弹膛偏移对小口径埋头枪弹挤进动态响应的影响

许辉， 张瑞洁， 蒋明飞， 刘坤， 吴志林

(南京理工大学 机械工程学院， 江苏 南京 210094)

0 引言

埋头弹- 枪系统是单兵武器轻量化的关键技术之一，使用聚合物药筒和埋头弹技术，可有效降低弹- 枪系统的外形尺寸及质量，对减轻单兵负载、提高作战效能具有重大的军事意义。

为适应埋头弹圆柱状外形，埋头弹- 枪系统多采用摆动弹膛或升降弹膛的结构设计，以实现顺利供弹和退壳动作。弹/线膛分离的结构致使弹膛轴线与线膛(枪管)轴线之间存在偏差，这种弹膛偏移现象(弹/线膛不同轴)会改变弹头的入膛姿态，在弹头挤进入膛过程中产生质心偏量和姿态偏角，导致弹头在出膛口时产生横向摆动和气动跳跃，甚至导致膛压异常现象，对武器射击精度、寿命及安全性产生极大影响。随着枪械系统的迅速发展，亟待开展埋头弹- 枪系统动态挤进过程研究。

近年来，埋头弹- 枪系统受到广泛关注，国内外学者相继开展了埋头弹内弹道特性及膛内运动规律研究。Lu等建立了埋头弹两相流内弹道模型，研究了埋头弹起始弹道阶段发射药燃烧及弹头运动，并通过试验验证了数值计算模型的正确性。Nusca等采用数值模拟的方法，考虑燃气在弹体四周的分布及流动情况，分析了埋头弹膛内压力波的形成和瞬态弹丸载荷。Wang等将遗传算法引入到埋头弹内弹道的优化设计中，以最大膛压及膛口初速作为优化目标，对埋头弹药室容积和装填密度进行了优化设计。Cao等基于高速摄像技术设计了埋头弹起始弹道测试系统，定量研究了弹头的位移、速度、加速度及运动姿态等。Corriveau等为研究弹/线膛不同轴对埋头弹枪精度的影响，设计了可调整弹膛偏移量的弹道枪，并进行了埋头弹准确度和密集度测试，认为弹膛偏移量导致了弹头膛内偏角的产生，进而影响了埋头弹枪系统的精度。王惠源等通过有限元方法分析了不同入膛姿态下的弹头膛内运动及枪口扰动规律，认为弹头膛内姿态角对射击精度有重要影响。上述成果为埋头弹- 枪系统挤进过程的研究奠定了基础。但现有工作主要集中于埋头弹内弹道特性及装药技术，对于埋头枪弹挤进过程的动态响应有待开展更深层次的研究。

本文通过数值模拟和试验验证相结合的方法，开展埋头弹- 枪系统动态挤进过程研究。采用耦合内弹道的显式动力学有限元方法，建立埋头弹挤进过程弹- 枪相互作用有限元模型，分析弹膛偏移量对弹头膛内运动姿态及内弹道特性的影响规律，对弹帽结构参数开展优化设计，并采用姿态测量试验及精度试验验证优化方案的有效性。研究成果为埋头弹- 枪系统设计及优化提供技术支撑。

1 埋头弹挤进过程有限元模型

1.1 物理模型与基本假设

参照文献[12]中5.56 mm埋头弹的主体结构，设计了本文所研究的5.8 mm埋头弹结构，如图1所示。主要部件包括弹帽、弹头、弹壳、发射药、底火座、底火等。其中，弹帽在发射时给弹头提供定位、导向及闭气作用。弹帽中心为光滑圆孔，其口部设有倒角，以保证弹丸顺利通过，防止射击过程中产生卷边现象。弹帽抱弹部设有环状收口，在组装成弹时起到定位作用，同时提供一定的拔弹力。

