙度影响；

③载荷作用过程无热效应；

④不考虑自重影响；

⑤载荷作用前各模块应力为零。

采用四面体单元，应用映射面网格划分法划分网格，共划分60 905个网格、248 336个节点。有限元模型如图5所示。

图5　有限元模型及网格划分Fig.5　Finite element model

2.2定义材料

支筒、防雨帽、防雨杆架和弹体应用Johnson/Cook材料模型，其余模块应用PLASTIC材料模型。材料仿真参数如表2和表3所列，表中系平均值，未计其散布。

表2　支筒、防雨帽、防雨杆架和弹体材料参数[12-14]

表3　土壤、外壳、击针头、击针等材料参数[12-14]

3仿真结果及分析

3.1各工况下支筒动态特性

仿真分别得到震动环境、跌落环境、发射环境以及触碰目标环境下支筒最大应力单元的应力值和支筒轴向变形量随时间变化的动态特性，如图6所示。

图6　四种情况下支筒动态特性Fig.6　Dynamic characteristics of support under four cases

由图6可看出，在震动环境、跌落环境以及发射(后坐)环境下，虽然支筒所受载荷大小、载荷波形和作用时间不同，但在载荷作用时间内支筒最大应力增大到最大值后逐步减小过程中，支筒轴向变形量也随之同步变化。说明这三种情况下，支筒并未发生屈曲，处于弹性变形阶段。弹丸以300 m/s落速、90°落角触碰土壤目标后，一开始防雨帽和防雨杆架受碰撞反力作用，支筒并未受力，此段时间大约13 μs。随后支筒受防雨杆架作用，内部最大应力先是很快上升，后又逐步变慢。在50～64 μs时刻，最大应力稳定在770～785 MPa，平均778 MPa。随后，支筒最大应力缓慢减小。从支筒受力开始，支筒轴向变形量逐渐增加，直到80 μs左右，支筒完全压垮，残余高度约3.01 mm。在50 μs时支筒发生屈曲，故支筒屈曲临界时间约为50-13=37 μs，支筒屈曲临界应力为778 MPa。

弹丸60°落角时，支筒从15 μs开始受防雨杆架作用，57 μs后支筒应力稳定在771 MPa，说明支筒屈曲临界应力为771 MPa，屈曲临界时间约为57-15=42 μs。弹丸30°落角时，支筒从20 μs开始受防雨杆架作用，73 μs后支筒应力稳定在715 MPa，说明支筒屈曲临界应力为715 MPa，屈曲临界时间约为73-20=53 μs。弹丸落角越小，支筒屈曲临界应力也越小，屈曲临界时间越长。

3.2触碰目标环境下支筒变形情况

仿真得弹丸以300 m/s落速、90°落角触碰土壤目标时引信支筒变形情况如图6所示。

从图6(e)和图7可知弹丸以90°落角触碰土壤目标后，前13 μs为防雨帽与防雨杆架作用时间。随后支筒在轴向力作用下，内部应力和轴向变形量逐渐变大，在50 μs时，支筒压缩量达1.522 mm(击针达到戳击雷管位置，支筒压缩量为1.52 mm)，可认为此段过程占引信瞬发度170 μs中的50 μs。因仿真模型里未加入雷管，故击针继续压缩支筒。在被压缩过程中首先是上部轴向压缩，径向变粗，然后是支筒下部轴向压缩，径向变粗。同样可得到在60°落角下，弹丸从触碰目标到支筒压缩至刺发雷管位置的时间占瞬发度中的56 μs，而30°落角时则为96 μs。

图7　弹丸以90°落角触碰目标时引信头部和支筒动态特性Fig.7　Dynamic characteristics of the head of fuze and support when impacting the soil target

3.3仿真可行性说明

霍普金森杆实验得该支筒屈曲临界载荷平均为4 029 N，屈曲临界时间约为47.1 μs[2，8-9]。据此推断屈曲临界应力为810 MPa；仿真得落角90°时支筒屈曲临界应力为778 MPa，屈曲临界时间为50 μs，两者基本接近。另外，上述仿真结果与M739A1系列引信支筒在各种可信环境下的性能状态和水平未见有不一致之处。

