冷热枪状态下弹枪相互作用的热力耦合分析_杨宇召.pdf

 振动与冲击 第 39 卷第 10 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．39 No．10 2020 基金项目国家自然科学基金 51575279 收稿日期2018 －08 －07修改稿收到日期2019 －02 －20 第一作者 杨宇召 男， 博士生， 1992 年生 通信作者 徐诚 男， 博士， 教授， 1962 年生 冷热枪状态下弹枪相互作用的热力耦合分析 杨宇召，张晓云，徐诚 南京理工大学机械工程学院，南京 210094 摘要为了研究在冷热枪状态下弹枪的相互作用， 以某型自动步枪的铜被甲弹丸与枪管为研究对象， 建立了其 相互作用的热力耦合有限元模型， 模型结合了考虑温度对摩擦因数影响的摩擦力子程序以及基于火药燃烧过程的内弹道 载荷子程序， 对弹丸温度变化及其在全枪管中的运动进行了数值仿真分析。结果表明 冷枪时， 铜被甲弹丸表层升温在 200 ℃左右; 400 ℃及 700 ℃的假设热枪状态下， 刚完成挤进时铜被甲弹丸表层温度已经接近熔点， 在膛内运动过程中表 层铜材料剥落， 枪管内膛会出现了 “挂铜” 现象; 另外， 热枪状态下弹丸在膛内的攻角变化明显大于冷枪状态下的攻角， 不 仅印证了热枪射击精度比冷枪射击精度差， 也揭示了造成此现象的机理 由于高温下铜被甲圆柱部材料软化脱落， 变形不 规则， 造成弹丸在膛内及出膛摆动增大。 关键词热力耦合; 铜被甲弹丸; 弹丸升温; 出膛姿态 中图分类号TJ410． 4文献标志码ADOI 10． 13465/j． cnki． jvs． 2020． 10． 006 The interaction between copper jacket projectile and barrel under different temperature based on thermo- mechanical coupling finite element model YANG Yuzhao，ZHANG Xiaoyun，XU Cheng School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，China Abstract In order to investigate the temperature and motion state of copper jacket projectile in the barrel，a thermo- mechanical coupling finite element model of the barrel and bullet was built． In the model， a friction subroutine was developed to calculate the value of the friction coefficient between projectile and barrel at different contact temperature． The pressure of gunpowder gas was carried out by a load amplitude subroutine embedded interior ballistic equations． The results show that the surface temperature of copper jacketis up to about 200 ℃ after engraving into the bore when the barrel is room temperature．