Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
ПРЕДИСЛОВИЕ
Современное развитие артиллерийской науки и техники ставит перед специалистами ряд новых практических задач, связанных с дальнейшим повышением боевых и эксплуатационных качеств артиллерийских систем различного назначения. Это обстоятельство обусловило разработку новых вопросов теории проектирования и практики конструирования артиллерийских стволов, например, применение высоких давлений для увеличения начальной скорости снаряда и дальности стрельбы, учет влияния нагрева и охлаждения стволов на их прочность, живучесть и кучность стрельбы и т. д.
В книге приведены все необходимые сведения об артиллерийских системах, конструкции и устройстве современных артиллерийских стволов и затворов.
В отличие от классического труда проф. Н. Ф. Дроздова «Сопротивление артиллерийских орудий и их устройство» (издание 1932 г.) и книги Э. К- Лармана «Проектирование и производство артиллерийских систем» (ч. I. «Проектирование орудийных стволов и затворов》издание 1949 г.) здесь более подробно рассмотрены устройство, проектирование и расчет казенников, затворов, механизмов полуавтоматики, досылателей, дульных тормозов и эжекционных устройств. При этом излагаются не только вопросы прочности'и динаМй^и конструкций, но и теоретические основы их проектирования.
Приложение теории к практике конструирования стволов и задъоров иллюстрируется конкретными типовыми примерами расчетов.
Эти же числовые примеры дают полное представление о количественном изменении результатов решения задачи в зависимости от исходных данных и ее постановки.
Поскольку во всей справочной литературе по артиллерийским системам применяется техническая система единиц, материал учебника излагается с учетом этой системы. В приложении книги приведень} соотношения между единицами измерений Технической и Международной систем.
печати.печати.Книга написана по материалам отечественной и зарубежной
печати.
печати.
Введение и гл. 1 и 8 написаны Э. К_ Ларманом, гл. 4 и разд.
5.2, 5.4, 5.6, 5.7 гл. 5 и гл. 7 — В. Г. Маликовым, разд. 3,1
и 3.10 гл. 3 — А. А.Королевым и Б. К* Новиковым, гл. 6 —丿
Б. В. Орловым и А. А. Королевым, разд. 9.4 написан А. А. Ко-'
ролевым, разд. 3.8 —А. А. Королевым и Л. А. Урусовой. Пре-j
дисловие, гл. 2, разд.3.2—3.7 и 3.9 гл. 3, разд. 5.3 и 5.5 гл. 5,
гл. 9 (кроме разд. 9.4) написаны Б. В. Орловым, стр. 202+206—
Б. В. Орловым совместно с М. П. Патричной.「
Общая редакция книги принадлежит Б. В. Орлову.
Все замечания читателей по книге следует направлять по*
адресу: Москва, Б-78, 1-й Басманный пер., 3, изд-во «Машино- ■ строение»(
ВВЕДЕНИЕ
Теория проектирования стволов является прикладной наукой с рациональных приемах расчета и конструирования стволов артиллерийских орудий.
При проектировании стволов решаются три основные задачи или проблемы:
исследование сил, действующих на ствол при выстреле;
определение напряжений и деформаций, возникающих в элементах ствола при действии на них внешних сил;
определение допустимых напряжений и деформаций, которые могут быть в элементах ствола без снижения их прочности и жесткости.
Вместе с ростом производства, развитием техники и военного дела стволы орудий непрерывно видоизменялись, конструкция их совершенствовалась. Изменилось устройство стенок ствола, форма канала, внешнее очертание ствола, материал и способ изготовления. Изменение конструкции и способов изготовления стволов находилось в прямой зависимости от развития учения об их изготовлении и рациональных приемах конструирования.
Возникновение учения о конструировании стволов в России совпадает с появлением огнестрельных орудий.
В 1889 г. было отпраздновано 500-летие отечественной огне- ^етрельной артиллерии, т. е. годом ее появления на Руси считался 1389 г. Последние исследования наших советских исто риков-артиллеристов указывают, что первое появление огнестрельной артиллерии в нашей стране относится к 1383—1384 гг.
На первых порах для изготовления артиллерийских орудий приглашались иностранные мастера, однако, очень скоро русские литейщики стали подлинными «пушечных дел» мастерами. Уже в XV в. русские «хитрецы огневого боя》или《пушкари》, т. е. артиллеристы того времени, решали такие технические задачи, которые оказались под силу западно-европейским мастерам значительно позже. О высоких качествах артиллерийских орудий того времени свидетельствует сохранившаяся пищаль 1485 г., отлитая мастером «тяжелого пушечного наряда» * Яко-
вом и другая пищаль с надписью, свидетельствующей о том, что ее делали «Яковлева ученики Ваня да Васю к». 。
Среди целой плеяды талантливых русских артиллерийских мастеров XVI в. следует отметить Андрея Чохова, который отлил ствол, «царь-пушки», являющийся замечательным образцом русского Литейного искусства. Длина ствола «царь-пушки» 5 M 34 см, масса 40 т, калибр 890 мм. Эта пушка была самым крупнокалиберным орудием в мире. В том виде, как она выставлена в Кремле, пушка имеет декоративный лафет и ядра. Нельзя не отметить также и то, что орудия, изготовленные Чеховым и некоторыми другими пушечных дел мастерами в середине XVI в. приобрели ту рациональную конструкцию, которая была присуща орудиям ближайших столетий. Они состояли на вооружении русской артиллерии вплоть до начала XVIII столетия.
Для создания артиллерийских орудий, особенно стволов, во все время был нужен металл (железо, бронза, сталь). Русские металлурги внесли большой вклад в дето получения этих металлов. Так, например, в XVIII в. клеймо «старый сокол», ставившееся на уральском железе, хорош。знали в Глазго, Бирмингеме, Манчестере и в Лондоне. Россия в то время была важнейшим поставщиком металла на мировом рынке.
В XVIII в. русская артиллерийская наука далеко ушла вперед по сравнению с западноевропейской. Этому немало способствовала открытая в 1725 г, по указу Петра I в Петербурге Российская академия наук.
Русские ученые того времени члены Российской академии наук М. В. Ломоносов, Л. П. Эйлер, Д. И. Бернулли, И. Г. Лейтман и другие внесли ценный теоретический вклад в артиллерийскую науку.
Большое значение для развития артиллерийской науки。имели работы М. В. Ломоносова по порохам и приборам, Л. Эйлера по внешней баллистике и механике, Д. Бернулли по внутренней баллистике.
Развитию артиллерийской науки в XVIII в. немало способствовало учреждение Петром I двух школ для подготовки артиллеристов и других военных специалистов. Одна из этих школ была учреждена в Москве, а другая в Петербурге. Эти школы положили начало инженерному артиллерийскому образованию в России.
В первой половине XIX в. развитие науки о проектировании артиллерийских орудий шло по линии усовершенствования гладкоствольных орудий. Все проводимые мероприятия были направлены на уменьшение массы орудия, повышение маневренности и улучшение их боевых качеств.
* В те времена вместо слова 《артиллерия» употреблялось слово «наряд».
Бурное развитие промышленности, техники и военного дела в середине XIX в. выдвинуло перед артиллерийской наукой ряд новых научно-технических проблем: повышение дальнобойности, скорострельности и кучности стрельбы, решение которых потребовало применения медленно горящего бездымного пороха, перехода к нарезным каналам стволов и продолговатым снарядам.
Изобретение в первой половине XIX в. новых видов порохов <оздало необходимые предпосылки для повышения мощности и дальнобойности орудий.
Новые бездымные пороха, создававшие при сгорании в канале ствола значительно большее давление газов, чем раньше, а также применение нарезных стволов потребовали, в свою оче- рэдь, применения для изготовления стволов высококачественных сталей.
Впервые работы по созданию высококачественных сталей проводились в Златоусте генерал-майором корпуса горных инженеров Павлом Петровичем АносовьГм (1797—1851), применившим микроскоп для исследования металлов и тем самым положившим начало металлографии, В Златоусте начинал свои работы по созданию сталей Павел Матвеевич Обухов (1820— 1868). Его сталь получила мировую известность. Отлитый в 1860 г. на Князе-Михайловской фабрике ствол пушки из стали Обухова выдержал более 4000 выстрелов. После испытаний лушка была отправлена в Лондой на Всемирную выставку 1862 г., и ей была присуждена высшая награда ——Золотая медаль. Это был триумф русского сталепушечного производства.
Обухов создал сталепушечный Обуховский завод (ныне завод «Большевик») и пригласил работать на нем профессора Михайловской академии Дмитрия Константиновича Чернова (1839—1921).
В 1868 г. Д. К. Чернов выступил перед научно-техническим миром с новыми идеями, вызвавшими переворот в металлургии. ^Профессор Чернов доказал, что структура стали при нагреве не остается неизменной: при определенных температурах сталь претерпевает особые превращения, изменяющие ее структуру и механические свойства. Эти критические температуры в металлургии известны под названием «точек Чернова».
Дмитрий Константинович Чернов не только доказал ложность и неправильность взглядов на значение ковки для качест- ва стали, но и открыл тот новый правильный путь, по которому должна была пойти обработка стали с целью придания ей по желанию требуемых свойств и высоких качеств. Чернов указал, что решающим фактором в этом вопросе является не механическая обработка давлением, а тепловая ——путем нагрева и охлаждения с различной скоростью, и заложил основы термичес* кой обработки стали [3J.
Труды Чернова получили широкое признание еще при его жизни. В 1900 г. на Всемирной выставке в Париже «директор металлургических заводов Монгольфи в своей речи, обращенной к экспертам-металлургам, отметил исследования русского техника г-на Чернова и выразил ему благодарность от всей метал* лургической промышленности [5].
Широчайшей известностью в артиллерийских кругах пользо* валась разработанная в 1912 г. Д. К. Черновым оригинальная теория износа и разгара каналов стальных орудийных стволов. Некоторые основные положения этой теории сохранили до известной степени свое значение и в наши дни.
Д. К・ Чернов не только крупный ученый металлург, он образец ученого-патриота своей родины. Осенью 1916 г. он заболел и выехал в Крым для длительного лечения. В марте 1919 г. Михайловская артиллерийская академия была переименована в Артиллерийскую академию РККА. Дмитрий Константинович направил руководству академии заявление, где писал, что возобновившая свои занятая Артиллерийская академия остается без профессора по одной из главнейших наук ее специальности (металлургии в применении к изготовлению артиллерийских орудий, снарядов, брони и т. д.), так как после его отъезда кафедра осталась ^незамещенной, и Д. К・ Чернов желал бы исполнить свою обязанность по академии и вернуться в Петербург по возможности без замедления [4]. Зная, что Д. К・ Чернов находится в Крыму, и предвидя, что белогвардейской авантюре на юге России приходит конец, англичане направили Дмитрию Константиновичу предложение переехать в Лондон. Для этой цели англичане направили к берегам Крьша специальный военный корабль. Однако несмотря на то, что Д. К・ Чернов был почетный вице-председатель Английского института стали и железа и почетный член-корреспондент Королевского института в Лондоне, Чернов ответил, что он русский и родины покинуть не может [7]. °
Читать лекции по металлургии в Артиллерийской академии РККА ему не пришлось. 2 января 1921 г. на 82 году жизни Дмитрий Константинович скончался. В Крыму на его могильной плите, установленной Русским Металлургическим обществом, написаны слова: «Отец металлографии. Провозвестник и глава новой школы металлургов》.
Лекции по металлургии в Артиллерийской академии РККА в свое время читал лучший ученик Д. К. Чернова академик А. А. Байков, который внес большой вклад в дело создания специальных сталей.
У читателя невольно возникает вопрос: почему во введении о проектировании стволов артиллерийских орудий такое большое место отводится вопросам металлургии? Ответ заключается в том, что русские артиллеристы в улучшении качества орудийного металла видели один из факторов повышения прочно-
*сти стволов, открывавший путь к дальнейшему повышению могущества артиллерийских орудий. Советские артиллеристы полностью восприняли эту точку зрения.
Каждый инженер-конструктор, занимающийся проектированием стволов артиллерийских орудий, должен всесторонне знать свойства металла и способы изготовления из него тех заготовок, из которых будет изготовлен спроектированный им ствол. Он должен хорошо знать, в каких условиях ствол будет работать в процессе эксплуатации и как могут меняться механические свойства металла в этих условиях. Без учета всего сказанного, даже если при проектировании ствола будет применена, казалось бы, самая точная методика расчета, ствол все же в процессе эксплуатации может оказаться непрочным и недолговечным.
Из отечественных ученых-артиллеристов, сыгравших большую роль в развитии отечественной металлургии, необходимо отметить А. С. Лаврова и Н. В. Калакуцкого.
Заслуга Н. В. Калакуцкого (1831—1886) заключается в том, ито он впервые привлек внимание артиллерийских технических кругов к вопросу о влиянии внутренних напряжений, остающихся в изделиях после термической обработки, на прочность орудийных стволов и снарядов. Им же были разработаны основы методики экспериментального исследования этих напряжений. Кроме того, Калакуцким был исследован вопрос о возникновении ненормальных давлений во время выстрела в канале ствола, делающих последний непригодным для дальнейшей стрельбы, и разработал еще целый ряд вопросов в области металлургии.
А. С. Лавров (1838—1904) исследовал причины образования Чустот в специальных слитках и разработал методы борьбы с ними. Он много работал над решением проблемы повышения прочности орудийных стволов, изготовляемых из бронзы. В 1873 г. он впервые осуществил на практике идею самоскреп- ления (автофретаж) орудийных стволов путем протяжки стальных пуансонов через канал ствола, изготовленного из бронзы. Подвергнутые такой обработке бронзовые стволы по своим ■прочностным характеристикам стали близки к стальным, вследствие чего такие стволы тогда стали называть сталебронзовыми.
Необходимо заметить, что в России изготовлением орудийных стволов из стали, правда в небольших количествах, начали заниматься давно. В Артиллерийском историческом музее в Ленинграде хранятся отдельные образцы орудий, изготовленных в начале XVI в, химический состав металла которых близок к химическому составу стали. В 1709 году тульские мастера изготовили и преподнесли в дар Петру I в честь Полтавской победы пушку, ствол которой был изготовлен из кованой стали. Уже в начале XIX в на целом ряде отечественных заводов было налажено изготовление литой стали. Булатная сталь зачинателя
производства высококачественной стали Павла Петровича Аносова прославила Россию на весь мир.
Помимо выработки высокопрочной стали в России работали и над изысканием искусственных способов повышения прочности орудийных стволов.
Об одной из таких работ (работе А. С・ Лаврова) было уже сказано выше. Еще в 1799 г. полковник И. И. Дибич создал первое артиллерийское орудие, ствол которого для повышения прочности был обвит проволокой. В начале 1859 года лейб- гвардии 2-й артиллерийской бригады полковник В. И. Семашко тоже проводил опыты по повышению прочности стволов, изготовленных из чугуна, обвивая стволы прутковым железом.
За рубежом также приступили к подобного рода работам. Так, например, в 1860 г. англичанин Лонгридж разработал конструкцию ствола, скрепленную проволокой.
Весьма важное значение для повышения прочности орудийных стволов имели работы нашего отечественного ученого артиллериста, заслуженного профессора Михайловской артиллерийской академии экстра-ординаторного академика, генерала от артиллерии А. В. Гадолина (1828—1892).
В 1858 году была опубликована его работа «О сопротивлении стен орудия давлению пороховых газов》，а в 1861 г.— «Теория орудий, скрепленных обручами». В этих работах А. В. Га- долин дал весьма простой вывод формулы профессора Петербургского института путей сообщения Лямэ и исследовал деформации и напряжения, возникающие в стенках орудийного ствола во время выстрела. Кроме того, в этих работах предлагалась и теоретически обосновывалась возможность еще до выстрела в стенках орудийного ствола создавать напряжения, повышающие его прочность. С этой целью Га долин, предложил делать стволы, состоящие из нескольких слоев (скрепленные стволы).
А. В. Гадолину принадлежат также первые исследования напряженного состояния казенников и разработка методики их расчета. Им же впервые были исследованы те напряжения, которые возникают в нарезной части канала от действия ведущего пояска снаряда при движении последнего по каналу ствола во время выстрела.
В 1863 г. работы А. В. Гадолина были опубликованы в 《Revue de Technologie Militair》. Его исследования были положены в основу содержания учебников по проектированию орудийных стволов, написанных за рубежом. Способ вывода предела прочного сопротивления, предложенный А. В. Гадолиным> был впоследствии применен Клебшем для вывода общих уравнений равновесия твердых тел.
А. В. Гадолин является основоположником теории сопротивления стволов огнестрельного оружия, основные положения ко- торой сохраняют свое значение и в настоящее время.
ю
Как известно, во второй половине XIX в. совершался переход к нарезному оружию, в том числе и к артиллерийским орудиям, у которых на поверхности канала ствола имеются винтовые нарезы, что дало возможность существенно повысить как дальность стрельбы, так и кучность боя этих орудий.
Как в России, так и за рубежом до этого имелись отдельные образцы различного вида нарезного оружия. Однако часто устройство нарезов в канале ствола служило не для повышения баллистических свойств оружия, а лишь для облегчения заряжания или сбора порохового нагара в стволе оружия. Только в 1728 г. академик Петербургской академии наук И. Г. Лейтман опубликовал работу:《О верном проведении в канале оружия винтовых нарезов с данной длиной нарезов». Через год была опубликована его вторая работа: 《О некоторых новых замечательных опытах, касающихся артиллерии》. Эти работы, хотя и не везде верно, излагали вопрос о значении нарезов и увеличении дальнобойности при стрельбе продолговатыми снарядами из нарезных орудий, однако они оказали существенное влияние на развитие нарезного оружия.
Ведущая роль в создании нарезных орудий безусловно принадлежит профессору Артиллерийской академии Н. В. Майев- скому (1823——1892). Он по праву является основоположником внешней баллистики вращающихся продолговатых снарядов. Его теоретические положения в этой области не потеряли своего значения и теперь, а формула о необходимой крутизне нарезки у дула с незначительными изменениями находит применение и в настоящее время. Еще в 1856 г. Н. В. Майевский опубликовал самостоятельное исследование о действии пороховых газов на стенки ствола. На основе установленного закона распределения давления пороховых газов он впервые предложил рациональную толщину стенок ствола и доказал возможность изготовлять стволы, имеющие толщину стенок ствола в дульной части в три раза меньше, чем в казенной, для этого наружное очертание ствола нужно делать коническим.
По существу эта работа вместе с работами А. В. Гадолина положила начало рационального устройства и проектирования орудийных стволов.
В. Майевский был не только ученым-теоретиком ——он был конструктором. Непосредственно им и под его руководством были для отечественной артиллерии спроектированы и изготовлены первые нарезные орудия, которые известны под названием «системы обр. 1860 года》. Наша отечественная артиллерийская техника перешагнула тот рубеж, о котором сказано, что здесь кончается история гладкоствольных орудий и начинается новый период, характеризуемый переходом всех государств к системе нарезных, заряжаемых с казенной части пушек [1]. Эту задачу решили при создании систем орудий образца 1867 и. образца 1877 гг.
Не останавливаясь на подробном рассмотрении всех тех технических проблем, которые весьма удачно были разрешены отечественными артиллеристами при создании упомянутых выше систем, нельзя не сказать несколько слов о порохе для зарядов нарезных орудий.
В первых нарезных орудиях применялся прежний мелкозернистый, быстрогорящий порох. Для того чтобы не вызвать резкого повышения максимального давления пороховых газов в канале ствола, переделанного из прежнего гладкоствольного орудия под нарезное, при применении более тяжелого продолговатого снаряда массу боевого заряда приходилось уменьшать^ что приводило к уменьшению начальной скорости. В связи с этим в 1862 году А. В. Гадолин и Н. В. Майевский предложили более медленно горящий порох, зерна которого имели форму правильных шестиугольных призм с семью каналами. Вскоре этот порох получил распространение в Австрии, Англии, Франции, Бельгии и других странах. В 1867 г. на заводе немецкого «пушечного короля» Круппа под руководством Майевского проводились испытания упомянутого призматического пороха стрельбой из 24-см прусской пушки, которые показали его преимущества по сравнению с порохами другой формы зерна. После этих испытаний порох был принят в прусской артиллерии.
Поэтому весьма справедливым является высказывание отечественного ученого артиллериста, ученика А. В. Майевского^ профессора Артиллерийской академии А. Забудского (1853—— 1917), который сказал, что Европа обязана России введением призматического пороха [2]. .
Весьма важное значение имели работы директора Обуховского завода А. А. Колокольцева (1833—1904), который в 1874 году предложил для облегчения перевозки тяжелых орудий стволы последних делать составными по длине. Тогда же были изготовлены такие свинтные стволы для 8-дюймовой облегченной пушки и 9-дюймовой полевой мортиры. Подобные орудия были использованы в русско-турецкой войне 1877——1878 гг. Стволы этих орудий состояли из четырех частей: дульной, средней скрепленной, казенной и внутренней трубы. Дульная и казенная части соединялись со средней скрепленной частью при помощи специальных гаек, а внутренняя труба вставлялась при помощи специального винтового прибора.
Особое значение имеет предложенная А. А. Колокольцевым конструкция орудийных стволов, в которой внутренняя труба вставляется в оболочку (наружную трубу) с зазором, который во время выстрела выбирается, вследствие чего наружная труба участвует в общем сопротивлении разрыву. Такая конструкция ствола позволяла его обновить после износа канала в боевых условиях. Для этого предполагалось в комплекте запасных частей для орудий иметь несколько запасных внутренних труб. Теперь подобная конструкция получила название «ствол со сво- 12
бодным лейнером» Слово 《лейнер》происходит от английского слова《lienev》，что значит «свободный». В работе В. Швиннинга «Конструкция и материал стволов огнестрельного оружия》，изданной в 1937 г. в Германии, дается весьма положительный отзыв о лейнировании орудий в 70-х годах прошлого века в России.
Передовой характер отечественной артиллерийской науки в XIX в. дал возможность России стать на самостоятельный путь конструирования и изготовления стальных нарезных артиллерийских орудий, по своим боевым качествам превосходящим аналогичные орудия заграничных армий. Однако вследствие слабо развитой военной промышленности изготовление их встречало большие трудности, а поэтому некоторые образцы заказывались заграничным фирмам.
Весьма наглядно это нелепое положение обрисовано в публичной лекции, прочитанной 9 марта 1868 года в аудитории Михайловской артиллерийской академии капитаном Кирпиче- вым, в которой о 9-дюймовой пушке, изготовленной за рубежом, говорится, что эта наша пушка, она выдержала 700 выстрелов при заряде, развивающем давление, превосходящее 4000 атм. Мы имеем право называть ее нашей пушкой потому, что теория устройства подобных пушек разработана русским профессором артиллерии А. В. Гадолиным, а чертеж пушки составлен русским профессором Н. В. Майевским. Нельзя, впрочем, умолчать о том обстоятельстве, что, к сожалению такие орудия приходилось заказывать из-за границы [6].
Такое нелепое положение продолжалось до Великой Октябрьской революции. Для защиты молодой советской республики в ряды рабоче-крестьянской Красной Армии добровольно вступили не только военные специалисты, но также крупные ученые артиллеристы, которые имели высокие воинские звания старой царской армии. Они сделали это не по принуждению, а по доброй воле, ибо понимали, что новый государственный строй, устанавливающийся на просторах бывшей Российской империи, обеспечивает русскому народу и другим народам, населяющим ее территорию, самостоятельное политическое и экономическое развитие и гарантирует расцвет науки и культуры.
Первым среди них был крупный ученый артиллерист В. М. Трофимов (1865—1926). Будучи назначенным председателем Комиссии особых артиллерийских опытов (КОСАРТОП), он сделал очень много по организации и развитию научно-исследовательской работы в области артиллерии, которая за годы первой Мировой войны была полностью прекращена. Он был спе- циалистом-баллистом. Его работа об исследовании действия шрапнели и установлении закона рассеяния при дистанционной стрельбе была чуть ли не единственной в этой области. В. М. Трофимов создал специальную теорию о производительности артиллерийского орудия, которая была положена в основу выра-
ботки тактико-технических характеристик для первых образцов орудий артиллерии Советской Армии.
Профессор Н. Ф. Дроздов (I860——1953), который в годы первой Мировой войны работал директором Путиловского завода в Петрограде, написал фундаментальный труд, состоящий из трех томов, по проектированию орудийных стволов и затворов. На его трудах и при его непосредственном участии, как профессора Артиллерийской академии им, Дзержинского, воспиталась славная плеяда советских ученых баллистов и конструкторов- ствольщиков.
Помимо упомянутых выше крупных специалистов нельзя не назвать следующих: Е. А. Беркалова — специалиста по проектированию снарядов； 'конструктора трубок и взрывателей В. И. Рдултовского (1876—1939); конструктора и специалиста по теории лафетов Ф. Ф. Лендера, крупного специалиста внутренней баллистики И. П. Граве (1874—1959); специалистов по порохам Г. А. Забудского (1854—1930) и А. А. Солонина (I860— 1928); знатока по внешней баллистике В. В. Мечникова (1879— 1939) и целый ряд других. На их научных трудах и под их непосредственным руководством воспитывалось первое поколение советских ученых-артиллеристов и талантливых конструкторов.
Значительную роль в дальнейшем развитии артиллерийской науки сыграло успешное проведение социалистической индустриализации страны, в результате чего были созданы все необходимые технические и экономические предпосылки для повышения обороноспособности советского государства. Достаточно указать, что только за период с 1930 по 1939 г. боевая техника Красной армии возросла по танкам в 43 раза, по авиации в 6,5 раз, а по артиллерии всех калибров в 7 раз.
Теория и практика проектирования артиллерийских стволов, базирующиеся на теоретических работах советских ученых-артиллеристов, за годы индустриализации нашей страны получили самое широкое и всестороннее развитие. Широкое распространение получило лейнирование стволов, значительно улучшилось конструктивное выполнение и технологичность стволов.
Широкое внедрение в практику конструирования получили клиновые полуавтоматические затворы и навинтные казенники.
Успехи советской металлургии обеспечили разработку новых марок орудийных сталей с высокими механическими характеристиками, которые позволили увеличить давление в канале ствола и, следовательно, повысить мощность артиллерийских орудий.
В 30-х годах были разработаны новые методы повышения живучести стволов с помощью флегматизаторов зарядов и применения углубленного профиля нарезки.
Наряду с успехами практики конструирования артиллерийских стволов дальнейшее развитие получает и теория их проектирования.
О развитии советской артиллерийской науки и зрелости артиллерийских кадров, воспитанных за годы советской власти, свидетельствуют те первоклассные артиллерийские орудия, при помощи которых воины Советской армии громили немецко-фашистские орды в годы Великой Отечественной войны 1941—— 1945 гг. Благодаря той существенной роли, которую сыграла советская артиллерия в этой войне в нашем народе утвердилось похвальное ей слово: «Артиллерия — бог войны».
Из числа создателей и руководителей коллективов конструкторов этих артиллерийских орудий назовем В. Г. Грабина, Ф. Ф. Петрова, И. И. Иванова, Б. И. Шавырина, М. Я. Крупчат- никова, М. Ю. Цирюльникова, Д. Н. Вышневского и др.
В годы Великой Отечественной войны на основе опыта боевого применения артиллерийских орудий продолжалось дальнейшее совершенствование конструкций стволов и методов их расчета и проектирования.
Отечественная, металлургия в годы Великой Отечественной войны позволила широко применить нескрепленные стволы, что обеспечивало большой производственный эффект и давало возможность изготовлять орудия в массовых масштабах.
Развитие теории проектирования и производства стволов в послевоенный период характеризуется следующими основными направлениями:
—массовым переходом не только в наземной, но и в зенитной артиллерии (сухопутной и морской) от скрепленных стволов к стволам-моноблокам в целях экономии металла, оборудования, производственной площади и рабочей силы;
—разработкой стволов е гладкостенными каналами для стрельбы оперенными снарядами в целях повышения дальности стрельбы при одновременном повышении живучести артиллерийских орудий;
—применением автоматических орудий в зенитной артиллерии до 120-мм калибра и полуавтоматических затворов у орудий раздельногильзового заряжания до 152-мм калибра включительно;
—применением дульных тормозов большой эффективности, позволяющих уменьшить разрушительное действие выстрела на лафет, что обеспечивает получение, с одной стороны, легких, малогабаритных, а с другой ——мощных артиллерийских орудий.
Все эти усовершенствования позволили повысить мощность и маневренность орудий, удешевить производство и улучшить их боевые и эксплуатационные качества.
Современные артиллерийские орудия, создаваемые на базе достижений научно-технического прогресса, отвечают всем требованиям передовой советской военной науки. Они характеризуются малой относительной массой и габаритами, простотой уст-
ройства, технологичностью производства и ремонта при высоком могуществе.
Однако дальнейшее повышение мощности артиллерийских орудий вновь выдвигает проблему всемерного их облегчения и уменьшения габаритов.
В решении этих задач не последнюю роль будут играть дальнейшее усовершенствование и разработка современных методов расчета и проектирования стволов, достоверно учитывающие реальные условия работы основных элементов ствола, а также обоснование и установление действительно необходимых запасов прочности наиболее важных элементов ствола и всего орудия в целом.
Исследования, выполненные советскими учеными, дают все необходимые данные для успешного решения задач, стоящих перед теорией и практикой расчета и проектирования стволов, современных артиллерийских орудий.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Артиллерийский журнал, 1889, № 12, с. 42.
Артиллерийский журнал, 1865, № 7, с. 567.
Бойков А. А. Собрание трудов, т. II. «Великий русский металлург Д. К. Чернов и его научные труды». М.—Л., 1948, с. 256.
Головин А. Ф., Д. К・ Чернов и развитие отечественной техники. «Труды по истории техники». М., Изд. Артиллерийской академии, 1953, вып. II, с. 61.
Крылов И. А. «Д. К- Чернов н артиллерийское дело》.一В кн.: Дмитрий Константинович Чернов, Петроград, 1923, с. 68.
Ларман Э. К. Аксель Вильгельмович Гадолин. М., Наука, 1969, с. 71.
Федоров А. С. Творцы науки о металле. М., Наука, 1964, с 98.
УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
а —ширина поля иарезов;
a2i ——относительный наружный диаметр ствола-моиоблока или трубы двухслойного ствола;
@м ——относительный наружный диаметр двухслойного ствола;
аз2—относительный наружный диаметр кожуха двухслойного
ствола;
6 —ширина дна (дола) нарезов;
Bi — критерий Био;
£ — удельная теплоемкость;
/ — скорость распространения радиальных колебаний;
ск — скорость распространения крутильных колебаний;
Сд — относительный вес снаряда;
2 — калибр ствола;
處一диаметр дна каморы;
е — плечо динамической пары;
Е — модуль Юнга;
f — сила пороха;
g — ускорение силы тяжести;
§ — расход жидкости или газа;
h — плечо опрокидывающего момента;
Н(у) —функция распределения плотности по высоте;
г — коэффициент формы снаряда;
/ — момент инерции поперечного сечения ствола;
厶厶 一 функции Бесселя первого и второго рода;
/к — сила инерции казенника;
& — показатель адиабаты；
Ош, Оп2 一 категория прочности элементарных слоев с учетом наклепа при автофретировании;
Км — аэродинамический коэффициент опрокидывающего момента;
? — длина;
/о — приведенная длина каморы;
/д — путь снаряда по каналу ствола;
Lc — длина ствола;
m — масса снаряда;
mz ——погонная масса сечения ствола;
Мо — масса откатных частей;
，М — число М;
л —число нарезов;
^ — сила давления на боевую грань нареза;
%口 一 давление на боевую грань нареза;
Nu — число Нуссельта;
рт — максимальное давление в канале ствола;
Ра — давление автоскрепления;
Ро — давление форсирования;'
роб — давление пластической подушки обтюратора;
Pi ■— предел сопротивления ствола-моноблока;
pl — предел упругого сопротивления двухслойного ствола;
р； — предел возможного сопротивления двухслойного ствола;
Гос.публкч^аяН&У^Х 1 " TSXr-'f''1J' СКЯ.Яби^Л отека ' С ОРЧИТАЛЬНОГО ЗАЛАГос.публкч^аяН&У^Х 1 " TSXr-'f''1J' СКЯ.Яби^Л отека ' С ОРЧИТАЛЬНОГО ЗАЛАРдн—давление на дно канала стволЛ 1- ^ „.^пыыиая
Гос.публкч^ая
Н&У^Х 1 " TSXr-'f''1J' СКЯ.Яби^Л отека ' С ОР
ЧИТАЛЬНОГО ЗАЛА
Гос.публкч^ая
Н&У^Х 1 " TSXr-'f''1J' СКЯ.Яби^Л отека ' С ОР
ЧИТАЛЬНОГО ЗАЛА
Рдн ——сила давления, действующая на дно канала ствола;
Рек — сила, действующая на скаты камирз.
Рг — число Прандтля;
Роб —сила действия обтюратора на стенку канала ствола;
9кл — вес клина;
Qo 一 вес откатных частей;
Ос — вес ствола;
尸一радиус;
П — радиус канала ствола по дну нарезов;
Гг ——наружный радиус ствола-моноблока или трубы двухслойного ствола;
尸з ——наружный радиус двухслойного ствола;
R — сила сопротивления откату;
Re — число Рейнольдса;
S — площадь поперечного сечения канала ствола;
St — число Стантона;
/н — глубина нарезов;
Т — температура;
7\—напряжение на поверхности канала трубы, возникающее при скреплении;
Тст — температура стенки ствола;
vA ——дульная скорость снаряда;
Vo — начальная скорость снаряда;
V — скорость элементов лафета;
% — объем каморы; .
X — дальность стрельбы;
х — координаты пути снаряда при движении по каналу ствола;
у — поперечная координата развертки нарезов;
Zk — полный ход клина;
а ——угол наклона нарезов к оси канала ствола;
ат — коэффициент теплоотдачи;
В ——коэффициент полного действия;
А — плотность заряжания;
Дн, Д3 一 величины натяга или зазора между трубой и кожухом в двухслойных стволах;
е — относительное удлинение;
£r, Et , Ez — относительные радиальные, тангенциальные и осевые деформации ствола;
£ — путь отката;
П — усилие пружины；
刀一шаг нарезов в калибрах;
Лд — КПД орудия;
0 — угол бросания；
Хд ——относительный путь снаряда в канале ствола;
九в — безразмерная скорость газов;
卩一коэффициент Пуассона;
V — относительная разность температур газа и стенок ствола;
р — угол трения;
ие 一 предел упругости материала;
ед, S —главные радиальные, тангенциальные и осевые напряжения в стенках ствола;
о — постоянная коэффициента теплоотдачи;
Gi ——доля газов в центральной полости после t-го ряда боковых каналов;
t — касательные напряжения;
ф ——угол возйышенйя ствола;
Ф — сила сопротивления тормоза отката;
2 — угол наклона оси боковых каналов к оси канала ствола;
со — вес заряда;
j — ускорение отката.
Глава 1
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
ОБ АРТИЛЛЕРИЙСКИХ КОМПЛЕКСАХ
И ОРУДИЙНЫХ СТВОЛАХ
Ствол является основным агрегатом артиллерийского орудия, конструкция которого в большой степени определяет боевые характеристики системы в целом. Конструкция же ствола зависит от назначения и устройства артиллерийского комплекса, а его характеристики во многом определяются применяемым материалом и технологией производства.
Поэтому, прежде чем перейти непосредственно к вопросам проектирования стволов, необходимо рассмотреть общее устройство артиллерийских комплексов и орудийных стволов.
1. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
ОБ АРТИЛЛЕРИЙСКИХ КОМПЛЕКСАХ
На вооружении современных армий состоят различные по своему устройству и назначению ракетные и артиллерийские комплексы.
В понятие «артиллерийский комплекс» включаются артиллерийское орудие, комплект выстрела, средства передвижения и приборы стрельбы и наблюдения (рис. 1.1). Артиллерийское орудие в общем случае состоит из ствола с необходимыми деталями, противооткатных устройств, верхнего станка, нижнего станка с боевым ходом. На верхнем и нижнем станках располагаются механизмы вертикального и горизонтального наведения, прицельные устройства и другие вспомогательные механизмы, облегчающие обращение с орудием в бою.
Комплект выстрела состоит из боевого заряда со средствами воспламенения, расположенного в гильзе или в картузе, снарядов различного назначения, взрывателей и дистанционных трубок к ним. Иногда в комплект выстрела включают пламегасители, размеднители и другие элементы, повышающие живучесть ствола и маскирующие артиллерийское орудие в момент выстрела.
Если иметь в виду только передвижение артиллерийского орудия и комплекта ее выстрела непосредственно на поле боя,
е. тактическую подвижность, то средствами передвижения служат различного рода механические движители — тракторы；, автомобили, а также живые движители — животные (лощадь, мул).
Живыми движителями в артиллерии пользуются преимущественно для специальных артиллерийских орудий, в условиях гористой или трудно проходимой лесистой местности.
Рис. 1. ;1. Структурная схема артиллерийского комплекса
Передвижение же основной массы современных артиллерийских орудий совершается при помощи механических движителей. Часть артиллерийских орудий для передвижения хоботовой частью лафета при помощи специального устройства прицепляются к гусеничному или специальному колесному тягачу (трактору, автомобилю). Подобные орудия относятся к классу буксируемых орудий полевой артиллерии.
Если же качающаяся часть орудия при помощи специального верхнего станка устанавливается на шасси гусеничного или колесного движителя, с которых непосредственно ведут и стрельбу, то такие орудия называются самоходными (СО).
У некоторых буксируемых орудий на лафете устанавливают малогабаритные моторы, которые при помощи трансмиссии приводят в движение ходовую часть орудия, что дает возможность перемещать орудие на небольшие расстояния во время боя. Подобные орудия получили наименование самодвижущихся.
Для авиационных орудий, по-видимому, такими средствами передвижения являются самолеты. Для танковых артиллерийских комплексов средствами передвижения являются сами танки.
Приборы стрельбы и наблюдения, в зависимости от назначения артиллерийского комплекса, могут быть весьма разнообразны и сложны. Они служат для определения координат стреляющего орудия и обстреливаемой цели и определения исходных данных для наводки орудия в цель.
Приведенная выше грубая схема артиллерийского комплекса показывает его сложность и необходимость участия в его создании различного рода специалистов и слаженной их работы, ибо только при соблюдении этих условий можно ожидать получение комплекса с хорошими боевыми характеристиками.
Хотя на вооружении состоит достаточно большое количество артиллерийских комплексов, однако, это вовсе не значит, что для каждого из них все элементы должны быть индивидуальными. Основными элементами артиллерийского комплекса являются артиллерийское орудие и комплект выстрела, ибо только они являются теми элементами комплекса, которые непосредственно наносят поражение противнику и в основном определяют боевые средства всего комплекса в целом.
Средства передвижения должны быть способны доставить артиллерийское орудие и комплект выстрела в требуемый момент на требуемое место боя. Приборы стрельбы и наблюдения должны в возможно кратчайший срок обеспечить получение исходных данных для открытия огня по избранной цели и облегчить артиллерийскому командиру корректуру стрельбу. Поэтому при создании нового артиллерийского комплекса тактикотехнические требования задаются в основном только на артиллерийское орудие и комплект выстрела, которые разрабатываются вновь. Что касается других элементов комплекса, то таковые разрабатываются вновь только в тех случаях, когда уже принятые на вооружение средства передвижения и приборы стрельбы и наблюдения не позволяют в полной мере использовать боевые свойства вновь создаваемого артиллерийского орудия и его комплекта выстрела.
Не вдаваясь в подробное рассмотрение всех тех тактико-технических требований, задаваемых при создании нового артиллерийского комплекса, остановимся лишь на кучности боя.
Кучность боя является индивидуальным свойством данного артиллерийского орудия с его комплектом выстрела определенным образом рассеять траектории снарядов вокруг какой-то воображаемой средней траектории. Это рассеяние подчиняется нормальному закону распределения ошибок. Кучность боя измеряется величиной серединного отклонения, которую в артиллерийской практике принято называть «вероятным отклонением». -
При ударной стрельбе (рис. 1.2) вероятные отклонения рас- сматриваются в горизонтальной плоскости и в перпендикулярной к ней вертикальной. В горизонтальной плоскости в направлении стрельбы такой мерой является — Вд — вероятное откло-
некие по дальности, а в боковом направлении, перпендикулярном предыдущему, Вб — боковое вероятное отклонение. В вертикальной плоскости величина рассеяния характеризуется вероятным отклонением по высоте Вв, а боковом ——боковым вероятным отклонением В^.
Поскольку величина вероятных отклонений для одного и того же орудия при вполне одинаковых условиях стрельбы зависят от дальности X стрельбы, то для сравнительной оценки куч-
Рис. 1.2. К определению вероятных отклонений при ударной стрельбе:
С, Ci—центры рассеяния; АВ, 46i и ED, ^Oi—большие и малые оси эллипсов рассеяния соответственно
ности боя различных орудий пользуются отношениями: В т Ва Вб с
Очевидно, что то орудие, у которого эти ве
личины имеют наименьшее значение, обладает большей кучностью боя и, следовательно, наименьшим рассеянием.
Причин, влияющих на рассеяние снарядов, а следовательно, и на кучность боя орудия много, и это влияние практически не может быть устранен。. Однако внимательный подход при проектировании орудия и комплекта выстрела к отдельным вопросам их устройства может существенно повысить кучность боя. Поэтому перед тем, как непосредственно приступить к изучению вопросов проектирования орудийных стволов, отметим главные из них, которые являются одновременно и теми основными техническими требованиями, которые в процессе выполнения проекта должны находиться в поле зрения конструктора.
Правильный выбор общей конструкции ствола.
Выбор наивыгоднейшей крутизны нарезки и рационального способа ведения снаряда по каналу ствола.
Рациональный выбор соотношения между массой откатных и неподвижных частей для полевых артиллерийских орудий на колесном ходу и обеспечение их устойчивости во время выстрела.°
Плавность отката ствола в направлении его геометрической оси.
Рациональный выбор геометрических характеристик снаряда и распределения его масс при заданном его общем весе q и начальной скорости и»
Выбор наивыгоднейшего пороха и формы порохового зерна, устройство всего комплекта выстрела, при котором во всех случаях обеспечиваются одинаковые условия заряжания.
ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ К ОРУДИЙНЫМ СТВОЛАМ.
КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ стволов
АРТИЛЛЕРИЙСКИХ ОРУДИЙ
Ствол артиллерийского орудия предназначается для бросания снаряда в определенном направлении, с определенной скоростью и придания снаряду устойчивого положения в полете. По своему общему конструктивному устройству ствол представ-
Казенник Казенная частьДи ль на я частьКазенник Казенная частьДи ль на я частьВедущая частьВедущая частьWQHql/aEnH-aosWQHql/aEnH-aos-qHq-口-qHq-口
Казенник Казенная частьДи ль на я часть
Казенник Казенная частьДи ль на я часть
Ведущая часть
Ведущая часть
WQHql/aEnH-aos
WQHql/aEnH-aos
-qHq-口
-qHq-口
Рис. 1. 3. Схема ствола
ляет собой трубу, внутренняя полость которой называется каналом ствола (рис. 1.3). Канал ствола состоит из двух основных частей: каморы, в которой помещается боевой заряд, собранный в гильзе или в картузе, и ведущей части, по которой движется снаряд во время выстрела. Камора с ведущей частью канала соединяется при помощи соединительного конуса.
Форма устройства упомянутых частей зависит от способов заряжания и способа ведения снаряда по каналу ствола.
Стенки ствола могут быть также различного устройства. Та часть ствола, в которой помещается боевой заряд, называется казенной частью, а та часть, из которой вылетает снаряд,— дульной.
В соответствии с этим и торцовые концы ствола принято называть: казенный срез и дульный срез.
По своей наружной конфигурации отдельные части ствола бывают только цилиндрическими или коническими. На стволе могут быть укреплены следующие основные детали: казенник, в котором помещается затвор, эжектор, дульный тормоз и детали, необходимые для соединения ствола с противооткатными устройствами и направления его при откате и накате во время выстрела.
Диаметр《d》канала ствола по полям при наличии нарезной ведущей части называется калибром орудия. При отсутствии нарезов калибром орудия очевидно будет диаметр ведущей части канала.
В соответствии с калибром орудия проектируют ведущие части снаряда, и независимо от конструкции остальных частей снаряда, ему присваивается калибр орудия. Если диаметр самого снаряда значительно меньше, чем диаметр ведущих частей, то такой снаряд принято называть подкалиберным. Калибр d является основной характеристикой не только канала ствола и снаряда, но и всего артиллерийского орудия. Если не задан или не выбран калибр, то вообще невозможно приступить к проектированию орудия.
Калибр орудия является своеобразной мерой, установившейся в артиллерии. Линейные величины различных деталей орудия измеряют в калибрах, а массу и объемы ——в кубах калибра. Величины, выраженные в калибрах, называют относительными. Так, например:
относительная длина ствола Cz , с d
где L,——длина ствола, выраженная в каких-либо линейных величинах；
d ——калибр, выраженный в тех же линейных величинах;
относительный вес снаряда
где q — вес снаряда в кгс;
d— калибр, выраженный в дециметрах;
относительный вес ствола или относительный вес откатных частей
= 0с
где Qc и Qo — вес ствола и вес откатных частей, выраженные в кгс;
d — калибр, выраженный в дециметрах.
Относительные величины применяются для сравнительной оценки получаемых результатов, а также для предварительного выбора исходных данных при проектировании однотипных по своему устройству артиллерийских орудий.
Первое и основное требование к стволу, как агрегату артиллерийского орудия, вытекает из его назначения,——удовлетворение требований баллистики, т. е. из ствола заданного калибра d во время выстрела сообщить снаряду определенного веса q начальную скорость и。и обеспечить ему устойчивый полет в требуемом направлении. Из этого видно, что прежде чем приступить к проектированию ствола, необходимо иметь проект снаряда и готовое решение задачи внутренней и внешней баллистики. Проектировщик снаряда должен указать наивыгоднейшую крутизну нарезки у дульного среза.
Располагая проектом снаряда, можно приступить к решению задачи внутренней баллистики (см. гл. 3).
Однако прежде чем приступить к выполнению проекта ствола, необходимо в общих чертах продумать конструкцию проектируемого орудия в целом, ибо ствол должен удовлетворять требованиям как агрегат этого орудия.
На рис. 1.4, 1.5 и 1.6 приведены три вида конструкций полевых артиллерийских орудий. Даже при беглом рассмотрении этих конструкций орудий видно различное конструктивное оформление их стволов. На рис. 1.4 и рис. 1.5 изображены 152- мм пушки на колесном лафете и на самоходной установке. Здесь разница не только в общей конструкции ствола, но и в распределении массы ствола по его длине. В первом случае нет настоятельной необходимости в том, чтобы конструкция ствола обеспечивала бы естественное уравновешивание качающейся части, т. е., чтобы центр тяжести ее находился на линии оси цапф. В самоходной установке, а также при установке орудия в танке «естественное уравновешивание» является обязательным.
Совершенно отличной от первых двух будет общая конструкция ствола для 203-мм гаубицы (рис. 1.6).
Миномет также является артиллерийским орудием, и общая конструкция ствола в каждом отдельном случае зависит от общей схемы устройства миномета. Если миномет, построенный по
общей схеме мнимого треугольника (рис. 1.7), предназначен для переноски в разборном виде орудийным расчетом, то масса ствола и других частей не должна превышать 35 кг.
Рис. 1.4. Полевое орудие на колесном лафете
Если же миномет построен по той же общей схеме мнимого треугольника, но предназначен для перевозки на колесном ходу (рис. 1.8), то конструкция ствола будет иметь другой общий вид.
Рис. 1.5. Полевое орудие на самоходной установке
Совершенно иной вид конструкции будет для случая заряжания миномета с казенной части (рис. 1.9).
Особый вид будет иметь конструкция ствола безоткатного орудия (рис. 1.10).
Следующими требованиями, которым должен удовлетворять ствол не только артиллерийского орудия, но любого огнестрельного оружия, являются его прочность и продольная жесткость, связанные между собой (это будет видно из дальнейшего).
Недостаточная прочность ствола может проявляться:
появлением после выстрела в каком-либо сечении на поверхности канала ствола остаточных деформаций;
Рис. 1.6. 203-мм гаубица
раздутием канала ствола в каком-либо сечении с появлением продольной трещины или без нее;
наличием хрупкого разрыва ствола. На рис. 1.11 показан хрупкий разрыв ствола 100-мм орудия.
Если первые два вида проявления недостаточной прочности делают ствол лишь непригодным для дальнейшей службы, то последнее делает орудие опасным для своих войск.
Однако не всегда причиной указанных явлений бывает несоответствие прочности ствола нормальной кривой давлений пороховых газов в канале ствола во время выстрела. Эти явления могут быть вызваны также недоброкачественностью отдельных элементов снаряда: срабатыванием взрывателя в канале ствола; недоброкачественностью снаряжения снаряда, в результате чего во время выстрела происходит неполная детонация разрывного заряда; неудовлетворительной прочностью корпуса снаряда и т. п.
Прочность и продольная жесткость ствола зависят от устройства его стенок. В артиллерийской практике за время существования огнестрельной артиллерии известны следующие две
Рис. 1.7. Миномет:
Рис. 1.9. Казнозарядный миномет: а—в боевом положении： б—в положении для заряжания
Рис. 1.8. Миномет на колесном ходу:Рис. 1.8. Миномет на колесном ходу:Рис. 1. 10. Безоткатное орудиеРис. 1. 10. Безоткатное орудиеРис. 1. Ь1. Хрупкий разрыв ствола 100-мм орудияРис. 1. Ь1. Хрупкий разрыв ствола 100-мм орудия
Рис. 1.8. Миномет на колесном ходу:
Рис. 1.8. Миномет на колесном ходу:
Рис. 1. 10. Безоткатное орудие
Рис. 1. 10. Безоткатное орудие
Рис. 1. Ь1. Хрупкий разрыв ствола 100-мм орудия
Рис. 1. Ь1. Хрупкий разрыв ствола 100-мм орудия
；—обойма; 2—амортизатор； 3—ствол； 4—опорнаяплита； 5—двуиога-лафет； 5—горизонтирующйй ме-ханизм： 7—рукоятка подъемного механизма： 8—рукоятка поворотного механизма：
/—ствол; 2—плита; 3—баииик： 4-нколесо： 5—ремеиь： 6—рама；7—лопата； 8Toбойма； 9—двунога
группы конструкций; а — стволы нескрепленные; б — стволы искусственно скрепленные. Рассмотрим принципиальные схемы их устройства.
Нескрепленный ствол чаще всего изготавливается из одной заготовки. В стенках такого ствола отсутствуют напряжения, созданные искусственно с целью повышения его прочности, кроме тех, которые возникают и остаются в стенках ствола в процессе термической обработки. Принципиальная схема конструкции такого ствола была приведена на рис. 1.3. Ствол подобной конструкции иногда принято называть «ствол-моноблок». Однако надо иметь в виду и ствол-моноблок может быть искусственно скрепленным. Может оказаться, что нескрепленный ствол изготовлен из двух труб, надетых одна на другую с достаточно большим зазором между ними.
Рис. 1. 12. Продольный разрез двухслойного ствола с зазором, не выбирающимся при выстреле
На рис. 1.12 приведен продольный разрез ствола подобной конструкции. Зазор между внутренней трубой а и наружной б во время выстрела не выбирается. Однако при наличии такого зазора должен существовать участок ав, где наружная поверхность внутренней трубы плотно прилегает к внутренней поверхности наружной трубы. В этой конструкции назначение наружной трубы — увеличение массы откатных частей. Ствол подобной конструкции в одно время изготовлялся для нашей 122-мм гаубицы обр. 1938 года.
В настоящее время нескрепленные стволы находят широкое применение, поскольку успехи современной металлургии дают возможность получать легированные орудийные стали с высокими механическими характеристиками.
Скрепленным стволом называется такой ствол, в стенках которого еще до выстрела искусственно созданы напряжения, повышающие его прочность. Наиболее старым способом скрепления является способ скрепления кольцами (рис. 1.13). Этот способ скрепления заключается в том, что на трубу а с натяжением надевают один или несколько рядов колец таким образом, чтобы стыки нижнего ряда колец перекрывались кольцами ряда, над ним лежащим. Для устранения возможности смеще-
ния скрепленных колец вдоль трубы во время выстрела они укрепляются на трубе разрезным с и упорными f кольцами.
〃с d f〃с d fРис. 1. 13. Схема ствола, скрепленного кольцамиРис. 1. 13. Схема ствола, скрепленного кольцамиНа разрезное кольцо обыкновенно надевается перекрывающее кольцо d. Недостатками этого способа скрепления являются: во-первых, скрепляющие кольца не участвуют в сопротивлении поперечному разрыву, поскольку затвор помещался непосредственно в самой трубе а; во-вторых, кольца не препятствуют прогибу ствола от его собственного веса. Вследствие этих двух обстоятельств в отечественной артиллерии даже для сравнительно коротких стволов этот способ скрепления в чистом виде не применялся.
〃с d f
〃с d f
Рис. 1. 13. Схема ствола, скрепленного кольцами
Рис. 1. 13. Схема ствола, скрепленного кольцами
Самым распространенным является способ скрепления орудийных стволов, при котором ствол делается из нескольких слоев (труб), которые надеваются с натяжением один на другой.
Ствол, скрепленный таким образом, является многослой* ным. Внутренний слой принято называть трубой, а наружный—— кожухом. Промежуточные слои называют скрепляющими слоями. Если скрепленный ствол двухслойный, то он состоит из трубы и кожуха. Скрепленный трехслойный ствол состоит из трубы, скрепляющего слоя и кожуха.
Процесс скрепления, который более подробно будет рассмотрен ниже, состоит в следующем. Труба и первый скрепляющий слой, изготовляются таким образом, чтобы наружный диаметр d2T трубы был бы больше внутреннего диаметра d2K скрепляющего слоя. Разность Ан= (d2T—壮2貝)называется абсолютным натяжением. Для того чтобы скрепляющий слой надеть на трубу, его нагревают до определенной температуры, вследствие чего его размеры увеличиваются, и скрепляющий слой свободно надевается на трубу. При охлаждении скрепляющий слой, стремясь принять свои прежние размеры, обжимает трубу и создает в ней напряжения сжатия. Аналогичным образом изготавливают и надевают следующие скрепляющие слои, а также и кожух, на надетый уже скрепляющий слой.
На рис. 1. 14, слева, приведен продольный разрез двухслойного скрепленного ствола. На трубу а надет с натяжением кожух в, на казенной части которого навинчен казенник с.
Во введении уже упоминалось о скреплении орудийных стволов проволокой. На рис. 1.14, справа, показан участок стенки ствола, скрепленного проволокой по методу, предложенному английским артиллеристом Лонгриджем. На трубу а навито с натяжением несколько рядов проволоки прямоугольного поперечного сечения в. Концы проволоки в казенной части закреплены в
навинченном на трубу кольце с, а в дульной ——в кольце d. Над участком ствола, на котором навита проволока, надет кожух или оболочка е, между внутренней поверхностью которой и наружной поверхностью последнего проволочного слоя имеется зазор, а поэтому оболочка не принимает участия в сопротивлении ствола продольному разрыву. Для того чтобы оболочка не могла сползать к дулу, поставлено навинтное кольцо 力 Гнездо затвора сделано в казеннике L ввинченном в оболочку, и поджимается кольцом 匕 навинченным на оболочку. Подобное крепление казенника создает распределение сопротивлений в области затворной части ствола, ибо разгружает трубу от работы на растяжение, в то время как сам казенник не участвует в сопротивлении продольному разрыву.
Все слои проволоки могут быть навиты с каким-то одним постоянным натяжением или каждый слой с заранее вычисленным переменным натяжением. Как показали исследования и практика стволы, скрепленные проволокой, получаются легче, чем соответствующий ствол, скрепленный кожухом и скрепляющими слоями. Это имеет значение для орудий крупного калибра. Однако стволы, скрепленные проволокой, имеют тот существенный недостаток, что они не обладают необходимой продольной жесткостью и не оказывают требуемого сопротивления прогибам как от собственной массы, так и от неодностороннего нагрева солнечными лучами. Все это приводит к увеличению колебаний ствола в момент вылета снаряда, приводящим к ухудшению кучности боя.
В табл. 1.1 приведены данные, которые показывают, на сколько ствол орудия, скрепленный проволокой, уступает в этом отношении стволу, скрепленному цилиндрами. 、
Кроме этого стволы, скрепленные проволокой, обладают пониженной живучестью по сравнению со стволами, скрепленными цилиндрами.
Стволы, скрепленные проволокой, отвергнуты практикой.
Следующим способом искусственного скрепления является автофретаж или самоскрепление орудийных труб. Поясним сущность этого способа скрепления.
Рассмотрим диаграмму растяжения металла, приведенную на рис. 1.15. Как известно прямолинейный отрезок ОА представля- 32
Определяющий фактор
30,5-cm ствол длиной 50 калибров, скрепленный проволокой
30,5-см ствол длиной 50 калибров, скрепленный цилиндрами
Прогиб ствола у дула без температурных влияний, мм
Прогиб ствола у дула при наибольшем неравномерном нагреве, мм:
4,45+4,37
2,35+2,34
5
верхней части
7
нижней части
2
менее 1
3. Вибрация ствола у дула:
0,00687
период колебания, с
0,007633
число колебаний в секунду
131
145,5
наибольшая направленная вверх
От 3,658 до 18,3
2,134
скорость, м/с
* Более подробно см. работы: Bravetta. Rivista di J. Jonec Engineering, 1910, XII, 3L
Artigliera Genio.
Таблица 1Л
ет закон изменения
нагрузок 尸 на единицу поверхности попе--относительного удли-нагрузок 尸 на единицу поверхности попе--относительного удли-сечения бруска в зависимости от Нагрузка, соответствующая ЛС =сечения бруска в зависимости от Нагрузка, соответствующая ЛС =речного нения е.речного нения е.=尸齿 представляет предел пропорциональности, который примем за предел упругости Ое металла бруска. Если брусок подвергнуть этой нагрузке, то брусок получит относительное удлинение ОС = е0. После снятия этой нагрузки брусок примет свои первоначальные размеры, т. е. исчезнет относительное удлинение £о. Если растянуть брусок силою 尸】= = LB(Fi>F0), то после снятия этой нагрузки исчезнет только часть DL относительного удлинения, часть же OD сохранится в виде остаточной деформации. Нагрузка 尸i представит новый повышенный предел упругости о^, так как вели-
нагрузок 尸 на единицу поверхности попе-
-относительного удли-
нагрузок 尸 на единицу поверхности попе-
-относительного удли-
сечения бруска в зависимости от Нагрузка, соответствующая ЛС =
сечения бруска в зависимости от Нагрузка, соответствующая ЛС =
речного нения е.
речного нения е.
Рис. 1.15. Диаграмма растяжения металлаРис. 1.15. Диаграмма растяжения металлачина относительного ул синения при по
Рис. 1.15. Диаграмма растяжения металла
Рис. 1.15. Диаграмма растяжения металла
вторном приложении нагрузки F\ не изменится. Таким образом металлу при известном его перенапряжении может быть придан новый предел упругости. Подобное явление называется упрочнением или наклепом, причем это упрочнение следует понимать как повышение сопротивляемости металла деформированию,
а не как повышение его сопротивляемости к разрушению. Это свойство металла и использовано при создании автофретирован- ных или самоскрепленных стволов.
Процесс автофретирования сводится к следующему. Заготовка для ствола в виде моноблока устанавливается на специальный автофретажной установке (рис. 1.16) и подвергается воздействию гидравлического внутреннего давления р* создающего остаточные деформации в некоторой зоне стенок, прилегающей к поверхности канала моноблока. При этом давлении ра труба выдерживается некоторое время и после снятия с установки поступает ня стабилизацию. Стабилизация представляет
Ъ-К усилителю давления
Пробка jПробка jI
Пробка j
Пробка j
I Объект абтофретажа
ГайкаГайка必父 манометру высокого давления必父 манометру высокого давления
Гайка
Гайка
必父 манометру высокого давления
必父 манометру высокого давления
Уплотнение Внутренний стержень
Рис. 1.16. Схема автофретажной установки
собой термическую обработку и сводится к выдержке автофре- тированного моноблока при определенной температуре, зависящей от химического состава металла, с последующим охлаждением.
Некоторые заграничные фирмы до Второй мировой войны нагрев производили в масляной ванне, а охлаждение ——в масле, в воде или просто на воздухе.
Если подобным образом моноблок подвергнуть повторно действию такого же давления р。, то на поверхности канала моноблока возникнут те же деформации, которые имели место в процессе автофретажа, т. е. при первом нагружении моноблока этим же давлением. После снятия давления ра упругие деформации в стенке моноблока стремятся исчезнуть аналогично тому, как это было в бруске, а остаточные деформации сохраняются. Если представить, что моноблок состоит из достаточно большого количества тонких слоев, концентрически расположенных относительно оси канала моноблока, то остающиеся деформации будут иметь наибольшую величину в слое, прилегающем к поверхности канала моноблока и уменьшаться по мере приближения к наружной поверхности его. Вследствие этого каждый внутренний слой более растянут, чем слой над ним лежащий, а поэто- мя последний, стремясь принять свои первоначальные размеры, обжимает лежащий под ним слой. Таким образом, труба- моноблок становится как бы трубой, скрепленной и состоящей
ИЗ бесчисленного числа тончайших труб, надетых друг на друга с натяжением.
После стабилизации моноблок подвергается механической обработке для доведения всех его размеров до требуемой конструкцией ствола величины.
При расточке и обточке трубы прочность ее снижается не только вследствие уменьшения толщины стенок, но, главным образом, за счет уменьшения напряжений, созданных в процессе автофретажа.
По своей общей конструкции автофретированный или само- скрепленный ствол внешне ничем не отличается от простого не- скрепленного ствола (см. рис. 1.3).
Преимущества автоскрепленного ствола следующие:
Из металла с меньшим пределом упругости ое возможно при одинаковых размерах делать стволы более прочными, так как в результате автофретажа предел упругости Ое металла увеличивается, хотя другие прочностные характеристики ухудшаются.
