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火炮修后水彈試驗安全性分析研究

文檔作者：傅建平1 張澤峰1 余家武2 刁中凱2 文檔來源： 1．軍械工程學院火炮工程系 2．駐157廠軍代室		點擊數：	更新時間： 2021年05月09日
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第33卷第lo期計算機仿真2016年10月
文章編號：1006—9348(2016)10—0005一04
火炮修后水彈試驗安全性分析研究
傅建平1，張澤峰1，余家武2，刁中凱2
(1．軍械工程學院火炮工程系，河北石家莊050003；
2．駐157廠軍代室，四川成都610000)
摘要：針對火炮修后水彈試驗中出現身管脹膛等安全性事故，缺乏火炮水彈試驗安全性分析理論，難以確?；鹋谒畯椩囼灠?
全性。綜合多年火炮修后水彈試驗工程實踐經驗，應用現代火炮設計理論，建立了火炮水彈試驗時的火炮內膛壓力、身管強
度分析計算和水彈試驗安全性評估模型，并以某炮為例，進行了火炮水彈試驗安全性理論計算與試驗后測試結果分析，試驗
測試結果驗證了所建立模型的正確性和計算結果的可信性，并從理論上闡述了火炮水彈試驗身管脹膛的原因所在，從理論
分析和工程實踐兩方面提出了確?；鹋谒畯椩囼灠踩募夹g措施，研究成果為新型火炮制定水彈試驗方案和試驗安全保證
提供理論參考。
關鍵詞：火炮；水彈試驗；安全性；修理
中圖分類號：TJ307 文獻標識碼：B
StuIly on S疵ty 0f Li椰d—Projec僦e Test mer G肌Repai心d
FU Jian—pin91，ZHANG Zhe—fen91，YU Jia—wu2，DIAO Zhong—kai2
(1．Depanment of Artillery EngineeriIlg，0rdnance Engineering College，S蝎i犯hu蚰g Hebei 050003，Chim；
2．No．157 State一‰d Factory Presentation R00m，Chengdu Sichu鋤610000，China)
ABSTRACT：Due to tIle safbty accident of tlle gun baⅡel blll百ng in tlle gun liquid—pmjectile test after t}Ie gun re—
pair and the lack of tIle saf÷ty analysis tll∞哆for tlle gun liquid—pmjectile test，it is dimcult to ensure the s也ty of
gun liquid—pmjectile test．B鵲ed∞tlIe畔tical experience of tlle gun liquid—pmjectile test after the gun repair in
山e yem徹d tlle modem gIln desi印tlleory，a s如ty鵲sessment model of gun liquid—pmjectile test winl the intemal
pressure蛐d the body 8trengtll is established．And by taking a gun軀an ex鋤ple，the safbty theoretical calctIlation
鋤d t船t result鋤alysis of the gIln liquid—pmjectile test are c商ed out．The test results verif，the coⅡ_ectness of the
established model aIld tIle credibility of the results．111e re鸛ons of the bulging of the gun barrel are descm虻d．From
the theoretical analysis and en西neering practice，tlle technical me鵲ures to ensure tlle safety of the gun are put fo卜
ward．
KEYWORDS：Gun；“quid—pmjectile test；Sec面ty；Repair
1 引言
火炮大修后，需進行水彈試驗，以動態(tài)方式綜合考核火
炮修理質量，確定火炮的技術狀態(tài)‘1 J，因此火炮修后水彈試
驗是確?；鹋谛蘩碣|量的重要檢驗環(huán)節(jié)?；鹋谒畯椩囼灂r，
雖然產生與實彈射擊相似的火炮后坐與復進運動，但與實彈
射擊相比，其內彈道發(fā)生較大變化忙J，如果水彈試驗方案不
合理p1，如裝水質量過多，也會使火炮內膛產生新的塑性變
基金項目：軍隊重點科研研究(總裝備部[2013]45號)
收稿日期：2015—1l一23修回日期：2015—12—10
形，出現火炮身管脹膛現象H J，引起不必要的火炮水彈試驗
安全事故。火炮水彈試驗安全性是進行火炮水彈試驗的前
提基礎。目前，火炮水彈試驗人員受技術力量的約束，開展
火炮水彈試驗理論研究極少，仍然采用“水彈試驗加試驗后
測量膛徑變化”等試驗實踐的角度來摸索水彈試驗的安全性
研究，該方法簡單、實用，但盲目性大，易出現火炮身管脹膛
安全性事故；對水彈試驗中出現的火炮身管脹膛現象只能作
定性分析研究，無法從理論上定量闡述身管脹膛原因HJ。為
確保水彈試驗時不造成身管脹膛及其它損傷，必須進行火炮
水彈試驗安全性的理論研究。
現代科學技術，尤其是現代火炮設計理論的發(fā)展，為火
炮水彈試驗安全性研究提供了理論支撐。本文應用現代火
一5一
萬方數據
炮設計理論，建立火炮水彈試驗時的火炮內膛壓力和身管強
度計算模型，提出了火炮水彈試驗安全性要求，從理論上闡
述了火炮水彈試驗中身管脹膛原因，為新型火炮水彈試驗方
案制定和試驗安全性保證提供理論參考。
2火炮水彈試驗安全性理論分析
火炮水彈試驗時，既要產生與實彈射擊相似的火炮后坐
與復進運動，以實現水彈試驗的目的。同時，還應確保水彈
試驗產生的高壓氣體對內膛只產生彈性變形，而不出現塑性
變形，避免出現火炮身管脹膛現象，即確?；鹋谛藓笏畯椩?