When the barrel is high temperature Setting as 400 ℃ and 700 ℃ in the model， respectively ，the surface temperature of copper jacket is close to the melting point of copper material and the surface material will break off during the movement in the bore． In addition，the change of the attack angle of the projectile in the bore under the condition of hot barrel is obviously greater than that under the condition of the room temperature barrel， which proves that the shooting accuracy of the hot barrel is worse than that of the room temperature barrel． The mechanism of this phenomenon is when the barrel is high temperature，the surface copper material will be softened． When the projectile engraves into the bore，the surface copper will be peeled off from the copper jacket． It causes the irregular deation of copper jacket and a large swing of projectile in the bore． Key wordsthermo- mechanical coupling;copper jacket projectile;temperature of ballet;motion state of projectile 与钢被甲枪弹相比， 铜被甲枪弹能够显著减少弹 丸对枪管内膛的磨损， 提高枪管的使用寿命。然而使 用铜被甲弹丸也带来了一些问题 枪管内膛“挂铜” ， 对 枪械的保养及后续射击的精度带来一定的影响; 热枪 状态下射击时， 铜被甲弹丸散布较大， 精度严重下降， 其机理至今尚不清楚。 由于弹丸在膛内运动过程短暂且封闭， 目前的实 验手段有限， 多数研究人员借助有限元模型对其进行 分析研究。Keinnen 等 ［1 ］利用有限元法及解析法研究 了弹塑性弹带与身管的相互作用规律。樊黎霞等 ［2 ］运 用动态显示算法以及网格自适应技术， 模拟研究了铅 芯弹丸挤进过程， 分析弹丸刻痕的形成过程与材料流 动情况。刘国庆等 ［3 ］利用有限元模型研究了不同坡膛 ChaoXing 中狙击步枪弹的挤进过程以及摆动。蒋泽一 ［4 ］建立了 5． 8 mm 弹丸与枪管挤进模型， 研究了弹丸的变形及枪 管损伤。陆野等 ［5 ］建立了某大口径枪械的挤进过程有 限元模型， 分析了弹丸的受力及其刻痕形成。王鹏 等 ［6 ］建立了某大口径榴弹炮弹带挤进过程模型， 得出 动态挤进阻力以及弹丸运动规律。安俊斌等 ［7 ］利用有 限元模拟了三层结构的某大口径枪械钢芯弹丸的挤进 过程， 分析了弹丸的挤进阻力、 刻痕成形以及摆动情 况。丁传俊等 ［8 ］建立了耦合摩擦力及内弹道子程序的 弹带挤进模型， 得出了在挤进过程中， 弹带表层受热软 化对内弹道过程有显著影响。李淼等 ［9 ］引入考虑温度 的摩擦力模型模拟身管与火炮弹带间的摩擦， 建立了 火炮弹带挤进的热力耦合模型。马明迪等 ［10 ］基于有限 元与 光 滑 粒 子 流 Smoothed Paticle Hydrodynamics， SPH 耦合算法， 建立弹丸身管耦合系统动力学模型， 弥补弹丸挤进过程有限元分析方法无法有效模拟弹带 大变形缺陷， 成功模拟出弹丸挤进阶段弹带塑性流动 过程。上述研究多数集中在弹丸在膛内的挤进过程， 而弹丸与全身管的相互作用及出膛姿态的研究较少， 杨宇召等 ［11 ］考虑了铜被甲弹丸在高温下力学性能的变 化建立了弹与全枪管的相互作用有限元模型， 模型中 假设了铜被甲的温度进行了相关的对比， 初步研究了 铜被甲弹丸出现热偏的原因， 然而模型的摩擦因数设 置较小且没有考虑热力耦合分析。 本文利用 Johnson- cook 材料模型表征铜被甲在不 同温度下的力学性能及其在变形力以及摩擦力作用下 的温度变化; 同时编写摩擦力子程序 VFRICTION 实 现摩擦因数随接触面温度的变化而变化。