图1 埋头弹结构Fig.1 Structure of cased telescoped ammunition

埋头弹挤进过程三维实体模型如图2所示。由图2可知，采用摆膛结构的埋头弹枪，其弹膛与枪管分离，埋头弹安置在弹膛内，弹帽紧贴枪管尾端面，弹头由抱弹部在弹帽中定位。埋头弹发射时，发射药燃烧产生的高温高压燃气作用于弹头底部，弹头在弹帽的导向作用下向前运动。经过一段自由行程，弹头圆柱部逐渐挤进膛线并形成刻痕，随后在枪管的归正与导转作用下飞离膛口。

图2 埋头弹挤进过程三维实体模型Fig.2 3D model of the engraving process of a cased telescoped ammunition bullet

根据埋头弹挤进过程的特点，有限元建模时引入如下假设：

1)忽略弹膛与弹帽之间的间隙，忽略枪管后坐，不考虑温度应力场；

2)枪管、弹帽及弹头各部件材料各向同性；

3)考虑弹帽及弹头弹塑性变形，其屈服强度服从Mises屈服准则；

4)忽略火药燃气对弹- 枪系统的热力场影响。

1.2 网格划分

依据埋头弹- 枪系统的枪管、弹膛、弹帽与弹头结构尺寸参数建立三维模型，枪管、弹头和弹帽均选用八节点六面体减缩积分单元(C3D8R)，避免单元剪切闭锁，且单元形状对计算精度影响较小。借助有限元前处理软件HyperMesh进行网格划分，并开展有限元模型的网格无关性验证。

网格划分过程中，枪管坡膛部分对挤进过程影响较大，对其进行网格加密处理。弹头圆柱部作为挤进膛线变形的主要部位，将其沿膛线螺旋方向划分网格和加密。选取不同单元尺寸对模型进行网格划分，进行网格无关性验证。为保证计算精度并平衡计算时间，模型划分网格总数为98.3万个。其中枪管划分422 840个单元格，弹帽划分163 180个单元格，被甲划分262 260个单元格，铅套划分71 280个单元格，钢芯划分64 000个单元格，有限元网格模型如图3所示。采用Abaqus软件的动态显式算法，通过单点积分和基于黏性的沙漏控制，保证大变形计算速度和准确性。

图3 有限元网格模型Fig.3 Meshed finite element model

1.3 材料模型

埋头弹挤进有限元模型中，枪管、弹膛的材料为中碳低合金钢30SiMn2MoVA，弹帽材料为聚醚醚酮(PEEK)，弹头被甲、铅套及钢芯的材料分别为F11覆铜钢、纯铅、碳素结构钢Q235。挤进过程受到应变率、损伤等多种因素的影响，弹帽及弹头产生弹塑性大变形，选用Johnson-Cook塑性模型进行描述。Johnson-Cook塑性模型中，Mises屈服应力为塑性应变、应变率和温度相关的函数，可表示为

(1)

计算所用材料模型主要参数如表1所示。

表1 材料模型参数[17-19]Table 1 Material parameters for numerical simulation[17-19]

1.4 内弹道耦合计算子程序

基于经典内弹道模型，使用Fortran语言编写内弹道计算子程序，以4阶龙格- 库塔法求解内弹道微分方程组，获得的膛压值加载在弹头底部。耦合计算时，假设弹丸启动压力为拔弹力，首先通过定容燃烧方程计算获得初始相对已燃厚度、初始膛压和弹底压力并加载于弹底，得到弹丸运动后的位移、速度、加速度、挤进阻力、弹头接触应力及应变等数据，通过传感器将数据传回VUAMP中，子程序求解得到新的相对已燃厚度、膛压和弹底压力等，再回传到Abaqus求解器再次计算弹头运动状态，重复上述步骤直至弹头飞离枪口。内弹道计算基本参数如表2所示，耦合计算流程如图4所示。