驗的安全性。
2．1火炮水彈試驗內膛壓力計算模型
火炮水彈試驗內膛壓力是指火炮水彈試驗時，火炮身管
內壁所承受的高溫、高壓的火藥氣體壓力?；鹋谒畯椩囼瀮?
膛壓力是火炮修后水彈試驗時身管安全性評估的基本依據，
它的正確與否直接影響到火炮修后水彈試驗時身管安全性
評估的正確性和可信性。
2．1．1 火炮內膛平均壓力、彈底壓力與膛底壓力
由火炮水彈試驗原理可知，火炮水彈試驗與實彈發(fā)射既
有區(qū)別，又有聯(lián)系，可參考實彈射擊的經典內彈道模型來計
算火炮水彈試驗時的內膛平均壓力，其計算方程組如下。2 J
砂：P‘1+Az+p矛)(z<1 7
L1 (Z≥1)
警：p cz<1，
00 (Z≥1)
sp=枷去(1)
df
”2面
sp(z+o)=腳一爭耐
fm。+m。f≤fg一2。
，孔=f
【mf+m。一吊(z+f。一fg) f>fg—f。
式中乙=f。[1一舍一(a一古)卸]，△=囂，f0=詈，療=y一
1?；鹋诘奶艃冉Y構諸元如口徑d、炮膛橫斷面面積s、藥室
容積K和彈丸全行程長f。等，以及裝填條件如彈丸質量m、
裝藥量∞、火藥力，、火藥氣體余容d、燃燒速度系數凡、火藥
密度6、火藥形狀特征量肛罰、A，火藥氣體比熱比y，次要功計
算系數(b，水彈水柱初始長度為f。，水彈質量為m。。
平均壓力p是指火炮內膛彈后空間的平均壓力，彈底壓
力P。是指火藥氣體作用在彈丸底部的壓力，膛底壓力p。是
指火藥氣體作用在藥筒底部的壓力。三者之間，膛底壓力最
大，彈底壓力最小，在計算得到火炮水彈試驗內膛的平均壓
力后，便換算到火炮水彈試驗時的膛底壓力、彈底壓力。平
均壓力、彈底壓力與膛底壓力三者之間的關系為崢。
一6一
p=(1+Al芒IPd (2)
、o，孔，
pf：(1“蓋)(1“蓋)p (3)
÷饑÷饑
式中Al 2搦’A：2赫_s為彈丸膛內相對全
行程并為藥室擴大系數，其中f0為藥室容積縮頸長。
2．1．2試驗環(huán)境溫度對火炮內膛壓力影響修正
我國幅員廣闊，環(huán)境溫度差異很大。水彈試驗時的環(huán)境
溫度對其內膛壓力影響很大，因此還需考慮試驗環(huán)境溫度對
內膛壓力規(guī)律的影響。水彈試驗工程上，廣泛采用標準常溫
為15℃，高溫為50℃，低溫為一40℃。由式(1)一式(3)可分
別得到標準常溫15℃、高溫50℃和低溫一40℃環(huán)境下水彈
試驗的內膛平均壓力、彈底壓力和膛底壓力。
火炮水彈試驗為了滿足全國幅員范圍內的適應性要求，
應取標準常溫15℃、高溫50℃和低溫一40qC環(huán)境下內膛壓
力曲線的包絡線，即在火炮身管各個截面上，取標準常溫
15℃、高溫50℃和低溫一40℃三者內膛壓力的最大值。為了
計算方便，工程實踐上考慮環(huán)境溫度影響時的火炮內膛壓力
應由四段組成”J，如圖l所示。
p礎
。
圖l 身管水彈試驗時的高低溫壓力曲線
1)由L=0壘L=k“+1．5d的壓力變化規(guī)律是線性的，
用p。?至p?的直線表示。
2)由￡=050+1．5d至￡=050的壓力變化規(guī)律是線性
的，用p?至P矗50的直線表示。
3)由￡=￡f50至￡=“40的壓力變化規(guī)律用曲線p么～￡
表示。
4)由￡=“40至L=t的壓力曲線變化規(guī)律由曲線pi加
一三表示。
圖1和上式中符號上標為試驗環(huán)境溫度，符號下標“￡”、