与直接在弹 丸底部加载膛压曲线不同， 本文模型利用内弹道载荷 子程序 VUAMP 对弹丸底部施加载荷， 载荷子程序基 于火药燃烧的内弹道过程实现对铜被甲弹丸在膛内挤进 及运动过程的双向求解。通过分析得到了铜被甲弹丸在 冷热枪射击时表层材料的温度， 验证了热枪射击时的 “挂铜” 现象， 分析了温度对弹丸的出膛姿态的影响。 1弹枪相互作用热力耦合模型的建立 本文的相关仿真计算基于有限元软件 ABAQUS． 根据某型自动步枪的弹丸与枪管的结构参数建立了三 维模型并划分网格， 网格类型为 C3D8RT 热力耦合单 元， 整个模型包含 249 942 个单元， 装配如图 1 所示。 图 1枪管弹丸相互作用有限元模型 Fig． 1Finite element model of interaction of projectile and barrel 1． 1材料模型 身管、 钢芯以及铅套为弹塑性材料模型。铜被甲 材料为能够描述材料热物黏性行为的 Johnson- cook 本 构模型 σ ［ A B ε n］ 1 Clnε ε [] 0 1 － T － Tr Tm－ T r [] m 1 式中σ， ε， ε 以及ε 0分别为等效应力、 塑性应变、 塑性 应变率和参考应变率;A， B， C， n 和 m 为材料常数;T， Tr和 Tm为实时温度、 参考温度 取室温 以及材料的熔 点 。“挂铜” 现象是铜材料的磨损剥落， 考虑到铜被甲 材料的失效， 采用了包含内聚力失稳断裂的 Johnson- cook 损伤本构模型， 当材料出现损伤时， 用等效塑性临 界应变 εd作为损伤的激活判据 εd d1 d2e －d3η1 d 4ln ε ε [] 0 1 d5 T － Tr Tm－ T [] r 2 式中，d1～ d5为材料参数， 用损伤演化过程描述材 料的刚度下降， 当单元损伤值达到 1 时， 单元失效并 删去。其相关的材料参数来自文献［ 12］总结， 如表 1 所示。 表 1铜被甲材料参数 Tab． 1Material parameter of copper armor A/MPaB/MPaCnmTm/℃Tr/℃ 902920． 0250． 311． 091 05825 d1d2d3d4d5 ε 0/s －1 D/mm 0． 544． 893． 030． 0141． 1210． 1 注 D 为损伤演化中断裂位移。 模型中钢芯、 铅套以及铜被甲为绑定约束; 铜被甲 与枪管内膛采用通用接触 General Contact ， 枪管尾部 约束全部自由度。热力耦合模型还需考虑材料的比热 容以及热导率， 由于本文重点关注铜被甲材料的温度 变化， 因此设定其热力学参数随温度变化而变化， 其相 关参数如表 2 所示。其余材料的力学及热力学参数如 表 3 所示。 表 2铜被甲的热物理参数 Tab． 2Thermophysical parameters of copper armor 温度/℃ 弹性模量/GPa 比热容/ Jkg －1K－1 热导率/ Wm －1K－1 25123383386 130117400382 330102420352 63090450338 54第 10 期杨宇召等冷热枪状态下弹枪相互作用的热力耦合分析 ChaoXing 表 3其余部件力学及热力学材料参数 Tab． 3Mechanical and thermodynamic material parameters of the rest parts 部件 弹性模 量/GPa 泊松 比 密度/ kgm －3 比热容/ Jkg －1K－1 热导率/ Wm －1K－1 身管2100．37 85047330 钢芯1900．38 58046040 铅套170．4211 34013035 由于铜被甲弹丸与内膛为过盈配合， 材料受热膨 胀也会对其相互作用产生影响， 为了使仿真更接近实 际， 本文的仿真模型考虑了铜被甲材料随温度变化的 膨胀率， 其相关参数来自文献［ 13］ 的实验数据。 1． 2铜被甲的热量生成 由于火药气体是被封闭在弹丸底部， 并不影响弹 丸圆柱部与枪管内膛的相互作用且作用时间极短， 因 此本模型不考虑火药气体与铜被甲弹丸之间的传热， 此外由于热辐射和热对流造成的热损失也忽略不计。 铜被甲的热生成来自于三部分 铜被甲材料变形产生 的热 Qp、 摩擦生成的热 Qf以及热枪情况下枪管内膛与 铜被甲的接触传热 Qc。