Таблица 1.2
Металл, из которого изготовлен моноблок
Состояние материала
Механические характеристики
Мд
Углер одистая сталь:
С=0,41; Мп =0,65; Si=0,217; 5 = 0,041; р=0,033
до автофретажа
42
бб,5
26,0
64,7
после автофретажа
56
67
19,5
43,3
Хромо-никелевая сталь: С =045; Мп =0,74;
Si =0,245; S =0,047;
Р =0,030; Ni=2,41;
Сг = 0,13
до автофретажа
43
65
27,5
59,8
после автофретажа
60
72
15,0
24,0
В табл. 1.2 приведены данные изменения механических характеристик для одного и того же ствола, автофретированного в одинаковых условиях, но изготовленного из различных сортов металла.
Расход металла на изготовление автофретированного ствола существенно меньше, чем скрепленного цилиндрами (табл. 1.3).
Калибр орудия
Вид скрепления
Масса исходного материала, кг
Масса готового ствола, кг
Ствол 75-мм пушки
Скрепленный кожухом
2300
460
АвтофретирО'ванный
1625
Ствол 155-мм пушки
Скрепленный кожухом
14500
3285
Автофр^тированный
Ствол 220-мм пушки
Скрепленный кожухом
31150
6855
Автофретированный
22600
При замене ствола, скрепленного кожухом, автофретиро- ванным сокращается объем механической обработки, а следовательно, ускоряется сам процесс изготовления ствола.
Однако несмотря на указанные преимущества автофретиро- ванных стволов, хотя ими усиленно занимались в конце 20-х и в начале 30-х годов, этот вид скрепления стволов потом не получил широкого распространения. Причинами этому послужили достигнутые успехи в металлургии, дающие возможность получить специальные орудийные стали высокой категории прочности, что позволяет получить простой нескрепленный ствол требуемой прочности с максимальным давлением до 4000— 5000 кгс/см2. Кроме того, имеются данные о том, что живучесть автофретированных стволов ниже, чем стволов нескрепленных или скрепленных кожухом.
В процессе стрельбы каналы орудийных стволов подвергаются постепенному износу и разгару, что приводит к постепенному падению начальной скорости снаряда и к ухудшению кучности боя. Вследствие этого после некоторого числа выстрелов ствол орудия становится практически непригодным для дальнейшего боевого использования или, как принято говорить, наступает «баллистическая смерть» орудия.
Дабы восстановить баллистические характеристики изношенного ствола непосредственно на огневой позиции во всех армиях после Первой мировой войны перешли к конструкции ство-
ла, которая получила название ствол со свободным лейнером (рис. 1.17, а). Свободным лейнером называется тонкостенная труба а, вставленная в оболочку в. Между наружной поверхностью лейнера и внутренней поверхностью оболочки имеется зазор е, От продвижения вперед лейнер удерживается кольцевым упором с, а от выдвижения назад — казенником, навинченным на оболочку. Во время выстрела под действием давления и температуры пороховых газов в канале ствола лейнер расширяется, зазор исчезает, а между наружной поверхностью лей
нера и внутренней поверхностью оболочки устанавливается плотное прилегание. Поэтому в дальнейшем оболочка и лейнер одновременно принимают участие в сопротивлении разрыву от давления.
По окончании стрельбы вследствие охлаждения лейнера и оболочки зазор между ними восстанавливается, а поэтому даже в полевых условиях лейнер с изношенным каналом может быть свободно заменен новым. Для облегчения вынимания лейнера его наружная поверхность покрывается специальной мазью (графитом).
Лейнер в оболочке можно закреплять и таким образом, чтобы при его замене не снимать с оболочки казенника. Однако при создании подобной конструкции закрепления лейнера необходимо соблюдение условия — при нагреве последнего его казенный торец не должен выдвигаться в затворное гнездо, что может препятствовать закрыванию затвора.
При большом уширении каморы на наружной поверхности лейнера может быть несколько уступов (рис. 1.17, б). Однако,
упорным должен быть один, расположенный ближе к казенному срезу, а для другого ——должен быть оставлен зазор k, чтобы лейнер имел возможность растягиваться в направлении к дулу.
Наружная поверхность лейнера и внутренняя поверхность трубы могут быть цилиндрическими и коническими. В последнем случае для вставки лейнера в оболочку должен быть создан специальный прибор для окончательной досылки лейнера при его вставке и для начального выжимания лейнера из обо лочки, так как после его вставки происходит некоторое обжатие последнего. Вследствие этого лейнер подобной конструкции иногда называют скрепленным, что не вполне правильно, ибо эффект искусственного скрепления лейнера весьма незначительный. На практике имели место случаи изготовления лейнера действительно искусственно скрепленным: автофретированным или двухслойным, где второй слой надевался на первый внутренний с определенным натяжением.
Лейнер с конической наружной поверхностью вынимается из оболочки легче, чем лейнер с цилиндрической наружной поверхностью. Однако производство подобных лейнеров усложняется, ибо требуется строго согласовать одноосность конической внутренней поверхности оболочки и конической наружной поверхности лайнера.
Оболочка может не облегать лейнер на всю его длину. В этом случае (см. рис. 1.3) конструкция ствола принимает вид ствола со свободной трубой, в котором зазор между лейнером и кожухом (оболочкой) во время выстрела выбирается и кожух принимает участие в общем сопротивлении разрыву. При проектировании стволов для вьючных горных орудий необходимо его делать составным так, чтобы каждая отдельная часть его не превышала массы 85—90 кг, т. е. не превышала предельной массы вьюка. На рис. 1.18, а схематически приведен продольный разрез нашей 76,2-мм горной пушки обр. 1938 г. Ствол состоит из нескрепленной трубы а, на которую с казенной части надет казенник б, а с дульной ——муфта в. Казенник и муфта соединяются при помощи нарезных секторов. У конструкции этих стволов открывание затвора должно быть возможным лишь при плотном соединении казенника с муфтой и после соединения казенника с противооткатными устройствами.
В годы Второй мировой войны 1938——1945 гг. у отдельных артиллерийских орудий можно было встретить нескрепленный ствол составной по длине. На рис. 1.18, б приведен продольный разрез ствола 75/55-мм немецкой противотанковой пушки обр. 1941 г. Канал ствола пушки состоит из каморы, цилиндрической нарезной ведущей части канала калибра 75 мм, гладкостенного конического участка (диаметр большого основания около 75 мм, а меньшего — 55 мм), который потом переходит в гладкостенный цилиндрический участок калибра 55 мм. Изготовление по-
добного канала ствола представляет большие технологические трудности. Для того чтобы облегчить технологию, ствол сделан составным по месту нарезной цилиндрической части канала а н гладкостенной конической б части канала ствола. Обе части соединяются при помощи винтовой нарезки (см. рис. 1.18,6).
Чтобы предотвратить прорыв пороховых газов через место соединения обеих частей, на торцовой поверхности казенной
Рис. А. 18. Схематический разрез:
а•—ствола горной пушки； б—ствола немецкой противотанковой пушки; в—резьбового крепления
части трубы а имеется кольцевая выточка, а на соприкасающейся торцовой поверхности дульной части б трубы кольцевой гребень, который при свинчивании обеих частей трубы вжимается в промежуточную кольцевую выточку. Нарезка — упорная (рис. 1.18, 8)с зазорами, которые играют роль лабиринтного уплотнения для тех пороховых газов, которые проникли в область нарезки. Несмотря на то, что давление пороховых газов в месте соединения достигает 1000——1200 кгс/см2, прорыв газов, как это показывает осмотр ряда систем, незначителен, что указывает на достаточную плотность подобного рода соединения.
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ ОБ ОРУДИЙНОЙ СТАЛИ
И ПРОИЗВОДСТВЕ ОРУДИЙНЫХ ТРУБ
Орудийная сталь для изготовления стволов по своему качеству не только не должна являться причиной разрушения ствола, но даже и при авариях должна nq возможности сохранять вязкое состояние, т. е. давать в крайнем случае раздутие или отдельные крупные трещины, а не хрупкий разрыв ствола
на осколки, так как это может поразить бойцов и разрушить всю систему в целом.
Основным способом производства орудийной стали является ее выплавка в мартеновских печах. Основными материалами для выплавки стали служат высококачественный чугун и чистый отборный металлолом. Для придания определенных свойств стали в нее вводятся различного рода присадочные элементы. Наибольшее содержание этих элементов вс всех сортах стали не должно превышать (в процентах):
Углерода С Марганца Мп Кремния Si Хрома Сг Никеля Ni Молибдена МоУглерода С Марганца Мп Кремния Si Хрома Сг Никеля Ni Молибдена Мо0500006J£ sQ Q〃 6—^ & h0500006J£ sQ Q〃 6—^ & hВольфрама W Ванадия V Титана Ti Меди Си Фосфора Р Серы SВольфрама W Ванадия V Титана Ti Меди Си Фосфора Р Серы S0 0 0 0 5 30 3 3 2 3 0 2аа"о00 0 0 0 5 30 3 3 2 3 0 2аа"о0
Углерода С Марганца Мп Кремния Si Хрома Сг Никеля Ni Молибдена Мо
Углерода С Марганца Мп Кремния Si Хрома Сг Никеля Ni Молибдена Мо
0500006J£ sQ Q〃 6—^ & h
0500006J£ sQ Q〃 6—^ & h
Вольфрама W Ванадия V Титана Ti Меди Си Фосфора Р Серы S
Вольфрама W Ванадия V Титана Ti Меди Си Фосфора Р Серы S
0 0 0 0 5 3
0 3 3 2 3 0 2аа"о0
0 0 0 0 5 3
0 3 3 2 3 0 2аа"о0
Сера и фосфор придают стали хрупкость. Фосфор сообщает стали хладноломкость, т. е. резкое увеличение хрупкости при пониженной температуре, а сера — красноломкость, т. е. большое увеличение хрупкости при высоких температурах. Поскольку сера и фосфор оказывают вредное влияние на свойства орудийной стали, то и содержание их в с*гали должно быть минимальным и не превышать в сумме 0,06%.
Другие элементы, указанные выше, входят в состав в различных комбинациях в зависимости от того, какие свойства желательно придать стали. Так хром и вольфрам придают стали вязкость без понижения ее твердости, никель также сообщает стали вязкость.
Марка стали позволяет судить об основных легирующих элементах, введенных в сталь при ее изготовлении. Так, ОХМ означает: сталь орудийная ——(О), хромо ——(X) молибденовая —— (М), а марка ОХНЗМ расшифровывается следующим образом: сталь орудийная (О), хромо (X) — никелевая (Н)——молибденовая (М), а цифра 《3》, стоящая после буквы《甘》,указывает, что в состав стали никель входит в размере около 3%. Если же никеля введено около 4%, то марка такой стали напишется ОХН4М. Категория стали указывает величину предела пропорциональности. Так, 0—60 означает: сталь орудийная с пределом пропорцион ал ьности 60 кгс/мм2. Таким образом, марка и категория стали дают общее представление как о прочности, так и химическом составе последней, а следовательно, и об основных ее свойствах. Современная металлургия дает возможность получать стали весьма высокой категории прочности свыше 0—120.
Технологический процесс изготовления орудийного ствола и его элементов сложен и длителен.
Для характеристики ствольного производства ниже в общих чертах показан процесс изготовления внутренней трубы (рис. 1.19), который состоит из следующих основных операций:
/ ——выплавки орудийной стали требуемом марки；
— отрезки прибылей у поковки;
— ковки;
— грубой обдирки;
——предварительного сверления；
рие ，1. ]9. Схема технологического процесса изготовления ствола
——закалки (нагрева в специальной печи до определенной температуры и охлаждения в масле);
— отпуска (нагрева до определенной температуры и ох~ лаждения на воздухе)；
——отрезки дисков от дульной и казенной части ствола, изготовления образцов для механических испытаний；
——испытания образцов на растяжение и ударную вязкость；
/О ——в некоторых случаях берется взрывная проба (взрыв
цилиндрика с определенном количеством взрывчатого вещества);
// — черновой обточки;
— черновой расточки;
— предварительной обточки;
——предварительной расточки;
— чистовой расточки;
— расточки каморы;
— чистовой обточки;
— нарезания нарезов;
— хонингования нарезов;
— полирования нарезов;
— сборки ствола;
——испытания стрельбой.
Трудность изготовления трубы усугубляется еще и тем, что обработке должны подвергаться отверстия, глубина которых может составлять около сотни диаметров и обработка которых должна быть весьма тщательной не только в смысле чистоты поверхности, но и получения возможно меньшей кривизны геометрической оси канала трубы при отсутствии разностенности в поперечных сечениях последней.
Приведенная схема изготовления относится примерно к периоду после Великой Отечественной войны 1941—1945 гг.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Боявин Н. И., Куплянский В. М. Главное оружие флота. М., Воениз- дат, 1965, 280 с.
Вороновский Д. Д. Материальная часть артиллерии, боеприпасы и приборы. М., Воениздат, 1958, 335 с.
Вооружение сухопутных войск (сборник переводных статей). М., Воен- издат, 1966, 263 с.
Крупчатников М. Я-» Проектирование артиллерийских стволов. М., Обо- “ ронгизД946, 205 с.
Латухин А. Н. Современная артиллерия. М., Воениздат, 1970, 319 с.
Ларман Э. К. Проектирование и производство артиллерийских систем. М., Воениздат, 1949. Ч. I. Проектирование стволов и затворов. 395 с.
Проектирование ракетных и ствольных систем. Под ред. Б. В. Орлова. М., «Машиностроение», 1974, 827 с.
Таптун А. С. Нарезание орудийных стволов. М., Обороигиз, 1945, 178
Глава 2
КОНСТРУКЦИЯ и УСТРОЙСТВО
АРТИЛЛЕРИЙСКИХ СТВОЛОВ
Ствол артиллерийской системы представляет собой толстостенную трубу. В казенной его части (задней) располагается камора (камера) заряжания (патронник), где помещается гильза или при раздельном заряжании картуз с зарядом. Со стороны казенной части канал ствола закрывается затвором. На дульной (передней) части ствола может располагаться дульный тормоз, а в средней части —— эжекционное устройство.
Конструктивное оформление ствола определяется устройством его стенок, зарядных камор и цилиндрических частей каналов стволов.
Конфигурация каморы (патронника) определяется прежде всего способом заряжания.
В современных артиллерийских орудиях применяются два способа заряжания — гильзовое и картузное. Гильзовое заряжание в свою очередь делится на унитарное и раздельное.
КОНСТРУКЦИЯ стволов и гильз
Предварительный выбор размеров гильз
Основным назначением металлической гильзы является создание надежной обтюрации, т. е. устранение возможности прорыва пороховых газов через затвор во время выстрела. Чтобы гильза могла удовлетворить требованиям обтюратора, она не должна разрываться во время выстрела. Для этого напряжения, возникающие в стенках гильзы, не должны превосходить предел упругости металла последней. Поэтому необходимо так сочетать конструкцию гильзы и каморы, чтобы зазор между наружной поверхностью гильзы и стенкой каморы был достаточно мал, а дно гильзы обладало достаточной прочностью, исключающей вжатие в зазор между казенным срезом трубы и затвором.•
Кроме основного своего назначения, гильза служит для соединения элементов выстрела, облегчения заряжания и предохранения боевого заряда от влияния внешних условий. Гильза,
заключающая боевой заряд и соединенная со снарядом, образует унитарный патрон. Если процесс заряжания производится вручную, то вес унитарного патрона не должен превосходить 30—35 кгс. В случае большого веса унитарного патрона применяют раздельное гильзовое заряжание. Как в том, так и в другом случае с целью повышения скорострельности для заряжания могут применяться специальные механизмы, называемые- досылателями.
宛宛-学昼-学昼а+(6十⑵мма+(6十⑵мм00
宛
宛
-学昼
-学昼
а+(6十⑵мм
а+(6十⑵мм
0
0
Рис. 2. 1. Схемы гильз:
а—для унитарного； 6—для раздельного заряжания
При проектировании артиллерийского орудия (если проект гильзы отсутствует) можно использовать размеры основных элементов гильзы для унитарного патрона, приведенного на рис. 2.1, а.
По своему очертанию гильза может быть разделена на верхнюю цилиндрическую часть, называемую дульцем, среднюю — соединительный конус и нижнюю ——корпус гильзы длиной 厶 имеющую также незначительную конусность — от 1/60 до 1/120. Внутренний свободный объем гильзы после помещения в нее снаряда должен быть равен объему каморы W^ получаемому при решении задачи внутренней баллистики. Отношение
где dcp ——средний внутренний диаметр гильзы или средний радиус каморы； d ——калибр орудия, называется коэффициентом уширения гильзы или каморы.
Коэффициент уширения может быть определен также из выражения
где %=——-—приведенная длина каморы;
—расстояние от дна досланного снаряда до дна гильзы.
Величины коэффициента уширения каморы могут колебаться в пределах 1,05—2,0.
При малом коэффициенте уширения длина гильзы и каморы получается большой, что приводит к увеличению общей длины ствола. Однако при этом усилие, прилагаемое к затвору, и размеры последнего получаются наименьшими. При большом уширении гильза и камора имеют меньшую длину, но зато усилия, действующие на затвор во время выстрела, и размеры его получаются большими. В случае применения каморы с большим коэффициентом уширения во избежание отрыва газового потока от стенки каморы и обусловленного этим образования газовых за- вихрений, приводящих к усилению износа, необходимо устраивать возможно более плавный переход от каморы к нарезной части канала ствола.
Наружный диаметр дульца гильзы делают на величину i = = 0,2——0,3 мм меньше, чем наружный диаметр ведущего пояска.
После того как в дульце вставлен снаряд, оно расширяется, и наружный диаметр становится равным диаметру пояска. Надевание дульца гильзы на снаряд с натяжением обеспечивает прочное соединение снаряда с .гильзой.
В мелкокалиберных патронах, предназначенных для стрельбы из автоматических пушек, для повышения прочности этого соединения производится специальная закатка, и усилие, потребное для извлечения снаряда из гильзы, может достичь величины 150—200 кгс.
Имея в виду указанное натяжение 詳 толщину стенок гильзы у дульца можно определить из выражения
6 = 0,5(〃с + 2&+ 2е — dj，
где —глубина нареза；
е — величина форсирования на радиус;
de ——диаметр запоясковой части снаряда;，
厶——внутренний диаметр дульца гильзы.
Обозначая 厶一& = S‘，можем написать 0 = fn+c + 0,5S‘.
Для надежности обтюрирования необходимо стремиться к тому, чтобы д у дульца имело малую величину.
Исходя из этого у орудий, заряжаемых унитарным патроном, для /н, с и S' выбираются возможно малые следующие величины
(0,01+0,02)或；2c = 0+0,2 мм; S' = 0,3 мм.
Прочие размеры гильзы указаны на рис. 2.1, а. Принимая во внимание указанную выше конусность корпуса гильзы, для диаметра гильзы у дна получим следующее значение:
I.
ПО 120/
Размер / определяется в основном выбором величины коэффициента уширения гильзы.
Толщина стенок гильзы постепенно увеличивается ко дну.
Зазор между наружной поверхностью гильзы и стенками каморы берется равным от 0,3 мм в передней части до 0,7 мм у дна гильзы. Материал гильзы у дульца должен быть более пластичным. Так как снаряд в унитарном патроне закреплен в гильзе, то давление пороховых газов в последней должно достигнуть некоторой величины, достаточной для того, чтобы вытолкнуть снаряд из гильзы. Этого давления оказывается достаточным для расширения краев гильзы у дульца настолько, чтобы получить плотное прилегание ее к стенкам каморы, прежде чем газы смогут проникнуть: между гильзой и стенками каморы.
Раздельное гильзовое заряжание применяется в орудиях, имеющих переменный боевой заряд, причем не обязательно, чтобы весь боевой заряд помещался в гильзе. Однако такой способ имеет тот недостаток, что дополнительные заряды, не помещающиеся в гильзе, приходится сохранять в специальных футлярах.
Раздельное гильзовое заряжание можно применять для орудий самых крупных калибров. Так, например, немецкое 810-мм орудие имело раздельное гильзовое заряжание.
Для того чтобы получить плотное прилегание к стенкам каморы в гильзах для раздельного заряжания, необходимо стремиться, чтобы зазор между стенками каморы и передней частью гильзы был возможно меньше. С этой целью наружный диаметр гильзы делают меньше соответствующего диаметра каморы на 0,14-0,15 мм. Для обеспечения надежного прилегания краев гильзы при раздельном заряжании в первый момент развития давления к стенкам каморы в гильзу плотно вдавливается крышка, прессованная из картона или латуни.
На рис. 2.1, 6 дан схематический чертеж гильзы для раздельного заряжания. Для предварительного определения толщины стенок у дульца гильзы пользуются г 二а^^^^^йНа рис. 2.1, 6 дан схематический чертеж гильзы для раздельного заряжания. Для предварительного определения толщины стенок у дульца гильзы пользуются г 二а^^^^^йэмпирической формулойэмпирической формулой5=0,005^ + 0,33 мм.5=0,005^ + 0,33 мм.Устройство зарядных каморУстройство зарядных каморДля унитарного патрона (снаряд впрессован в дульце гильзы), 〔камора заряжания (рис. 2.2, а) образована как правило коническими поверхностями, расположенными эквидиформу гильзы. Пологий длинныйДля унитарного патрона (снаряд впрессован в дульце гильзы), 〔камора заряжания (рис. 2.2, а) образована как правило коническими поверхностями, расположенными эквидиформу гильзы. Пологий длинныйдвумя стантнодвумя стантноконусам, образующимконусам, образующимУ777^777ХУ777^777Х勿勿Рис. 2. 2, Схемы устройства зарядных камор:Рис. 2. 2, Схемы устройства зарядных камор:
На рис. 2.1, 6 дан схематический чертеж гильзы для раздельного заряжания. Для предварительного определения толщины стенок у дульца гильзы пользуются г 二а^^^^^й
На рис. 2.1, 6 дан схематический чертеж гильзы для раздельного заряжания. Для предварительного определения толщины стенок у дульца гильзы пользуются г 二а^^^^^й
эмпирической формулой
эмпирической формулой
5=0,005^ + 0,33 мм.
5=0,005^ + 0,33 мм.
Устройство зарядных камор
Устройство зарядных камор
Для унитарного патрона (снаряд впрессован в дульце гильзы), 〔камора заряжания (рис. 2.2, а) образована как правило коническими поверхностями, расположенными эквидиформу гильзы. Пологий длинный
Для унитарного патрона (снаряд впрессован в дульце гильзы), 〔камора заряжания (рис. 2.2, а) образована как правило коническими поверхностями, расположенными эквидиформу гильзы. Пологий длинный
двумя стантно
двумя стантно
конусам, образующим
конусам, образующим
У777^777Х
У777^777Х
勿
勿
Рис. 2. 2, Схемы устройства зарядных камор:
Рис. 2. 2, Схемы устройства зарядных камор:
а—для унитарного заряжания； 6—для раздельно-гильзового заряжания； в, г—длякартузного заряжания； 6—в месте начала нарезов；
I—основной конус; II——соединительный конус； Ш—цилиндрическая часть; IV—конус врезания； V—передний конус； VI—обтюрирующий конус
конус корпуса гильзы (основной) имеет уклон в пределах от 1/60 до 1/120. Последующий короткий конус каморы заряжания, в поверхность которого упирается скат гильзы (соединительный)» более крутой с уклоном от 1/3 до 1/10 [3]. Далее поверхность каморы заряжания переходит в цилиндрическую, определяемую размерами дульца гильзы {3], [4]. ,
Диаметральные зазоры между гильзой и каморой заряжания выбираются из условия сохранения в процессе выстрела
упругой деформации корпуса гильзы.
Выбор такой формы и размеров каморы заряжания обеспечивают надежное извлечение (экстрагирование) стреляной гильзы. Объем металла гильзы не превосходит 10% объема каморы[4].
Камора для раздельно-гильзового заряжания состоит из конической (конусность 1/75+1/120) длиной /г и цилиндрической частей (рис. 2.2, 6).
Предварительные размеры камор орудий с картузным заряжанием (рис. 2.2, в, г) могут быть определены из следующих соотношений: диаметр ее дна d^ = l,05d; /3=(0,6—0,8)d;厶=0,5必 /2 = 5(do—du); /i = 5(d()—厶)；/0 и d(j зависят от объема WQ каморы и выбранного коэффициента % ее уширения.
В орудиях первых выпусков для уменьшения воздействия на затвор во время выстрела предусматривалась, горловина (см. рис. 2.2, г). В каморах современных орудий картузного заряжания с целью обеспечения высоких плотностей заряжания горловина не делается.
Камора заряжания посредством опорного конуса (конуса врезания) с уклоном 1/10+1/20 переходит как правило в ни- линдрический канал ствола.
Диаметр канала ствола соответствует калибру снаряда по месту его центрирующего утолщения. Поверхность канала имеет нарезы или является гладкоствольной. Ведущий поясок (ВП) снаряда упирается в опорный конус каморы (рис. 2.2, 0). Нарезной канал ствола применяется для снарядов, устойчивость движёния которых на траектории обеспечивается вращением.
Таким образом, нарезной канал ствола не только является направляющей, на длине которой силой статического давления порохового газа снаряд разгоняется до заданной скорости (дульной), но и обеспечивает снаряду нужную скорость вращения вокруг его полярной оси. Гладкий канал ствола применяется для снарядов, стабилизация полета которых осуществляете兄 оперением.
Пороховой газ в стволе при горении заряда находится под большим давлением (до 10 000 кгс/см2).
При давлениях до 5 000 кгс/см2 и длине ствола не более 50 калибров снаряду обеспечивается скорость около 1000 м/с (&W 16 кгс/дм3).
Стремление получить большую скорость приводит к увеличению заряда, давления и длины ствола. При этом вес заряда быстро приближается к весу снаряда, а непроизводительная энергия, затрачиваемая на перемещение газопороховой смеси, увеличивается, приводя к снижению КПД орудия. Так, при давлении не свыше 5000 кгс/см2, длине ствола менее 100 калибров н весе заряда, равном весу снаряда, начальная скорость снаряда не превосходит 1600 м/с. Дальнейшее повышение начальной скорости снаряда приводит к резкому падению производительности заряда. Поэтому активный принцип метания снарядов с 48
большой скоростью оказывается менее эффективным по сравнению с реактивным.
Стволы артиллерийских систем имеют ограниченный срок службы, так как их канал изнашивается в процессе эксплуатации.
Износ канала ствола вызывается разгаром каморы заряжания (при раздельном заряжании увеличивается ее длина вследствие выноса газом размягченного металла в канал ствола), а также разгаром и механическим истиранием нарезов по полям и граням. '
Со временем такое разрушение каморы и нарезов приводит к падению дульной скорости снаряда и к срыву его ведущего пояска с нарезов. В последнем случае снаряд теряет свою устойчивость движения на траектории. Ствол считается изношенным, если начальная скорость снаряда уменьшилась на 10% для полевых орудий и на 5% для зенитной артиллерии или овальность пробоин от снаряда в щите достигла 1,5 калибров.
Основной причиной износа ствола является разогрев металла поверхности канала от теплового воздействия порохового газа (их температура достигает 2500+3000 К) и больших сил трения между нарезами и ведущим пояском, осуществляющим силовую связь снаряда с нарезами для передачи ускоренного вращательного движения снаряду. В скорострельных орудиях нагрев ствола от выстрела к выстрелу растет, так как за время между выстрелами металл ствола не успевает остыть. Возрастание температуры металла ствола и глубины его прогревания приводит к быстрому износу нарезов, и в отдельных случаях,— к нарушению прочности ствола.
Для снижения нагрева ствола и увеличения продолжительности непрерывной стрельбы при сохранении допустимой живучести (износа) ствола следует применять принудительное охлаждение, прогоняя под давлением охладитель между кожухом и лейнером ствола или впрыскивая охлаждающую жидкость в канал ствола в перерыве между выстрелами. Внешнее жидкостное или воздушное охлаждение ствола является малоэффективным и применяется в стрелковом оружии с невысоким темпом стрельбы.
Устройство нарезной части канала ствола
Нарезы стволов артиллерийских орудий могут иметь посто- янную и переменную крутизну. Обычно крутизна нарезов канала ствола выбирается постоянной. Однако постоянная крутизна парезов приводит к неравномерному давлению ведущего пояска на их боевую грань. При этом закон изменения* напряжений смятия ВП по длине канала идентичен кривой давления порохового газа в заснарядном пространстве, взятой в функции пути снаряда. Поэтому наибольшее напряжение смятия ВП опреде-
ляется наибольшим давлением в канале ствола. При крутизне нарезов более 25 калибров, ширине ВП Ан= 10 мм и наибольшем давлении порохового газа не свыше 3000 кгс/см2 напряжение смятия не превосходит предельно допустимой для медного ВП величины — 45 кгс/мм2.
Для авиационных пушек при стрельбе у земли по курсу самолета необходимая крутизна нарезов возрастает, и их шаг уменьшается до 18—20 калибров.
В этом случае для нарезов постоянной крутизны напряжения смятия ВП достигают недопустимой величины. Снижение
этих напряжений возможно получить введением нарезов переменной крутизны. С точки зрения равномерного износа нарезов их крутизна должна выбираться так, чтобы напряжение смятия было постоянным (равномерным) по всей длине канала ствола. Если длина пути снаряда позволяет осуществить требуемую крутизну нарезов, то на начальном их участке до 2-х, 3-х калибров (в зоне наибольшего термонапряжения) крутизна нарезов берется равной нулю. Для уменьшения
Рис. 2.3. Поперечное сече- РазгаРа к^ала 亭。〃а у каморы на ние стволаДлине до 0,5 калибра целесообразно
канал делать гладким. С той же целью вводится переменная глубина нарезов, постепенно (по линейной зависимости) уменьшающаяся от каморы к дульному срезу.
В казенной части ствола глубина нарезов составляет 3+4%, а в дульной 1,5-ь2%. При таком законе изменения глубины нарезов достигается более надежная обтюрация порохового газа ВП. Лучшим материалом для ВП является медь, легированная никелем. Однако дефицитность этого материала вынуждает для ВП выбирать другой материал, например, пористое железо. Поэтому наряду с медными ВП встречаются железокерамические.
Число нарезов берется кратным четырем и равным 孔仝3d, где d — калибр орудия в см.
Для глубины /н и ширины 〃 поля нарезов установились рекомендации (рис. 2.3)
4》°,°15d; (наиболее часто 左=。,°2壮)；b = (l,2+2,0)a,
где b — ширина дна (дола) нарезов.
Компоновка ствола при наличии эжекционного и надульного устройства
Общая конструктивная схема ствола с эжекционным и надульным устройством представлена на рис. 2.4. Она отличается от обычной схемы (см. рис. 1.3) наличием в стенках ствола на расстоянии /d(8+10)d от дульного среза эжекционных отверстий и ресивера, а в дульной части ——элементов крепления надульного устройства и самого устройства.
Рис. 2. 4. Схема ствола с эжекционным и надульным устройствами: /—казенник： 2——муфта； 3—труба; 4—эжектор; 5—дульный тормоз; I—схема эжектора
В местах расположения эжекционных отверстий стенку ствола из соображений прочности делают толще. Дульная часть ствола под крепление надульного устройства также утолщается на 5+6 мм.
