穿甲弹异物阻滞膛炸机理数值仿真分析

王韫泽, 王树山, 魏平亮, 舒彬, 梁振刚

(1.北京理工大学 爆炸科学与技术国家重点实验室， 北京 100081； 2.西北工业集团有限公司， 陕西 西安 710043；3.北京中恒天威防务科技有限公司， 北京 100081； 4.沈阳理工大学 装备工程学院， 辽宁 沈阳 110159)

0 引言

身管武器发射过程中因异常原因导致身管、药室或其他功能结构变形、破裂的现象统称为膛炸。工程上把膛炸现象分为胀膛和炸膛两种形式：胀膛通常指身管某一局部发生不可恢复的塑性变形或可视的径向膨胀，但无明显的裂纹出现；炸膛通常指身管有明显的裂纹或发生断裂和破碎，破坏程度更为剧烈。膛炸危害巨大，不仅毁坏武器装备，还往往造成作战人员的直接伤亡和严重心理影响，因此膛炸问题的研究非常有意义。膛炸事故具有一定的偶然性且可重复性差，其原因和物理过程极其复杂，通过试验进行事故复现往往消耗及安全性风险巨大，理论上难以定量解析，几乎不能实现事故诱因的科学定位和准确分析，因此膛炸问题的研究非常困难。

早期对于膛炸问题的研究主要集中在装填有炸药的弹丸。1955年，Kintish[1]对热炮管引起的膛炸进行了研究，认为弹丸加热作用使其内部的加蜡钝化炸药熔化，熔化物膨胀溢出导致膛炸发生。1968年，Adams等[2]对温度引起的膛炸进行了更进一步研究，认为弹丸在入膛之前的温度对其安全时间有很大影响。Hasenbein[3]对Kintish[1]和Adams等[2]关于高温炮管对弹丸热影响的研究成果进行了总结。长期以来，弹丸装药因冲击加载引起的膛炸问题一直是研究热点之一，Starkenber[4]于1982年给出了不同装药结构受冲击载荷作用下起爆情况的统计结果。文献[5-10]均从不同角度对存在底隙(装药疵病)所导致的膛炸开展了研究。另外，因引信在身管内提前作用而导致的主装药爆炸问题也多有研究。1994年，张敏等[11]提出了用于判断起爆源是否为引信雷管与测试引信雷管起爆的炸点位置试验方法。药室部位的膛炸多是由发射装药导致，贠来峰等[12]和芮筱亭等[13]对于发射装药引起的膛炸进行了一系列研究，所得基本结论是发射药引起的膛炸主要是由发射装药破碎所导致。

为了对膛炸原因进行定位分析，1976年， Huddleston[14]提出了一种通过对炮管进行宏观和微观检测来确定膛炸原因的方法。1987年，王树魁等[15]将国外学者对于后坐力、弹底底隙、裂缝和热炮等对膛炸影响的研究成果进行了总结。2001年，金志明等[16]将膛炸的原因归纳总结为(发射)装药设计不合理、冲击载荷过大引起弹内炸药爆炸、引信提前作用、外界激励引起弹内炸药半爆和炮膛清洗不净(异物阻滞)5种模式。

穿甲弹的膛炸鲜有发生，迄今为止也未见这方面研究的公开报道。毫无疑问，这种无炸药装药弹丸的膛炸不可能是由引信提前作用、冲击载荷过大或外界激励所引起的装药全爆或半爆型膛炸。另外，若膛炸发生在近炮口处，也不太可能是发射装药的原因。因此根据金志明等[16]总结的膛炸模式，穿甲弹近炮口处膛炸最有可能是由异物阻滞所导致。

本文以某穿甲弹近炮口处膛炸故障实例为背景，膛炸事故现场图如图1所示。针对异物阻滞这一最有可能的原因，采用有限元分析AUTODYN软件进行数值仿真研究，以期为这一膛炸故障的科学定位、机理分析和故障复现等提供依据，同时也为其他相关研究提供借鉴和参考。

1 仿真模型

1.1 问题简化与数值模型

留膛异物、外来异物以及弹体膛内破裂碎片等，是造成弹体膛内异常阻滞的最可能原因。弹体膛内异常阻滞的典型特征主要有以下两种：一是弹体与身管间的摩擦阻力突然增大，造成弹体卡膛或速度急剧下降；二是弹体高速冲击异物(如沙土等)导致弹体和身管产生复杂的强动载荷。本文针对上述两种情形进行简化处理：一是忽略异物的存在，通过设置弹体不同速度降幅和降速(加速度)，分析弹底燃气压力变化及对身管的影响；二是忽略火药气体，设置4种工况的近炮口处弹丸高速冲击沙土，考察弹丸和身管的受载与响应情况。