图4 计算流程示意图Fig.4 Schematic diagram of the calculation process

表2 内弹道计算基本参数Table 2 Parameters for internal ballistic calculations

1.5 接触设置和边界条件

有限元模型中弹头被甲外表面与弹帽和枪管内膛之间、被甲内表面与铅套之间、铅套与钢芯之间采用通用接触，弹帽外表面及枪管尾端定义为完全约束，约束其全部自由度。

考虑材料的极限剪切应力与摩擦剪应力之间的关系，埋头弹- 枪系统挤进过程采用修正的库伦摩擦模型定义弹头被甲与弹帽、枪管之间的摩擦。

2 模型验证

为验证有限元模型的正确性，设计并加工埋头弹弹道枪和试验用埋头弹分别如图5、图6所示。图5中整体式弹道枪弹膛与线膛一体相连，保证较好的同轴度，分体式弹道枪弹膛与线膛分开，可通过定位螺钉、垫片等部件调节弹膛位置和闭锁间隙，用以模拟摆膛结构埋头弹- 枪的弹/线膛不同轴现象。模型验证试验采用整体式测压弹道枪进行测试，弹/线膛同轴度公差控制在0.1 mm以内。为消除弹壳对埋头弹内弹道过程的影响，保证试验结果的可靠性，试验用埋头弹采用金属弹壳，通过尺寸测量优选将弹帽与弹膛间隙控制为0.04～0.06 mm。采用电测法测量内弹道膛压曲线，采用光电靶测量弹头初速。压力传感器(Kistler 6215，量程600 MPa，线性度误差0.45%)安装于距膛底16 mm位置以获得弹壳体部膛压，光电靶在距离膛口2 m处测量弹头速度，采用经验公式换算得到膛口初速。试验共进行5次，计算最大膛压及膛口初速的均值，并与仿真值进行对比。

图5 埋头弹弹道枪Fig.5 Cased telescoped ammunition

图6 试验用埋头弹Fig.6 Cased telescoped ammunition for experiments

图7为数值模拟获得的膛压曲线与试验值对比，两者极值与变化趋势符合较好，表明计算模型的膛压加载具有合理性。表3给出了最大膛压和弹头初速的仿真结果与试验结果对比，试验均值为5次测试结果的平均值，最大膛压相对误差为4.76%，膛口初速相对误差为2.72%，均小于5 %。通过对比可知，最大膛压与膛口初速的仿真结果与试验值误差较小，一致性较好，验证了耦合计算内弹道模型的正确性。

图7 膛压曲线仿真与试验结果对比Fig.7 Comparison of pressure-time curves obtained from simulation and experiment

表3 最大膛压、初速仿真与试验结果对比Table 3 Comparison of the maximum pressure and muzzle velocity obtained from simulation and experiment

为描述弹头膛口姿态，引入速度坐标系和弹体坐标系，如图8所示。图8中，轴正向为弹头速度方向，轴为弹体几何轴线，俯仰角为弹轴在平面上的投影与轴的夹角，偏航角为弹轴与平面的夹角，′为轴在平面的投影。

图8 弹头姿态角定义Fig.8 Definition of the projectile’s attitude angle

数值模拟获得的弹丸膛口姿态如图9所示(弹膛偏移量为0.4 mm)，由于试验条件限制，未能开展弹头膛口运动的高速摄像试验，本文借助文献[12]中高速摄像试验获得的弹头膛口姿态作为对照(弹膛偏移量为0.38 mm)，如图10所示。对比可知，在较大的弹膛偏移量下，仿真和试验给出的弹头外形均发生一定程度的翘曲，弹头膛口姿态均产生了较大的俯仰角和偏航角。两者现象符合较好，进一步验证了有限元计算模型的正确性。由于有限元模型未考虑膛口流场对弹头姿态的影响，弹头膛口俯仰角和偏航角的仿真值均小于试验值。

图9 数值模拟获得的弹头膛口姿态Fig.9 Muzzle attitude of projectile from simulation

图10 高速摄像获得的弹头膛口姿态[12]Fig.10 Muzzle attitude of projectile by high-speed photography[12]