其热生成量可以表示为下式 Q Qp Qf Qc 3 Qp β ∫ ε 0σdε 4 Qf ηWf 5 这三部分热在有限元模型中需给定相关的参数设 置， 对于塑性变形热 Qp， 需设定塑性热转化系数 β， 对 大多数金属来说， 有 90的塑性变形功转化为热量， 因 此其值为 0． 9， σ 和 ε 分别为铜被甲的应力和应变; 对 于摩擦生成的热 Qf， 需设定摩擦热的热分配系数 η， Wf 为摩擦功， 通过 ABAQUS 对摩擦应力与相对滑动的位 移积分可求得。接触界面摩擦热的分配由以下公式 决定 q1 q2 k1ρ2c2 k2ρ1c 槡 1 6 式中q1和 q2为钢界面和铜界面分配热流密度;k， ρ 和 c 指材料的热导率、 密度和比热容 下标 1 为身管材 料、 下标 2 为铜被甲 ， 其相关值见表 2 及表 3。对于接 触传热 Qc， 需要设置铜钢接触传热系数 h。铜钢接触 之间由于温差而产生了换热， 朱德才等 ［14 ］研究认为接 触换热系数是一个受材料热物性、 材料机械特性、 材料 表面性质、 表面粗糙度及负载、 温度、 介质和环境等众 多因素影响的非线性问题。当两固体界面接触达到热 平衡状态时， 根据界面处温差的大小定义的界面接触 换热系数为 h Qh AαΔTc 7 式中，Aα， ΔTc及 Qh为界面接触面积、 接触面的温差以 及通过界面的热流。本文的铜钢接触传热系数数据采 用文献［ 14］ 的实验结果。 1． 3摩擦力子程序 弹丸在膛内高速运动， 相互接触压力巨大， 大量的 研究认为经典库伦摩擦并不适用该种情况， 而多采用 剪切 － 滑移模型， 即修正的库伦摩擦模型， 其考虑了材 料的极限剪切应力与摩擦剪应力的关系， 摩擦剪应力 τf表示为 τf min μσn ， τ s 8 式中μ 为摩擦因数;σn为接触面的正压力;τs为材 料的许用切应力。李淼等认为在高速高压摩擦过程 中， 接触面温度上升导致的热软化对材料力学性能起 到了主导作用， 给出了只考虑 Johnson- cook 材料本构模 型中的温度影响项的材料许用切应力表达式 τs 1 槡 3σ s 1 － T － Tr Tm－ T r [] m 9 式中，σs为材料的许用拉应力。 段海涛等 ［15 ］研究认为铜钢接触高速滑动摩擦中的 摩擦因数与相对运动速度、 接触压力以及界面温度有 关。丁传俊等通过拟合高速、 重载条件下铜钢摩擦的 实验数据给出了摩擦因数关于温度的表达式 μ a1T4 a2T3 a3T2 a4T a5 10 式中 a1～a5为拟合的系数分别为 2 10－11、 －2．963 10 －8、 1． 323 10－5、－ 0． 002 和 0． 384。将上述摩擦模 型编写为摩擦力子程序供主程序调用， 摩擦力子程序 同时计算摩擦功并将其数据保存传递给载荷幅值子程 序用以计算次要功系数。 1． 4内弹道载荷子程序 丁传俊等得出了在内弹道计算过程中次要功系数 不是一个常数， 在最初阶段应该大于 1， 在内弹道末期 其值应约为 1， 考虑到次要功的系数的变化， 本文参考 文献［ 16］ 将塑性变形能以及摩擦耗散功引入经典内弹 道方程并编写内弹道计算子程序， 实时计算次要功系 数， 以四阶龙格库塔法求解内弹道微分方程组获得膛 压， 加载在弹丸底部。耦合计算时， 首先在子程序中设 定初始火药燃烧量 Z0， 计算得到相应的膛压 p 及弹底 压力 pd并加载在弹丸底部， 得到此时对应的弹丸速度 v、 角速度 w、 位移 u 与摩擦功 Wf等数据， 然后由传感器 将位移值、 速度值及角速度值传回 VUAMP 中， 计算程 序求解新的次要功系数 φ、 火药燃烧量 Z、 膛压 p 等再 回传到求解器， 由 ABAQUS 再次求解位移、 速度等值， 重复上述步骤直至弹丸飞离枪管。其总体的计算流程 如图 2 所示。 64振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 图 2计算流程示意图 Fig． 2Schematic diagram of the calculation process 2弹枪相互作用过程的数值模拟 将上述建立的某型自动步枪的弹枪相互作用热力 耦合有限元模型运行计算， 通过改变枪管的初始温度 来实现模拟冷热枪的状态， 关于冷热枪状态在本模型 中的处理在下文中进行详细介绍。 2． 