数值建模时将弹芯简化为圆柱，忽略尾翼，弹托形状与实际相同。为更好地观测身管变形情况，将身管网格加密。通过对空气域添加FLOW-OUT边界条件来消除边界效应。

1.2 几何模型及其离散化

本文使用网格划分Truegrid软件建立几何模型并进行有限元网格划分。由于该模型为面对称结构，故采用1/2模型建立方式，并采用厘米- 克- 微秒单位制。弹体及身管的有限元模型如图2所示。

穿甲弹弹体及身管采用描述固体材料的Lagrange单元算法，而火药燃气和空气域采用欧拉单元算法，在计算中采用流体与固体耦合计算方法。

1.3 材料模型及初始条件

本文中所用材料参数取自现有资料和AUTODYN程序材料库，具体设置如表1所示。为了吻合真实炮管破裂，采用了基于概率统计方法表征材料的固有缺陷分布来产生破坏和裂纹的Stochastic随机破坏模型，该模型在材料离散化模型内随机添加一些弱化点，并设定弱化点处网格应变不能承受负压力或剪应力，就可以根据不同分布得到不同数量和大小的破片。

Stochastic破坏模型选择弹体和炮膛材料弱化点破坏概率模型为

(1)

式中：P为应变为ε时的破坏概率；γ、C为取决于材料性质的常数，取C=0.1，γ=10. 设定随机破坏从材料破坏应力的50%开始。

根据某穿甲弹膛炸事故情况，距炮口某距离处膛压近似取130 MPa，初速取1 700 m/s. 炮管破坏时的主应力限值为1 100 MPa.

表1 计算所用材料模型

2 弹体膛内速度急剧下降条件下的仿真

2.1 计算方案

由于阻滞物的材料、形状等无法确定，难以定量地描述阻滞物与速度降幅、降速之间的关系。阻滞物对弹体速度的影响主要表现为摩擦阻力的作用。为了模拟弹体速度急剧下降对身管及弹体的影响，采用火药气体从弹体尾部(空气域右端)流入推动弹体运动，在某一时刻弹体突然减速的方法。假定弹体在膛内受阻后做匀减速运动，仿真模型如图3所示。为了更好地观测速度下降快慢(即加速度a的大小)及速度降幅(即相同加速度作用不同的时间)对结果的影响，共设置6种工况如表2所示。

2.2 仿真结果

2.2.1 速度降幅不同

弹体以1 700 m/s初速匀速运动0.1 ms后，以相同加速度(1.0×106g)作用不同的时间，使速度分别降至200 m/s、700 m/s、1 200 m/s后做匀速运动，从而得到弹体速度降幅为1 500 m/s、1 000 m/s和500 m/s的典型时刻弹后火药气体压力云图(见图4)、身管结构变形图(见图5)。

表2 速度下降工况参数

将仿真结果进行整理，得到不同速度降幅的条件下，典型时刻弹底火药气体最大压力、典型时刻身管内外径最大变形尺寸与身管变形轴向长度，具体如表3所示。

表3 不同速度降幅下0.4 ms时仿真结果(加速度1.0×106 g)

2.2.2 加速度不同

弹体以1 700 m/s初速匀速运动0.1 ms后，分别以1.5×106g、1.0×106g、0.5×106g的加速度使速度降至200 m/s后做匀速运动，从而得到不同加速度条件下，典型时刻弹后火药气体压力云图(见图6)、典型时刻身管变形图(见图7)。

将仿真结果进行整理，得到不同加速度条件下，典型时刻弹底火药气体最大压力、典型时刻身管内外径最大变形尺寸和身管变形轴向长度，具体如表4所示。

在上述仿真基础上增加工况，最终身管破坏情况如表5所示。由表5可以看出：当速度降幅为1 500 m/s时，加速度大于0.1×106g，身管炸膛，加速度小于0.1×106g时则胀膛；当速度降幅为1 000 m/s时，加速度大于0.1×106g，身管炸膛，加速度小于0.1×106g时则胀膛；当速度降幅为500 m/s时，加速度大于1.0×106g，身管炸膛，加速度小于1.0×106g时则胀膛；当速度降幅为500 m/s时，加速度为0.1×106g，身管只出现轻微变形。阻滞物的位置决定弹底局部高压区位置，从而决定了身管炸裂位置。

加速度/g弹底最大压力/MPa内径变形量/mm外径变形量/mm轴向变形长度/mm1.5×106318.7050.3941.84221.101.0×106337.5039.3332.29242.200.5×106394.9016.2611.74271.00

表5 不同速度降幅和加速度条件下身管破坏情况

根据表3、表4可知，弹体速度急剧下降，可在弹底燃气中形成激波和局部高压区。速度降幅与加速度的大小会影响高压区的压力大小及其分布。相同加速度情况下，速度降幅越大，高压区范围更大；相同速度降幅情况下，降速越大，高压区的峰值压力越高。当高压区平均压力超过身管的强度极限时，身管发生局部塑性变形，并导致胀膛或炸裂现象的发生。