“d”、“≈”與“g”分別表示膛底、彈底、火藥燃燒結束點和炮口
點參數。
2．1．3計算理論引起誤差對火炮內膛壓力影響修正
上述火炮內膛壓力理論計算建立在眾多假設基礎之上，
以達到方便計算的目的，但與火炮水彈試驗實際存在較多區(qū)
別；加上身管材料也不是均質，因此計算得到的身管內膛壓
萬方數據
力與身管實際所受的內膛壓力并不一致。由于計算理論引
起的計算誤差難以定量分析并加以修正，通常用安全系數n
(n≥1)來彌補以上不足，以確保安全M1。
設火炮內膛壓力計算值用．P來表示，則考慮計算理論引
起的誤差，火炮內膛壓力修正值P。為
Pl=n·p (4)
2．2火炮水彈試驗身管強度分析模型
火炮水彈試驗，一方面火炮水彈試驗內膛壓力作用在火
炮身管內壁，使火炮身管內壁產生合理的變形；另一方面，火
炮身管必須具有足夠的強度，以承受巨大的火炮內膛壓力作
用，即身管不允許產生破裂(炸膛)和內表面產生新的塑性變
形(脹膛)。目前，在役火炮身管主要有單筒身管和自緊身管
兩種，由于其制造工藝不同，身管所能承受的內膛壓力也不
同，身管強度的計算方法也不同，必須加以分別計算?。
2．2．1 單筒身管強度分析模型
單筒身管是一個單層的厚壁圓筒，制造后管壁沒有人為
的預應力。當火炮內膛壓力小于或等于身管彈性強度極限
時，身管內表面只作彈性變形。當內壓超過身管彈性強度極
限時，身管內表面就會產生塑性變形。單筒身管強度設計與
校核主要應用第二、三、四強度理論和雙剪強度理論拍J，工程
實踐中，第三強度理論應用最為廣泛。
第三強度理論認為，材料的危險狀態(tài)是由最大剪應力引
起的，當復雜受力構件上的剪應力達到簡單拉伸情況下危險
的最大剪應力值時，材料達到危險狀態(tài)。
設單筒身管內徑為■，外半徑為r2，身管材料比例極限
0rD，采用第三強度理論時的單筒身管強度極限為
臚咋蛩(5)
2．2．2自緊身管強度分析模型
自緊身管是在制造時對其內壓施以高壓，使內壁部分或
全部產生塑性變形。自緊身管可提高身管的強度，降低對炮
鋼材料強度的要求，同時有利于提高身管壽命，因而得到廣
泛應用。
設自緊身管內徑為r．，外半徑為r：，塑性區(qū)外半徑p，身
管材料的屈服極限盯。，則自緊身管強度極限為
見=1．08嘰f ln衛(wèi)+筆生) (6)
、
rI zr2 7
2．3火炮水彈試驗安全性評估模型
火炮水彈試驗時，身管內膛各截面上，只要其內膛壓力
P．小于該處的身管實際強度尸。，則火炮水彈試驗時身管不
會產生新的塑性變形，此時火炮水彈試驗是安全的。反之，
在身管內膛各截面上，如果火炮內膛壓力P。大于該處的身
管實際強度只，則火炮水彈試驗時會產生新的塑性變形，試
驗后身管內壁的彈性變形恢復，塑性變形不會恢復，即出現
在脹膛現象，這是絕不允許的。因此火炮水彈試驗的安全性
要求為
Pl≤P。(7)
3火炮水彈試驗安全性計算結果分析
3．1火炮水彈試驗內膛壓力計算結果
某自行加榴炮修理后進行水彈試驗。由式(1)可得該炮
水彈試驗時時標準常溫15℃、高溫50℃和低溫一40℃環(huán)境
下的火炮內膛火藥氣體的平均壓力，如圖2所示。
圖2某火炮水彈試驗常溫15℃、
高溫50℃和低溫一40℃時的膛壓曲線
由圖2可知，火炮水彈試驗時，常溫15℃、高溫50℃和
低溫一40qC時的內膛壓力變化規(guī)律基本相同，發(fā)射后內膛壓