Эжекционное устройство предназначено для уменьшения загазованности пороховыми газами боевых отделений танков и СО. Оно состоит из ресивера, закрепленного на стволе. Полость ресивера соединяется с каналом ствола клапанными и сопловыми отверстиями. Когда ведущий поясок снаряда проходит указанные отверстия, пороховые газы наполняют ресивер. После выравнивания давления в канале ствола (в период последействия) и в полости ресивера клапанные отверстия закрываются шариками и пороховые газы через наклонные сопловые отверстия перетекают из ресивера в канал ствола, создавая эффект эжекции. Если при этом затвор открыт, то канал ствола продувается эжектируемым воздухом из боевого отделения, и пороховые газы из канала ствола через дульный срез выбрасываются в атмосферу.
Крепление ресивера на стволе осуществляется при помощи резьбового соединения, причем резьба может выполняться как непосредственно на стволе (рис. 2.5, а), так и в сочленении ре-
сивера с накидной гайкой, между которыми зажимается разрезное кольцо, входящее в кольцевую проточку на стволе (рнс. 2.5, б).
В целях центровки ресивера на стволе в их соединении предусмотрена посадочная поверхность (посадка Х3). Для улучшения обтюрации пороховых газов в ресивере на посадочных поверхностях Делается лабиринтное уплотнение.
Рис. 2. 5. Схемы крепления ресивера на стволе: а—шри помощи поджимной гайки; 6——пр-и помощи разрезного кольца
Сопла эжекционного устройства могут выполняться в виде цилиндрических или профилированных наклонных отверстий непосредственно в стенках ствола, а также в специальных вкладышах, ввинчиваемых в резьбовые отверстия в стенках ствола (см. рис. 2.5, а).
Клапанные отверстия, как правило, имеют цилиндрическую форму. В их верхней части (на выходе в полость ресивера) могут иметь место коническое уширение или диаметральные щели, обеспечивающие лучшее заполнение ресивера пороховыми газами (см. рис. 2.5).
Кроме наствольных эжекционных устройств могут применяться и надульные эжекторы (рис. 2.6), предназначенные для очистки от пороховых газов мест орудийного расчета в целях предотвращения взрыва при появлении обратного пламени.
Дульный тормоз предназначен для снижения усилия отдачи и скорости свободного отката подвижных частей до допустимых пределов.
Дульный тормоз может выполняться заодно со стволом или отдельной деталью, навинчиваемой на дульную часть ствола и стопорящуюся винтами. Полость дульного тормоза, имеющая диаметр, равный или больший калибра орудия, боковыми каналами соединяется с атмосферой. В зависимости от диаметра полости, формы и конструкции боковых каналов дульные тормоза 52
делят на ряд типов: каморные, щелевые, цилиндрические и т. д. Существует большое число конструктивных схем дульных тормозов. В настоящее время наибольшее распространение находят щелевые и двухкамерные дульные тормоза (рис. 2.7).
Если пороховые газы из полости дульного тормоза отводятся в строго фиксированном направлении в безопасные для рабо-
Рис. 2. 6. Схема надульного эжектора
ты турбореактивных двигателей самолета зоны пространства, то такие тормоза называют локализаторами.
Компенсаторы служат для стабилизации оружия в пространстве. Стабилизирующие силы создаются за счет несимметричного отвода пороховых газов из полости компенсатора через боковые отверстия. Любой компенсатор одновременно является тормозом, так как уменьшает усилие отдачи (рис. 2.8) и, кроме того, может выполнять функции релаксатора (рис. 2.2, г).
Крепление компенсатора на стволе аналогично креплению дульного тормоза.
Рис. 2. 7. Схемы дульного тормоза: а—щелевого; 6—двухкамерного
Для уменьшения дымности и пламенности выстрела, а также запыления боевых позиций применяют релаксаторы. Релаксатор представляет собой кожух, сообщающийся с каналом, ствола через наклонные отверстия в стволе и с атмосферой через боковые отверстия в кожухе (рис. 2.9). Угол между осями этих отверстий в поперечном сечении ствола равен 90°. Работа релаксатора основана на глубоком дросселировании пороховых газов, поступающих в полость кожуха.
Неотъемлемыми агрегатами ствольной группы являются затворы и казенники.
Затвор предназначен для досылания патрона, закрывания и запирания канала ствола, производства выстрела и экстракции стреляной гильзы. По устройству запирающего механизма различают клиновые и поршневые затворы. По прочности оба за-
Рис. 2. 8. Схемы газовых компенсаторов:
а—с несимметричным р асположеннем боковых каналов; 6— с различной площадью газоотводных отверстий： 8——с косым срезом центрального канала； г—с косым срезом на в.,.、，： из баковых окон
твора равноценны, однако клиновый затвор обеспечивает большую надежность запирания канала ствола, так как сила 尸^口 приложена перпендикулярно к направлению его движения. Клиновый затвор легко поддается автоматизации, хотя и имеет большую массу по сравнению с поршневым.
Большинство механизмов затвора размещается в казеннике. Казенники современных орудий имеют очень сложную конфигурацию, множество различных выемок, гнезд, отверстий и выступов, обусловленных назначением казенника. Крепление ствола к казеннику осуществляется при помощи резьбового соединения,
причем казенник может навинчиваться непосредственно на ствол или в казенник ввинчивается муфта, зажимающая бурт, выполненный в задней части трубы (см. рис. 2.4). Иногда казенник
7七7七Рис. 2.9. Схема релаксатора: 1—ствол; 2—кожухРис. 2.9. Схема релаксатора: 1—ствол; 2—кожух
7七
7七
Рис. 2.9. Схема релаксатора: 1—ствол; 2—кожух
Рис. 2.9. Схема релаксатора: 1—ствол; 2—кожух
выполняют заодно со стволом (в системах малого калибра). В стрелковом и стрелково-пушечном вооружении роль казенника выполняет ствольная коробка.
РАСЧЕТ КРУТИЗНЫ НАРЕЗОВ
Потребная крутизна нарезов в дульном срезе ствола
Крутизна нарезов в дульном срезе определяется из формулы для коэффициента запаса гироскопической устойчивости а снаряда на траектории [4]:
a=1 -号＞0，
где § — коэффициент опрокидывающего момента, с~2;
— угловая скорость нутации, с-1.
Коэффициент опрокидывающего момента 0 определяют из соотношения
где М ——опрокидывающий момент от лобового сопротивления атмосферы, кгс-м;
— полярный момент инерции снаряда, кгс-м-с2;
—угол нутации снаряда, рад;
f — коэффициент формы снаряда;
d ——калибр снаряда, дм;.
g — ускорение свободного падения, м/с2;*
^м ^―^ — аэродинамический коэффициент опрокидывающего момента, кгс/дм3. Его величина зависит от числа М=—и определяется путем отстрела снарядов; а
Н(у)——функция распределения плотности по высоте (отношение плотности воздуха на высоте к плотности его у поверхности Земли);
h——плечо опрокидывающего момента, т. е. расстояние между центрами сопротивления и массы снаряда, дм, ^о —начальная скорость снаряда, м/с.
При расчете крутизны нарезов принимают »®) = 1 и о = ■ 0,2 -. 01.
Для угловой скорости нутации во внешней баллистике имеется формула [4]
a = 1/2 Q
где С — экваториальный момент инерции снаряда, кгс-м-с2;
—-угловая скорость вращения снаряда по выходе из канала ствола, 1/с;
Чц ——дульная скорость снаряда, т. е. скорость снаряда в момент выхода ВП из дульного среза ствола;
П —шаг нарезов в дульном срезе, выраженный в калибрах орудия;
d —калибр орудия, м.
Начальная (или наибольшая) скорость снаряда относительно Земли несколько больше его дульной скорости. Это отличие приблизительно составляет около 1 %. Поэтому для наземной артиллерии в практических задачах можно принимать уд=у0} т. е. считать, что опрокидывающий момент определяется не начальной, а дульной скоростью снаряда.
Однако для авиационных пушек это различие является весьма существенным, так как скорость снаряда относительно Земли при стрельбе по курсу самолета равна u()i = °o+s, где (О,2^О,5)уо — скорость самолета.
Поэтому в формуле для опрокидывающего момента снаряда авиапушек вместо и。следует подставить величину скорости。仅， которая в 1,2-н1-,5 раз превосходит дульную скорость снаряда.
Вследствие этого необходимая крутизна нарезов для стволов авиапушек в 1,2+1,5 раза больше крутизны наземных орудий. При установке такой пушки на турель следует иметь в виду, что при боковой или кормовой стрельбе снаряд будет перестабили- зирован, так как。出 уменьшается в соответствии с формулой
%1 = % + " cos%,
где ф ——угол между направлением стрельбы и курсом самолета.
Однако при воздушной стрельбе с эффектом перестабилиза- Ции снаряда можно не считаться, так как воздушный бой ве-
дется на расстоянии, меньшем длины восходящего участка траектории полета снаряда. Поэтому встреча снаряда с целью всегда будет под углом, обеспечивающим нормальное функционирование головного взрывателя. При наземной стрельбе с большими углами возвышения ствола перестабилизированный снаряд встретится с поверхностью Земли донной частью, так как в этом случае ось снаряда практически сохраняет угол возвышения ствола орудия по всей длине траектории полета. С этой точки зрения для наземной артиллерии перестабилизация снаряда недопустима.
Подставляя в уравнение для о выражения ₽ и а, получим для крутизны нарезов формулу
а =： N1 — о ^0,950,98;
2=—^коэффициент распределения массы снаряда;
Cq =-у — коэффициент веса снаряда (относительный вес снаряда), кгс/дм3.
Для современных снарядов
卩=0,480,68 и Сq = 1510 кгс/дм3.
Величину h можно приближенно оценить по формуле Гобара
/2 = ^ + 0,57/z3-0,16of,
где Ai — расстояние от центра массы снаряда до основания его головной части (оживала),
力2 ——Длина головной части снаряда.
Сила давления ВП на боевую грань нареза
В общем виде развертка нареза канала орудия представлена на рис. 2.10.“*
На том же рисунке представлена схема действия сил на ВП со стороны боевой грани нарезов.
Эти силы возникли от ускорения поступательного и вращательного движений снаряда, т. е. в результате преодоления инерционных и кулоновых сил сопротивления, порождаемых массой снаряда.
Для определения нормальной силы давления ВП (^) на боевую грань нареза имеем исходную систему уравнений:
/п^ =Sp—F — поступательное движение снаряда;
尸=—^—sin (cc + q) —снла сопротивления движению снаряда со
стороны нарезов;
AQ；=Q-|—вращательное движение,
Q = "・cos(q +(z) —снла, создающая момент вращения снаряда COS Q
вокруг его оси;
q =_д-tg а—текущая угловая скорость вращения снаряда;
v^V — скорость снаряда относительно стенок канала ствола.
Из последнего уравнения имеем
告 tga = o£(tga); ° =穿；atat
f и V — абсолютные скорости соответственно снаряда и ствола: / ——абсолютный путь снаряда по каналу ствола.
Подставляя найденное выражение (2.2) для Q/ в уравнение вращательного движения снаряда, получим
(叫 tg аW tg а) = —cos (а + q)・
d \dl / cos q
Так как ускорение поступательного движения снаряда
N sin (ct + Q)cos QmN sin (ct + Q)cos Qm
N sin (ct + Q)cos Qm
N sin (ct + Q)cos Qm
то для силы N будем иметь выражение
мSp-y^mv^
N = |x cos q,(2. 3)
к sin (а + Q) % + CCS (а + Q)
где Q = arctgf — угол трения;
р——давление пороховых газов на дно снаряда；
% = tga； y； = *tga.
Оценим величину множителя для Q = a = 7° cos Q—cos 7°
д；Н sin (a + Q) + cos (a + Q) °力・ 0,12 sin 14° + cos 14°
Таким образом, для определения силы N с погрешностью порядка 1,0% можно пользоваться общепринятой формулой [4]:
N =卩(S〃％ + т^у"^ = н^ (@弘)；=卩加 W tg 叫， (2・ 4) так как
При ,；=籌(tg ct) = O получим формулу для силы давления ВП на боевую грань нарезов постоянной крутизны (а = = const); N=Rtga・Sp.
Крутизна нарезов с постоянным усилением давления на боевую грань
Найдем уравнение кривой развертки нарезов постоянной глубины у(/), обеспечивающей практически постоянную величину N по всей длине канала ствола.
Уравнение (2.4) для N приведем к виду
“и“и坦包= "(0・tga) или 史色• = af(0・tga).
“и
“и
Если начальный участок канала ствола гладкий, то после интегрирования при N = const получим
N (/ 一4)=林加(0 tg a - / tg %),
где % — скорость снаряда в начале нарезов;
?н‘ — время движения снаряда по гладкому участку канала ствола;
ан — начальный угол наклона нарезов.
Отсюда следует, что
otga = —i-+^HtgaH.
Так как tga=-^-, 0=-^- и @・tga = -^- dldtdt
то уравнение развертки кривой нарезов, обеспечивающей N= =const, будет
,N(£—£；)2
Зная функцию /(/), построим кривую развертки //(/).
При условии безударного врезания ®；=0) согласно уравнению (1.4) можно записать
N = 2Рн tg(о tg a — % tg aH),
так как согласно правилу Лопиталя при /=/；, tg a = tg aH и и=Он имеет для ^н—const и tgaH=const
lim=
НН6
Начальное значение tg aH найдем из условия
N = jxSr1tg 龜=~~ (% tg ад- % tg a J
Отсюда tg ан 吧鹏 ％—,
+ S/?h(5—*%)
гдеtg ад=—.
подбиратьподбиратьШирину ВП (力н) и глубину нарезов % следует такими, чтобы выполнялось условие
подбирать
подбирать
^[°]c-^H>H5pHtgaH, где 叵)с — допустимое напряжение ВП на смятие. 60
Крутизна нарезов, обеспечивающая постоянство
мощности истирания ВП
Для снижения износа ВП целесообразно крутизну нарезов подобрать из условия fNv = const.
При постоянной величине коэффициента трения /=tgQ = — const это условие согласно уравнению (2.4) будет выполняться при соблюдении соотношений
Np =卩俏& 旦(z tg а)=const.
Отсюда
tga = —tgaH-^\ ——•
Постоянную с найдем по уравнению 广-七m OitgaA—UntgaH
а значения усилий N .
Если принять, что с некоторого значения скорости снаряда, например, после момента достижения наибольшего давления в канале ствола, имеет место связь /у = const, то при крутизне нарезов, обеспечивающей ^ = const, будет также соблюдаться условие постоянства мощности истирания ВП.
Смешанная крутизна нарезов артиллерийских стволов
Для повышения живучести, начального участка (/о) канала ствола и улучшения функционирования ведущего пояска (ВП) иногда на участке /о вводят нарезы с нулевой крутизной (рис. 2.11, кривая 7). Затем крутизна нарезов постепенно увеличивается. В конце канала, перед дульным срезом, на участке /с нарезы имеют постоянную крутизну. Этот участок (厶)имеет длину от 5 до 10 калибров и вводится для уменьшения начальных возмущений снаряда. Длина участка нулевой крутизны /о того же порядка и определяется размером зон наибольшего износа канала ствола. На практике его длину берут примерно равной пути снаряда до момента наибольшего давления в канале ствола.
Такая смешанная крутизна нарезов имеет некоторое преимущество перед постоянной. С помощью смешанной крутизны нарезов добиваются наиболее выгодного (с точки зрения живуче-
сти канала ствола и функционирования ведущего пояска) раг- предёления давления на боевую грань нарезов. Иными словами, область наибольших удельных давлений на грань нарезов переносят на тот участок канала ствола, который меньше подвержен износу. Более благоприятные условия функционирования ведущего пояска при смешанной крутизне нарезов позволяют на 20—35% повы
Рис. 2. 1L Развертка нареза:Рис. 2. 1L Развертка нареза:^мешанной крутизны； 2—крутизны, обеспечивающей ^=c•onst^мешанной крутизны； 2—крутизны, обеспечивающей ^=c•onstсить допустимую величину Wynm
Рис. 2. 1L Развертка нареза:
Рис. 2. 1L Развертка нареза:
^мешанной крутизны； 2—крутизны, обеспечивающей ^=c•onst
^мешанной крутизны； 2—крутизны, обеспечивающей ^=c•onst
При этом величина наибольшего давления NyRm зависит от формы кривой у(х) участка прогрессивной нарезки /к его* длины и места расположения. Поэтому длина этого участка не может быть выбрана произвольной. Для пушек с начальной скоростью снаряда до 1000 м/с его длина находится в пределах от 35 до 45 калибров. При меньшей длине /к удельное давление может выйти за
допустимый предел. От размера участка нулевой крутизны величина 小口雌 почти не зависит. Для
сравнения на рис. 2.11 показана кривая развертки нарезов 2, обеспечивающая ^ = const.сравнения на рис. 2.11 показана кривая развертки нарезов 2, обеспечивающая ^ = const.При проектировании канала ствола с прогрессивной нарезкой следует иметь в виду, что омеднения такого канала иногда резко увеличивается по сравнению с каналом, имеющим нарезы постоянной крутизны.
сравнения на рис. 2.11 показана кривая развертки нарезов 2, обеспечивающая ^ = const.
сравнения на рис. 2.11 показана кривая развертки нарезов 2, обеспечивающая ^ = const.
В этом случае ствол выходит из строя по критерию правильности полета снаряда, причем периодическое размеднение канала ствола не всегда восстанавливает, правильность полета снаряда. Более интенсивное омеднение 'канала с прогрессивной крутизной нарезов объясняется непрерывным изменением формы начального отпечатка нарезов на ВП при движении снаряда по каналу ствола. При таком функционировании ВП резко увеличивается налипание меди на грани нарезов. После нескольких длинных сплошных очередей нарезы оказываются полностью забитыми медью. В канале с нарезами постоянной крутизны такого не наблюдается. Здесь они только истираются со стороны боевой грани нареза. Таким образом, при стрельбе без
размеднителя применение прогрессивной крутизны нарезов в отдельных случаях может существенно понизить живучесть ствола. г
Аналитический расчет нарезов прогрессивной крутизны
Способ расчета кривой у(х) (развертка участка прогрессивной крутизны нарезов) согласно уравнению (2.4) сводится к определению двух интегралов
以%)=以%)=оо叫％ Н/п叫％ Н/пdx.dx.(2.5)(2- 6)(2.5)(2- 6)
以%)=
以%)=
о
о
叫％ Н/п
叫％ Н/п
dx.
dx.
(2.5)
(2- 6)
(2.5)
(2- 6)
Интегралы (2.5) и (2.6) можно находить графическим путем, планиметрируя площади, заключенные между соответствующей кривой и осью абсцисс х. Форма кривой должна обеспечивать очевидное равенство
2Е=М \ 丄 а*о2Е=М \ 丄 а*о(2.7)(2.7)
2Е=М \ 丄 а*о
2Е=М \ 丄 а*о
(2.7)
(2.7)
В противном случае кривую следует изменить, соб-
людая все предъявляемые к ней требования (у； = у；=О; Зуд《Nyzm )•
Таким образом, эта задача решается подбором необходимой формы кривой ^yд(x), удовлетворяющей уравнению (2.7).
Рассмотрим аналитический способ расчета кривой у(х), при котором подбор необходимой функции ^yд(x), как правило, исключается.
Введем следующие дополнительные обозначения:
/к — длина участка прогрессивных нарезов;'
/с — длина участка нарезов постоянной крутизны；
Рк； % — соответственно, давление и скорость в конце участка /к；
/к — время движения снаряда по пути /к-
Любая кривая у(х) (см. рис. 2.11), если она непрерывна на участке /к, может быть представлена рядом Маклорена
9=9 ⑼ + 9’ (0) х + 旷(0)善 + У" (°)导 + …(2・ 8)
Безударное врезание ВП (%』0] = 0) согласно уравнению (2.4) выражается условием
У' (0) =夕(0) = 0.
Вследствие этого уравнение (2.8) принимает вид
Производные от р (尤)в начальной точке (х=0) являются функцией от исходных данных, например, от конечного значения крутизны нарезов уг (/к) ~— и допустимой величины 网口.
Если допустить, что ^yд достигает наибольшего значения при 尤=厶<厶 и заметно от него не отличается на всем интервале Л—/ю то искомое уравнение (2.6) можно записать в следующем виде
y(x)=a>^- + ^W (2・9)
С помощью трехчленного уравнения, как нетрудно видеть из соотношения (2.4), с достаточной для практики точностью можно получить любую форму кривой Л^уд(х). Форма этой кривой изменяется в зависимости от выбора положения промежуточной точки (x = li) н велшршм Nya(厶).
Для характеристики промежуточной точки введем параметры
a3 =岁；0 = ?《1.
/Ууд.К4K
Согласно равенству (2.9) с уменьшением параметра В при заданном значении а3 величина ^兵出 уменьшается. Наименьшая величина Л^уд m соответствует значению а3= 1.
Для исходных данных
" = 4； У；（Х）=彳；Nyn（X）= Ny”.K；
х=4 %уд(х) = %уп； /?(%)=凸； 硏x) = s
система уравнений для определения коэффициентов а, Ь, с (см. формулу 2.9) имеет вид
ти2ти2S「KS「K
ти2
ти2
S「K
S「K
/2/3
—=а — + b卜 e刀 2! 13!'
z2 /3
NyL点Sm/+“貶｝/?4
力 2!13! '4:
y^al^b—^c-—.
Решение этой системы уравнений дает следующие выражения для коэффициентов & b н а:
В(В — 1) + (ЗВ — 2)В(В — 1) + (ЗВ — 2)л4л4^Рк1к/пи：^Рк1к/пи：2л2л++2 d—у …2 d—у …
В(В — 1) + (ЗВ — 2)
В(В — 1) + (ЗВ — 2)
л
4
л
4
^Рк1к
/пи：
^Рк1к
/пи：
2л
2л
+
+
2 d—у …
2 d—у …
Здесь М=%у4к/&〃一 полное давление ВП на грань.
На основании соотношения (2.4; 2.9) можно утверждать, что существует такое значение 隹 при котором величина 小口 на участке 厶+4 будет равна или незначительно отличаться от выбранной:
NуД (х)《Муд (厶)《N= N
"1 V % < "к
Величину параметра р при аз= 1 можно оценить по уравнению
Р=? = 0,9半；什告(友一三巨(2. 13) 及Zk3 \ 可几 Nk/
где /(t) —— путь снаряда за время т.
34425的
Полный путь снаряда, определяющий давление порохового газа и скорость снаряда в точке /1 прогрессивного участка, равен
L = lQ^ 1г = ^-\-吼.
При а3 = 1 величина параметра р, найденная по формуле (2.13), в большинстве случаев подчинена условию 0^0$.
Для аз=Р = 1 уравнение (2.9) обращается в двучленную зависимость
9(*) =9(*) =ах3ах36*46*4
9(*) =
9(*) =
ах3
ах3
6*4
6*4
где
ртя 吸к L 刀九 \ Spdic 74V
b=b=6n6n2*SpdK2*SpdK
b=
b=
6n
6n
2*
SpdK
2*
SpdK
Двучленная зависимость* (2.9) для y(x) может дать значение ^yд в промежуточной точке 厶 на 20+30% выше величины Лтуд.к- Ею МОЖНО пользоваться ДЛЯ По^ЭОО м/с, ртах = =2800 кгс/см2.
Трехчленная формула (2.9) обеспечивает практически постоянное значение ?/уд на всей длине интервала от 厶 до /к. В любой промежуточной точке указанного интервала наибольшее отклонение Nyn от величины ^yд.к находится в пределах точности баллистического расчета ствола и изготовления нарезов.
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА НАРЕЗОВ
Пример 2.1. Найти смешанную крутизну нарезов для пушки со следующими произвольно взятыми данными:
со = 0,05 кгс, q = 0,2 кгс, d = 23 мм, т] = 28 л = 10
?0 = 30 мм,
Zc = 70 мм.
ZK = 1000 мм,
世=0,55,
五& = 2,3 мм2,
^yд = 45 кгс/мм2.
Данные баллистического расчета пушки представлены в табл. 1.1. Для /=Zo+/K = 1030 мм по данным баллистических кривых v(Z) и р(2) (табл. 2. 1) Рк=1б70 кгс/см2, ук=816 м/с.
Согласно уравнению (2.13) величина параметра 0 равна 0,6. При L= = %+/<>=630 мм давление и скорость равны
Р1= 1450 кгс/см2, ui = 715 м/с.
Таблица 2.1
Результаты баллистического расчета 23-мм пушки
Л С
2, ДМ
и, ДМ/С
Р，КГС/ДМ2
аe
Z, дм
и, ДМ/с
Р，КГС/ДМ2
0,00009
0,0000
0,0
7787
0,00239
5,8197
5721,0
80795
0,00060
0,0080
136,5
73108
0,00259
6,9924
5995,0
72309
0,00100
0,2539
1314,0
239441
0,00279
8,2145
6219,0
53926
0,00120
0,6116
2271,0
255059
0,00299
9,4775
6406,0
45549
0,00160
1,8704
2918,0
176116
0,00319
10,7750
6636,0
36466
0,00180
2,7158
4513,0
141112
0,00339
12,1020
6702,0
34093
0,00200
3,6681
4994,0
114996
0,00359
13,4550
6823,0
30057
0,00220
4,7077
5389,0
95649
0,00362
13,66
6840,2
29521
Рис. 2. 12. Графики зависимостей для нарезки смешанной крутизны:
7—4сривая Ny д(х)； 2—кривая развертки нарезов, рассчитанная аналитическим методом; 3—кривая развертки иарезов, обеспечивающей ^=const
На основании формул (2.9), (2. 10), (2.11), (2. 12) искомое уравнение кривой развертки нарезов можно записать как,
*3
У. W = 0»584— — 1,48 —- + 1,58—-. 4!51
Угол а наклона нарезов на прогрессивном участке выражается уравнением
а = arctg yr (х) = arctg (0,292*2— о,247х3 + 0,066*4),
где х — текущая длина прогрессивного участка нарезов.
В уравнениях дна длина х выражена в метрах. Для найденного уравнения у(х) кривая ^yд(x) представлена на рис. 2. 12 (кривая /).
Наибольшее отклонение величины ^yд m от принятой (45 кгс/мм2) при расчете составляет 4% (1,8 кгс/мм2).
Пример 2.2. Рассчитать нарезы канала ствола 23-мм пушки прогрессивной крутизны и нарезы с крутизной, обеспечивающей постоянное усилие давления ведущего пояска на боевую грань нареза для следующих произвольно взятых данных;
7=0,2 кгс;
!Л=0,6- Ю-4 кгс-с2дм — полярный момент инерции снаряда;
,■ С—1,24-104 кгс-с2дм ——экваториальный момент инерции снаряда;
/к =12 мм—расстояние от центра масс снаряда до начала оживала;
й2=50 мм ——длина головной части снаряда;
а—0,9 мм — коэффициент запаса, устойчивости снаряда на траектории;
Км(м) = 1,08-10~3 кгс/дм3 — коэффициент опрокидывающего момента 工снаряда;\
；2д= 13,6 дм ——путь снаряда в канале ствола. \
Остальные данные расчета пушки заданы в примере 2. 1.
Материал ведущего пояска снаряда — медь ([(Тсм]=45 кгс/мм2).
Стрельба производится с неподвижного носителя (уд=оо) у поверхности Земли Я(^) = 1.
Коэффициент веса снаряда с 00,2°
^=^=^=16ЛКГС/ДМ-
Коэффициент распределения массы снаряда
4gC4・98,1・6」0-5
=== 0,51.
产 "20,2-0,23
Плечо опрокидывающего момента
力=偽 + 0,57/12 —0,16d= 12 4-0,57-50—0,16-23= 38,6 мм;
4. Длина хода нарезов4. Длина хода нарезовв дульном срезе по уравнению (2. 1):
4. Длина хода нарезов
4. Длина хода нарезов
с , 3,14 加=0,9・1・——с , 3,14 加=0,9・1・——0,51・16,4
с , 3,14 加=0,9・1・——
с , 3,14 加=0,9・1・——
0,6-10-4~~~38,6 = 15>
—-1,08-Ю-з. 1_
1,38-10-5'23
Угол наклона развертки нарезов в дульном срезе
л3,14,
tg ад == —;= 0,21, ад = 11 ° 50'.
%15
Число нарезов
п》&Z = 3*2,3= 6,9,
округляя в большую сторону до числа, кратного четырем, получим л=8.
Глубина нарезов может быть принята равноб
% = 0,015d = 0,346 мм.
Примем
%н=0,4 мм.
Радиус скругления острых кромок нарезов прямоугольной формы
г ——— = 0,13 мм.
33
Примем
г = 0,15 мм.
Расчет нарезов прогрессивной крутизны:
выбираем длину начального участка с нулевой крутизной^нарезов 2н = 2,5d = 57,5 мм;-
принимаем длину участка в дульной части с постоянной крутизной нарезов
/д—/；=10d = 230 мм;
координата конца прогрессивной нарезки
мммммм;боевую грань нарезов:мм;боевую грань нарезов:/；=厶—iOd= 1360 —230= ИЗО
мм
мм
мм;
боевую грань нарезов:
мм;
боевую грань нарезов:
или
ИЗО сd = 49d.23
к—Zh= 1130—57,5= 1072,5к—Zh= 1130—57,5= 1072,5Величина /『，отсчитываемая от начала нарезов,
к—Zh= 1130—57,5= 1072,5
к—Zh= 1130—57,5= 1072,5
оценим усилие давления ведущего пояска на в точке /—/к, так как
-(tga)|=° и tg ак = tg ад
по отношению (1.4)
4 4 П 232^= 0,51—:~———-36450-0,21 = 159 кгс,
4
где рк = 36450 кгс/дм2 ——определяем по данным табл. 2. 1; д) принимая
"*1"*1«3 = 7；^уЛ'К«3 = 7；^уЛ'К—I,—I,
"*1
"*1
«3 = 7；
^уЛ'К
«3 = 7；
^уЛ'К
—I,
—I,
определим (2.13)
0,00329 —0,00329 —ии3,14 0,5Ь0,2-ббЗб3,14 0,5Ь0,2-ббЗб151598-1*15998-1*159) = 0,0032 с;) = 0,0032 с;
0,00329 —
0,00329 —
и
и
3,14 0,5Ь0,2-ббЗб
3,14 0,5Ь0,2-ббЗб
15
15
98-1*159
98-1*159
) = 0,0032 с;
) = 0,0032 с;
г 10,79 с
В = °，9' = 0,86,
丄 t OU
где ук = 6636 дм/с; /к = 0,00329 с ——определяются по данны^ табл. 2. 1.
параметры движения снаряда в точке, где t=h
/ =厶=/кВ = 9,76 мм; pi = 39130 кг/дм2;力=6565 дм/с；
коэффициенты кривой развертки определим решением системы (2. 10), 《2.11) и (2. 12):
а = 0,03032 1/дм2;
Ь= —0,01068 1/дмЗ;с i=： 0,001611 1/дм4,
и, следовательно,
у (Z) = 0.00505Z3— 0.000445Z4 十 0.0000134Z5;
壮，万"壮，万"tga = — = 0.01515Z2— 0,00178"十 0.0000670Z4；dl
壮，万"
壮，万"
=赛(tgа) = 0.03030Z—0,00534/2 + 0,000268/3；.