3 仿真结果分析

3.1 弹膛偏移量对弹头膛内运动姿态的影响

为研究弹膛偏移量对弹头膛内运动姿态的影响，在0～0.5 mm范围内，间隔0.1 mm，选取不同的弹膛偏移量建立埋头弹挤进有限元模型，共6个算例，并开展数值模拟研究。图11给出了0～0.5 mm 弹膛偏移量下弹头挤进过程的应力云图。由图11 可知:随着弹膛偏移量的增加，弹头的接触应力及外形翘曲程度均有大幅度增加；0～0.2 mm弹膛偏移量下，弹头外形可较好地保持，圆柱部刻痕清晰，接触应力分布均匀，可见在弹膛偏移量较小时，坡膛对弹头有较好的归正作用；0.3～0.5 mm弹膛偏移量下，弹头外形发生较大形变，且单侧出现应力集中区域。随着弹膛偏移量的增大，弹头表面接触应力的急剧增加及应力分布的不均会导致坡膛处快速磨损，降低身管寿命。

图11 不同弹膛偏移量下弹头的挤进过程Fig.11 Engraving process of projectiles at different chamber offsets

选择弹头质心偏量和膛内偏角作为表征弹头膛内运动姿态的关键参量，以分析弹膛偏移量的影响。弹头质心偏量为弹头质心偏离线膛轴线的距离，弹头偏角为弹头轴线与线膛轴线之间的夹角。图12给出了弹头偏角、质心偏量与线膛轴线之间的关系。

图12 弹头偏角和质心偏量示意图Fig.12 Schematic diagram of the projectile’s deflection angle and centroid offset

图13为不同弹膛偏移量下弹头的质心位置变化，各工况下初始质心偏量与弹膛偏移量相等。由图13可知，随着弹头向线膛挤进，在坡膛的归正作用下，质心位置向线膛轴线移动，在挤进过程中(17～35 mm)出现了多次振荡，挤进结束后趋于稳定。随着弹膛偏移量的增大，挤进结束后弹头质心偏量也逐渐增大。图14给出了弹膛偏移量对弹头质心位置和膛口侧向速度的影响，膛口侧向速度受多种因素影响，与弹头质心偏量呈正相关，在此不展开分析。由图14可知：当弹膛偏移量在0～0.3 mm内增加时，弹头挤进结束时刻的质心偏量随着弹膛偏移量的增加而小幅增大；当弹膛偏移量大于 0.3 mm 时，弹头质心偏量随着弹膛偏移量的增加而急剧增大，0.5 mm弹膛偏移量下的弹头质心偏量比 0.2 mm 工况增加约8.2倍。对照图11中弹头挤进后的形貌可知，弹膛偏移量较大时，弹头外形发生较大程度形变是质心偏量急剧增大的主要原因。

图13 不同弹膛偏移量下弹头的质心偏量Fig.13 Centroid offsets at different chamber offsets

图14 弹膛偏移量对弹头质心偏量和膛口侧向速度的影响Fig.14 Effect of chamber offset on centroid offset and muzzle lateral velocity

图15为不同弹膛偏移量下弹头的膛内偏角变化。由图15可知，随着弹头向线膛挤进，弹头膛内偏角快速增大后略微减小，在挤进完成后趋于稳定。随着弹膛偏移量的增大，挤进结束后弹头偏角也逐渐增大，0.5 mm弹膛偏移量下的弹头偏角比0.2 mm工况增加约3.8倍。选定挤进结束时刻(位移为 35 mm)和弹头出膛时刻作为考察点，给出弹膛偏移量对弹头偏角的影响如图16所示。由图16可见，各工况下出膛瞬间的弹膛偏角比挤进结束时刻均略微增大，出膛瞬间的弹膛偏角约为挤进结束时刻的1.27倍。中间弹道研究表明，初始攻角在1°～3°之间时，在陀螺稳定作用下，弹头可保持较好的飞行姿态，而较大的初始攻角会导致外弹道稳定性下降。由图15可知，当弹膛偏移量为0.3～ 0.5 mm 时，挤进结束位置和膛口位置的弹头偏角均大于3°，这对保持外弹道飞行稳定性及射击精度是不利的。