力迅速升高至最大膛壓；過最大膛壓點后逐漸下降，與實彈
射擊內膛壓力變化規(guī)律基本相同。由于水彈試驗時，膛內水
彈運動的后半程，水彈質量隨著水彈運動行程的增大而逐漸
減小，因而表現出膛口部膛壓呈增大趨勢，這變化趨勢與實
彈射擊時，膛口部壓力呈減小趨勢相反。因此，火炮水彈試
驗改變了傳統(tǒng)實彈射擊時的內膛壓力變化規(guī)律，也是水彈試
驗安全性考慮的重點所在，應引起水彈試驗人員的高度
注意。
相應地，由式(2)、式(3)可得到該炮常溫15℃、高溫
50℃和低溫一40℃時的彈底壓力和膛底壓力。
自行火炮內膛采用深膛線，身管各部的安全系數取值如
下：藥室部取n=1．0，膛線部取n=1．2，炮口部取n=1．7一J。
最后由式(5)可分析計算得到火炮水彈試驗時的內膛壓力
值，如圖3所示，由于綜合考慮了火炮內膛結構、環(huán)境溫度和
設計理論對火炮內膛壓力的影響，火炮內膛壓力較原來的火
藥氣體壓力有了較大提高。
3．2火炮身管實際強度分析
該自行火炮身管外部由后向前逐漸變細，結構為多段圓
柱段與圓錐段，以適應身管內部壓力的變化規(guī)律；加工工藝
上后半部采用自緊工藝，前半部為簡單單筒身管。綜上所
述，該自行加榴炮的身管實際強度¨1
見2
礦礦，，百!嚳r 早單同筒
㈨8小號+等)自緊
‘
， ，
(8)
由該火炮身管具體結構尺寸，包括身管軸向尺寸、身管實際
——，7——
萬方數據
I，m
圖3高低溫壓力曲線及其內膛理論壓力曲線
外徑2r20、實際內徑2r。。及自緊半徑劫等，基于上述模型，可
編程計算得到該火炮身管各部的實際強度和實際強度曲線，
如圖4所示。
00
i、
圖4某自行加榴炮的實際強度曲線
由圖4可知，由于該身管的后半部為規(guī)正火炮后坐與復
進運動方向的二段圓柱部，又采用自緊工藝，故后半部的實
際強度較高；前半部結構上呈圓錐形，故其實際強度也逐漸
減小。
剮
。卜———{————卜———咭————f——一
Um
圖5某加榴炮實彈射擊與水彈試驗時的火炮內膛壓
力與身管實際強度曲線
一8一
圖5為該自行加榴炮實彈射擊和水彈試驗時的內膛壓
力曲線和身管實際強度曲線。由圖可知，火炮實彈射擊，火
炮內膛壓力較身管實際強度低許多，射擊安全性是有保證
的。而火炮修后水彈試驗時，身管炮尾部內膛壓力較身管實
際強度低許多，身管的強度裕量較大，是安全的；但由于火炮
水彈質量隨程變化，炮口壓力較大，身管炮口部的所承受的
內膛壓力已接近其實際強度，但仍是安全的。
4火炮水彈試驗安全性實驗結果分析
4．1實驗結果分析
火炮水彈試驗后，經擦拭保養(yǎng)，進行火炮內膛性能檢測
與評估。一是測量火炮內膛直徑，分析有無產生新的塑性變
形；二是觀察火炮內膛有無裂紋、膛線脫落和膛線斷裂等影
響火炮射擊安全性或射擊精度的內膛疵病。
該自行加榴炮水彈試驗后，一是用專用火炮測徑儀測量
火炮內膛直徑，測量結果見表1。與水彈試驗前測量結果比
較，前后測徑結果基本一致，其中內膛直徑變化量是由水彈
試驗水彈對內壁的磨損、火藥氣體對內壁的燒蝕引起的，屬
正?，F象，測試結果表明火炮內膛沒有產生新的塑性變形，
水彈試驗是安全的；二是借助專用光學式窺膛儀全面觀察火
炮內膛表面，并評估火炮內膛表面質量，沒有發(fā)現裂紋、膛線
脫落和膛線斷裂等影響火炮射擊安全性或射擊精度的內膛
疵病。