1冷枪状态的部分计算结果与实验对比 弹丸膛内运动目前较难通过试验直接观察， 因此 将冷枪状态 枪管弹丸均为 25 ℃ 仿真得到的膛压和 速度与试验进行对比来验证模型的正确性。如图 3 所 示， 仿真得到的膛压最高值为 325 MPa， 比试验所得最 大膛压值高 10． 17， 仿真得到出膛速度为 950 m/s， 比 试验值高出 3． 26。仿真得到的膛压较高是因为用于 计算膛压的内弹道载荷子程序中次要功系数仅计及了 弹丸的动能、 旋转功、 摩擦功以及火药气体的运动功， 次要功系数与经验值相比偏小导致膛压较大。 图 3膛压速度对比 Fig． 3Chamber pressure and velocity 利用多层泡沫板收集发射后的弹丸， 收集到的冷 枪弹丸如图 4 所示。其刻痕清晰， 统计刻痕的尺寸与 冷枪状态仿真值进行对比， 其结果如表 4 所示。仿真 值的出膛弹丸的刻痕的尺寸与收集到的弹丸的刻痕尺 寸误差在 5 以内。由于条件限制没有收集到热枪 弹丸。 图 4冷枪状态下出膛的弹丸 Fig． 4Projectile fired by room temperature barrel 表 4冷枪出膛弹丸刻痕尺寸与仿真值对比 Tab． 4Comparison of nicksize and simulation of projectile fired by room temperature barrel 刻痕/ mm 弹号 12345 均值仿真 误差/ 刻痕长度 9． 689． 509． 469． 249． 30 9． 436 8． 995 4． 67 刻痕宽度 0． 920． 900． 940． 960． 880． 92 0． 888 3． 47 2． 2冷热枪状态弹枪温度变化 步枪热偏热散试验法以 150 发连续射击后的枪管 状态为热枪状态， 此时进行精度射击试验所得到的结 果为该步枪的热枪精度。冯国铜等 ［17 ］通过试验测得 150 发射击后某型 5． 8 mm 自动步枪枪管口部最高温 度为 400 ℃， 并通过仿真得出 150 发后内膛表面最高 温度为 700 ℃， 但是会在瞬间衰减到 460 ℃。顾祖成 等 ［18 ］通过仿真得到该型自动步枪在 150 发射击后内膛 表面最高温度为 700 ℃， 因此本文根据上述学者的研 究， 考虑到弹丸在膛内的过程仅有 1． 2 ms， 为了便于计 算比较， 将热枪状态的全枪管初始温度分别简化假设 为 400 ℃和 700 ℃两个温度算例进行仿真计算， 这两 个温度为热枪状态时枪管温度的上下界， 此简化假设 忽略了温度在枪管中的分布规律， 与实际有一定的差 距。将热枪与冷枪即枪管 25 ℃状态进行对比， 弹丸的 冷热枪初始温度均为室温 25 ℃。 铜被甲升温状况如图 5 ～ 图 7 所示。弹丸在刚完 成挤进时， 最高温出现在圆柱部的末端的刻痕区， 这是 因为铜被甲在摩擦力和挤压力的作用下， 表层材料向 后流动， 圆柱部末端直径变大， 在膛线作用下变形量 大， 产生的塑性热高， 冷枪状态下尾部温度最高为 137 ℃， 枪管 400 ℃时尾部温度最高为 877 ℃， 枪管温 度为700 ℃时最高温度为 1 016 ℃， 已经接近了铜被甲 74第 10 期杨宇召等冷热枪状态下弹枪相互作用的热力耦合分析 ChaoXing 的熔点。对弹丸出膛口的状态进行分析发现冷热枪差 别巨大， 冷枪状态下铜被甲表层最高温度为 372 ℃， 但 达到该温度的区域较小， 刻痕区导转侧升温比较明显， 为 220 ℃左右， 网格没有被删除， 说明冷枪状态下没有 铜剥落的现象; 当枪管温度达到 400 ℃， 弹丸出膛温度 较高， 个别畸变网格显示最高温为 2 100 ℃已经超过了 材料的熔点应该被删去， 此时铜被甲弹丸圆柱部温度 在 900 ℃左右， 网格破损现象也可以很明显的从图 6 b 中看出， 根据材料的定义， 被删去的网格即为磨损 掉的铜材料， 可见此时主要为铜被甲圆柱部尾端以及 刻痕区的导转侧铜材料剥落较为严重， 说明枪管温度 400 ℃ 时， 已经出现了“挂铜” 现象; 当枪管温度达到 700 ℃时， 铜被甲的磨损情况更加严重， 圆柱部大部分 温度约为1 100 ℃， 除了圆柱部尾部与刻痕区导转侧掉 铜比较严重外， 还可发现非刻痕区也有部分铜材料剥落， 刻痕区与非刻痕区已经没有明显的分界 见图7 b 。 