钛合金与碳纤维复合身管在无后坐力炮中的应用分析

2024-03-07孙向东谢鑫戴泓源王佳闫旭冯茂林

火炮发射与控制学报 2024年1期

孙向东，谢鑫，戴泓源，王佳，闫旭，冯茂林

(河北燕兴机械有限公司，河北张家口 075000)

轻量化一直是武器装备发展过程中的重点研究方向。常规火炮发射技术难以同时兼顾打击能力和轻量化,在这种需求下,无后坐力炮所具有的火力强、机动性高、轻巧便携、多弹种兼容、增加战斗效能、有效打击目标等优点,在现代立体化战争中充当着重要角色[1]。

随着新材料的发展,钛合金材料和碳纤维增强复合材料[2-3]已被广泛应用于航空航天、汽车、医疗器械等方面,皆因其具有密度小、比强度高、耐蚀性好、耐热性高等诸多优点。无后坐力炮借助这些高强度、低密度的材料可显著降低系统质量,在相同负重下可携带更多的弹药,提升其作战能力。如瑞典的卡尔·古斯塔夫无后坐力炮M4型(身管采用钛合金内衬+碳纤维增强复合材料制成)在原M3型(身管采用钢内衬+碳纤维增强复合材料制成)的基础上进行改进,减重约3 kg,减重占比到达28%[4],使其在保证威力的前提下可携带更多的弹药让步兵分队消灭更多的目标,有利于提高持续作战能力。目前,国内65式、78式82 mm无后坐力炮采用炮钢材料制作身管,65式82 mm无后坐力炮炮身重约21.5 kg[5],78式82 mm无后坐力炮炮身重约12 kg[6-7],虽可用于战场,但机动性能差的缺点制约其战斗效能的实现,因此无后坐力炮轻量化具有重大的实战意义。

笔者立足于无后坐力炮轻量化需求,以钛合金内衬外缠碳纤维复合增强材料作为身管为研究对象,采用薄壁圆筒理论对其结构进行理论、仿真分析,在此基础上,采用水压试验测试钛合金内衬外缠碳纤维复合增强材料的变形率,与理论、仿真的变形率进行比较,而后以水压爆破试验中碳纤维复合增强材料的极限变形率作为钛合金内衬外缠碳纤维复合增强材料的失效判别依据,为无后坐力炮实炮射击时身管变形率是否满足设计要求提供依据,为装备减重提供技术支撑,并为其他类似火炮身管结构的设计提供参考。

1 无后坐力炮身管设计分析

传统无后坐力炮身管设计采用第二强度理论并取一定安全系数计算身管静态强度,对于钛合金内衬外缠碳纤维复合增强材料结构,使用上述理论只能确定单一材料制造的身管强度,难以满足两种及两种以上材料复合身管结构的强度计算。因此,对于该类身管本文采用薄壁圆筒理论[8],对两种材料复合成型的身管进行受力分析,建立理论计算方法。

身管工作时受环向应力为主,轴向受力忽略不计,该过程中,认为外缠纤维层(以下简称“纤维壳体”)与内衬间无摩擦力,主要考虑身管受内外压的作用情况。假设内衬内径为D1,壁厚为h1,材料的弹性模量为E1,受压力和应力分别为P1、σ1,受压变形为ε1;纤维壳体的内径为D2,壁厚为h2,材料的弹性模量为E2,受压力和应力分别为P2、σ2,受压变形为ε2;身管受压力和应力分别为P、σ,受压变形为ε,身管的弹性模量为E,身管壁厚为h。

根据力的平衡方程有如下关系成立：

PD1=P1D1+P2D2=2σ1h1+2σ2h2=2σh.

(1)

无论内衬还是纤维壳体受力均应在弹性范围内,否则发生塑变,身管失效。因此,将应力-应变关系带入式(1)可得到：

PD1=2ε1E1h1+2ε2E2h2=2εEh.

(2)

金属内衬和纤维壳体仅受内压力时,金属内衬先发生弹性变形,纤维壳体在金属内衬的作用力下也发生变形,在该变形过程中假定ε=ε1=ε2,将其带入式(2)中可得到：

(3)

(4)

按照式(3)、(4)可计算出身管的变形率,进而对身管的实测变形情况是否满足设计要求进行判断,以优化身管内衬和纤维壳体的结构。

2 身管的水压试验和数值模拟

身管选用钛合金作为内衬,纤维壳体由碳纤维和树脂基体两部分组成,碳纤维作为纤维缠绕层的主承载部分被基体粘结,基体向碳纤维传递剪力载荷,完成纤维壳体受力[9]。本文提到的碳纤维缠绕工艺为纵向铺层一致,增加环向铺层,实现不同壁厚纤维壳体的加工。在进行身管水压和数值模拟试验前,充分考虑试件的制作周期、成本、建立模型的对称性和客观反映试验结果等问题,选用比1 000 mm身管长度短的身管试件、模型分别进行水压、数值模拟试验,碳纤维选用T700和M46,身管试件和模型尺寸如表1所示。水压试件外壁中部沿环向粘贴应变片。

表1 水压试验与数值模拟的身管试件尺寸

2.1 钛合金内衬水压试验

不同批次钛合金会因化学成分组成、成型工艺、加工方法等产生应变、弹性模量的差异,为此,对表1水压试验类别A中的试件进行水压试验,以确定其弹性模量。试验结果如图1所示,根据试验结果,本文计算的钛合金模量选取100 GPa。