максимальное усилие давления ведущего пояска иа боевую грань нареза при /==/1 найдем по соотношению (2.4):
^= 0,51 ^ Я(^232 42321 (0,01516-9,762 — 0,00178 — 9,763 4-0 2
+ 0,0000672• 9,764) + -^— 65 052 (0,03032-9,76 — 0,00534 X
X 9,762 + 0,000268-9,763)] = 1950 кгс；
и) ширина ведущего пояскаи) ширина ведущего пояскаN 1950纭九[«см] — 0,4・8・45N 1950纭九[«см] — 0,4・8・4513,5 мм;13,5 мм;
и) ширина ведущего пояска
и) ширина ведущего пояска
N 1950
纭九[«см] — 0,4・8・45
N 1950
纭九[«см] — 0,4・8・45
13,5 мм;
13,5 мм;
по полученным данным строим развертку иарезов и определяем удельное давление иа боевую грань
МдМд"(/)"(/)九五"h九五"h
Мд
Мд
"(/)
"(/)
九五"h
九五"h
Результаты расчета представлены иа рис. 2. 12 (кривая 2).
. Расчет иарезов, обеспечивающей постоянное усилие давления иа боевую грань:
принимаем как и ранее (см. п. 9, а, 6, 8):
^н == 57,5 мм,
по табл. 2. 1: ^нЛ=0,0023 с; %=5700 дм/с;内=85000 кгс7дм2;
/к— 1130 мм,
по табл. 2.11 %=0,0033 с;
определяем начальный угол наклона развертки иарезов
办6840
电=生+也(,一；「亘叵嬴‘
" md再9°. + —— (0,0033— 0,0023>
.ОЗ*空 Q23
*98
кривая развертки нарезов определится в виде
Г三口8500]
4
& (f) = 0,198 5700 (f — 0,0023) +———« — 0,0026)2 =
2*——
—98_
= 1,7 — 2720f — 8,35。 105倉
используя данные табл. 2. 1, построим кривую g(Z) (см. рис. 2. 12, кривая 5).
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Крупчатников М. Я. Проектирование артиллерийских стволов. М., Обо- ронгиз, 1946, 205 с.
Куприянов А. Н. Основы проектирования артиллерийских орудий. Пенза, I960, 355 с.
Ларман Э. К. Проектирование и производство артиллерийских стволов. М., Воениздат, 1949. Ч. I. Проектирование орудийных стволов и затворов. 365 с.
Проектирование ракетных н ствольных систем. Под ред. Б. В. Орлова. М., Машиностроение, 1974, 827 с.
Садовский В. Г. Основания устройства материальной части артиллерии. М., Воеинздат, 1956, 499 с.
Таптун А. С. Нарезание орудийных стволов. М., Обороигиз, 1945, 178 с.
Толочков А. А. Теория лафетов. М., Обороигиз, I960, 345 с.
Г л а в a 3
РАСЧЕТ
ПРОЧНОСТИ СТВОЛА
ОСНОВНЫЕ понятия
Силы, действующие на ствол при выстреле
При выстреле на дно каморы, ее конические скаты и стенки ствола действуют силы давления пороховых газов. Кривая давления по длине ствола строится при расчете внутренней баллистики. В период движения снаряда по стволу поясок снаряда оказывает давление на стенки ствола и на боевые грани нарезов. Кроме того, на ствол действуют реакции со стороны люльки, противооткатных устройств и надульных устройств, а также силы инерции при откате — накате.
Нас в основном будут интересовать силы давления на стенки ствола. Остальными названными силами в приближенном расчете пренебрегают.
Деформации и напряжения в стволе при выстреле
Прочность ствола определяется максимальными напряжениями и деформациями, возникающими в стенках ствола при выстреле под действием сил, прилрженных к стволу. Поэтому расчет прочности ствола будет заключаться в определении максимальных напряжений и деформаций от действия сил внутреннего давления и сравнении их с допустимыми.
В общем случае ствол при выстреле подвергается сложному нагружению и испытает сложные деформации, которые условно можно разложить на радиальные, тангенциальные и осевые.
Абсолютные деформации обозначим и, V,侬，а относительные er, j, % соответственно.
Будем иметь зависимости
еr=-；一； 8 = 丁，
drrdr
где г ——радиус начальной поверхности, на которой измеряются деформации;
dr — изменение радиуса под действием внутреннего давления при выстреле.
Одновременно с деформациями в стенках ствола возникают напряжения радиальные, тангенциальные и осевые: главные % %，％н приведенные Егг\ 压и £% соответственно.
Внутреннее давление, при котором на поверхности канала ствола появляются остаточные деформации, называют пределом упругого сопротивления ствола "卜
Условие появления остаточных деформаций определяется теорией прочности.
Некоторые сведения нз сопротивления материалов
Напряженное состояние в какой-либо точке определяется за- данием напряжений в трех координатных плоскостях, проходящих через эту точку. В каждой точке тела существуют три взаимно перпендикулярные плоскости, свободные от касательных напряжений и носящие название главных площадок. Нормальные напряжения в этих площадках называются главными напряжениями или главными нормальными напряжениями. Если все три главных напряжения отличны от нуля, то напряженное состояние называется объемным или трехосным. Если два главных напряжения отличны от нуля, а одно равно нулю, то напряженное состояние называется плоским или двухосным. Индексация главных напряжений производится так, чтобы (。1> >(Т2>(Гз)-
Критерии прочности и пластичности изотропных материалов
Ниже рассмотрены критерии прочности, которые отражают историю развития теории сопротивления материалов вообще и, в частности, те, на базе которых в настоящее время построена методика проектирования артиллерийских стволов.
Критерий наибольших нормальных
напряжений (Галилей)
Пластическая деформация или разрушение хрупких материалов наступает тогда, когда наибольшее по абсолютной величине главное напряжение достигает некоторого предельного значения
丨*=%•
Эксперименты показали, что этот критерий не отражает условия перехода материала в пластическое состояние или его разрушение. Для комбинации растяжения со сжатием расчеты по этому критерию дают завышенное по сравнению с действительным сопротивление, а для случая всестороннего сжатия, наоборот, получаются сильно заниженные значения сопротивления материала внешним воздействиям.
Критерий наибольших линейных деформаций
(Мариот, иногда приписывают Сен-Венану)
Разрушение (или начало пластических деформаций) происходит тогда, когда наибольшая по абсолютной величине линейная деформация (удлинение) е достигает некоторого предельного значения.
Согласно критерию
lsl = se
для материалов, подчиняющихся закону Гука,
илиили[ai — Р* (а2 + %)]
или
или
4 一e(% + %)《同・
Критерий получил широкое распространение, особенно вар* тиллерии.
Критерий наибольших касательных напряжений (Кулоя и Треска)
Пластические деформации металлов и сплавов наступают
тогда, когда наибольшее касательное напряжение 寸„1啓=十(仃1一仃3)
достигает некоторого определенного значения.
В случае чистого растяжения критерий наибольших касательных напряжений приводит к соотношению
max 22
и, в общем случае, пластические деформации должны наступить, когда будет выполнено условие
Основная формула критерия
Критерий полной потенциальной энергии (Бельтрами)
Материал переходит в состояние пластического деформирования (а для хрупких материалов —— разрушения) тогда, когда полная удельная энергия деформации достигает некоторого предельного значения.
Полная удельная энергия деформации
Д = 9产4 I %Eg I 一02%Д = 9产4 I %Eg I 一02%卜 ％gY хУ + hzYxz^^yz^yz'卜 ％gY хУ + hzYxz^^yz^yz'
Д = 9产4 I %Eg I 一02%
Д = 9产4 I %Eg I 一02%
卜 ％gY хУ + hzYxz^^yz^yz'
卜 ％gY хУ + hzYxz^^yz^yz'
Согласно закону Гука имеем
£у = ~ ку —卩(％+%)］；
е? = 4-【％-М% + %)】；
2(1+Ю -.
Yw
G
E
'ьхУ'
^Uz
」2 (1+Q
Yw
G
E
Yxz =
^xz
G
_2(1+D E
После подстановки q； еу; %; 丫皿；Ууг； Ym и преобразований получим
4 =蚩［彳 + 学 + 彳一2М%5 + %% + %%)］ + 号 Xx(吃+吃+吃)
млн, выразив через значения главных напряжений
/ =?； + % + 4 - 2世(久% + %% + %喇•
При чистом растяжении
2Е 2Е
Следовательно,
或 + 号+ е-2М%% + %% + %%) + 2(1+ 唄吃+ 吃+ %《回"
Выразив через значения главных напряжений, получим
彳+ %+4 - 2e(久久+ %% + %久)《同
Этот критерий не получил широкого распространения.
Критерий энергии формоизменения
(Губер ~ Мизес — Генка)
Пластическое состояние (или разрушение) наступает тогда, когда удельная энергия формоизменения достигает некоторого предельного значения.
Удельная энергия деформации в случае справедливости за* кона Гука рассматривается как сумма удельной энергии изме*
Рис. 3. 1. Предельные кривые для двухосного напряженного состояния при различных критериях прочности:Рис. 3. 1. Предельные кривые для двухосного напряженного состояния при различных критериях прочности:
Рис. 3. 1. Предельные кривые для двухосного напряженного состояния при различных критериях прочности:
Рис. 3. 1. Предельные кривые для двухосного напряженного состояния при различных критериях прочности:
/-^наибольших нормальных напряжений： 2—наибольших линейных деформаций： .З—иаибольших касательных напряжений； 4—полной энергии деформации при q=0,3; 5— энергии формоизменения*
нения объема и удельной энергии изменения формы Л =Л0+Л* Причем 4о=3оср£ф,
"®= (% - %) М - Св) + (% — ％)⑸ 一 с- + (笃一%)邑 一 ％р) ++ ХхуУхУ + % Yxz + ХУгУуг
ИЛИ
4P4P=费［(% iJ +仇一疗& 7/+6 (吃+屯+ t銹］-
4P
4P
При чистом растяжении
Таким образом,
贯[(%一。j+(。Lw2+(久一叩2+6(吃+色+%]=
ЗЕ е или
方 / (%-増+ (%-%У+ (%i J+6 (吃+色+圖《回.
Критерий энергии формоизменения получил удовлетворительное экспериментальное подтверждение (рис. 3.1) особенно для тонкостенных оболочек.
В последнее время этот критерий, наряду с условием Сеи- Венана, достаточно часто используется при расчете на прочность толстостенных труб.
Кроме классических критериев прочности, имеются также множество других критериев для материалов неодинаково сопротивляющихся растяжению и сжатию, например, критерии Мора, Шлейхера, Баландина и др. [2].
2. ВЫВОД РАБОЧИХ ФОРМУЛ
ДЛЯ РАСЧЕТА ТОЛСТОСТЕННЫХ ТРУБ
НА ОСНОВЕ ТЕОРИИ
НАИБОЛЬШИХ ДЕФОРМАЦИЙ
И ЭНЕРГОФОРМОИЗМЕНЕНИЯ
В основу вывода рабочих формул положено известное решение задачи Ляме. Оно получено при следующих допущениях: металл трубы считается однородным; действие давления пороховых газов на трубу принимается статическим и является одинаковым по всей длине; труба имеет одинаковую толщину по всей полубесконечной длине.
Обратимся к рис. 3.2 и найдем условие статического равновесия элемента, вырезанного из бесконечно тонкого кольца. Размеры вырезанного таким образом элемента будут 6Г — толщина, rdQ — ширина.
Длину элемента, т. е. его размер вдоль оси трубы, примем равным единице. Поскольку вырезанное кольцо концентрично наружной и внутренней поверхностям трубы, то уравнение равновесия элемента не будет зависеть от угла 9. Иными словами в случае плоской деформации и отсутствия массовых сил, напряженное .состояние элемента будет меняться только в зависимости от радиуса кольца [9]. На основании этого вправе записать
丝=0;也=0; 乂=三d8 d? dr dr
Поэтому радиальное равновесие элемента с объемом выражается уравнением
(г叫=".
аг
rd96r(3. 1)rd96r(3. 1)Рис. 3.2. Схема напряженно-деформированного состояния элемента материала стволаРис. 3.2. Схема напряженно-деформированного состояния элемента материала стволаОтносительное изменение размеров деформированного элемента в направлении радиуса трубы (радиальное), вдоль касатель-
rd96r
(3. 1)
rd96r
(3. 1)
Рис. 3.2. Схема напряженно-деформированного состояния элемента материала ствола
Рис. 3.2. Схема напряженно-деформированного состояния элемента материала ствола
ной фиксированного кольца (тангенциальное) соответственно будут
%=-^=丁(V),%=-^=丁(V),(3.2)(3.2)
%=-^=丁(V),
%=-^=丁(V),
(3.2)
(3.2)
(3.3)(3.3)гдегде「冕8 — rd8 Дr
(3.3)
(3.3)
где
где
6^ — толщина фиксированного слоя трубы до нагружения;
力厂耳=3厂+~^Г ( Аг) Зг—толщина фиксированного слоя трубыпосле нагружения;
г，Гн—радиусы фиксированного кольца соответственно до и после нагружения трубы;
дг = гн—г— приращение радиуса фиксированного кольца вследствие нагружения трубы.
Таким образом, исходная система уравнений, описывающая напряженное состояние трубы, в соответствии с выражениями (3.1), (3.2), (3.3) имеет вид
T+ Г察
Умножая правую и левую части последнего уравнения на модуль упругости Е, получим
% = Jv) = % + r 簪,% = Jv) = % + r 簪,(3.4)(3.4)
% = Jv) = % + r 簪,
% = Jv) = % + r 簪,
(3.4)
(3.4)
где
Складывая уравнения (3.1), (3.4), приходим к принципиальному соотношению
илиилиП + %=const = 24П + %=const = 24(3.5)(3.5)
или
или
П + %=const = 24
П + %=const = 24
(3.5)
(3.5)
Совместное решение уравнений (3.4) и (3.5) для главных напряжений дает следующие функциональные зависимости от параметра г:
% = А+~|^; 5 = 4 —今(3.6)
Постоянные 4HB определяются граничными условиями (см. рис. 3.2)
r=а；一友
厂=г2 % =一凡,
где p2 Hpi — соответственно давление, действующее на внешнюю и внутреннюю поверхности трубы.
Таким образом, в соответствии с соотношением (3.6) имеем
—厶=А-|-;— А = ^+ -V-
Введем обозначение =^2i-
4 =9，5 =(/2 -" 1) —.
a21 — 1a21 — 1
Подставляя найденные выражения для Л и 5 в уравнения (3.6), получим формулы для расчета главных напряжений в стенке трубы
гдегдеа21~ 1а21~ 1>0；>0；(或一1) +p2 (礁一%•)(或一1) +p2 (礁一%•)а21~ 1а21~ 1<0,<0,(3・7)(3・7)(3・8)(3・8)
где
где
а21~ 1
а21~ 1
>0；
>0；
(或一1) +p2 (礁一%•)
(或一1) +p2 (礁一%•)
а21~ 1
а21~ 1
<0,
<0,
(3・7)
(3・7)
(3・8)
(3・8)
Из выражений (3.7), (3.8) следует, ито%〉0, а %<0, т. е. тангенциальные напряжения характеризуют растяжение, а радиальные ——сжатие фиксированного слоя стенки трубы.
На внутренней (O2r = o2i) и внешней (。2丁=1) поверхностях трубы главные напряжения(зть 。〃；加2；。依)достигают значений
—Pl (a21 + 1) — 2P2處
fl2i — 1(3.9)
2Pl — P2 (吟 + 1)"2 =
吃—1(3. 10)
*=一"2・
Согласно теории наибольших деформаций приведенные напряжения определяют по формулам
E%t = % —世％(3. 11)
^^пг ^^ ^Г — Р1%*(3. 12)
Так как ^<0, а %〉0, то абсолютные величины приведенных напряжений больше главных:
七£ЯТ〉■ J；|£е“|〉|。」
Для удобства преобразований обычно величину коэффициента Пуассона принимакот равной 1/3. В этом случае в соответствии с уравнениями (3.11) и (3.12) получим
(3. 13)(3. 13)一2 p1（2吟 + 1） - p2（吭+ 2唸）
(3. 13)
(3. 13)
；
_2 Pi（2*"-1）+P2（圈一2a|f）
=一可 部二
По своей структуре формулы для главных напряжений (3,7), (3.8) и приведенных (3.13), (3.14) одинаковы в смысле чередования знаков и отличаются лишь постоянными коэффициентами, стоящими перед аргументом 02r и множителем 2/3 перед
всей дробью.
рабочие формулы для приверабочие формулы для привеВ общем случае, когда 世 W ~~,
рабочие формулы для приве
рабочие формулы для приве
鼻^ =（1 -世）鼻^ =（1 -世）С [tZ^ 吟 + 1] - P2 [吟 + |^ 或] a21~ 1С [tZ^ 吟 + 1] - P2 [吟 + |^ 或] a21~ 1ел -(1 -世)ел -(1 -世)1+出1 一出1+出1 一出денных напряжений имеют вид
鼻^ =（1 -世）
鼻^ =（1 -世）
С [tZ^ 吟 + 1] - P2 [吟 + |^ 或] a21~ 1
С [tZ^ 吟 + 1] - P2 [吟 + |^ 或] a21~ 1
ел -(1 -世)
ел -(1 -世)
1+出
1 一出
1+出
1 一出
(3.16)(3.16)(3.15)
(3.16)
(3.16)
С уменьшением величины 也 значения приведенных напряжений уменьшаются, приближаясь при 也=0 к своему пределу —— к главным напряжениям.
Из этих соотношений следует, что приведенные напряжения дл兄 труб с относительно тонкой стенкой (a2i^ 1) весьма чувствительны к величине коэффициента 模.Поэтому для высокопрочных сталей наряду с пределом упругости (。§) необходимо точно знать величину ц.
В практике проектирования стволов теории наибольших деформаций отдается предпочтение. Поэтому в дальнейшем при обосновании инженерной методики расчета на прочность скрепленных труб будет использована теория наибольших деформаций. *
Найдем выражения для допустимого давления (pj в канале однослойной нескрепленной трубы (р2 = 0) для некоторых теорий прочности.
Теория наибольших деформаций (вторая)
Из выражения (3.15) при /?2=0;。2「=@2£ искомая величина
Pi =Pi =а21~ 1а21~ 1「% + 11 一出「% + 11 一出
Pi =
Pi =
а21~ 1
а21~ 1
「% + 1
1 一出
「% + 1
1 一出
Принимая величину приведенного тангенциального напряжения на поверхности канала трубы равной пределу упругости 石£仙=%, получим для pi формулу
I罟處+]I罟處+](3.17)(3.17)
I罟處+]
I罟處+]
(3.17)
(3.17)
Теория наибольших касательных напряжений (третья)
Исходным уравнением для определения pi в теории наибольших касательных напряжений будет соотношение
Отсюда согласно формулам (3.7) и (3.8) имеем
Сопоставляя выражения для р1 и ри, получим 円_2 名 戸2I—К 1 +К 2「J
При 2 = -^- н @2i〉l будем иметь
PiАтPiАт—-—> L2 + 〃才,—-—> L2 + 〃才,
Pi
Ат
Pi
Ат
—-—> L2 + 〃才,
—-—> L2 + 〃才,
Таким образом, во всех случаях третья теория прочности (наибольших касательных напряжений) дает меньшую величину допустимого давления в канале ствола, т. е. для обеспечения одинакового приведенного напряжения стенка ствола, рассчитанная по второй теории прочности, будет меньше по сравнению с ее размером, найденным по третьей теории прочности (наибольших касательных напряжений).
При Q^i=2;网=1,2仍「При условии р、=р& и ^=2 со- гласно формулам для р、и рн имеем
3 屬及「确—1 = 1
2 2Win + 12處4
Откуда размер трубы, рассчитанный по первой теории прочности,.
4 屬一17 V1
При этом относительное уменьшение толщины стенки ствола, рассчитанного по формуле (3.17), составит
021八 一021做1一 1021八 一021做1一 1~^h=i,5%・~^h=i,5%・
021八 一021做1一 1
021八 一021做1一 1
~^h=i,5%・
~^h=i,5%・
Энергетическая теория прочности (четвертая)
Согласно этой теории прочности сложное напряженное состояние заменяется простым из условия равенства удельных потенциальных энергий деформаций Л.
Для простого напряженного состояния потенциальная энер- -02
гия в единице объема Л=—
В случае сложного напряженного состояния имеем
=(%£*+%% + 匕8)・
Приравнивая выражения для А и полагая
%=。； ь=%; %=%; %=% получим
"£(%/+叫).
£j=j — *% и £&г=°「—£j=j — *% и £&г=°「—Так как
£j=j — *% и £&г=°「—
£j=j — *% и £&г=°「—
то вправе записать
(3.9)(3.9)Подставляя в последнее уравнение для случая р2 = 0 выражения
(3.9)
(3.9)
оT и ог,
получим для допустимой величины давления в канале ствола формулу
rr1У 3% ^21 — 1
Для 卩=— имеем р19=-.
32 /丽
При равных размерах трубы величины pi и pm связаны соотношением
仍 ，~2 (1 + 卩)$ [ + 2 (1—|л)]
013(1 +")磋I +(1 -计)
Так при 卩= -^-；礴i = 2 и 處=3 соответственно имеем
戸1 _^/2修+ 1戸1э2嵐+ 1戸1 _^/2修+ 1戸1э2嵐+ 11,05 и 1,08.1,05 и 1,08.
戸1 _^/2修+ 1
戸1э2嵐+ 1
戸1 _^/2修+ 1
戸1э2嵐+ 1
1,05 и 1,08.
1,05 и 1,08.
В общем случае отношение -^-для 1<«21<°° ограничено пре- Р1э делами
Обычно величина^<； ^2. Поэтому можно считать, что теории наибольшей деформации и энергетическая дают практически одинаковый результат. Однако расчетные зависимости теории наибольшей деформации для скрепленного ствола имеют более простую структуру, а масса ствола при их использовании получается несколько меньшей, в связи с этим им отдается предпочтение по сравнению с другими возможными формулами.
Для экономии металла расчет на прочность ствола-моноблока также предпочитают вести по формулам второй теории прочности.
Теория энергии формоизменения (пятая)
Эта теория прочности исходит из равенства энергии формоизменения для простого и сложного напряженных состояний:
Ап = 1±^2 哈
Равенство 4ц=4с для Oz=0 приводит к соотношению
。叶0-。宀=哈
Используя зависимости (3.7), (3.8), получим
_ 战一1
Аф = %~ =~ •
Г 勿 21 + 1
Из сравнения формул четвертой и пятой теорий прочности следует, что они для значений 1<^212<°° дают почти одинаковый результат
1〈匹1,06.
Р1ф 2 г 2旬 +1
Приведенный анализ расчетных формул различных теорий прочности показал:
——теория наибольших деформаций определяет ствол наименьшей массы;
—все рассмотренные выше теории прочности, кроме третьей, в области реальных значений а^ < 4 практически дают один и тот же результат;
—вторая теория прочности приводит к весьма заметному утяжелению ствола.
На практике в настоящее время наиболее часто пользуются двумя теориями: наибольших деформаций и энергии формоизменения. Поэтому ниже дается расчет прочности стволов имен* но для этих двух теорий.
Общие замечания к расчету ствола на прочность
Обычно прочностной расчет ствола артиллерийского орудия основывается на теории сопротивления толстостенной трубы, которая в курсе «Сопротивление материалов» известна под названием задачи Ляме, классическое решение которой изложено в разд. 3.2.
Применительно к артиллерии задача Ляме была развита крупнейшими отечественными учеными А. В. Гадолиным и Н. Ф. Дроздовым.
Им принадлежит создание прикладной теории сопротивления скрепленных труб, вставленных друг в друга с натягом или с зазором. Стволы калибром менее 100 мм выполняются, как правило, в виде нескрепленной толстостенной трубы. Такой ствол называется' моноблоком. Однако в автоматической артиллерии малого калибра используют стволы с межслойным охлаждением. Такие стволы представляют собою двухслойную скрепленную трубу. Наружная поверхность лейнера имеет ребра с глубиной канавок между ними до 0,14-0,15 калибра. Иногда на-
ружную поверхность делают гладкой, а канавки для протока ■охлаждающей жидкости выполняют на внутренней поверхности наружной трубы ствола (кожуха). Расчетная модель ствола такой конструкции состоит из двух гладких скрепленных труб. При этом тонкая внутренняя труба имеет внутренний диаметр, увеличенный на глубину нарезов (d^d+^t), а наружный —— уменьшается на глубину канавок охлаждения (d2=d2—2h) (рис. 3.3). Таким образом между кожухом и лейнером имеет место зазор, равный глубине канавок охлаждения, а реакция давления, возникающая на ребрах лейнера, считается равномерно распределенной на внутренней поверхности канала ко~ жух а.
^ЖидкостьjIКаналI^ЖидкостьjIКаналIРис. 3. 3. Схема ствола с межслойным охлаждениемРис. 3. 3. Схема ствола с межслойным охлаждением
^Жидкостьj
IКаналI
^Жидкостьj
IКаналI
Рис. 3. 3. Схема ствола с межслойным охлаждением
Рис. 3. 3. Схема ствола с межслойным охлаждением
Ствол крупного калибра (свыше 130 мм) выполняется как правило скрепленным и состоящим из двух и более труб, надетых друг на друга с натягом. В этом случае его масса оказывается существенно меньше однослойного ствола-моноблока.
По длине толщина стенок ствола переменная,, непрерывно уменьшающаяся в направлении к дульному срезу, так как давление порохового газа в заснарядном пространстве после достижения наибольшей величины монотонно снижается.
В дульной части ствола давление порохового газа уменьшается в 3——10 раз по сравнению с максимальным. Таким образом наибольшее давление в канале ствола имеет место в его казенной части на длине, не превышающей 15 калибров при общей длине ствола от 30 до 60 калибров. Турельные авиапушки имеют наименьшую длину ствола, так как они изгибаются от аэродинамического сопротивления атмосферы.
Для танковых и самоходных орудий во избежание утыкания стволов в землю при движении по пересеченной местности стволы также делаются короткими. Укорочение ствола при сохранении заданного значения и^ достигается за счет повышения наибольшего давления порохового газа в канале ствола и уменьшения объема каморы заряжания. Запасы прочности по длине ствола переменны. Наибольшие их величины имеют место в дульной части ствола, где толщина стенки назначается не из условия прочности, а из соображений жесткости, вызываемых требованиями эксплуатации. В области наибольших давлений, где ствол
подвергается наибольшему нагреву, запас прочности, отнесенный к пределу упругости материала (пе), обычно принимается равным 1,254-1,35 [5].
В казенной части и, в частности, в районе пенька ствола запас прочности без учета сопротивления сопрягаемых с ним деталей (например, казенника или ствольной муфты, или ствольной коробки) сознательно берется меньше единицы и в отдельных случаях составляет 0,84-0,9. Приемлемость такого запаса прочности, как показала практика, объясняется меньшим разогревом каморной части ствола, защищенной гильзой унитарного патрона.
Значения коэффициентов запаса приведены для теории наибольших деформаций и установлены практически в результате длительной эксплуатации артиллерийских систем, рассчитанных по этой теории.
Теория энергии формоизменения начала применяться сравнительно недавно, и поэтому для нее точные значения коэффициентов запаса пока не установлены. В первом приближении их можно принимать такими же, как и для теории наибольших деформаций, поскольку результаты расчетов по этим теориям при одинаковых коэффициентах запаса мало отличаются (см. пример 3. 1).
Расчетное напряжение определяется по теории наибольших деформаций стенки ствола. В соответствии с этой теорией величина разрушающего трубу напряжения равна сумме тангенциального 0工 и к нему приведенного радиального цаг напряжений: 七％ = % —— 步0广 При больших давлениях в канале ствола ^>-^-зе^ эквивалентная деформация простого напряженного состояния ег находится как сумма радиальной деформации о>/Е и приведенной к ней тангенциальной ^JE.
七外=% 一收『
Для ствольной стали для удобства написания рабочих формул величина коэффициента Пуассона (读)обычно принимают равной 1/3. В действительности она несколько меньше и составляет 0,28+0,30. Такое несоответствие очевидно несколько завышает расчетное напряжение. Влиянием осевого напряжения qz, уменьшающего величину приведенной деформации, обычно пренебрегают Ег^=^ — |цаг — аг), где Gz>0. Для артиллерийское го подвижного ствола осевое напряжение а2 является переменным, уменьшаясь до нуля в направлении к дульному срезу, и определяется силой инерции, так как снаряд практически не имеет связи со стволом.
Материал ствола испытывает динамическое нагружение. Поэтому ударная вязкость ствольных сталей не должна быть менее 4,0 кгс -'м/см2 [57]. Обычно ств@льные стали высоколегированные
с высоким содержанием никеля, хрома, вольфрама, а иногда молибдена. Так, для 20-мм авиапушки ствол изготовлялся из ■стали 30ХН2МФА [4].
РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ СТВОЛА-МОНОБЛОКА
НА ОСНОВЕ ТЕОРИИ НАИБОЛЬШИХ ДЕФОРМАЦИЙ
При проектировании ствола стремятся максимально удовлетворить основные требования, предъявляемые к нему по прочности, жесткости и живучести.
Результаты решения задачи внутренней баллистики являются исходными данными для оформления канала ствола: каморы (Wq； %; /о) и нарезной его части (d; /; /д).
При оформлении наружных контуров ствола необходимо учитывать: способ направления его при откате (конструкция люльки) и предохранение от проворота; способ крепления казенника, если он не изготовлен как одно целое со стволом; крепление дульного тормоза и противооткатных устройств. Для танковых пушек стволы снабжены эжекционным устройством. Стволы скорострельных орудий обычно имеют систему охлаждения или пре* ^усматривается быстрая замена изношенного ствола новым.
Для обеспечения приемлемой жесткости ствола толщина его стенки в дульной части не должна быть менее 0,1 d.
Проектированию должно предшествовать тщательное изучение существующих конструиций стволов и артиллерийских ору- дий в целом и особенностей их эксплуатации.
Баллистическое проектирование
артиллерийских стволов
Баллистическое проектирование заключается в установлении калибра орудия, типа снаряда, его начальной скорости, размеров канала ствола и характеристик заряда, которые наилучшим образом удовлетворяют тактико-техническим требованиям.
Вес и калибр снаряда, а также его кинетическая энергия определяются из условия поражения цели. По расстоянию до цели и энергии снаряда у цели находится начальная скорость и。.
Определение размеров канала ствола и характеристик заряда представляет собой более сложную задачу, решение которой имеет множество вариантов и выбор лучшего из них требует значительного времени. Основным методом решения этой задачи является табличный метод. В последние годы при баллистическом проектировании используется также ЭВМ.
Рассмотрим порядок баллистического проектирования ствола при использовании таблиц.
При известных значениях d, q и Vq определяют дульную энер* qvQ
гию снаряда Е^ = и коэффициент могущества орудия
CE~CE~—, по которому, используя таблицы В. Е. Слухоцкого [9], d3
CE~
CE~
в первом приближении можно отыскать основные характеристик ки орудия: коэффициент использования заряда, мак
симальное крешерное давление рт кр, плотность заряжания А, коэффициент бутылочности каморы % и относительная длина ствола LCTB ~-^2- . Связь крешерного давления с расчетным d
Pm, используемым в таблицах ГАУ (IV часть — ТБР), выражается отношением
Рт=1,02114-0,5—JРт=1,02114-0,5—JРт кр，Рт кр，
Рт=
1,02114-0,5—J
Рт=
1,02114-0,5—J
Рт кр，
Рт кр，
причем найденное значение рт увеличивается на 10—15%, так как со времени составления таблиц качество орудийных сталей значительно возросло.