4极限情况

4.1跌落和发射环境

跌落环境下，载荷作用时间变化不大，但幅值会随弹丸和引信形状、结构和材料等不同有很大变化。对仿真模型施加持续时间250 μs、脉冲形状1/2正弦波但峰值不同的载荷，载荷峰值达47 000g时，支筒发生屈曲，屈曲临界载荷为452 MPa。

发射环境下，假设载荷作用时间和脉冲形状不变，增加载荷峰值至38 000g时，支筒明显屈曲，屈曲临界载荷为427 MPa。

4.2弹丸非旋触碰目标

支筒取最大实体状态、最小实体状态和平均尺寸状态，不考虑材料弹塑性力学特性散布，弹丸以不同落速、90°落角触碰土壤目标时，支筒动态特性仿真结果如表4所列。

表4　不同落速下支筒屈曲特性

从表4中可看出，弹丸落速越大，则支筒临界应力越大、临界时间越小。但支筒在平均尺寸下，弹丸落速从200 m/s增加到300 m/s，临界应力则从736 MPa增加到779 MPa，只增加6%，临界时间却由84 μs减小到37 μs，减少56%。可见随落速提升，支筒临界应力增加不大，但临界时间减小明显。M739A1引信支筒在弹丸落速大于100 m/s时，支筒会发生明显屈曲，而在弹丸落速低于80 m/s时，支筒不会发生明显屈曲。

4.3弹丸旋转触碰目标

文献[7]给出M739A1引信最大转速为500 r/s。保守分析假设该转速不衰减。在弹丸以300 m/s落速和500 r/s转速触碰土壤目标时，支筒从10 μs开始轴向受力和变形，46 μs后，支筒应力稳定在788 MPa，故支筒屈曲临界应力为788 MPa，屈曲临界时间为46-10=36 μs。这与前文非旋转条件300 m/s落速触碰土壤的屈曲临界载荷778 MPa和屈曲临界时间37 μs非常接近，说明弹丸触碰目标时，转速对支筒的屈曲特性影响可忽略不计。

4.4圆柱壳支筒是否带上盖和圆角的差别

仿真得到纯圆柱壳支筒以及带上盖和圆角支筒在上述极限发射环境下，最大应力单元应力分别是166 MPa和427 MPa，未带上盖的圆柱支筒没有发生屈曲;而在以300 m/s落速、90°落角触碰土壤目标时，两者屈曲临界应力分别是570 MPa和778 MPa，屈曲临界时间分别为45 μs和37 μs。可见圆角和上盖对支筒的屈曲特性有较大影响，纯圆柱壳支筒的承载能力更高。故若应用纯圆柱壳模型对M739A1引信支筒进行简化分析，会存在较大误差。

5结论

1)震动环境下，支筒处于弹性变形区域，不会发生屈曲。

2)跌落环境下，过载峰值高于47 000g时，平均尺寸状态下支筒才会发生屈曲。

3)发射环境下，过载峰值高于38 000g时，平均尺寸状态下支筒才会发生屈曲。

4)触碰土壤目标情况下，弹丸以300 m/s落速，90°落角触碰土壤目标时，支筒屈曲临界应力为778 MPa，屈曲临界时间为37 μs。从弹丸着地到击针压溃支筒，刺发雷管，耗时约50 μs，即此段占引信瞬发度170 μs中的50 μs。

5)弹丸以300 m/s落速触碰土壤目标时，落角越小，支筒屈曲临界应力越小，屈曲临界时间越长。在未考虑材料弹塑性力学特性散布的前提下，落速小于80 m/s，支筒不会发生明显屈曲，落速大于100 m/s，支筒会发生明显屈曲，并且弹丸落速越大，引信支筒屈曲临界时间越短，临界应力越大，但增大不明显。

6)弹丸旋转对支筒的屈曲特性影响不大，故M739A1引信用于微旋弹时，触发灵敏度和瞬发度不会有明显的减退。

7)不可忽略圆角和上盖对支筒的屈曲特性的影响。

8)M739引信头部圆柱壳支筒保险机构保险与“解除保险”设计阈值散布较小，裕度也较大，故其保险和触发作用的可靠性均很高。

参考文献:

[1]陈铁云，沈惠申.结构的屈曲[M].上海：上海科学技术文献出版社，1993：21-64.

