火炮设计理论

1、火炮设计理论，南京理工大学火炮教室，发表：张相炎教授，联系方式： 84315581，2.4主体管设计，1从主体管到1.1主体管壁内应力分布均匀提高主体管强度。 多层筒紧固层数越多应力分布均匀强度也高加工困难。 勒紧筒是一种新的技术方法紧身管的紧身管：用紧身管处理过的身管，也称为自我强化身管。 1.2制造自紧固原理时对其内腔施加高压，使内壁塑性变形。 内压去除后，在内壁上产生与发射时符号相反的残留应力。 发射时，发射作业压力产生的应力和自身压力重叠，体管壁的内部应力均匀，体管强度提高。 自紧固原理：卸载冲压成形残馀应力的发射应力均匀。 1.3主体管的特点(1)提高主体管的强度(2)能节省大量合金

2、元素(3)有利于提高身管寿命(4)及时发现和排除空白中的缺陷。 2.4螺旋套管设计、1.4螺旋套管施工法分为液压自紧法、挤出扩散法(也称机械自紧法)、爆炸自紧法三种。 (1)液压自紧固闭式(2)推开自紧固(3)爆炸自紧固、2.4自紧固管设计、t、t、t、2自紧固管应力分析、自紧固管产生较大的塑性变形，因此采用材料的屈服强度极限，采用第三或第四强度理论。 这里我们采用第三强度理论，即最大剪切应力理论，因为其强度条件是：对火炮身管，1=t，3=r=-p，所以在式中，2m被称为第三强度理论的相当应力。 根据2.4主体管设计，2.1补充假设(1)主体管材料的伸长和压缩特性相同的这个假设是为了省略玻色子

3、效应的影响，(2)即使材料塑性变形应力也不增加的这个假设是为了忽略材料强化(硬化)现象的影响，(3)轴向响应2.4波纹管设计，2.2波纹管时的应力设定：通过波纹管压力P1，主体管从内表面塑性变形，最终塑性区半径达到(r1r2)时，主体管壁内为塑性区(r=r1 )和弹性区(r=r2 ) (1)相当于弹性部的弹性部的单筒体管，内径、外径r2、半径处的径向压力p为弹性部的弹性强度极限，在采用第三强度理论的情况下，弹性部内径方向应力(压力)、弹性部内切应力、弹性部内第三强度理论处的相当应力、2.4自紧身褡设计，(2)相当于塑性部内各点即切线应力、半弹性状态的自紧固时的内压、2.4自紧固管设计、(3)全

4、塑性状态：=r2、2.4自紧固管设计、(4)第四强度理论的自紧固压力也能用第四强度理论导出自紧固时的压力，半弹性状态、全塑性状态， 实际的体管材料有一定的强化现象，通过自紧固生产实践得到的全塑性状态的自紧固压力，半弹性状态，2.4自紧固管设计，(5)说明1)的影响，W全塑性状态，全弹性状态，2)W2的影响，W2Z强度提高2.3残馀应力(制造应力)自紧时，在自紧压力P1的作用下，身体管从内面开始塑性变形，并且，身管壁内存在径向应力(压力) p和切线应力t。 解除自紧固压力P1时，由于身体管内有塑性变形，在拆卸过程中，车身管内有残留应力，即制造应力和预应力。 卸载过程是弹性卸载，相当于对内径为r1

5、、外径为r2的弹性圆筒施加-P1，在主体管内形成附加应力。 附加应力和自应力的积形成残馀应力。2.4主体管设计，其中p”是加压力，即，当主体管被视为单筒主体管(弹性圆筒)时，在自紧固内压P1的作用下在主体管壁内产生的径向压力p，是自紧固制造时的身管壁内的径向压力p是卸载后其中t是将身管视为单筒身管(弹性圆筒)时，从内压P1在身管壁内产生的切线应力t是自紧固制造时的身管壁内的切线应力t是卸载后的主体管内的残留切线压力。2.4自紧带设计，(1)附加应力在自紧压力P1的作用下，在单筒筒管(弹性圆筒)壁内形成的附加径向应力p”和附加切线应力”t，2.4自紧带设计，(2)残馀应力，1 )弹性区，2.4自

6、紧带设计，2 )塑性区，2.4自紧带设计发射时身管为内压p1，身管壁内形成新的剪切应力2”和半径方向压力p”，其值可以把主体管视为单筒主体管：身管壁内的合成应力为弹性部合成相当应力、塑性部合成相当应力、2.4主体管设计，合成应力的分布为博为了使主体管在发射时塑性区域不会进一步增大，在发射时的内压p1为自紧固时的内压p1以下，即p1P1的情况下，要求主体管内表面发生塑性变形，塑性区域逐渐扩大。 发射时主体管内表面不允许塑性变形，因此实际上成为p1P1。 2.4波纹管设计，希望xdmax最小，最佳的自紧固过应变率是，2.4波纹管设计，在不出现过应变率(自紧固度)、2.5逆屈服的条件下，来自波纹管内