图 5枪管 25 ℃时 冷枪 铜被 甲膛内升温情况 Fig． 5Temperature of copper armor under 25 ℃ 图 6枪管 400 ℃时铜被 甲膛内升温情况 Fig． 6Temperature of copper armor under 400 ℃ 图 7枪管 700 ℃时铜被 甲膛内升温情况 Fig． 7Temperature of copper armor under 700 ℃ 利用内窥镜对冷热枪射击后的枪管内膛进行观 察， 枪口内膛状态， 冷枪射击后前后差别不明显; 热枪 射击后枪口变化比较明显， 可以看到阴线处也有挂铜， 颜色较深， 如图 8 和图 9 所示。在仿真结果中， 冷枪状 态下铜被甲没有出现材料破损剥落情况， 而热枪状态 下无论是 400 ℃还是 700 ℃， 弹丸的圆柱部都可见明 显的材料脱落。 图 8冷枪射击后枪口状态 Fig． 8Muzzle state of cold barrel 图 9 150 发射击后热枪枪口状态 Fig． 9Muzzle state of barrel after 150 shoots 对枪管的温度变化进行分析发现冷枪状态下枪管 内膛的温度变化不大， 这说明枪管的升温主要来自火 药燃气的加热， 热枪状态下弹丸射出后， 枪管内膛的高 温区主要集中在坡膛和枪口处， 其温度分布如图 10 和 图 11 所示。 图 10热枪状态 400 ℃ 枪管内膛温度 Fig． 10The temperature of the bore in a barrel under 400 ℃ 图 11热枪状态 700 ℃ 枪管内膛温度 Fig． 11The temperature of the bore in a barrel under 700 ℃ 84振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 热枪状态下枪管内膛的温度在与弹丸的作用下仍 会继续升温， 热枪状态为 400 ℃时， 坡膛以及枪口最高 温度达到 600 ℃， 升温约 200 ℃， 高温的位置为膛线导 转侧。热枪状态为 700 ℃ 时， 坡膛处最高温度为 860 ℃， 高温集中在膛线处， 枪口最高温度为 750 ℃， 比 坡膛处略低。 2． 3冷热枪状态弹丸运动分析 铜被甲弹丸在射击中存在热散的问题， 因此本文 对冷热枪情况下弹丸的出膛姿态进行研究， 冷热枪状 态下弹尖的运动轨迹图， 在出膛后热枪状态下弹尖的 偏移明显比冷枪大， 如图 12 所示。为了更清楚的说明 偏移， 将出膛后弹尖的坐标提取， 计算距离 XY 平面的 0， 0 点的距离， 其结果如表 5 所示。400 ℃时弹尖偏 移的距离为 0． 236 mm 是冷枪状态下的 2． 7 倍， 700 ℃ 时弹尖的偏移为 0． 209 mm 比冷枪偏移大 2． 4 倍。 图 12弹尖膛内轨迹图 Fig． 12Trajectory of the head of bullet 表 5不同温度出膛时刻弹尖相对 0， 0 点的距离 Tab． 5The distance of the 0， 0point and the projectile tip under different temperature 温度/℃25 400700 距离/mm0． 087 0． 2360． 209 根据杨宇召等对弹丸在膛内运动过程中姿态的定 义， 如图13 所示。θ 为弹丸弹轴与质心速度方向的夹 角， 即攻角， 用来表征弹丸在膛内相对于弹轴的摆动情 况; ψ 为弹尖与理想枪管轴线的夹角， 用来表征弹尖的偏 离情况。弹丸前进的轴向为 Z 轴， 垂直于轴向的水平方 向为 X 轴， 垂直于轴向的竖直方向为 Y 轴。同时杨宇召 等也给出了这两个角的计算方法， 提取弹尖和质心的位 移数据根据公式进行计算， 其结果如图14、 图15 所示。 图 13弹丸在枪管中运动示意 Fig． 13The motion of projectile in barrel 图 14弹丸攻角在膛内的变化 Fig． 14Change of attack angle of projectile in bore 图 15弹尖偏离理想枪管轴线的角度 Fig． 15Angle of bullet tip deviating from ideal barrel axis 对攻角分析可得其值受温度影响较明显。