图15 不同弹膛偏移量下弹头的膛内偏角Fig.15 Deflection angles at different chamber offsets

图16 弹膛偏移量对弹头偏角的影响Fig.16 Effect of chamber offset on deflection angle

3.2 弹膛偏移量对内弹道特性的影响

弹膛偏移量对内弹道特性的影响主要体现在挤进阻力、挤进速度、最大膛压及弹头初速4个方面。不同弹膛偏移量下弹头的挤进阻力如图17所示。弹膛与线膛完全对中时(弹膛偏移量为0 mm)，挤进阻力在位移为26 mm时达到最大值(图示峰值3)，此时弹头圆柱部完全嵌入坡膛。当存在弹膛偏移量时，挤进阻力在圆柱部完全嵌入坡膛前会出现两个峰值(图示峰值1、峰值2)，且随着弹膛偏移量的增大，这两个峰值也显著增大。

图17 不同弹膛偏移量下弹头的挤进阻力Fig.17 Engraving resistance levels at different chamber offsets

通过埋头弹挤进过程示意图，分析挤进阻力多个峰值产生的原因，如图18所示。初始状态下(见图18(a))，弹膛轴与线膛轴之间存在偏移量，即弹轴与线膛轴存在不同轴现象。弹头底部受火药燃气推动，在弹帽内孔的导向作用下向前运动，由于弹轴与线膛不同轴，弹头与坡膛接触位置发生偏移，产生第1次碰撞(见图18(b))，由此产生挤进阻力曲线中的峰值1。弹头在火药燃气推动、弹帽约束和坡膛导向三者共同作用下继续向前运动并产生膛内偏角，弹头在第1次碰撞的对侧与坡膛产生第2次碰撞(见图18(c))，由此产生挤进阻力曲线中的峰值2。在此之后，弹头继续向前运动脱离弹帽，圆柱部完全嵌入坡膛(见图18(d))，产生挤进阻力曲线中的峰值3。最终弹头完全嵌入线膛(见图18(e))，挤进阻力趋于稳定，最终的挤进阻力主要体现为弹头与线膛之间的滑动摩擦力。

图18 埋头弹挤进过程示意图Fig.18 Schematic diagram of the engraving process of the cased telescoped ammunition

图19给出了弹膛偏移量对弹头挤进阻力3个峰值的影响。由图19可知：挤进阻力峰值1和峰值2均随着弹膛偏移量的增加而快速增大，而不同弹膛偏移量下的峰值3基本相等；弹膛偏移量达到 0.5 mm 时，峰值1与峰值3基本相当；弹膛偏移量大于0.2 mm后，峰值2超越峰值3，成为最大挤进阻力；0.5 mm弹膛偏移量下，峰值2约为峰值3的2.2倍。挤进阻力的显著增大表明枪管坡膛处接触应力的增大，会导致枪管加速磨损失效和镀层剥落现象，降低枪管使用寿命。

图19 弹膛偏移量对弹头挤进阻力的影响Fig.19 Effect of chamber offset on engraving resistance

图20为不同弹膛偏移量下弹头的挤进速度随位移变化的曲线，图21为弹膛偏移量对最大膛压及初速的影响。由图20和图21可知，由于弹膛偏移量的增加带来了挤进阻力的显著增大，进而导致挤进速度的略微降低、最大膛压的急剧升高，以及弹头初速的提高。相较于完全对中工况，弹膛偏差为0.5 mm时，挤进结束时刻的弹头速度由313.2 m/s降低至290.2 m/s，降低了7.3%，最大膛压由289.6 MPa升高至328.2 MPa，提高了13.3%，弹头初速由826.5 m/s升高至856.7 m/s，提高了3.7%。其中，最大膛压的显著升高对武器系统的安全性带来严重危害。

图20 不同弹膛偏移量下弹头的挤进速度Fig.20 Engraving velocities at different chamber offsets

图21 弹膛偏移量对最大膛压及初速的影响Fig.21 Effect of chamber offset on maximum pressure and muzzle velocity