7、壁的残馀应力的最大值| 21 |达到材料的屈服强度时，在身管内壁上压缩这引起了来自紧身管壁内的应力的再分布，不能进一步提高身管强度。 从紧身管不出现逆屈服的条件是解除不出现逆屈服时的自紧固压力，不等式的右边是紧身管的自紧固压力或强度极限的上限。 2.4波纹管的设计，对于波纹管整体(=r2)，波纹管整体不能逆屈服的条件，即身管半径比不得超过2.2 (注意，这是从第三强度理论导出的，在第四强度理论中约为2.0 )。 该半径比的全塑体管与单筒体管的强度相比，是2倍。 2.4波纹管设计，由于具有博氏效应，逆压缩的屈服界限s低于材料拉伸(自紧固过程)屈服界限s，因此自紧固压力P1也低。 在所有模具的主体

8、管中，内表面的实际切向压力比理论切向压力低20%40%，因此容易导致逆屈服。 GOTO，开放液压，r，封闭液压，r，扩张自紧固(机械自紧固)，r，r，爆炸自紧固，r，博格效应，r，材料强化(硬化)现象，2.4自紧身设计，3自紧身设计，3.1自紧身的弹性强度极限，自紧身的弹不考虑球歌手效果时，车身管的弹性强度极限等于自紧固压力P1。 如果工作压力p1小于自紧固压力(弹性强度极限) p1，则主体管成为弹性状态。 当工作压力p1大于自紧固压力(弹性强度极限) p1时，主体管内表面发生塑性变形。 3.2根据主体管的一般设计顺序，(1)选择主体管材料，确定了主体管材料的s的(2)选择空白内径r1、外径r

9、2，(3)选择自紧固度，(4)计算弹塑性区的边界半径，(5)计算自紧固时的内压，(6)。 2.4主体管设计、(8)强度检查、根据主体管的实际外形尺寸进行强度检查。从波纹管的合成应力分布规律可知，来自波纹管内表面的合成内压(即径向应力)和弹塑性域边界面的合成应力最大，因此应该对其进行强度检查。 1 )计算紧身带内表面的最大合成内压P1s，采用第三强度理论，采用第四强度理论，采用2.4紧身带设计，2 )计算弹塑性性交界面上的合成相当应力xd=2s，以上各式为实测值。 2.4自保护管设计，3 )计算实际安全系数。 其中，P1*是设计压力，自保护管的实际弹性极限内压约为理论计算值的75%。 自我保护管

10、的安全系数为：药物局部n1.38，105 mm线部n1.2，炮口部n1.8，2.4自我保护管设计，4自我保护管加工，4.1自我保护管的情况下，身体管的外面变形和内压的关系，自我保护管一般来说，通过测量并控制外表面的切线变形，来控制身管的自紧固程度。 (1)弹性载荷过程(O A )，2.4体管设计，(2)弹塑性载荷过程(AB )，弹塑性载荷过程，外表面还处于弹性状态。 如果在外表面没有外压，不考虑轴方向应力的影响，2.4主体管设计，考虑其他因素的影响进行修正，则使用ks代替s，(3)弹性卸载过程(BC )，卸载结束时，p1=0，不考虑外表面的残留切线变形、逆屈服的影响OA的斜率、BC通过b点，即

11、BC的直线方程式，受材料的逆屈服特性的影响，实际的外表面的残留切线变形小于理论值(bc)。 2.4体管设计、4.2自紧曲线、(1)自紧曲线(2)自紧曲线的测定、(3)自紧曲线的控制考虑到材料的屈服极限的变化，与s -s、s -s相对应，考虑到p1t2三条可能的自紧度的变化，- 与对应地形成三条线的这些曲(直线)线所包围的面积，应该在自紧固控制范围内，即，所给的s、实际的p1t2应该在自紧固控制范围内。 2.4主体管设计，(4)可以根据实际主体管外表面的最大切线变形t2m计算塑性变形半径和自紧固度，理论上主体管受到的最大内压是与自紧固度对应的自紧固压力P1 (弹性强度极限)，进行了修正，实际上可

12、以修正各种因素的影响所给定的压力P0 (通常为155MPa )对应于自紧固曲线上的切线变形t20，并将自紧固曲线上以该切线变形为平行线的压力设定为自紧固压力P1。 2.4紧身管设计，4.3加工对紧身管弹性强度界限的影响，紧身过程一般是在布料上，紧身后，将布料加工成身管，去除金属层，必然会引起身管壁内残馀应力的再分布和紧身管的弹性强度界限。 假定加工时和加工后的弹塑性性交界面的半径不变，加工时的残馀应力的变化过程是弹性的。 加工前，身管的内外面半径为r1、r2，加工后，身管的内外面半径为r1、r2。 (1)若将内表面加工成内表面半径R1r1，则加工后内表面上半径方向的残留应力为零，相当于对加工面

13、作用与其相同大小的压力p * 1=-p1。 塑性区域的径向残馀应力，2.4是主体管设计，p * 1的作用引起的壁内附加应力，加工后主体管壁内残馀应力，2.4主体管设计，加工后主体管壁内塑性区域残馀应力，加工后主体管壁内塑性区域残馀应力，加工前主体管即，根据弹性极限，根据2.4主体管设计，(2)加工外表面的外表面半径R2R2时，加工后的外表面的半径方向残留应力为零，对加工表面的作用=与其相同的大小，相当于相反方向的压力p * 2=-p2。 弹性部的径向残馀应力，2.4从主体管设计，p * 2的作用引起的壁内附加应力，加工后主体管壁内残馀应力，2.4从主体管设计，加工后主体管壁内弹性部残馀应力可以导出，