冷枪状 态下 25 ℃ 其出膛角度为 0． 2， 远小于热枪状态 400 ℃的 1． 05及 700 ℃时的 1． 19。攻角在膛内的变 化呈现一定的波动最终逐渐变大， 该角对弹丸的射击 精度影响较大， 热枪状态弹丸的出膛攻角增大， 会一定 程度增大子弹的散布， 这一点与杨宇召等的结果规律 一致 见图 14 。 弹尖与理想枪管轴线之间的摆动角同样随枪管温 度的不同有较大的差异。如图 15 所示。热枪状态 400 ℃时为 0． 021， 700 ℃时为 0． 019， 是冷枪状态摆 动角 0． 008的两倍以上， 该角在膛内也呈一定的波动， 在 0． 2 ms 时突增是因为此时弹丸挤进开始， 铜被甲开 始变形， 铜材料向后流动， 导致弹尖偏离。 为了进一步验证模型的计算结果准确性， 我们利 用高速摄影拍摄了冷热枪状态下弹丸出膛的运动姿 态， 将其与有限元模型的计算结果对比， 如图 16 ～ 图 19 所示， 冷热枪的出膛姿态明显不同， 与摄影试验结果 吻合。测量其攻角， 由于冷枪状态下攻角较小， 高速摄 影处理软件不能识别标出， 热枪状态下测量其角度 见 图 19 约为 2， 比仿真的结果 1． 2 大， 这是因为出膛 后攻角会随着弹丸的前进而增大， 高速摄影拍摄到的 弹丸到膛口距离大于仿真结束时弹丸出膛距离。 结合 “ 2． 2” 节对弹丸温度的分析， 作者认为热枪状 94第 10 期杨宇召等冷热枪状态下弹枪相互作用的热力耦合分析 ChaoXing 态下射击精度下降其原因在于铜被甲在高温高速下出 现热软化， 材料失效出现磨损剥落， 导致圆柱部变形不 规则， 从而影响了弹丸在膛内的运动， 出现较大的 摆动。 图 16冷枪状态下模拟出膛弹丸 Fig． 16Simulated projectile fired by room temperature barrel 图 17冷枪状态下高速摄像照片 Fig． 17High- speed photography of projectile fired by room temperature barrel 图 18枪管 700 ℃模拟出膛弹丸 Fig． 18Simulated projectile fired by 700 ℃ barrel 图 19热枪状态下高速摄像照片 Fig． 19High- speed photography of projectile fired by hot barrel 3结论 为了研究冷热枪状态下的弹枪相互作用过程， 本 文以某型自动步枪的铜被甲弹丸为研究对象， 建立了 某型自动步枪的铜被甲弹丸与全枪管的相互作用热力 耦合有限元模型， 结合摩擦力子程序以及内弹道载荷 子程序求解弹丸发射过程得到以下结论 1仿真得到的膛圧与速度曲线与试验接近， 冷 枪状态下拾取的弹丸上刻痕尺寸与仿真得出的刻痕尺 寸相近， 误差小于 5。 2铜被甲弹丸在枪管 25 ℃ 表面升温在 200 ℃ 左右， 未见有材料剥落; 当枪管初始温度为 400 ℃ 及 700 ℃的假设热枪状态时， 均发现了铜被甲圆柱部在挤 进完成时材料升温就已经接近熔点， 在后续膛内运动 过程中材料磨损脱落， 枪管温度越高， 材料脱落越明 显， 与实际热枪射击下存在的 “挂铜” 现象吻合。 3弹丸出膛时的攻角随着枪管温度的升高而变 大， 弹丸与枪管轴线的夹角在枪管初始温度为 400 ℃ 及 700 ℃热枪状态下明显大于 25 ℃状态， 说明了使用 铜被甲弹丸在热枪射击时散布会增大， 导致热散现象 的发生。 4枪管为高温时射击精度下降的原因在于铜被 甲在高温高速下出现软化， 材料失效出现磨损剥落， 导 致圆柱部变形不规则， 从而影响了弹丸在膛内的运动， 出现较大的摆动。 参 考 文 献 ［1］ KEINNEN H，MOILANEN S，TERVOKOSKI J，et al． Influence of rotating band construction on gun tube loading- 05振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing Part Ⅰnumerical approach［ J］ ． Journal of Pressure Vessel Technology， 2012， 134 4 041006． ［2］ 樊黎霞， 何湘玥． 