4 弹帽结构优化设计

4.1 弹帽关键参量

弹膛偏移量的存在对埋头弹- 枪系统的精度、寿命及安全性均有不利影响，因此有必要开展埋头弹结构优化设计，以降低弹/线膛不对中现象带来的危害。作为参与弹头挤进阶段相互作用的主要部件，弹帽的结构优化显得尤为重要。选取弹帽内孔直径和倒角深度为结构优化的关键参量，如图22所示。考虑弹头外形尺寸及各部件配合关系，弹帽内孔直径优化范围设定为5.8～6.0 mm，步长为 0.05 mm，共5个尺寸，倒角深度优化范围设定为1.2～3.6 mm，步长为0.2 mm，共13个尺寸，选取0.3 mm弹膛偏移量作为优化工况，分别划分网格，建立不同弹帽结构尺寸的埋头弹挤进有限元模型，共计65个数值仿真算例，并分析弹帽结构参量对弹头质心偏量、膛内偏角及挤进阻力3个关键因素的影响。

图22 弹帽关键参量示意图Fig.22 Key parameters of the projectile cap

4.2 弹帽结构对弹丸运动姿态及挤进阻力的影响

图23为弹帽结构对弹头质心偏量的影响。由图23可知：弹头质心偏量随着弹帽倒角深度的增大呈现先减小后增大的变化趋势，在倒角深度为 2.0～2.4 mm时出现最小值，相较于1.2 mm的初始尺寸，质心偏量降低约0.038 mm；弹头质心偏量对弹帽内孔直径的变化不敏感，随着内孔直径的增大，质量偏心略微减小；倒角深度为2.2 mm时，6.0 mm内孔直径对应的弹头偏角比5.8 mm工况减小了0.009 4 mm。图24为弹帽结构对弹头膛内偏角的影响。由图24可知：弹头偏角随着弹帽倒角深度的增大逐渐减小，3.6 mm倒角深度对应的弹头偏角比1.2 mm工况减小约1.4°；弹头偏角随弹帽内孔直径的增大而略微减小，倒角深度为2.2 mm时，6.0 mm 内孔直径对应的弹头偏角比5.8 mm工况减小了0.43°。图25为弹帽结构对弹头最大挤进阻力的影响，由图25可知，在内孔直径为5.8 mm和5.85 mm工况下，最大挤进阻力帽倒角深度的增大而逐渐减小，而在5.9～6.0 mm内孔直径工况下，最大挤进阻力随倒角深度的增大出现先减小后增大再减小的波浪形趋势，在2.2 mm位置出现极小值。

图23 弹帽结构对弹头质心偏量的影响Fig.23 Effect of the structure of the projectile cap on centroid offset

图24 弹帽结构对挤进结束时刻弹头偏角的影响Fig.24 Effect of the structure of the projectile cap on deflection angle after engraved

图25 弹帽结构对弹头最大挤进阻力的影响Fig.25 Effect of the structure of the projectile cap on maximum engraving resistance

分析弹帽及坡膛对弹头的约束关系发现，当弹帽倒角深度在2.0～2.4 mm时，弹帽与坡膛可较好地共同约束弹头向前运动。而倒角深度大于 2.4 mm 时，弹头前进过程中会出现单侧约束的现象，即当弹头脱离弹帽约束后仍未能较好地嵌入坡膛，弹头运动失稳导致质心偏量的增大，此时坡膛可对弹头发挥较强的归正作用，因此出现弹头偏角继续减小的现象。这种不连续约束也会导致火药燃气泄漏现象，降低内弹道效率，在弹帽设计中应避免出现。

4.3 弹帽结构优化前后对比

根据数值模拟结果，综合考虑3种因素的作用对弹帽结构参量进行优选，内孔直径5.95 mm，倒角深度2.2 mm的工况为较好的选择。选择内孔直径5.80 mm、倒角深度1.2 mm为初始状态对照组。图26为弹帽优化前后弹头的变形情况对比，由图26 可知，优化后的弹头翘曲程度降低，弹头表面最大应力值减小，应力分布较为均匀，没有单侧应力集中现象。表4给出了弹帽结构优化前后各因素的对比情况，可见优化后的结构方案可大幅度降低弹头质心偏量，且弹头偏角和最大挤进阻力也有较好的改善。

图26 弹帽优化前(a)后(b)弹头的变形情况对比Fig.26 Comparison of projectile deformation before (a) and after (b) cap structure optimization

表4 弹帽结构优化前后各因素对比Table 4 Key parameters before and after cap structure optimization