Однако таблица В. Е. Слухоцкого дает только ориентировочные данные. Поэтому необходимо исследовать варианты баллистического решения при других А н "s в возможном диапазоне их изменения. Верхнее значение исследуемой плотности заряжа、 ния рекомендуется брать близким к величине Ан. о, обеспечивающей наименьший объем орудия [9], которое в зависимости от "т (ртп=2000—4000 кгс/см2) и формы пороховых элементов заряда (лента, трубка, семиканальное зерно) изменяется от 0,53 до 0,93 кгс/дм3. Значения Дн. о и ^сЕ), при которых получается орудие наименьшего объема, приведены в таблицах книги [9]. Орудие наименьшего объема приемлемо при начальных скоростях и()》1300 м/с [12]. При меньших значениях и。целесообразно уходить от него в сторону увеличения объема за счет удлинения ствола, что равносильно увеличению ”①。
На практике плотность заряжания А и коэффициент использования заряда По, берут в пределах от величин, заданных в таблице В. Е. Слухоцкого до их значений, обеспечивающих наименьший объем орудия.
При известных qc^E^d、卜 и ”® нетрудно получить все исходные параметры для расчета возможных баллистических вариантов орудия:
1(Озq1(Озq
1(О
зq
1(О
зq
Для установления вариантов решения используют графики /(о)/?, А) [12], называемые директивной диаграммой, центром которых является точка с координатами Дн. о и ((0/9)н. о, соответствующими орудию наименьшего объема. Вид директивной диаграммы и использование ее подробно рассмотрены в работе [12]. оПрн расчете вариантов необходимо определить длину нарезной части ствола /д, полную длину ствола Lc с затвором, а также живучесть ствола. Для этого по ТБР находится Ад (pm, "д. табл, А), а после этого вычисляются /д=Лд/о и Lc = = /д4~/кам+ (i + 2) &
При оценке живучести определяется не абсолютное количество выстрелов, которое выдерживает ствол за время баллистической жизни, а условная величина Nycn [9], по которой впослед- ствие сравниваются исследуемые варианты
3入“ 31/队)2
где Л ——постоянная для всех вариантов величина,
J 2,31Т05 匕(1 + Мд)；厶叩一 1- ・
Чг ^л.габл'^д.таблХнар▲ — d
Х + 375 丁
При анализе вариантов и выборе наилучшего наряду с Мусл необходимо учитывать еще целый ряд факторов, среди которых в первую очередь следует отметить эксплуатационные качества проектируемой артиллерийской системы (длина и масса ствола, габариты и масса патрона, дульное давление) и ее экономичность (стоимость выстрела, стоимость ствола).
Окончательную оценку вариантов рекомендуется проводить по величине Z [9]:
Z=M 1/1——
где М — постоянное число, кратное 10.
Лучшим считается вариант, дающий большее значение Z. Кроме рассмотренного критерия оценки, имеется еще ряд критериев оптимальности баллистического решения. Следует отме・ тить^что^все критерии определяются уровнем развития артиллерийской техники и отражают взгляды данного периода, вследствие чего они с течением времени видоизменяются. Однако до настоящего времени ни один из них не является универсальным (приемлемым для оценки систем различного класса). Окончательно наилучший вариант определяется конструктором системы.
После выбора окончательного варианта для него производится уточнение баллистического решения и построение кривых р(/)，°(/) и /(/)• Для этого по ТБР определяется параметр условий заряжания В и вычисляется импульс давления пороховых газов
где & — сила пороха.
Затем по известному значению /к подбирается наиболее подходящая для данной системы марка пороха и для нее при конкретных значениях 3 и /к уточняются величины В и Хд (по ТБР), обеспечивающая требуемую табличную скорость ид.табЛ* После этого определяются данные для построения кривых р(/), V (/), £(/), которые используются при расчете прочности стволов и различных надульных и наствольных газовых узлов.
Расчет кривых давления при температурах заряда Z3ap= = ±50° С может быть проведен с помощью таблиц ГАУ. При этом определяют влияние температуры заряда на наибольшее расчетное давление
a戸加=a戸加=РтРт加/зар，加/зар，
a戸加=
a戸加=
Рт
Рт
加/зар，
加/зар，
и вычисляется само расчетное давление
Рт = Pmt _+150(.+ ^Рт-
По величине pm и плотности заряжания Д из таблиц ГАУ (часть I) находится параметр В, а затем при известных 歳,В и Д строится кривая р(1) для данной температуры заряда.
Пример. Установить размеры канала ствола и назначить марку пороха для условной 40-мм зенитной пушки, имеющей д=0,94 кгс, о0=ЮОО м/с.
Решение. 1. Определяют исходные данные для баллистического расчета
七艮—七艮—=48 тс*м,=48 тс*м,夕吟0,94 • 10002
七艮—
七艮—
=48 тс*м,
=48 тс*м,
= ~2・9,81
Е 48
Се = "^ =心=750 тс.м/дмз
Для найденного значения СЕ по таблице В. Е. Слухоцкого определяют % =108 тс• м/кгс; рткр=3025 кгс/ем2; Д=0,68 кгс/дм3; % —1,67, £Ств = =60 d.
Значения pm кр увеличиваем на 15%, тогда рт кр=3500 кгс/см2.
По таблицам работы [6] определяют величины т]шН =86 тс • м/дм3 и △он = 0,87 кгс/дм3, определяющие орудие наименьшего объема.
Производится расчет вариантов баллистического решения для
0,68 < А < 0,87 кгс/дмЗ и 86 < % < 108 тс-м/дмЗ.
Результаты вычислений сведены в табл. 3. 1.
Таблица 3.1
№ варианта
1
2
3
4
5
6
А
0,68
0,7
0,72
0,74
0,8
0,87
*
108
107
105
103
96
[86
(О
0,444
0,448
0,457
0,465
0,503
0,558
Wo
0,653
0,64
0,635
0,628
0,629
0,641
厶
5,04
4,94
4,9
4,85
4,86
4,95
*кам
3,04
2,96
2,94
2,9
2,91
2,97
?
1,19
1,19
1,19
1,19
1,21
1,23
Рт
3600
3600
3600
3600
3575
3550
Чн.табл
1595
1582
1566
1551
1507
1440
厶我
3,75
3,72
3,67
3,65
3,69
Не реален
18,9
18,4
18
17,7
17,9
▲с
57
56
54
54
54
4,14
4,23 '
4,33
4,39
4,35
Nусл
1,01
0,99
0,95
0,94
0,88
Поскольку в автоматических пушках желательно иметь плотности заряжания Да?0,8—0,9 кгс/дм3 [15], однако при этом снижается живучесть ствола, поэтому нз рассмотренных вариантов наиболее предпочтительным следует признать вариант № 3, для которого
Д = 0,72 кгс/дм3; рт = 3600 кгс/см2, (о = 0,457 кгс н 厶тв = 54гЛ
Таблица 3.2
А
ДМ
р, кгс/см2
”табл，м/С
”，м/с
^табп, С/дМ
МОЗ, с
0
0
000
0
0
0
0
о,1
0,49
2181
201
129
159
1,22
0,2
'0,98
3030
336
215
197
1,51
0,3
1,47
3519
449
287
224
1,72
0,4
1,96
*3780
549
351
246
1,89
0,5
2,45
3910
637
408
263
2,02
0,6
2,94
3940
716
458
278
2,13
0,7
3,43
3917
787
504
290
2,23
0,8
3,92
3863
853
546
302
2,32
0,9
4,41
3787
913
584
313
2,4
1
4,9
3692
968
620
324
2,49
1,5
7,35
3213
1187
760
368
2,82
2
9,8
2423
1335
854
408
3,13
2,5
12,25
1911
1439
920
434
3,33
3
17,7
1567
1520
972
477
3,66
А 加=3,36 3,5
16,45
А 加="6
1390
1321
p加=3941 кг
1566
1584
с/см2； Ак=1 弊
1000
539； 9 = Ад
500
509
=0,46
3,83
6. Уточняется расчет выбранного варианта: а) нз ТБР определяют 8=1,758;
б) вычисляют импульс пороха
/ 8/理03
Р gS2 一一
1,758・950000・1,19・0,94.0,457
98,1-0,12952
= 720
КГС-СМ/ДМ2；
в) по найденному значению /к из таблицы [6] выбирается марка пороха 7/7, имеющая /к = 690 кгс-с/дм2 и уточняется параметр В:
口 g (S/кАD =
/评g3
98,1(0,1295•690)2
950000-1719-0,94*0,457 ^ ® ；
г) по таблицам ТБР находят уточненные значения
Лд = 3,36; /д — 16,45 дм; Z-ств в 5(И.
7. По таблицам ГАУ (части I—III) определяют данные для построения кривых p(Z), v(l)t t(l) (табл. 3.2).
Последовательность расчета ствола-моноблока на прочность
Вычерчивается в масштабе разрез ствола. Устанавливается положение снаряда в канале ствола (рис. 3. 4).
Наносятся кривые давления пороховых газов на дно снаряда при температурах заряда +15° С, +50° С, —50° С, наносится кривая наибольших давлений на дно снаряда.
Строится огибающая кривая давлений на стенки ствола:
положение точки максимального давления на дно снаряда смещается на 1,5 d к дульной части (/и). Это делается потому, что рт сн может несколько смещаться относительно расчетного сечения ствола;
определяется максимальное давление на дно каморы (т. d)
Рднтах == Рентах ( 1
где х — расстояние от точки d‘ до рассматриваемого сечения.где х — расстояние от точки d‘ до рассматриваемого сечения.Рис. 3. 4. К примеру расчета прочности ствола-моноблока: I—камерная часть стволаРис. 3. 4. К примеру расчета прочности ствола-моноблока: I—камерная часть ствола
где х — расстояние от точки d‘ до рассматриваемого сечения.
где х — расстояние от точки d‘ до рассматриваемого сечения.
Рис. 3. 4. К примеру расчета прочности ствола-моноблока: I—камерная часть ствола
Рис. 3. 4. К примеру расчета прочности ствола-моноблока: I—камерная часть ствола
определяется давление на стенки ствола в сторону дульной части от точки т смещенного максимума давления: Рст=Рсн；
давление между точками mud изменяется согласно уравнению
3”)23”)2Рх = Рднтах —("днтах — Рентах)
3”)2
3”)2
Остальные точки соединяются плавной кривой. Кривая dmBCD——огибающая кривая максимальных давлений на стенки ствола;
Строится кривая желаемого прочного сопротивления ствола, для чего координаты кривой максимальных давлений пороховых газов на стенки ствола умножаются на коэффициенты запаса прочности л:
в пределах каморы n= 1;
от начала нарезов до сечения сдвинутого положения Рентах (точка т)
—1,2 для однопроцентной,
—— п= 1,3 для двухпроцентной нарезки;
отступая от дульной части на 2 d (точка /) и до конца 也=L9;
от точки /п до / коэффициент запаса прочности изменяется по линейном закону:
—— для однопроцентной нарезки 〃= 1,2+0,7;
тгГ
—— для двухпроцентной нарезки п= 1,3 +。,6—^—,
где х ——расстояние от точки т до рассматриваемого сечения; m7z — длина отрезка ствола между точками тис.
Ориентировочно назначается наружный радиус ствола
厂2=^2ir 1~(]^2 + 2) F
округляя до 5 мм в большую сторону, где
/•1=告 + %=(0,51+0,52)4.
Выбирается материал ствола. Это можно сделать двумя методами:
из условия максимального значения предела упругого сопротивления ствола (р1=рднтах)
22處 + 1
где 021=*； г1к — наибольший внутренний диаметр каморы.
Полученное значение “ округляется в большую сторону до значения ближайшего по ГОСТу;
на основании анализа существующих конструкций задается категория прочности материала “ и определяется 尸加 по формуле
Г2к —厂 1кГ2к —厂 1к№ + 2p4耳m*%е — 4/?дц щах№ + 2p4耳m*%е — 4/?дц щах
Г2к —厂 1к
Г2к —厂 1к
№ + 2p4耳m*
%е — 4/?дц щах
№ + 2p4耳m*
%е — 4/?дц щах
т. е. уточняется наружный размер каморы (пункт 5).
При выборе марки стали следует учитывать изменение прочности в зависимости от толщины стенки заготовки ствола.
При известной категории прочности материала находится наружный радиус дульной части трубы на участке длиною в два калибра
где pi ——определяется по кривой желаемого прочного сопротивления.
Расчетный размер наружного радиуса гзд увеличивается на (2—3) мм при отсутствии дульного тормоза и на (5——6) мм при наличии его.
Строится ломаная линия действительного прочного сопротивления ствола, отрезки прямой этой линии соединяют сечения, где вследствие изменения наружного или внутреннего диаметра изменяется значение предела упругого сопротивления ствола
3 處一1
Действительное прочное сопротивление ствола не должно быть меньше желаемого.
Истинный коэффициент запаса прочности в каждой точке есть частное от деления ординаты действительного прочного сопротивления ствола на ординату под огибающей кривой максимальных давлений на стенки ствола.
РАСЧЕТ СКРЕПЛЕННЫХ ТРУБ
ПО ТЕОРИИ СЕН-ВЕНАНА
В скрепленном стволе внутренняя труба перед выстрелом находится в напряженном состоянии сжатия, а наружная труба имеет напряженное состояние растяжения. Наличие предварительного напряжения сжатия на поверхности канала ствола как бы искусственно повышает предел упругости материала. Металл скрепленной трубы в процессе выстрела претерпевает знакопеременное нагружение. По мере роста давления в канале ствола в результате его деформации напряжения сжатия исчезают и появляются напряжения растяжения. Нетрудно представить, что в скрепленном стволе предел упругости металла внутренней трубы как бы возрастает на величину предварительного напряжения для тангенциальной деформации Т н на величину, пропорциональную коэффициенту Пуассона, для радиальной деформации цТ. Ствол с лейнером или со свободной трубой можно рассчитать по формулам для скрепленных труб. Для этого достаточно только изменить знак натяга А с плюса на минус, т. е. представить зазор как отрицательный натяг.
В практике проектирования стволов различают упругий и возможный пределы их сопротивления. Пределом возможного сопротивления скрепленного ствола называют такое давление в его канале, когда на поверхности канала трубы величины приведенного тангенциального или радиального напряжения достигают значения предела упругости ее металла
七eП叮1 = %1；七e仃11 = %1・
При этом величина напряжения на поверхности канала кожуха как правило несколько меньше предела упругого сопротивления его металла 七
В случаях когда на поверхностях каналов трубы и кожуха опасные приведенные напряжения одновременно достигают величины предела упругости их металла, то давление в канале, вы™ звавшее такое напряженное состояние двухслойного ствола, называют пределом его упругого сопротивления:
七区11T11 = %1； еепт11=%1； 七eП口2 = 久2。
Теоретически предел упругого сопротивления ствола несколько больше возможного и характеризует потенциальные возможности сопротивления ствола в целом. Погрешности технологии производства стволов, определяемые системой допусков, не позволяют на практике обеспечить для скрепленного ствола предел упругого сопротивления. Наличие этих погрешностей изготовления стволов в конечном итоге приводит к снижению их прочности по сравнению с упругим сопротивлением. Поэтому прочность реальных стволов характеризуется пределом возможного ^допу- стимого) сопротивления.
Предел упругого сопротивления
скрепленного ствола
Для приведенных напряжений на поверхности канала трубы (〃2r=〃2i) скрепленного ствола согласно выражениям (3.15), (3. 16) при р<=— справедливы формулы для приведенных тангенциальных и радиальных напряжений на поверхности канала трубы:
压領處處；(3. 18)
где 卩2 — внешнее давление на трубу со стороны кожуха.
4442597
Величина этого давления согласно уравнению (3. 17) зависитВеличина этого давления согласно уравнению (3. 17) зависитот размеров кожуха а32=^- 广2от размеров кожуха а32=^- 广2и предела упругости его метали предела упругости его металла “2：ла “2：3 02=W%23 02=W%2唳一1廟2 + 1唳一1廟2 + 1(3.20 丿(3.20 丿
Величина этого давления согласно уравнению (3. 17) зависит
Величина этого давления согласно уравнению (3. 17) зависит
от размеров кожуха а32=^- 广2
от размеров кожуха а32=^- 广2
и предела упругости его метал
и предела упругости его метал
ла “2：
ла “2：
3 02=W%2
3 02=W%2
唳一1
廟2 + 1
唳一1
廟2 + 1
(3.20 丿
(3.20 丿
Полагая Евин =aei или ££一］ = @1 соответственно, получим
3 處一1 . Ml外=Tz羽尸+网NE ；3 處一1 . Ml外=Tz羽尸+网NE ；(3.21)(3.21)
3 處一1 . Ml外=Tz羽尸+网NE ；
3 處一1 . Ml外=Tz羽尸+网NE ；
(3.21)
(3.21)
предел упругого сопротивления ствола по тангенциальным напряжениям,
3 1Uni
%=亍% 竭二? +网五L，.(3.22)
предел упругого сопротивления по радиальным напряжениям.
Подставляя вместо р2 его выражение из (3. 20) в уравнения (3. 21) и (3. 22), окончательно получим
v 3
Wi -11
2處+ 1
3
1 2
3嵐
2 礁 4-1
w2 一 1 .
2鴻 + 1，
(3. 23)
V3
Л21 一 I I
,3
碌
陽一1
Plr^ — ^el
2碌—1
卜2
2确一1
2鴻+ 1
(3.24)
Возможное сопротивление скрепленного ствола
Введем обозначения:
2Ar2T — изменение наружного диаметра трубы после скрепления трубы и кожуха;
2Ar2K — изменение внутреннего диаметра кожуха после скрепления;
2Д = 2г2т + 2Аг2к ——абсолютный диаметральный натяг.
Деля выражение для 2А на величину диаметра канала кожуха 2r2, получим величину относительного натяга
"=(砲 + 喲，(3.25)
где
—2"2T. рК — 2"2K
Приведенные тангенциальные напряжения (3. 13) на наружной поверхности трубы при pi=0;脸=1 согласно уравнению
.2 崗 + 2
产啕=丁庆券r •(3・26)
На внутренней поверхности кожуха при 小=0；饱1 = @3*一 ®= = @32 соответственно имеем
Е^2=—р2Е^2=—р22唸+12唸+1唯一1唯一1(3.27)(3.27)
Е^2=—р2
Е^2=—р2
2唸+1
2唸+1
唯一1
唯一1
(3.27)
(3.27)
где р2‘ 一 радиальное давление на поверхности между трубой и кожухом, произведенное скреплением.
Совместное решение уравнений (3.25), (3.26), (3.27) приводит к выражению
七f=^庆七f=^庆a21 + 2确一1a21 + 2确一12 , 2嗑 + 1 十2 , 2嗑 + 1 十(3.28)(3.28)
七f=^庆
七f=^庆
a21 + 2
确一1
a21 + 2
确一1
2 , 2嗑 + 1 十
2 , 2嗑 + 1 十
(3.28)
(3.28)
Учитывая, что 021^32=031, после алгебраических преобразований (3. 28) для р2‘ получим формулу
(3. 29)(3. 29)/ @i - 1)(曦-1)2 (Wi — 1)
(3. 29)
(3. 29)
От давления скрепления р2Hp寸 при pi = 0 на внутренней поверхности трубы (027=^21) согласно формуле (3. 13) возникает предварительное приведенное тангенциальное напряжение сжатия Л. Поэтому для заданного 7\ потребная величина давления скрепления
.(3.30)
Согласно формулам (3. 29), (3. 30) потребная величина натяга и предварительное напряжение 7\ связаны уравнением
т =ЕТ］名二“21(3.31)
Полное давление на поверхности скрепления кожуха и трубы при выстреле
厌=広 +Р；，^(3.32)
где р2“ 一 составляющая давления на поверхности скрепления, произведенная выстрелом.
На основании принципа независимости действия сил величину р2” можно найти по формуле (3. 8), полагая
.2=： 03 = 0； @2「：=°32，^21；z= ^315
%2 = Р» = Р»%2 = Р» = Р»W2 — I 處W2 — I 處(3.33)(3.33)
%2 = Р» = Р»
%2 = Р» = Р»
W2 — I 處
W2 — I 處
(3.33)
(3.33)
Позтому согласно формулам (3.30), (3.32), (3.33) вели- чина
&а21—1&а21—1I . аз2~1I . аз2~1(3.32 а)(3.32 а)Подставляя выражения для р2 в формулы для приведенных тангенциальных и радиальных напряжений, на поверхности ка-Подставляя выражения для р2 в формулы для приведенных тангенциальных и радиальных напряжений, на поверхности ка-нала трубы (3. 18) и (3. 19)нала трубы (3. 18) и (3. 19)соответственносоответственнобудем иметьбудем иметь2圈+1 确一12碌一1 名一12圈+1 确一12碌一1 名一12 Mi /Л 吟一1〃處T、21_但7碌 T I 屬 51 з «21~! \2 1 а211 ^31—1/2 Mi /Л 吟一1〃處T、21_但7碌 T I 屬 51 з «21~! \2 1 а211 ^31—1/Полагая соответственно f^n^^ и £erll=aelt а также учи- тьгва兄，что 021^32=^31, после алгебраических преобразований уравнений (3. 34) получим формулы для возможного сопротив-Полагая соответственно f^n^^ и £erll=aelt а также учи- тьгва兄，что 021^32=^31, после алгебраических преобразований уравнений (3. 34) получим формулы для возможного сопротив-ления скрепленного стволаления скрепленного ствола3必一1"=~Г (% + TJ 五2 +14n。3［十• 13必一1"=~Г (% + TJ 五2 +14n。3［十• 1(3.35)(3.35)&尸母（。"+告乙）&尸母（。"+告乙）战一 12處一1战一 12處一1(3.36)(3.36)
&а21—1
&а21—1
I . аз2~1
I . аз2~1
(3.32 а)
(3.32 а)
Подставляя выражения для р2 в формулы для приведенных тангенциальных и радиальных напряжений, на поверхности ка-
Подставляя выражения для р2 в формулы для приведенных тангенциальных и радиальных напряжений, на поверхности ка-
нала трубы (3. 18) и (3. 19)
нала трубы (3. 18) и (3. 19)
соответственно
соответственно
будем иметь
будем иметь
2圈+1 确一1
2碌一1 名一1
2圈+1 确一1
2碌一1 名一1
2 Mi /Л 吟一1〃處T、
21_但7碌 T I 屬 51 з «21~! \2 1 а211 ^31—1/
2 Mi /Л 吟一1〃處T、
21_但7碌 T I 屬 51 з «21~! \2 1 а211 ^31—1/
Полагая соответственно f^n^^ и £erll=aelt а также учи- тьгва兄，что 021^32=^31, после алгебраических преобразований уравнений (3. 34) получим формулы для возможного сопротив-
Полагая соответственно f^n^^ и £erll=aelt а также учи- тьгва兄，что 021^32=^31, после алгебраических преобразований уравнений (3. 34) получим формулы для возможного сопротив-
ления скрепленного ствола
ления скрепленного ствола
3必一1
"=~Г (% + TJ 五2 +1
4n。3［十• 1
3必一1
"=~Г (% + TJ 五2 +1
4n。3［十• 1
(3.35)
(3.35)
&尸母（。"+告乙）
&尸母（。"+告乙）
战一 12處一1
战一 12處一1
(3.36)
(3.36)
Если вместо Т} ние (3. 30)Если вместо Т} ние (3. 30)подставить его предельно возможное значе-подставить его предельно возможное значе-
Если вместо Т} ние (3. 30)
Если вместо Т} ние (3. 30)
подставить его предельно возможное значе-
подставить его предельно возможное значе-
где р2^=р2оо 一 р"；где р2^=р2оо 一 р"；(3.37)(3.37)„ _ 3 處一1“8=т% 豆в„ _ 3 處一1“8=т% 豆вТ1ОО = %8Т1ОО = %8(3.38а) — предел упругого(3.38а) — предел упругогокожуха, то для этого частного случая формулы вырождаются в зависимости (3. 23),(3.24), т. е. гого и возможного сопротивления численно равныкожуха, то для этого частного случая формулы вырождаются в зависимости (3. 23),(3.24), т. е. гого и возможного сопротивления численно равнысопротивления(3.35), (3. 36) пределы упру-сопротивления(3.35), (3. 36) пределы упру-成=&3闻=&「・成=&3闻=&「・
где р2^=р2оо 一 р"；
где р2^=р2оо 一 р"；
(3.37)
(3.37)
„ _ 3 處一1
“8=т% 豆в
„ _ 3 處一1
“8=т% 豆в
Т1ОО = %8
Т1ОО = %8
(3.38а) — предел упругого
(3.38а) — предел упругого
кожуха, то для этого частного случая формулы вырождаются в зависимости (3. 23),(3.24), т. е. гого и возможного сопротивления численно равны
кожуха, то для этого частного случая формулы вырождаются в зависимости (3. 23),(3.24), т. е. гого и возможного сопротивления численно равны
сопротивления
(3.35), (3. 36) пределы упру-
сопротивления
(3.35), (3. 36) пределы упру-
成=&3闻=&「・
成=&3闻=&「・
от принятогоствола (3.35),от принятогоствола (3.35),Для коэффициента Пуассона 读， отличного |i =—, формула для возможного сопротивления (3. 36) приобретает вид
от принятогоствола (3.35),
от принятогоствола (3.35),
&「=—(%+財j二1 - •户碌+11 一出
ПрИ зтом *=，击♦
Критерий выбора расчетных формул
При расчете скрепленного ствола на прочность необходимо в каждом конкретном случае установить, какие напряжения являются опасными и в зависимости от этого проводить расчет на прочность по формулам предела возможного сопротивления по тангенциальным или радиальным напряжениям.
Для того чтобы установить, какое из приведенных напряжений является наибольшим, воспользуемся формулами (3. 13), (3. 14), записанными для поверхности канала трубы (@2牙=做1)：
2 2屬 + 1 2 ^21
9 I— 2 с 2碌一1 ( 2 с * 處
Из формулы для Ej найдем величину рг и подставим ее в выражение для 七旧广 В результате получим связь между приведенными напряжениями
После алгебраических преобразований приходим к равенству
口8-1 „
^srll —-。1 + 可七%11。
Отсюда следует, что приведенные напряжения на внутренней поверхности канала ствола одновременно достигают одинакового значения£'ехц=£'ег11=^ только при условии
3
При 乌 <丁 ％ опасными будут приведенные тангенциальные напряжения
七= 七
3
Когда 〃1〉—^е приведенные радиальные напряжения будут 4
больше тангенциальных Егп = ай; £%<%.
В общем случае, когда ц=/= 1/3, соотношение принимает вид
Ее“ = (1-*" + »Е%1；円芸
1 一 m
РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ СТВОЛОВ
СО СВОБОДНОЙ ТРУБОЙ ИЛИ ЛЕЙНЕРОМ ПО ТЕОРИИ СЕН-ВЕНАНА
Для предела возможного сопротивления стволов, имеющих трубу или лейнер, вставленные с диаметральным зазором Д в кожух, будут справедливы полученные выше формулы (3.35), (3. 36). В этих формулах достаточно положительный знак натяга А изменить на отрицательный, т. е. зазор трактовать как отрицательный натяг.
Поэтому формулы для возможного сопротивления ствола со свободной трубой принимают вид
31 *
=—幻；(3・39)
用=^(%一年)1 .(3.40)
Покажем справедливость такого формального утверждения на примере вывода формулы для предела возможно тангенциального сопротивления ствола со свободной трубой.
При наличии зазора /?2=0 согласно формуле (3. 13) деформации трубы(Pi=pj; a2r=fl22= 1) и кожуха(Р1=/?2=О) в момент окончания выбора зазора соответственно равны
,2
^^т21 Р\ —~； £*6^22 ==0*
.4-1
Полагая Ее*?】=^л получим выражение для давления р/, при котором полностью выбирается зазор между трубой и кожухом
(3.41)
где П =относительный зазор.
2厂2
Приведенное тангенциальное напряжение на поверхности канала трубы после выбора зазора определяется формулой (3. 18).
Величину этого напряжения в момент выбора зазора найдем по формуле (3. 18), положив р2=0 и р!=р/,
или на основании уравнения (3. 41) получим
Т； = ЕП 2a2；+ J .(3. 42)
Величина р2 находится из условия равенства относительных деформаций наружного диаметра трубы и внутреннего диаметра кожуха после выбора зазора.
Согласно уравнению (3. 13) величины совместных деформаций трубы (£Х22)и кожуха (етзг) составят
22* + 2
□ _ 22臨+1
££-c32 = —A ——,
з唯—1
А=(А-Л)А=(А-Л)где аз2a21 =。31； Pi — р/ — избыток давления в канале трубы, определяющий деформацию внутренней поверхности кожуха. Приравнивая правые части этих уравнений, получим величину давления между трубою и кожухом
А=(А-Л)
А=(А-Л)
(3. 43)
Исключая из выражения для Еехц (3. 18) параметры рг (3. 43) и р/ (3. 41), будем иметь
2 2歸 +12 2歸 +12 J 口『а21— 1 1 Ml 竭一1
2 2歸 +1
2 2歸 +1
Г（凸一七п-2 — /森耳臨二丁 ,
После приведения подобных членов, получим
匚2^£tii=—А匚2^£tii=—А2确+ 1 礁一12确+ 1 礁一1«31— 1«31— 1
匚2
^£tii=—А
匚2
^£tii=—А
2确+ 1 礁一1
2确+ 1 礁一1
«31— 1
«31— 1
Отсюда при условии формального толкования соотношения (3. 31) следует выражение для предела возможного сопротивления ствола со свободною трубою pi (3. 39).
Однако фактическая связь между относительным зазором т] и напряжением на поверхности канала 7Y в момент контакта трубы и кожуха в отличии от уравнения (3. 31) выражается формулой (3. 42).
Таким образом, расчетные формулы для скрепленного ствола справедливы и для стволов со свободной трубой или лейне- ром (уравнения 3.39, 3. 40) при условии формальной замены знака «+》перед членом Л на знак《一》.Такая замена знаков указывает на то, что зазор можно рассматривать как отрицательный натяг.
МЕТОДИКА РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ СКРЕПЛЕННОГО ДВУХСЛОЙНОГО СТВОЛА ПО ТЕОРИИ СЕН-ВЕНАНА
При расчете скрепленного ствола вызывает затруднение выбор размеров % или безразмерной величины a2i- Отыщем ® из условия обеспечения заданного давления в канале.ствола р】при наименьшем значении наружного диаметра кожуха 2「з, т. е. величины 〃31・'
Эта задача сравнительно легко решается для теоретического случая — применительно к уравнению предела упругого сопротивления, например, двухслойного скрепленного ствола (3. 23):
力—3% — 1 I 3勿21 屬一1
"十 W 62 2臨 + ] 观2+ 1 '
В этом случае уравнение для р】приводится к виду
—3^21 — 1 丄 3^21Д31 — Д21
Т2處 + 1十~2~*2 2處 + 1 2碣 + 名■
При a3i = const наибольшее значение pi будет при условии dpi/d@2i=0.