弹丸挤进过程的有限元模拟与分析［ J］ ． 兵工学报， 2011， 32 8 963 －969． FAN Lixia，HE Xiangyue．Finite element simulation and process analysis of projectile entering into barrel［J］ ． Acta Armamentarii， 2011， 32 8 963 －969． ［3］ 刘国庆，徐诚，丁传俊． 狙击步枪弹/枪相互作用数值研 究［ J］ ． 振动与冲击， 2017， 36 19 1 －7． LIU Guoqing， XU Cheng， DING Chuanjun．Numerical calculation on the interaction between bullet and sniper rifle ［ J］ ． Journal of Vibration and Shock， 2017， 36 19 1 －7． ［4］ 蒋泽一． 弹丸挤进过程研究［ D］ ． 太原 中北大学， 2014． ［5］ 陆野， 周克栋， 赫雷， 等． 某大口径枪械内弹道挤进时期的 数值仿真与分析［ J］ ． 弹道学报， 2014 2 67 －71． LU Ye，ZHOU Kedong，HE Lei，et al． Numerical simulation and analysis of engraving duration during interior ballistic of some large- caliber small arms［ J］ ． Journal of Ballistics， 2014 2 67 －71． ［6］ 王鹏，杨国来，葛建立， 等． 基于 Johnson- Cook 本构模型 的弹带挤进过程数值模拟［ J］ ． 弹道学报，2015，27 2 55 －61． WANG Peng，YANG Guolai，GE Jianli，et al． Numercial simulation of rotating band engraving process based on Johnson- Cook constitutive model［J］ ． Journal of Ballistics， 2015， 27 2 55 －61． ［7］ 安俊斌， 李强， 李世康， 等． 某大口径枪械弹丸挤进坡膛过 程的仿真分析［J］ ． 火炮发射与控制学报， 2017， 38 1 17 －21． AN Junbin，LI Qiang，LI Shikang，et al． Simulation analysis of projectile engraving process of the large- caliber firearm ［ J］ ．Journal of Gun Launch ＆ Control，2017， 38 1 17 －21． ［8］ 丁传俊， 张相炎． 基于热力耦合有限元模型的弹带挤进过 程及内弹道过程的仿真研究［J］ ． 兵工学报， 2015， 36 12 2254 －2261． DING Chuanjun，ZHANG Xiangyan．Simulation study of bearing band engraving process and interior ballistic process based on thermo- mechanical coupling FEA model［J］ ． Acta Armamentarii， 2015， 36 12 2254 －2261． ［9］ 李淼， 钱林方， 孙河洋． 某大口径火炮弹带热力耦合挤进 动力学数值模拟研究［J］ ． 兵工学报， 2016， 37 10 1803 －1811． LI Miao，QIAN Linfang，SUN Heyang． Research on coupled thermo- mechanical model during rotating band engraving process ［J］ ．ActaArmamentarii， 2016，37 10 1803 －1811． ［ 10］ 马明迪，崔万善，曾志银， 等． 基于有