[2]王国泰，谭惠民.引信支筒动态屈曲的实验研究[J].探测与控制学报(原《现代引信》)，1988(1)：29-33.

[3]谭惠民，高世桥.圆柱壳受轴向冲击作用时的塑性动态屈曲研究[J].北京：北京理工大学学报，1990(3):98-102.

[4]李帅.冲击载荷下圆柱壳非线性动力屈曲的数值研究[D].大连：大连理工大学，2005.

[5]刘茂全.引信后坐保险用截顶圆锥壳支筒力学特性[D].南京：南京理工大学，2006.

[6]刘茂全，王雨时.引信后坐保险用截顶圆锥壳形支筒屈曲特性研究[J].探测与控制学报，2007(s1)：50-58.

[7]MIL-HDBK-145C.MILITARY HANDBOOK ACTIVE FUZE CATALOG[M].USA:Department of Defense，2000

[8]马宝华，谭惠民，石岩，等.美国M739A1和M577A1引信反求工程研究报告[R].北京：北京理工大学，1989.

[9]王国泰，谭惠民，杨欣德.柱壳在轴向冲击载荷作用下动态塑性屈曲的实验研究[J].应用力学学报，1994(1):105-108.

[10]GJB573A—引信环境与性能试验方法[S].北京：中国人民解放军总装备部,1998.

[11]火炮技术研究开发中心.155mm自行加榴炮武器系统论文集[M].北京：航空工业出版社，2013：388-395.

[12]《工程材料实用手册》编写委员会.工程材料实用手册[M].北京：中国标准出版社,2002.

[13]杨翔，王雨时，闻泉，等.单兵火箭弹引信前冲过载与触发开关动态特性[J].探测与控制学报，2015(2)：46-50.

[14]陈勇军，王雨时，闻泉.炮弹穿甲爆破弹弹底引信前冲过载系数仿真方法[J].探测与控制学报，2015(2)：40-45.

Buckling Characteristics Simulation of Cylindrical Support under Dynamic Load

ZHANG Jinpeng1,WANG Yushi1,LI zuohua2，WEN Quan1,ZHANG Zhibiao1

(1.School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science & Technology, Nanjing 210094, China;2.Liaoning Huaxing Electromechanical Co.Ltd，Jinzhou 121017，China)

Abstract:Due to the problem that ignoring the structure of loam cake and rounded when doing the simulation of cylindrical shell buckling characteristics and in order to provides reference for optimizing the design and performance analysis of cylindrical support safe device, the ANSYS Workbench was used to do the study of simulation that the buckling characteristics of cylindrical support of M739 fuze under dynamic load. Getting the rule which cylindrical support’s form, axial deformation and maximum stress changed with time under the trusted environment of projectile lifetime. The support could not buckle under the vibration environment, less than 47 000 g fall overload, less than 38 000 g setback overload and impact the soil with the velocity less than 80 m/s. While the velocity was more than 100 m/s, the support buckle. The buckling critical time increased obviously with the velocity increasing, while the critical stress increases unobviously. The falling angle is smaller, the critical stress is less and critical time is longer. The influence of projectile spinning to support’s bucking characteristics could be ignored, while the fillet and loam cake cannot.

Key words:fuze; simulation ; dynamic characteristics; cylindrical support, buckling; safety feature

中图分类号:TJ430

文献标志码:A

文章编号：1008-1194(2016)02-0037-06

作者简介:张金鹏(1990—)，男，江苏扬州人，硕士研究生，研究方向:精密机械设计。E-mail：825163825@qq.com。

基金项目:武器装备预先研究项目资助(51305040101)

*收稿日期:2015-09-17