После дифференцирования и приведения подобных членов приходим к соотношению
(%— 1 — 6嗚)吗+ 4(%- 1)第唸十2 (2%+ 1)4 = 0.
Отсюда следует, что
ali =ali =2 («12— 1) Wi6晶 + 1 一 522 («12— 1) Wi6晶 + 1 一 52]/ 2(52 — 1) W1 2F _ 6晶 + 1 - 012 一]/ 2(52 — 1) W1 2F _ 6晶 + 1 - 012 一2a3i (2(?12 + 1)6圈 + 1 一0122a3i (2(?12 + 1)6圈 + 1 一012• (3.44)• (3.44)
ali =
ali =
2 («12— 1) Wi
6晶 + 1 一 52
2 («12— 1) Wi
6晶 + 1 一 52
]/ 2(52 — 1) W1 2
F _ 6晶 + 1 - 012 一
]/ 2(52 — 1) W1 2
F _ 6晶 + 1 - 012 一
2a3i (2(?12 + 1)6圈 + 1 一012
2a3i (2(?12 + 1)6圈 + 1 一012
• (3.44)
• (3.44)
В соответствии с уравнением (3. 44) построены номограммы (рис. 3. 5), значительно облегчающие задачу проектирования скрепленных стволов.
MHnBwd-BU XH3q『09HBH ss^oob OG nosnbu K3SSO§O^S BshJBd K§ assa&osox ・g .6 .°HdMHnBwd-BU XH3q『09HBH ss^oob OG nosnbu K3SSO§O^S BshJBd K§ assa&osox ・g .6 .°Hd
MHnBwd-BU XH3q『09HBH ss^oob OG nosnbu K3SSO§O^S BshJBd K§ assa&osox ・g .6 .°Hd
MHnBwd-BU XH3q『09HBH ss^oob OG nosnbu K3SSO§O^S BshJBd K§ assa&osox ・g .6 .°Hd
В частном случае, когда пределы упругости материалов ко* жуха и трубы равны (%2=出=1) , получаем известное соотно- \/
шение Гадолина
礴 1 = @31 ИЛИ @21=〃32； ^=尸1尸3・(3.45)
Это соотношение показывает, что у двухслойного ствола наименьшей массы толщина стенки трубы Л меньше толщины стен* ки кожуха 力・
Так как 丄=厶(3.45), то можно написать 尸2尸1
2一 1=红一 1
尸2尸1
или 生=d<1,
鱼尸2
где %=厂2 一厂 1 =厂2(a21一 1)； %=?3 -?2 =?2(@32一 1).
Для cj12 <2; a?] >4 с погрешностью порядка 5% можно принять
战=@31 V °12(3.46)
(3.47)(3.47)Н刀h。21 =@32 1/汽2； a32 = "\/'上"
(3.47)
(3.47)
У 52
Из этих соотношений следует, что при oQl и a3i = const толщина стенки трубы возрастает.
Обратимся к формулам (3. 35) и (3. 31):
%]=-y(% + 7J%]=-y(% + 7JWl 12随+ 1Wl 12随+ 1А； —П^^・А； —П^^・
%]=-y(% + 7J
%]=-y(% + 7J
Wl 1
2随+ 1
Wl 1
2随+ 1
А； —П^^・
А； —П^^・
Если в уравнение для ^ подставить а^=а31]/^ (см. 3.46)
то формула для 凸 примет вид
н 3 /~ I »1M 若一“31/012 \ 匾一1
凸=可+e"處一1)寓率Г
Решая это уравнение относительно a3i, получим
Е» М«12Е» М«12—Гз _ 3
Е» М«12
Е» М«12
Q31—77—Т 2се1~ Eri-4/3Р1
e円)^012)2 J 2']+ 3ае]
%1 + 七刀一4/3pi /3(%i + Е»)—4q
Этим уравнением можно пользоваться, если задан натяг (П), т. е. решать обратную задачу проектирования.
Зная @3i и 012, на,основании соотношения (3. 47) легко находим остальные размеры сечения скрепленного ствола.
Рассмотрим случай, когда для обеспечения заданной величины /м необходимо выбрать потребные значения параметров ^21 ИТ]. [
Максимальное значение натяга п должно быть таким, чтобы при выстреле тангенциальные напряжения на поверхности канала кожуха не могли превзойти предел упругости материала. Поэтому согласно соотношениям р[д = — р； (3. 38), (3. 37), (3.23) должно быть
2碌研2碌研竭一1竭一1/3 處一1/3 處一1)=北8；(3.48)I “31 — I /±а 21——.(3. 49)2 " 2吗]+ 1 2w2 + 1)=北8；(3.48)I “31 — I /±а 21——.(3. 49)2 " 2吗]+ 1 2w2 + 1
2碌研
2碌研
竭一1
竭一1
/3 處一1
/3 處一1
)=北8；(3.48)
I “31 — I /
±а 21——.(3. 49)
2 " 2吗]+ 1 2w2 + 1
)=北8；(3.48)
I “31 — I /
±а 21——.(3. 49)
2 " 2吗]+ 1 2w2 + 1
К этим двум уравнениям присоединим полученные выше соотношения (3.47)
滥= @31]/%,陶=-^邑•
На основании этих соотношений уравнение (3.49) приводится к виду
_3_〃31М%2— 1 I5_ о %31y 52 〃31一 /«12
'、2 й12д31 У«12+12 ‘2 2〃3i M52+I 2〃з1 + ро]2
или в пределе
翌 3з1 /^+ 1)(2а31 + У^) =
= a12la31 V°12 — 1)(2^31 + V %2)+ 3@3i V\2(@31 一 М%2)・
После приведения подобных членов имеем
У J? (44 — 2bI? — 3)忌1 +
+ [24 (1+ %) + (2 - %) %+3%2] @31+ (% + ▲) ]/a12 = °，
Отсюда относительный внешний диаметр кожуха, обеспечивающий упругое напряженное состояние ствола, будет
@3i = a + U^O，(3.50)
4 С + %2)+ (1 —б?) %2 + 等 а12
где а =;
Ма 12 (3 + 2о]2 + 4Л)
3 + 2с7]2-4/3%2%2
Необходимое предварительное напряжение на внутренней поверхности трубы в соответствии с уравнением (3. 35) составит
Т _ 2 2匾 +1lmax=TA 4-iТ _ 2 2匾 +1lmax=TA 4-i°el & 718 •°el & 718 •
Т _ 2 2匾 +1lmax=TA 4-i
Т _ 2 2匾 +1lmax=TA 4-i
°el & 718 •
°el & 718 •
Подставляя найденные значения @31 (3.50) и &1 (3.44) в уравнение (3.31), получим предельно допустимую величину относительного и абсолютного натяга
_ 2А = 2A _7im产 處―1
2尸22尸1敷1 E Wi - W[
атaX =「1。21атaX =「1。21崎一1Wi-圈崎一1Wi-圈
атaX =「1。21
атaX =「1。21
崎一1Wi-圈
崎一1Wi-圈
Минимальный натяг
Amin = Ашах —迎丁 一 “к，
где Мт — поле допуска изготовления трубы; 6АК — поле допуска изготовления кожуха.
Использование селекционного выбора труб и кожухов дает возможность искусственно уменьшить суммарное поле допусков, Т. е. увеличить Amin・
Примем
2
Amin = атах鼠(込Т + 迎)
Для ствола со свободной трубой зазор подбирается таким образом,чтобы
9
А = —^Дт+^Ак)'
Иногда на практике, исходя из технологических и эксплуатационных соображений, наружный размер трубы принимают равным среднеарифметическому значению
т. е・т. е・一厂3 +厂1一厂3 +厂122> ■/才L> ■/才L
т. е・
т. е・
一厂3 +厂1
一厂3 +厂1
2
2
> ■/才L
> ■/才L
В этом случае относительный внешний размер кожуха @31 и допустимое максимальное предварительное поджатие трубы Timax определяют по уравнениям (3. 35) или (3. 36).
Рассмотрим случай, когда опасны приведенные тангенциальные напряжения ^тц. Тогда в соответствии с (3. 35) имеем
3.— 1
N~г- 1
При этом величина предварительного напряжения определяется формулой
—2^21/ 3 璃一1 д32~ 1 \
а=豆二Г% 蕊7T - Р'卜
гдегде2a31〃31 + 12a31〃31 + 1
где
где
2a31
〃31 + 1
2a31
〃31 + 1
Найдем выражения 處式勿，и а|2 (а31)
磁1一1磁1一1Wi + 2“3i — 34Wi + 2“3i — 34
磁1一1
磁1一1
Wi + 2“3i — 3
4
Wi + 2“3i — 3
4
碌一1=.3圈-2询-12唸+1=减+2询+ 1
32S1 + 1)232(a31 + I)2
Поэтому уравнение (3.48) для Г1п1ах приводится к виду
Tlmax = 2Tlmax = 23。；］ — 2〃з1 — 13。；］ — 2〃з1 — 13「3「Qi + 1)2Qi + 1)2Wi + 2a3i— 32 ' 9碱］+ 2a3i + 1Wi + 2a3i— 32 ' 9碱］+ 2a3i + 111
Tlmax = 2
Tlmax = 2
3。；］ — 2〃з1 — 1
3。；］ — 2〃з1 — 1
3「
3「
Qi + 1)2
Qi + 1)2
Wi + 2a3i— 32 ' 9碱］+ 2a3i + 1
Wi + 2a3i— 32 ' 9碱］+ 2a3i + 1
1
1
Таким образом выражение для р、при &1=?з；丄 является функцией только от а^. Уравнение pi(oei,。笈，@3i) можно решить относительно %i графическим путем или методом последовательного сближения результатов.
臨一崗\W1 - 1臨一崗\W1 - 1Plm\n'~ 5 卜el + ^nminPlm\n'~ 5 卜el + ^nmin臨臨2碣一12碣一1Обычно величина &3i лежит в пределах 2《аз1《3. После выбора максимального натяга птах прочность ствола проверяют при nmin, найденное с учетом допуска производства трубы и кожуха по формуле
臨一崗\W1 - 1
臨一崗\W1 - 1
Plm\n'~ 5 卜el + ^nmin
Plm\n'~ 5 卜el + ^nmin
臨
臨
2碣一1
2碣一1
При расчете ствола со свободной трубой или лейнером при заданной толщине трубы о^ и выбранном зазоре п наружный размер кожуха определяется согласно уравнению
@2 _3 (bei——e叮а2,) + 2夕1
31 3Qi -e哨一4戸1.
Для лейнеров величина a2i = 1,15——1,25, а величина n с уменьшением калибра ствола возрастает. При расчете ствола на проч-
ность относительный зазор берется равным максимальной величине, т. е. с учетом допусков производства труб для артиллерийских стволов. Величины зазора, так же как и натяга, обычно ограничены пределами
0,001<Т]< 0,002.
Приведенные выше формулы для расчета стволов позволяют сразу найти их размеры для ряда калибров, так как решение этой задачи получено в безразмерной форме (&丄；的；〃32； п)・ Поэтому, задаваясь любым значением калибра % = d+2fli (см. рис. 3. 4), получим требуемые размеры, ствола d^=a^^ d^= =@32办 ,
Такой ряд стволов имеет одинаковые пределы упругости металла (от, о戍)и выдерживает одно и то же давление.
Таким образом стволы, имеющие одинаковые значения безразмерных геометрических параметров 021； @32； Q31 и п являются подобными для заданных значений 〃i, Oei и а^г-
Собственно методику расчета стволов на прочность и выбора их размеров можно уяснить из рассмотренных в настоящей главе числовых примеров. Здесь же приведены некоторые вспомогательные формулы, являющиеся следствием выведенных основных расчетных уравнений.
7. ПРОЧНОСТЬ СТВОЛА С МЕЖСЛОЙНЫМ ОХЛАЖДЕНИЕМ
ПО ТЕОРИИ СЕН-ВЕНАНА
Схема ствола с межслойным охлаждением приведена на рис. 3. 3.
Рассматриваемую задачу решим при допущении, что радиальное давление на поверхность основания и вершин ребер распределено равномерно. Большое число канавок системы охлаждения на внешней поверхности трубы (лейнера) или на внутренней поверхности кожуха позволяет пренебречь напряжением изгиба в стенке трубы или кожуха по месту разрыва сплошности их контактной поверхности и считать эту поверхность непрерывной. Обычно количество канавок (или ребер) принимается приблизительно равным числу нарезов канала ствола п, а толщина стенки Дтр трубы между ребрами — не менее ширины канавок с. Высота ребер (или глубина канавки) й и их ширина b принимаются также близкими по величине к ширине канавок системы охлаждения с.
Ствол такой конструкции в первом приближении можно представить в виде кожуха со свободной или скрепленной трубой без ребер, имеющего меньшие внутренний и наружный диаметры. 110
Внутренний диаметр t/2=2r2=2 (п+Атр). С учетом податливости деформации ребра— й абсолютный зазор (Аз‘) или натяг AJ соответственно равны
Напряжения среза в стенке ствола между ребрами
G = -^—^― у 0,5/?],
2 Дтр
так как с^ Дтр.、
Принимая (七嗚]+ 4彳=哈 получим допустимую величину приведенного тангенциального напряжения на поверхности канала ствола
Е%н = J哈一网 £ = %•
Величину наружного диаметра кожуха расчетной модели ствола определим из уравнения
*1=-^（* ± Т1）；：； +；，где「1 = Е%・н "；； -号•
Знак минус перед Л обозначает ствол со свободной трубой, а знак плюс ——со скрепленной трубой.
Из выражения для “】следует
「Зо“ + 2Pl 士 ЗЕ*з磧 _壮週
31 Зап-4Р1 ±.3£<332 21
Соотношение @31 = @32@21 =г3〃1 справедливо при 九=0.
В случае 九>0 имеем
尸1 + Атр +九尸1 + Атр +九厂 1 + &тр И @32@21厂 1 + &тр И @32@21厂1厂1尸1 + Aip r3尸1 + аTр +九尸1尸1 + Aip r3尸1 + аTр +九尸1
尸1 + Атр +九
尸1 + Атр +九
厂 1 + &тр И @32@21
厂 1 + &тр И @32@21
厂1
厂1
尸1 + Aip r3
尸1 + аTр +九尸1
尸1 + Aip r3
尸1 + аTр +九尸1
r\ + Атр + 九
Поэтому r3—a31г】.
厂 1 + Атр
Для относительных величин П； и П； справедливы формулы
Аз J Р2 九.п'= “ Р2九f2 n" *2 h 尸2ё尸2
Радиальное давление между грубой и кожухом соответственно равно:
для ствола со свободной трубой
Wl确Wl确(3.51)'(3.51)'
Wl确
Wl确
(3.51)'
(3.51)'
для ствола со скрепленной трубой
优2 '~ 1„ , ^21 — 1 Wl ~~■碌
(3.52)(3.52)必-必 手 I + 鼻^一.
(3.52)
(3.52)
"31' - 1242]a3] -■ 1
Учитывая, что
〃82 =〃82 =尸1 + Ajp +力尸1 + Ajp +力=旬=也 厂 1 十 Атр «21=旬=也 厂 1 十 Атр «21
〃82 =
〃82 =
尸1 + Ajp +力
尸1 + Ajp +力
=旬=也 厂 1 十 Атр «21
=旬=也 厂 1 十 Атр «21
эти уравнения можно переписать как
夕2夕202 =02 =22"崗一1 \ Wi一% 1f 七刀37 I o*~V2 丿 %1 - 1 。21多一1 )%-處 1"崗一1 \ Wi一% 1f 七刀37 I o*~V2 丿 %1 - 1 。21多一1 )%-處 1(3. 51а)(3. 51а)确一1质确一1质(3.52а)(3.52а)
夕2
夕2
02 =
02 =
2
2
"崗一1 \ Wi一% 1
f 七刀37 I o*~V
2 丿 %1 - 1 。21
多一1 )%-處 1
"崗一1 \ Wi一% 1
f 七刀37 I o*~V
2 丿 %1 - 1 。21
多一1 )%-處 1
(3. 51а)
(3. 51а)
确一1质
确一1质
(3.52а)
(3.52а)
[ак как в соответствии с найденным выражением дробьl[ак как в соответствии с найденным выражением дробьlДЛЯ031ДЛЯ031
[ак как в соответствии с найденным выражением дробьl
[ак как в соответствии с найденным выражением дробьl
ДЛЯ031
ДЛЯ031
處一确 2月1 （呜十1）十3 （圈一1） *處一确 2月1 （呜十1）十3 （圈一1） *屬一 1屬一 16pi ±3£^ 3 (4—1)6pi ±3£^ 3 (4—1)
處一确 2月1 （呜十1）十3 （圈一1） *
處一确 2月1 （呜十1）十3 （圈一1） *
屬一 1
屬一 1
6pi ±3£^ 3 (4—1)
6pi ±3£^ 3 (4—1)
то получим для скрепленного ствола и ствола со свободной трубой единую формулуs
〃2〃22月 1(2哓 + 1) 3 (质 i) ^2月 1(2哓 + 1) 3 (质 i) ^6礁6礁(3.526)(3.526)
〃2
〃2
2月 1(2哓 + 1) 3 (质 i) ^
2月 1(2哓 + 1) 3 (质 i) ^
6礁
6礁
(3.526)
(3.526)
Еспн же из уравнений (3.51), (3.52) или (3.51а), (3. 52а) ис- ключить т]н и т)з, то получим значения р2 для любых размеров 。31, которые соответственно будут：
для ствола со скрепленной трубой
夕2夕2/2 - 1W] 一 1尸 1 72Г + £“H -Z-2—a31 一 12021/2 - 1W] 一 1尸 1 72Г + £“H -Z-2—a31 一 12021碌一匾處一1碌一匾處一1A质一1 确一碣尸22〃^]W] -— 1A质一1 确一碣尸22〃^]W] -— 1
夕2
夕2
/2 - 1W] 一 1
尸 1 72Г + £“H -Z-2—
a31 一 12021
/2 - 1W] 一 1
尸 1 72Г + £“H -Z-2—
a31 一 12021
碌一匾
處一1
碌一匾
處一1
A质一1 确一碣
尸22〃^]W] -— 1
A质一1 确一碣
尸22〃^]W] -— 1
для ствола со свободной трубой
唯一1 l匾一 1 Wl确
"k —九歸一1匾国-•
r2 2% W1 - 1
Здесь т)з.н=Аз. н/勺.
При одинаковых величинах р2 как для скрепленной трубы, так и для свободной, согласно формуле для ©з】наружные размеры их кожухов будут существенным образом отличаться: Mi (Еп『)<а31(£т]з/) (см. пример разд. 3. 6).
При проектировании ствола находят р2> а затем вычисляют ^31 (Ан. 3；卩2)・
Необходимый предел упругости материала кожуха 舊2 определяется по формуле
一22臨 + i
P2—2J，
3“32— 1
где%2=@з17~广一7Т •
厂1十атр +九
8. РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ СТВОЛА-МОНОБЛОКА
В ОБЛАСТИ ЭЖЕКЦИОННОГО УСТРОЙСТВА
Клапанные и сопловые отверстия, выполняемые в стенках ствола по месту расположения эжекционного устройства, ослабляют поперечное сечение ствола и являются источником концентрации напряжений в зонах, прилегающих к отверстиям.
Повышенные напряжения в этих зонах носят локальный характер, чем объясняется их относительно слабое влияние на общую прочность ствола. Однако у поверхности канала возникает опасность появления пластических деформаций, которые могут оказать существенное влияние как на режим работы эжекционного устройства вследствие изменения величин 卩© и 卩^衽 (см. гл. 9, разд. 9. 5), так и на живучесть ствола из-за повышенного износа его канала в зоне отверстий. Последнее может быть отнесено не только к эжекционному устройству, но и к газовому двигателю, буферу, накатнику и т. д.
Концентрация напряжений в зоне отверстий исследована в целом ряде работ [13], [10] для различных случаев упругого нагружения пластин и труб со сквозными отверстиями. Установлено, что коэффициент концентрации напряжений п^ зависит от формы отверстия, его относительных размеров d = d^d, где & — диаметр бокового сквозного отверстия, и толщины стенки, определяемой величиной 〃2i・ Зависимость пк от d и a2i приведена на графике рис. 3.6 (3] для круглого отверстия, ось кото-
рого перпендикулярна оси трубы. Из данного графика видно, что при 5^0,125 коэффициент % достигает своего максималь
ного значения и далееного значения и далееРис. 3.6. График зависимости коэффициента концентрации напряжений от толщины стенок трубы и диаметра отверстияРис. 3.6. График зависимости коэффициента концентрации напряжений от толщины стенок трубы и диаметра отверстияс уменьшением J практически не меняется. В эжекционных устройствах 盛亚《0,125.
ного значения и далее
ного значения и далее
Рис. 3.6. График зависимости коэффициента концентрации напряжений от толщины стенок трубы и диаметра отверстия
Рис. 3.6. График зависимости коэффициента концентрации напряжений от толщины стенок трубы и диаметра отверстия
Поскольку эжекционные отверстия наклонены к оси канала ствола, то их можно рассматривать, как эллиптические, и в этом случае коэффициент концентрации напряжений зависит от соотношения осей эллипса, принимая
максимальное значение в продольном сечении, проходящем через длинную ось.
При действии тангенциальных растягивающих и радиальных сжимаю
孔к1 +居孔к1 +居3+ 1Т147Т(1+2^3+ 1Т147Т(1+2^3 碌一1 —[2 2磋1 + 1 ~卜3 碌一1 —[2 2磋1 + 1 ~卜щих напряжений в стенках ствола максимальный коэффициент концентрации напряжений приближенно может быть определен по формуле в соответствии с критерием Сен-Венана
孔к1 +居
孔к1 +居
3+ 1
Т147Т(1+2^
3+ 1
Т147Т(1+2^
3 碌一1 —[
2 2磋1 + 1 ~卜
3 碌一1 —[
2 2磋1 + 1 ~卜
где К =0,6 — коэффициент чувствительности металла с концентрацией напряжений [15], 々=а/Ь;
а, b — размеры длинной и короткой осей эллипса.
Для эжекционных отверстий k=——.
sin屮
Толщина стенок ствола в области эжекционных отверстий определяется из уравнения
冃 22磅1 + 1
откуда, учитывая значения пк при £exi = ае и 々产0,6 следует
(3.53)(3.53)/ 3%一+力(3,6力 + 4,4)
(3.53)
(3.53)
|/3% — pi (3,6,fe +1,6)
Если толщина стенки ствола под эжектором определяется величиной 。21 меньшей, чем получается по формуле (3. 53), то в зоне отверстий могут появиться пластические деформации (рис. 3. 7), величину которых приближенно можно оценить по формуле
Е'
где Е‘ 一 модуль упрочнения;
3磅]+ 1
七 Jl =笃 + 也г (А — Pie) Пк — ；
1^21 — 1
ple= ——％давление в канале ствола, вызывающее
〃к 2〃2i 十 1 на поверхности его канала напряжения fji = %・
р.п = 0,5 — коэффициент Пуассона в. пластической
зоне [15].
Рис. 3.7. Схема зон деформаций около толстостенной
пластических отверстий в трубепластических отверстий в трубе•°21I/叫告^崗-1)一1}•°21I/叫告^崗-1)一1}11Глубина проникновения пластических деформаций равна
пластических отверстий в трубе
пластических отверстий в трубе
•°21
I/叫告^崗-1)一1}
•°21
I/叫告^崗-1)一1}
1
1
3. 9. СОПРОТИВЛЕНИЕ АВТОФРЕТИРОВАННОГО
СТВОЛА ПО ТЕОРИИ СЕН-ВЕНАНА
Автофретаж ствола существенным образом увеличивает его прочность.
Автофретирование ствола осуществляется путем воздействия на поверхность канала высокого давления, например, жидкости или порохового газа специально рассчитанного выстрела. Давление выбирается с таким расчетом, чтобы слои металла под поверхностью канала приобрели остаточную деформацию. Тогда после снятия давления слои металла, лежащие выше зоны пластической деформации, будут находиться в состоянии упругой деформации и как бы обжимать эту зону. Таким образом, авто- фретированную трубу можно рассматривать как скрепленную, состоящую из бесконечно большого числа элементарно тонких труб (слоев), надетых друг на друга с натяжением. Если при
этом предположить, что давление между этими элементарными слоями является предельным й равным (3. 20)
3Az = — %t3Az = — %t2当+%'2当+%'
3
Az = — %t
3
Az = — %t
2当+%'
2当+%'
где 厂2/ и riz — соответственно наружный и внутренний радиусы элементарного слоя, то используя формулу при (3. 23)» при % = %2=% h г1 =匕；г2 =厂2?；厂3 =г3八 будем иметь
_3 当一尤丄3当 焉一三丄
Так как r3/ — r2z = ru — ru = дг, a 局一昌=2厂旷+ 厶戸； 厂翁一岗=2V，Г+3A产；2尚+尤=3产；2展+ /•金=3产，то, отбро- сив приращения второго порядка малости дг2 и выше, после очевидного алгебраического преобразования получим
При п一-^оо (Аг~Ю) в пределе будем иметь
凸=% ("=久 bi —(3.54)
Эта формула определяет предел упругого сопротивления ав- тофретированного ствола для случая наибольшей тангенциальной деформации и показывает, что его величина (в отличие от формул (3. 24) и (3. 23) не зависит от коэффициента Пуассона.
Описанный выше механизм сопротивления автофретированной трубы является идеализированным 戛“ =^^=(：。115力 а поэтО' му формула (3. 54) является приближенной, и ее результат еле、 дует рассматривать как теоретически возможный предел упру* гого сопротивления толстостенной трубы. Фактическая прочность ее будет больше, так как материал зоны пластической деформации уПрОЧНИЛСЯ Пп 1>ПП2-
* Эта формула бесконечно тонкого -—(?е • 2dr.* Эта формула бесконечно тонкого -—(?е • 2dr.Уточним формулу упругого сопротивления автофретированной трубы. Предположим, что после автофретирования толщина зоны пластической деформации ограничивается радиусами г\ и гп> а зона упругости деформации соответственно 尸匸 и г2. Таким образом, для того чтобы создать предварительную упругую деформацию элементарных периферийных слоев автофретированной
* Эта формула бесконечно тонкого -—(?е • 2dr.
* Эта формула бесконечно тонкого -—(?е • 2dr.
так же может быть получена из уравнения сопротивления кольца, нагруженного до предела упругости 2rdp =
трубы, необходимо иметь пластически дефор м крова иную внутреннюю зону с необходимой величиной остаточных деформаций, образованную созданием в ней предварительным нагружением напряжений выше предела упругости материала о® и близких по величине к пределу текучести о§. Глубина пластически деформированной зоны (%—门)должна быть такой, чтобы она могла обеспечить в процессе выстрела наибольшие суммарные упругие напряжения слоев материала, лежащих вне этой зоны. Прибли* женно можно показать, что глубина пластически деформированной зоны имеет предельный размер, превышение которого приводит к падению общего предела сопротивления ствола ——моно* блока.
В результате такого сложного напряженного состояния металла ствола перед выстрелом его внутренний слой сжат,, а внешний растянут. В первом приближении такой ствол можно рассматривать как двухслойный скрепленный, представляющий собой трубу с толщиной, равной глубине зоны пластической де* формации, на которую надет второй слой ——кожух, состоящий из бесконечного числа упруго-напряженных элементарных слоев как бы надетых друг на друга с натягом. Далее, будем считать, что в процессе выстрела на границе пластически и упруго-деформированных зон ствола господствует давление "2=oJ口 (『27%), определяемое упругой деформацией элементарных слоев металла зоны (в—Лт) и обжимающее пластически деформированную зону металла ствола (гп—广i)・ Тогда в соответствии с уравнением (3. 23) при допущении ае1 = ап1 = ап2=ае2=ае суммарный предел упругого сопротивления ствола будет
3 (片一d丄2*I Г2 \3 (片一d丄2*I Г2 \(3. 55)(3. 55)
3 (片一d丄2*I Г2 \
3 (片一d丄2*I Г2 \
(3. 55)
(3. 55)
или вводя обозначения ап1 = — и ^=—, получим
33йп1~ ]йп1~ ]е 2а：1 + 1е 2а：1 + 1
3
3
йп1~ ]
йп1~ ]
е 2а：1 + 1
е 2а：1 + 1
В общем случае, когда ап=7^ае для предела сопротивления ствола при допущении одинакового упрочнения металла в пластически деформированной зоне имеем формулу
"产等久肃三Г （斗占"产等久肃三Г （斗占(3.56}(3.56}
"产等久肃三Г （斗占
"产等久肃三Г （斗占
(3.56}
(3.56}
где а=^ ———коэффициент упрочнения материала внутренней
зоны трубы, подвергнутой предварительной пластической деформации;
% = *i—предел упругости металла после предварительного пластического деформирования зоны ri—Гп；
久—предел упругости металла зоны rnT~Q не подвергшейся предварительному пластическому деформированию.
Из теории сопротивления материалов известно, что сталь после нагружения до и выше предела упругости и последующего своего восстановления приобретает новые свойства ——более высокие пределы пропорциональности и текучести. Поэтому величина о>1.
Если в формуле (3. 55) положить ап1 = 1 и аП2= 1, соответственно будем иметь:.
предел сопротивления идеализированного автофретированного ствола-моноблока, не имеющего зоны предварительного пластического деформирования /?i = a€ln а^\
предел сопротивления ствола при сквозной предварительной пластической деформации его стенки
з 41—1
Функция, выраженная уравнением (3. 56), имеет максимум при
Несмотря на произведенное уточнение формулы (3. 55), она остается по-прежнему приближенной.
Более точно решить задачу о прочности автофретированного ствола не представляется возможным без экспериментального изучения закона предварительной деформации металла по толщине стенки трубы. С учетом реальных свойств пластически деформированной зоны (слоя) ствола задача сопротивления авто- фретированных труб решена Смирновым-Аляевым [14], С. Д. Пономаревым [8] и М. Деля-шез [4]. Формулой (3. 55) следует пользоваться весьма осторожно, так как она справедлива для относительно малых значений 仪皿.
щее сопротивление ствола "1 = % 1吟 l + "2, 3 Wn 1где 必=—久—2давление, обжимающее 22a2п + 1деформированную зону.щее сопротивление ствола "1 = % 1吟 l + "2, 3 Wn 1где 必=—久—2давление, обжимающее 22a2п + 1деформированную зону.(3.57)(3.57)пластическипластическиОбычно предполагают, что при выстреле только слои зоны с остаточными деформациями a^i нагружаются до предела теку» чести (os=on) [14]. В соответствии с этим предположением об-
щее сопротивление ствола "1 = % 1吟 l + "2, 3 Wn 1
где 必=—久—2давление, обжимающее 22a2п + 1деформированную зону.
щее сопротивление ствола "1 = % 1吟 l + "2, 3 Wn 1
где 必=—久—2давление, обжимающее 22a2п + 1деформированную зону.
(3.57)
(3.57)
пластически
пластически
Иными словами величина 他 находится из предположения, что упруго-деформированная зона a2n работает аналогично ко
жуху скрепленного ствола. Такое допущение приводит к скачкообразному изменению напряжений на границе зон ani и а2п.
В действительности, в отличии от искусственно скрепленного ствола для автофретированного моноблока на границе этих зон должно наблюдаться плавное изменение напряжений у и %. Следовательно,вывод формулы (3.57),так же как и зависимости (3.56), основан на грубой физической модели, далеко неполно отражающей истинное напряженное состояние автофретирован- ной трубы в процессе выстрела.