4.4 优化方案验证

弹帽结构优化的验证试验采用分体式测速弹道枪开展。弹道枪的最大弹膛偏移量约为0.3～0.4 mm，闭锁间隙约为0～0.1 mm。对照组弹帽内孔直径为5.8 mm±0.05 mm，倒角深度为1.2 mm±0.1 mm，优化后弹帽内孔直径为5.95 mm±0.05 mm，倒角深度为2.2 mm±0.1 mm。试验分为姿态测量试验和精度试验，采用纸靶法测量2 m处弹孔情况以考察弹头的膛口姿态，采用100 m精度试验考察埋头弹射击精度。

姿态测量试验获得的弹孔如图27所示。由图27可知，弹帽结构优化前出现了椭圆弹孔现象，测量得到弹孔长轴均值为12.13 mm，计算可得平均弹头偏角为22.4°，该工况下弹头膛口姿态较差，在外弹道飞行过程中可能会发生失稳，甚至翻滚现象。而弹帽结构优化后的弹孔基本圆正，表明该工况下弹头有较好的外弹道飞行姿态。姿态测量试验表明，弹帽结构优化后的埋头弹在射击时有较好的外弹道飞行稳定性。

图27 弹帽结构优化前后的弹孔对比Fig.27 Comparison of projectile holes before and after cap structure optimization

精度试验中，两种弹帽结构的埋头弹分别进行3组射击试验，每组射弹10发，射击结束后通过测量靶纸收集的弹孔计算3组精度试验50和100的平均值。试验设置对照组，采用整体式测速弹道枪(弹/线膛偏差小于0.1 mm)作为无弹膛偏移量的射击条件，射击弹帽结构优化前的埋头弹，进行3组精度试验，并计算50和100的平均值。

试验获得精度数据如表5所示。对比可知，弹帽结构优化后埋头弹的精度得到了有效提高，已接近无弹膛偏移量工况下的射击精度。图28为弹帽优化后100 m处的弹孔情况，图示弹孔圆正，可推断弹帽优化后的埋头弹在较大的弹膛偏移量下(0.3～0.4 mm)仍保持较好的外弹道飞行姿态。姿态测量试验和精度试验验证了弹帽优化方案的有效性。

表5 弹帽结构优化前后100 m射击精度对比Table 5 Comparison of shooting accuracies from 100 m before and after cap structure optimization

图28 弹帽结构优化后的100 m精度Fig.28 Projectile dispersion after shooting from 100 m with an optimized cap structure

5 结论

本文为研究弹膛偏移对埋头弹挤进过程的影响，通过数值模拟和试验研究相结合的方法开展埋头弹动态挤进研究。采用显式动力学方法并耦合内弹道方程，建立了埋头弹挤进过程的弹- 枪相互作用有限元模型，通过数值模拟分析了弹膛偏移量对弹头质心偏量、膛内偏角及挤进阻力等因素的影响，并开展了弹帽结构优化设计。得出以下主要结论：

1)数值模拟得到的膛压曲线与试验测试值一致性较好，最大膛压和膛口初速误差均小于5%，弹头出膛后的表面形貌及飞行姿态与文献[12]中的试验数据相符，验证了数值模型的可靠性。

2)在0～0.5 mm范围内，随着弹膛偏移量的增大，挤进结束时刻弹头的质心偏量、膛内偏角及最大挤进阻力均有不同程度的增大，导致弹头翘曲变形、弹头外弹道飞行失稳、最大膛压显著升高、坡膛加速磨损失效等现象。弹/线膛不同轴对埋头弹- 枪系统的精度、寿命及安全性均有不利影响。

3)弹帽关键结构参量中，内孔倒角深度对弹头质心偏量、膛内偏角及最大挤进阻力影响较为显著，通过结构优化设计可大幅度降低弹头质心偏量，且弹头偏角和最大挤进阻力也有明显改善。

4)姿态测量试验和精度试验验证了弹帽优化方案的有效性，经结构优化后的弹帽可保证弹头外弹道飞行稳定性，并提高射击精度。