3 弹体膛内高速冲击沙土条件下的仿真

3.1 计算方案

近年来异物阻滞造成的膛炸事故大多是由于沙土清理不净，故选择沙土作为阻滞物进行模拟。为了研究阻滞物形状、厚度和长度对身管破坏情况的影响，共设置了4种工况如表6所示。图8为弹体膛内近炮口处高速冲击沙土身管动态响应仿真模型。

3.2 仿真结果

表6 沙土工况参数

数值仿真分别得到4种工况典型时刻身管和弹体结构变形图如图9所示。单独提取的身管变形图如图10所示。身管轴向变形长度如表7所示。由图9和图10可以看出，弹体高速冲击沙土时，身管与弹体产生复杂的强动态载荷作用并发生塑性大变形。

4 分析讨论

4.1 弹体速度急剧下降情况

工况阻滞物材料阻滞物形状长度L/mm厚度H/mm轴向变形长度/mm1沙土环形10010206.82沙土环形10020214.63沙土环形5020211.44沙土半环形5020201.4

由表3、表4可以看出：相同速度降幅情况下，随着降速增加，身管径向变形尺寸增大，易使身管炸裂现象发生，但轴向变形尺寸变小；相同速度降速情况下，随着降幅增加，身管径向变形尺寸增大，易使身管炸裂现象发生，但轴向尺寸变小。由表5可以看出，一定的速度降幅或降速条件下，分别存在导致身管胀膛或炸裂的最小降速或降幅，即存在速度降幅和降速联合控制的身管胀膛或炸裂阈值。尽管各种弹体阻滞条件产生的速度降幅或降速，理论上无法确定或无法设置仿真工况条件，但仿真结果已经表明，只要达到身管胀膛或炸裂的阈值，就将导致胀膛或炸裂现象的发生。

4.2 弹体膛内高速冲击沙土情况

由于弹体速度很快，在与沙土碰撞瞬间发生动量、能量交换，使沙土具有极大能量成为“破片”冲击身管。从图10可以看出，4种工况均出现身管破裂现象。身管轴向和径向破裂尺度均与沙土状态相关，其中：沙土长度越大，身管轴向破裂尺度越大；沙土厚度越厚，径向破裂尺度越大。另外，环形沙土的身管破裂沿周向均匀分布，半环形沙土的身管破坏呈非对称分布，其中有沙土侧的身管发生破碎程度较大，而无沙土侧的身管仍有变形但破碎程度要低得多。

因此，弹体膛内正常高速运动状态下，若炮口附近存在沙土，则较容易出现近炮口处的身管变形和破裂现象。

根据仿真结果，本文进行了故障复现试验，在身管中放置沙土作为阻滞物，试验结果如图11所示。对比图10(d)与图11可知，仿真结果中身管变形情况与故障复现试验相吻合，验证了仿真结果的可信性。

任何膛炸问题分析的本质都是确定引起膛炸能量的来源。在弹体含主装药的情况下，能量来源一般是炸药和发射药，它们既可能是原发性的单独出现，也可能是诱发性的相互转化，即发射装药系统的诱发性故障，可能导致弹体炸药装药系统膛炸[17]。对于穿甲弹这类无主装药动能打击弹，其膛炸能量只能来自于发射药或者是携带大量动能的弹体本身。因此，由穿甲弹这类无主装药弹体引起的非药室部位膛炸问题的分析，就变成了弹丸动能如何作用于炮管引起膛炸的问题。这种能量的转化和传递是由于炮管中的异物阻滞高速运动弹体造成的，本文对这一可能性展开了数值仿真分析验证，结果表明，异物阻滞导致的膛炸事故是由于弹体速度急剧下降、火药气体冲击弹底产生异常高压和弹丸高速撞击阻滞物的双重作用。

5 结论

本文针对穿甲弹异物阻滞膛炸现象，采用AUTODYN软件重点模拟了弹体膛内受阻速度急剧下降和弹体膛内高速冲击沙土身管动态响应两种作用机理，得到以下主要结论：

1)弹体因膛内意外受阻等原因造成的速度急剧下降，可导致弹体尾部燃气中形成激波和局部高压区，高压区的存在可造成身管局部塑性变形，并造成膛炸发生。

2)身管破坏尺度与弹体速度降幅和降速有关，相同降速情况下，速度降幅越大，身管径向变形越大、越容易炸裂，但胀膛或炸裂的轴向长度变小；相同速度降幅条件下，降速越大，身管径向变形越大、越容易炸裂，但胀膛和炸裂的轴向长度变小。

3)弹体在膛内高速(约1 700 m/s)冲击沙土时，身管中形成非常复杂的强动载荷作用，较易出现身管失效、胀膛或炸裂现象。

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