2.2 纤维壳体水压试验

刚度是影响身管变形弯曲的重要指标。刚度低,身管会因弹带挤入力、瞬爆压力等产生微弯曲,而弹丸与身管内衬摩擦,既影响身管寿命,也影响射击精度。因此,纤维壳体的变形能力对实炮射击至关重要。对表1水压试验类别B中的T700和M46的纤维壳体进行水压试验。试验结果如图2、3所示。

在考虑使用的树脂基体、固化剂、缠绕张力、铺层顺序基本一致的前提下,T700纤维壳体比M46纤维壳体变形率大,其主要原因是其自身性能,即M46纤维壳体的弹性模量大。不同壁厚T700纤维壳体的弹性模量在146.24～156.00 GPa,波动范围小,稳定性强;不同壁厚M46纤维壳体的弹性模量在223.6～248.9 GPa,在低于40 MPa压力时,该应力不足以使纤维纱股全部处于绷紧状态,而当压力高于40 MPa时,纤维纱股作用率提高,因而在该压力下弹性模量在236.6～248.9 GPa。在以下计算中T700碳纤维的弹性模量取其平均值150 GPa,为了留有安全余量,M46碳纤维的弹性模量取偏下限值225 GPa。

2.3 钛合金内衬+纤维壳体水压试验

选取表1水压试验类别C中的钛内衬+T700纤维壳体和钛内衬+M46纤维壳体,进行理论计算和水压试验。通过式(3)、(4)计算得到钛合金内衬+纤维壳体的理论变形率,与实测变形率进行比较,验证其符合性。实测的变形率、弹性模量与理论计算的变形率、弹性模量的结果对比如图4、5所示。

理论计算的变形率除了和选取的弹性模量与真实值偏离情况有关,测试过程同样会造成实测值与真值的偏离,影响测量结果的因素有应变片的电阻、温度效应、导线电阻、应变片粘贴情况以及测量仪器的精度等。从试验数据分析可知,理论计算变形率与实测变形率偏差在±5%以内,从工程应用角度出发,该偏差在可接受范围。

2.4 钛合金内衬+纤维壳体仿真

利用ANSYS有限元分析软件对表1数值模拟中的钛内衬+T700纤维壳体、钛内衬+M46纤维壳体分别进行仿真分析。金属部分采用SOLID45单元,纤维壳体采用SHELL181单元[10-15],钛合金和复合碳纤维的泊松比分别为0.33和0.31,纤维壳体铺层如图6所示,内衬网格如图7所示。

采用接触向导定义接触单元,其中定义纤维壳体为目标面TARGE170,定义钛内衬为接触面CONTA174,创建接触模型,而后采用增强拉格朗日接触算法,从30～90 MPa每间隔10 MPa进行应变计算,调取模型表面应变结果,仿真结果如表2所示。

表2 应变计算结果

以钛内衬+M46纤维壳体施压60 MPa为例,其仿真结果云图如图8所示。

将仿真结果与实测结果进行比较,从整体上看,实测结果值偏大,变形率偏差在±6%以内,而造成偏差的原因有：纤维壳体的缠绕张力、基体对纤维的浸润包裹程度,内衬与纤维壳体的初始接触裹紧力以及应变片粘接情况等均会造成测试误差;仿真模型建立、网格划分、边界条件选取等会造成仿真结果出现偏差。基于以上分析,仿真结果与实测结果基本吻合。

3 爆破与射击试验

水压爆破试验和实炮射击试验所用试件或实炮尺寸如表3所示。

表3 爆破与射击试验试件/实炮尺寸 mm

3.1 水压爆破试验

钛合金内衬具有良好的弹塑性变形性能,其变形能力优于纤维壳体的变形能力,当钛合金内衬发生变形时,纤维壳体应能抵抗其变形而不破坏,则需要对纤维壳体的破坏极限进行试验。选取表3爆破试验中的T700纤维壳体和M46纤维壳体试件进行爆破试验。试验结果如图9所示。

从结果可以看出T700从承压81.4 MPa增至85.3 MPa时的变形率增长由10-4数量级降至10-5,M46从承压90.5 MPa增至95.7 MPa时的变形率增长由10-4数量级降至10-5,而T700和M46分别在90、100 MPa时爆破,说明T700和M46分别在81.4 MPa、90.5 MPa时发生塑性变形,而此时对应的最大应力和变形率分别为1.874 4 GPa、1.18%和1.465 9 GPa、0.6%。

纤维壳体作为无后坐力炮发射时的主要承载结构,承受约85%～95%的压力载荷[9],在满足承压条件的情况下,从工程应用角度出发,上述碳纤维结构均能满足无后坐力炮身管的设计要求。

3.2 射击试验

为验证无后坐力炮身管在射击瞬时受力时,其身管的变形率能否满足爆破试验的极限变形率要求,使用表3中实炮进行射击试验。射击试验前,在距炮尾约260 mm的药室坡口部位(测试点1)、距炮尾约360 mm处(测试点2)、距炮尾约450 mm处(测试点3)粘贴应变片,如图10所示。得到实测变形率曲线如图11所示。测试点1、2和3的最大实测值分别为0.190%、0.160%和0.097%,均小于0.6%变形率,满足极限承压要求。