表1 火炮修后水彈試驗前后的身管內膛直徑測量結果
4．2火炮水彈試驗安全性措施
由上分析可知，水彈試驗時火炮內膛壓力隨著裝水質量
增多而增大，身管炮口部的內膛壓力有時會超過身管實際強
度，使身管內壁產生新的塑性變形，即產生脹膛現象，這種現
象在以往水彈試驗過程中曾經出現過，今后應盡量避免。
為此，制定火炮水彈試驗方案時，應該將理論分析與工
程實踐相結合，采取以下兩方面安全措施，確?；鹋谒畯椩?
驗安全。一是理論分析上，分析其火炮水彈試驗時的內膛壓
力和身管實際強度，避免身管內膛壓力大于身管強度的現象
發(fā)生；二是工程實踐上，火炮水彈試驗后還必須嚴格檢查火
炮內膛質量，重點檢查炮口部位，確保火炮內膛沒有脹膛現
象發(fā)生。
5結論
本文結合多年火炮修后水彈試驗實踐，建立了火炮水彈
試驗時內膛壓力和身管強度分析計算模型，并以某自行火炮
為例，計算得到該炮身管內膛壓力和身管實際強度曲線，并
進行了該項炮水彈試驗安全性分析，闡述了火炮水彈試驗身
管發(fā)生脹膛現象的原因所在， (下轉第407頁)
孓一一l一一
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萬方數據
圖7不同判決門限時的誤差率和虛警率
變換閾值法對語音信號進行去噪處理。利用小波變換方法
和MFcc特征參數的提取原理相融合用來提取語音特征信
號。通過高斯混合模型算法將提取出的新特征參數DWTc
建模，在模式匹配的訓練階段利用EM算法求取參數集，并
加入LBG算法求取起始參數值并通過MAP準則實現模式識
別。仿真結果表明，改進小波聲紋識別中的應用仿真平臺有
效的設計出能夠對說話對象的聲紋信息的有效提取，并將獲
取的說話對象的聲紋信息進行有效辨識。
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[作者簡介]
田秀麗(1977一)，女(漢族)，河北省順平人，講師，
碩士，研究方向：電路與系統(tǒng)。
黃永平(1977一)，女(漢族)，河北省定州人，講師，
碩士，研究方向：通信與信息系統(tǒng)。
(上接第8頁)
提出了確?；鹋谒畯棸踩募夹g措施。本文理論計算結果
與水彈試驗工程實踐相吻合，表明所建立的計算模型是正確
的，計算結果是可信的。本文研究成果已成功應用于某火炮
修后水彈試驗方案論證，為新型火炮水彈試驗提供理論指
導，也可為火炮水彈試驗評估與故障診斷提供理論依據。
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允許深度規(guī)律研究[J]．軍械工程學院學報，2010，(6)：126
—128．
[作者簡介】
傅建平(1966一)，男(漢族)，江蘇省蘇州市人，副
教授，碩士研究生導師，主要研究領域為火炮檢測
與診斷研究。
張澤峰(199l一)，男(漢族)，山西省陽泉市人，碩
士研究生，主要研究領域為火炮檢測與診斷研究。
余家武(1972一)，男(漢族)，四川大竹人，工程師，主要從事火炮監(jiān)
造方面的研究。
刁中凱(1963一)男(漢族)河北深州人，高級工程師，主要從事火炮
監(jiān)造方面的研究。
一407—
8
6
4
2
0
萬方數據

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