При современном уровне технологии неавтофретированные стволы-моноблоки полностью удовлетворяют практику. Снижение же массы ствола (за счет обеспечения более высокого сопротивления посредством автофретирования) не всегда целесообразно, поскольку наряду с прочностью к стволу предъявляются определенные требования по жесткости и живучести и, кроме того, масса ствола составляет значительную часть веса откатных частей, определяющего скорость свободного отката.
Рассмотрим еще одно возможное приближенное решение задачи расчета предела сопротивления ствола, основанное на уравнениях (3. 3) и (3. 1) .
(3.58)(3.58)E% = % + 卩"；
(3.58)
(3.58)
где р=——Оп
Если эквивалентное напряжение материала любого слоя ствола доведено до величины предела текучести E^x = as при (%*%), ТО
5 一卩".(3.59)
Поэтому уравнение (3. 58) приводится к виду rdp~\- pdr = — (% —卩")dr.
Отсюда следует
dpdp% + (1 一2)月% + (1 一2)月ИЛИ 凸=ИЛИ 凸=& +（1一2）用 Ci"& +（1一2）用 Ci"1 一出1 一出
dp
dp
% + (1 一2)月
% + (1 一2)月
ИЛИ 凸=
ИЛИ 凸=
& +（1一2）用 Ci"
& +（1一2）用 Ci"
1 一出
1 一出
На наружной поверхности 尸=& величина р=0, а поэтому для 0 будет справедлива зависимость
凸=7^(吗7"一1)■凸=7^(吗7"一1)■(3. 60)(3. 60)
凸=7^(吗7"一1)■
凸=7^(吗7"一1)■
(3. 60)
(3. 60)
Приравнивая между собой два последних выражения для Pi, получим формулу для радиального напряжения аг=——р в слое с координатой г
"=言(5一)■
Согласно уравнению (2.59) тангенциальное напряжение в том же слое трубы
5=% — ” = ~^ (1 —彩》
Полагая а^г—а^х и 02r=1, определим величины тангенциальных напряжений соответственно на внутренней 厂=勺 и наружной 厂=方 поверхностях трубы
1一陷打A
Si =% ；%2 = % •
1—U
При значении коэффициента Пуассона 甘=击 формулы для расчета рх и зх1 примут вид
p1=~!"久(a發一1); ^=告% (1一^)。
Если принять ц= 1, т. е. допустить, что для всех слоев трубы, испытывающих остаточные деформации, эквивалентное напряжение чистого растяжения (仃弋+夕)равно пределу упругости материала трубы ^ = от + ^> то для предела ее сопротивления получим выражение (3. 54)
А = Нт 产一(哈「1) = % In a2r
pf] 1 一 К
При этом на внутренней и наружной поверхностях трубы будут напряжения
%1=% 一 21；%2 =久 И 夕2=0.
Нетрудно показать, что
Р1^< 1)>"1(а=1)・
Обе эти функции, так же как и функция (3.57), монотонно возрастают по мере увеличения толщины стенки ствола, т. е. не имеют максимума. Все приведенные здесь формулы для расчета предела сопротивления автофретированного ствола (3.54), (3.57), (3.56), ,(3.60) нуждаются в серьезной экспериментальной проверке.
Значительное влияние на предел сопротивления автофретированного ствола оказывает механическая обработка заготовки (рис. 3.8).
Так как труба-заготовка, подготовленная под скрепление, имеет диаметры с припусками в минус для внутренней поверхности 61 и в плюс ——для наружной — 62, то необходимо при назначении давления автофретирования учесть влияние механической обработки на изменение прочного сопротивления окончательно обработанного ствола во время выстрела.
Рис. 3. 8. Эпюры давлений при обработке заготовки автофретированного стволаРис. 3. 8. Эпюры давлений при обработке заготовки автофретированного стволаПренебрегая изменением произведенных давлений от обточки заготовки, найдем давление автофретирования, которое необходимо создать в заготовке с внутренним Ri и наружным У?2 радиусами, обеспечивающее распространение пластической зоны до окружности радиусом q и, следовательно, в первом приближении необходимую прочность автофретированного ствола с заданными внутренним и наружным радиусами ri и г2 при выстреле.
Рис. 3. 8. Эпюры давлений при обработке заготовки автофретированного ствола
Рис. 3. 8. Эпюры давлений при обработке заготовки автофретированного ствола
После расточки заготовки на величину б1 = п—凡 произведенное давление на окружности радиусом 々 будет равно нулю.
Найдем давление автофретирования, которое необходимо создать в заготовке для обеспечения распространения пластической зоны до окружности заданного радиуса q с учетом механической обработки заготовки
〃 1 Q । g — Q? \
In 7r+
Из этой формулы видно, что давление автофретирования зависит от предела пропорциональности материала заготовки, ее размеров, толщины пластической зоны и величин припусков на механическую обработку.
На практике учет влияния механической обработки на прочность ствола производят по величине изменения давления автофретирования на внутренней поверхности трубы в зависимости от припусков на расточку и обточку.
После механической обработки трубы-заготовки (см. рис, 3.8) давление автофретирования на внутренней поверхности окончательно обработанного ствола определится
P12 = P11 一 夕22,
加=% {In加=% {InQQгде ри ——фиктивное значение давления автофретирования после расточки трубы,
加=% {In
加=% {In
Q
Q
"22 —"22 —изменение фиктивного значения давления автофрети-
"22 —
"22 —
рования, вызываемое обточкой трубы,
,Q2咫一尸^
После подстановки значений /?ц и "22 выражение для фиктивного давления автофретирования трубы применительно к окончательно обработанному стволу получим в таком виде
Р12 = Ор (In —Р12 = Ор (In —z/2/z/2/
Р12 = Ор (In —
Р12 = Ор (In —
z/2/
z/2/
РАСЧЕТ ПРОЧНОСТИ стволов ПО ТЕОРИИ ЭНЕРГОФОРМОИЗМЕНЕНИЯ
В последнее время в расчете прочности стволов наметилась тенденция перехода от теории наибольших линейных деформаций (критерий Сен-Венана) к теории энергии формоизменения (критерий Губера — Мизеса — Генки).
Поэтому в данном параграфе получены зависимости для расчета прочности всех типов стволов по теории энергии формоизменения. Приведенные в разд. 3.11 настоящей главы примеры расчета позволяют произвести сравнение двух рассмотренных теорий.
Основной рабочей зависимостью в соответствии с критерием Губера ——Мизеса ——Генки является уравнение
4=彳=0 +彳-(3.61)
где величины ь* и о『определяются в общем случае формулами (3.7) и (3.8).
После подстановки значений % н % в уравнение (3.61) и алгебраических преобразований получается формула для определения предела сопротивления ствола в соответствии с теорией^ энергии формоизменения
名Р2 (喝1 +1) + (Wi — 1) М°；(初 1 + 1) — 3哓
6 1. о.
соотношение для(3.63)соотношение для(3.63)凸=%凸=%确一1V3。；［+ 1确一1V3。；［+ 1Отсюда при /?2=0 получается известное расчета прочности ствола-моноблока
соотношение для
(3.63)
соотношение для
(3.63)
凸=%
凸=%
确一1
V3。；［+ 1
确一1
V3。；［+ 1
Методика расчета ствола-моноблока по теории энергии формоизменения отличается от методики для теории наибольших деформаций только коэффициентами запаса прочности, по назначению которых в настоящее время никаких рекомендаций не имеется, а также тем, что предел упругого сопротивления вычисляется по формуле (3.63) и величина а?1 по формуле
叫=1/金［1+%一（1-届）（1-3旗］,
следующей из уравнения (3.63), где pi=/?i/ae.
Расчет на прочность автофретированного ствола-моноблока
В уравнении (3.61) по аналогии с теорией наибольших деформаций заменяем о『через (—р)・ Тогда
^ = ^ +"2 +吟
откуда
.(3.64)
Поскольку 4ое2》3р2, то должно выполняться условие
/ 2
Из уравнения (3.1) после дифференцирования и разделения переменных будем иметь
dp drP +г
или с учетом (3.64)
空= 一空.(3. 65) 一? + "4。；_3炉Г
2
Если обозначить р = —, то уравнение (3.65) приводится к виду
—2犷-У(3. 66)
万十 У 4 — 3р2 г
После замены переменных
-A. p2 = sin2x;
-2
- cos xdx
и подстановки их в уравнение (3.66)、проинтегрируем это уравнение
Р2
J /З + tgx р
При отсутствии давления окружающей среды р2=0, в результате интегрирования получим
十(U3x+ln|M3cos 尤+sin х|)/^=——^- 1пл2г.
Делая обратную замену, т. е. переходя к давлениям, будем иметь
出в出в/з -/з -оо
出в
出в
/з -
/з -
о
о
Подставляя пределы интегрирования в левой части и производя соответствующие преобразования, получим
侔arcsin (亭■/?) +In I1 ■卢+"|" = ln 處
или окончательно при a2r=。2士 p=pi,
«21=|/ ( [/ 1-告/ +exp /3 arcsin (^"瓦)•(3. 67)
При определении упругого сопротивления автоскрепленного ствола при известной толщине его стенок a2i уравнение (3.67) решается графически или методом последовательных приближений приа2T=a21 и р = p* = ^ .
Для сравнения различных приближенных теорий на рис. 3.9 приведены графики зависимости —=/(&J
Расчет двухслойных стволов по теории энергии формоизменения
Предел возможного сопротивления скрепленного ствола получается из уравнения (3.62), если в нем положить ae=aei, где о” 一 предел упругости материала трубы, и подставить pz из соотношения (3. 32а)
в / 2 一 (3匾+1) + /% (喝+ 1)-37；(隘-I)"7 а2
々 =(*1—1)2(福不)* @68)
Предел упругого сопротивления скрепленного ствола получим, рассматривая трубу, нагруженную внешним 内 и внутренним pF давлениями, и кожух, нагруженный внутренним давле
нием р%
Приравнивая напряжения, возникающие на внутренней поверхности кожуха, пределу упругости его материала ае2 по соотношению (3.63), подставляя вместо pi и a2i величины р? и Оз%
夕2=%夕2=%處一1V 3^32 + 1處一1V 3^32 + 1(3. 69)(3. 69)получим
夕2=%
夕2=%
處一1
V 3^32 + 1
處一1
V 3^32 + 1
(3. 69)
(3. 69)
или
(3. 69а)(3. 69а)-一陽一名V 3^31 + Л21
(3. 69а)
(3. 69а)
Подставляя значение р? из (3.69а) в (3.62) после преобразований получим предел упругого сопротивления скрепленного ствола
万f万fPl —P2 礁 (竭1 + 1) + (處-1) 1^g；2 (崎1 + 1)-勿胃1 (^J
万f
万f
。e2%彳1 + 1
или
-у 一(礒一碣)(3磕 + 1)名 + (嵐-1) X(弘^ + 1) V^31 + a21
гдеР2=~ ；
Методика расчета скрепленного ствола
При расчете прочности скрепленного ствола необходимо по заданным значениям рь 仃必,ое2 отыскать такие величины a2i и Т|, которые обеспечивали бы минимальное значение аз- При этом получается ствол наименьшей массы.
Эта задача равносильна отысканию такой величины 〃2П которая при аз1== const давала бы максимальное значение рь
Решаем ее следующим образом. Из уравнения (3.62) находим 瓦：
U4a2-3以(3.71)
где区=&•:工=上1 .
Дифференцируя (3.69а) по а；】 при a3i = const и приравнивая полученную / производную величине производной от (3.71) при "=°，получим
г0«2]
说213a* + 或1说213a* + 或1Pi + К 4d2 — 3元4蜀Pi + К 4d2 — 3元4蜀(3. 72)(3. 72)
说213a* + 或1
说213a* + 或1
Pi + К 4d2 — 3元
4蜀
Pi + К 4d2 — 3元
4蜀
(3. 72)
(3. 72)
Наводим из (3.69а) значение 〃^ (瓦；а21):
Л31 =Л21Л31 =Л211 + Р2 U4— 3^21 —Зр^1 + Р2 U4— 3^21 —Зр^(3.73)(3.73)
Л31 =Л21
Л31 =Л21
1 + Р2 U4— 3^21 —Зр^
1 + Р2 U4— 3^21 —Зр^
(3.73)
(3.73)
и определяем величину (a；i—a^i), подставив ее в уравнение (3.72) , после преобразований получим
Если же из (3.69а) определить величину (了3硯+ 仪&) и подставить ее в (3.72), то получитсяЕсли же из (3.69а) определить величину (了3硯+ 仪&) и подставить ее в (3.72), то получится
Если же из (3.69а) определить величину (了3硯+ 仪&) и подставить ее в (3.72), то получится
Если же из (3.69а) определить величину (了3硯+ 仪&) и подставить ее в (3.72), то получится
〃鼻 1=忌 +翁(1+ y1 - 44/?2 扇)，(3.75)
< Pi + m如为一3夕； где;
卩2 ——определяется по формуле (3.71).
Поскольку при получении коэффициента А полагалось 空f = 0, то найденная величина 〃3i соответствует такому зна-
чению a2M при котором получается максимальное давление рь
Уравнения (3.73) и (3.74) или (3.73) и (3.75) решаются при заданных значениях рь аеЬ ае2 графически или методом последовательных сближений. При решении получаются значения а^ и а2ь Правильность решения может быть проверена подстановкой полученных “з】и а* в уравнение (3.70).
После этого полученные а^ и &i подставляются в формулу (3.68), откуда находится Гр По известным Л, a3i и а^ используя формулу (3.31), определяем относительный натяг г)опт. Полученная величина 刀^口丁 будет оптимальной.
При расчете стволов со свободной трубой или лейнером для предела возможного сопротивления получается зависимость, аналогичная р^ для скрепленного ствола, отличающаяся только знаком перед Л (но не перед Л2).
При подстановке /?2 из (3.52а) с учетом (3. 31) в формулу (3.62) для ，土 получим выражение для возможного сопротивления ствола со свободной трубой
"；=$/?；iT W4当(3圆 1 + 1) — 3丁；(圆 一* (3處 + 1)].
2(S31+ 1)
Предел упругого сопротивления ствола со свободной трубой формально не отличается от предела упругого сопротивления скрепленного ствола (см. формулу 3.70)
-у—(隘—礁)(嗚 + 1)屬 + (嵐-1) *
”(Mi + 0 / 辐1+處
XXV^z(3晶 + 1) (За& + 隔)——％备(W1——W1)?
X
X
1
Рис. 3. 10. Номограммы для расчета скрепленных стволов по теории энергии формоизменения
однако, при этом для скрепленного ствола
=у _ Мн (處一1) М3隔 + Wi
12 尸 2W1(W1 —1)'
а для свободной трубы
=У°21= Р1=У°21= Р1S^3 (^21 - 1)М3哈 + а*!S^3 (^21 - 1)М3哈 + а*!2」Wi(Wl А2」Wi(Wl А
=У
°21= Р1
=У
°21= Р1
S^3 (^21 - 1)М3哈 + а*!
S^3 (^21 - 1)М3哈 + а*!
2」Wi(Wl А
2」Wi(Wl А
При заданных величинах a2i, азь 仃弘 и(уе2 по формуле (3.70) получается единственное значение pj, но какому стволу (со скрепленной или со свободной трубами) отвечает это упругое сопротивление, неизвестно. Однако данное упругое сопротивление может быть реализовано только при единственном значении П・ Следовательно, если величина т] получается положительной, то т] = т]н, и имеем ствол со скрепленной трубой. Если же г)<0, то 刀=刀3, и имеем ствол со свободной трубой.
В явном виде функция 刀(&21, ^зь 仃修，卩产)может быть найдена из уравнений
2石蜀一I)2石蜀一I)Й21 (й31— 0 -уЙ21 (й31— 0 -у
2
石蜀一I)
2
石蜀一I)
Й21 (й31— 0 -у
Й21 (й31— 0 -у
Следует помнить, что при произвольно заданных величинах 〃21,。31, oei, Ое2, П&з упругое сопротивление реализовано быть не может.
На основании формул (3.70), (3.73), (3.74) или (3.75) построены номограммы ^i(a2i, азз 62, п) (рис. 3.10), аналогичные номограммам для теории наибольших деформаций (см. рис. 3.5).
ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА СТВОЛОВ, РАЗБОРНЫХ ПО ДЛИНЕ
Особенностью работы ствола, разборного по длине, является перемещение элементов внутренней составной трубы в направлении к дульной части. Вследствие относительно больших осевых перемещений элементов внутренней трубы при выстреле, величина которых может доходить до 2 мм, возможны случаи поперечного отрыва гильзы, перекрывающей участок стыка задней и средней частей внутренней трубы, и нарушения обтюрации пороховых газов.
Поэтому при разработке конструкции разборного ствола по длине необходимо обеспечить предварительное осевое сжатие элементов внутренней трубы на такую величину, которая вызо-
вет деформацию сжатия внутренней грубы, превосходящую деформацию удлинения внутренней трубы от выстрела.
Предварительное усилие 尸°, созданное в процессе сборки ствола, передается на кожух и казенник.
Вследствие указанных обстоятельств элементы ствола, разборного по длине, еще до выстрела подвержены действию осе-
Рис. 3. 11. Схема составного по длине стволаРис. 3. 11. Схема составного по длине ствола
Рис. 3. 11. Схема составного по длине ствола
Рис. 3. 11. Схема составного по длине ствола
вых сил сжатия и растяжения, вызывающих соответствующие напряжения во внутренней трубе, кожухе, казеннике и муфте, соединяющей внутреннюю трубу с кожухом ствола.
Наличие производственных напряжений в деталях ствола до выстрела вызывает перераспределение рабочих напряжений. Поэтому действительные значения напряжений в разборном стволе будут отличны от напряжений, возникающих в стволах обычного устройства.
Дополнительный расчет стволов, разборных по длине, ведется следующим образом:
определяют предварительное усилие 尸°, обеспечивающее надежную обтюрацию пороховых газов и предупреждение поперечного отрыва гильзы при выстреле;
оценивают поперечную прочность стволов;
определяют прочности крепления внутренней трубы и кожуха, т. е. проверяют прочность резьбовых сопряжений как при стрельбе из холодного, так и при стрельбе из разогретого стволов;
назначают и обосновывают рациональные производственные допуски на сопряжение элементов ствола и элементов нарезной части составной внутренней трубы.
Предварительное усилие Fo (рис. 3.11) определяется по формуле
『1,1尸?
гдегде尸к mln "т
где
где
尸т max — площадь наибольшего поперечного сечения одного из элементов составной трубы;
尸к min — площадь наименьшего поперечного сечения кожуха；
/т ——длина элементов составной трубы, помещенных между соединительной муфтой и казенником;
/к — 口лина кожуха;
^р=/к + /т.н + /м + Rn — растягивающая сила на кожухе;
/к, /т.п 'м ——силы инерции кожуха, дульной части составной трубы, соединительной муфты соответственно;
Rn 一 продольная составляющая реакции ВП.
Расчет прочности составного ствола должен включать оценку его поперечной прочности от действия осевых усилий F^^F^ а также осевой силы 尸九 возникающей от неравномерного нагрева ствола по длине
底尸p +吃
■zmaxT —尸А•
^к^ 1； ^т— 1,5 ——коэффициенты запасов прочности для кожуха и расчетного элемента трубы, имеющего наименьшее значение 矶
РАБОЧИЕ ФОРМУЛЫ И ЧИСЛОВЫЕ ПРИМЕРЫ
РАСЧЕТА СТВОЛОВ НА ПРОЧНОСТЬ
С целью облегчения нахождения нужных расчетных формул для различных теорий прочности сведем их в единое место.
Приложение /
% = J —% = J —А. РАСЧЕТНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ ДЛЯ СТВОЛОВ-МОНОБЛОКОВ ПО РАЗЛИЧНЫМ ТЕОРИЯМ ПРОЧНОСТИ
% = J —
% = J —
p1 （碌+ 1） 一?2（碌+喲 .p1 （碌+ 1） 一?2（碌+喲 .% = 5% = 5Критерий наибольших нормальных напряжений эквивалентное напряжение
p1 （碌+ 1） 一?2（碌+喲 .
p1 （碌+ 1） 一?2（碌+喲 .
% = 5
% = 5
Й21 ~ 1
Р\ 崎一1Р\ 崎一15*5*AiAi——предел упругого сопротивления （卩2 = 0）
Р\ 崎一1
Р\ 崎一1
5*
5*
Ai
Ai
城1 + 1
Ш
—предельное значение предела упругого сопротивления (^21—^°°)
1；
——относительный размер ствола по заданному упругому сопротивлению
〃 —-1 / 1
Д21——I/ ； •
Критерий наибольших линейных деформаций (% = % —— »，/
—эквивалентное напряжение
ПриПри%也够土上竺竺出 33做1 — 1%也够土上竺竺出 33做1 — 1
При
При
%也够土上竺竺出 33做1 — 1
%也够土上竺竺出 33做1 — 1
— предел упругого сопротивления (卩2 = 0)
11名一1名一1a =-—I —№ £±± 2 ,］ ［一卩21十］a =-—I —№ £±± 2 ,］ ［一卩21十］3 哓一Т 2 碌 + 1 ；3 哓一Т 2 碌 + 1 ；—предельное значение пределаQi—^8)—предельное значение пределаQi—^8)упругого сопротивленияупругого сопротивления1133夕18= ^_：—=~1 +卩 4夕18= ^_：—=~1 +卩 4
1
1
名一1
名一1
a =-—
I —№ £±± 2 ,］ ［一卩21十］
a =-—
I —№ £±± 2 ,］ ［一卩21十］
3 哓一
Т 2 碌 + 1 ；
3 哓一
Т 2 碌 + 1 ；
—предельное значение предела
Qi—^8)
—предельное значение предела
Qi—^8)
упругого сопротивления
упругого сопротивления
1
1
3
3
夕18= ^_：—=~
1 +卩 4
夕18= ^_：—=~
1 +卩 4
——относительный размер ствола по заданному упругому сопротивлению
| / (f )而+」=1/氾至;
У 1 — (1 + 卩)Pi у 3 — 4Pl
Критерий наибольших касательных напряжений (% = %—%)；
—эквивалентное напряжение
2£г(Р1 — Р2)%=%=哓—1
—предел упругого сопротивления (р2 = 0)
——предельное значение предела упругого сопротивления
"18"18丄5丄5
"18
"18
丄
5
丄
5
—относительный размер ствола по заданному упругому сопротивлению
11&1=] / -v・ U 1— 2/?1&1=] / -v・ U 1— 2/?1
1
1
&1=] / -v・ U 1— 2/?1
&1=] / -v・ U 1— 2/?1
Критерий полной энергии деформации
4=0+片一2甘冤叫
—эквивалентное напряжение
% = % = 了2(1-甘)% = % = 了2(1-甘)(Pl — Р2)2 +(PLP2 响 У(Pl — Р2)2 +(PLP2 响 У碌一1碌一1
% = % = 了2(1-甘)
% = % = 了2(1-甘)
(Pl — Р2)2 +(PLP2 响 У
(Pl — Р2)2 +(PLP2 响 У
碌一1
碌一1
——предел упругого сопротивления (р2 = 0)
11尸1 = —7=，J2(li)尸1 = —7=，J2(li)唠1— 1唠1— 1/3«21— 1/3«21— 1城+ 1城+ 12 /24 +12 /24 +1—предельное значение предела (a21^°° )—предельное значение предела (a21^°° )упругого сопротивленияупругого сопротивления]]р± = —=/2(1 +卩)—относительный размер ствола сопротивлениюр± = —=/2(1 +卩)—относительный размер ствола сопротивлению七.2/2 'по заданному упругому七.2/2 'по заданному упругому_ ]+ 2员]Л- (1 —娥)万；生f —1-2(1+丽;-_ ]+ 2员]Л- (1 —娥)万；生f —1-2(1+丽;-5. Критерий энергии формоизменения5. Критерий энергии формоизмененияe=力+彳一%%；e=力+彳一%%；—эквивалентное напряжение—эквивалентное напряжение—V勿北 3 — Р2)2 +(Р1—P2^21)2 .—V勿北 3 — Р2)2 +(Р1—P2^21)2 .礁一1礁一1——предел упругого сопротивления (卩2 = 0)——предел упругого сопротивления (卩2 = 0)-=處 一11 一了§4 + 1-=處 一11 一了§4 + 1
1
1
尸1 = —7=，
J2(li)
尸1 = —7=，
J2(li)
唠1— 1
唠1— 1
/3«21— 1
/3«21— 1
城+ 1
城+ 1
2 /24 +1
2 /24 +1
—предельное значение предела (a21^°° )
—предельное значение предела (a21^°° )
упругого сопротивления
упругого сопротивления
]
]
р± = —=
/2(1 +卩)
—относительный размер ствола сопротивлению
р± = —=
/2(1 +卩)
—относительный размер ствола сопротивлению
七.
2/2 '
по заданному упругому
七.
2/2 '
по заданному упругому
_ ]+ 2员]Л- (1 —娥)万；
生f —1-2(1+丽;-
_ ]+ 2员]Л- (1 —娥)万；
生f —1-2(1+丽;-
5. Критерий энергии формоизменения
5. Критерий энергии формоизменения
e=力+彳一%%；
e=力+彳一%%；
—эквивалентное напряжение
—эквивалентное напряжение
—V勿北 3 — Р2)2 +(Р1—P2^21)2 .
—V勿北 3 — Р2)2 +(Р1—P2^21)2 .
礁一1
礁一1
——предел упругого сопротивления (卩2 = 0)
——предел упругого сопротивления (卩2 = 0)
-=處 一1
1 一了§4 + 1
-=處 一1
1 一了§4 + 1
—предельное значение предела упругого сопротивления (^21—^°°)
—1
円卞•;
—относительный размер ствола по заданному упругому сопротивлению
1 / 1 + 万1 $4—3 不
&i=)/ -二就一
Приложение 2
РАСЧЕТНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ ДЛЯ СТВОЛОВ СО СКРЕПЛЕННОЙ И СВОБОДНОЙ ТРУБОЙ ПО РАЗЛИЧНЫМ ТЕОРИЯМ ПРОЧНОСТИ
Обозначено
при 万I <1；при夕1》1;при 万I <1；при夕1》1;Критерий наибольших нормальных напряжений —предел возможного сопротивления
при 万I <1；
при夕1》1;
при 万I <1；
при夕1》1;
=у1
觴一-%爵*
L«32 + 1
при 瓦 < 1；
笳=1
при р1》1.
万:=1
——предел упругого сопротивления
Критерий наибольших линейных деформаций — предел возможного сопротивления
屬一 1
л I處一處
三n)
при
1 +*
豈屬I…
прие》
1
1 +出
By 1By 1—предел упругого сопротивления
By 1
By 1
（為 匹 a31+。21
置。旧置。旧-。31 + 1一 при а；
置。旧
置。旧
~у 1
吁匸7
（碍 1）+也
I 21 丿丁 — *
编一Л21
1 —
Wi+1
при Pl》T—；
Критерий наибольших касательных напряжений —предел возможного сопротивления
才一碌一磁（丄确一a2i
—предел упругого сопротивления
Т+2& 中 "32Т+2& 中 "32
Т+2& 中 "32
Т+2& 中 "32
Критерий полной энергии деформации ——предел возможного сопротивления
предел упругого сопротивления
=У — к а31 一 а21
夕 1 - 021 —~2X
/«32
/ 2/（豈感+1） _ 4
M^ 君+ 1 |/1 —出 °21 （Л31 — 41）1—а
Критерий энергии формоизменения —предел возможного сопротивления
12(3盛 + 1)12(3盛 + 1)［（3碌+1）瓦3+［（3碌+1）瓦3+4（3% + 1）3（品产.位宀疗 '4（3% + 1）3（品产.位宀疗 '
12(3盛 + 1)
12(3盛 + 1)
［（3碌+1）瓦3+
［（3碌+1）瓦3+
4（3% + 1）3（品产.
位宀疗 '
4（3% + 1）3（品产.
位宀疗 '
22£%з£%з磁一1 3^21 + 1磁一1 3^21 + 1碌（碌一1）碌（碌一1）修 一 1/ зa* + 或修 一 1/ зa* + 或g21 - Plg21 - PlРешение.Решение.物=也=然=1,965.心 3,09物=也=然=1,965.心 3,09
2
2
£%з
£%з
磁一1 3^21 + 1
磁一1 3^21 + 1
碌（碌一1）
碌（碌一1）
修 一 1/ зa* + 或
修 一 1/ зa* + 或
g21 - Pl
g21 - Pl
Решение.
Решение.
物=也=然=1,965.
心 3,09
物=也=然=1,965.
心 3,09
—— предел упругого сопротивления
姬:2 (%:1 + 1).
°21 (圈一處)'
Пример 3.1. Найти величину допустимого давления в стволе 30-мм пушки по четырем теориям прочности.
Исходные данные:*
山= 3,09 см (внутренний диаметр по нарезам);
必=6,07 см (наружный диаметр);
0е = 8О кгс/мм2 (предел пропорциональности материала)；
ц= 1/3 (коэффициент Пуассона).
По теории наибольших деформаций
3«21— 13-8001,9652—1
三"R = 丁 朋,9652 + 1 = 3940 кт/Сма
./2л21./2л21По теории наибольших касательных напряжений
./2л21
./2л21
/ 2-1,9652 \-1
—8000 ——~- I = 2620 кгс/см2. \ 1,Уоэ2—1 /
По энергетической теории/3 磕一IР1э = "Т— J 丁尸 7… 二2 V 2a21 + 1По энергетической теории/3 磕一IР1э = "Т— J 丁尸 7… 二2 V 2a21 + 11,731,733,86—18000 声肃 3570 KFC/CM%3,86—18000 声肃 3570 KFC/CM%
По энергетической теории
/3 磕一I
Р1э = "Т— J 丁尸 7… 二
2 V 2a21 + 1
По энергетической теории
/3 磕一I
Р1э = "Т— J 丁尸 7… 二
2 V 2a21 + 1
1,73
1,73
3,86—1
8000 声肃 3570 KFC/CM%
3,86—1
8000 声肃 3570 KFC/CM%
По теории энергии формоизменения
3,86— 1= 3395 кгс/см2./44,7+13,86— 1= 3395 кгс/см2./44,7+1У 号訂' = 8。。。
3,86— 1
= 3395 кгс/см2.
/44,7+1
3,86— 1
= 3395 кгс/см2.
/44,7+1
Результаты расчета показывают, что вторая, четвертая и пятая теории прочности приводят к практически одинаковым результатам. Третья же дает заниженные величины допускаемых давлений и стволы, рассчитанные по этой теории, получаются излишне тяжелыми.
Пример 3.2. Рассчитать по теории Сен-Ванана размеры ствола-моноблока 85-мм пушки для следующих произвольных данных:
Ртах = 3200 КГС/СМ2;
'max= 1520 ММ；
/?д = 900 кгс/см2；
/д = 4000 мм;
Рк = 2000 кгс/см2;
/к = 2600 мм;
Рт ан == 35°° KFc/cm2;
/кам = 500 ММ；
對=88,5 мм;
“Мн = 100 мм.
ае = 7500 кгс/см2;
Решение. Для расчета ствола принято пользоваться расчетным давлением
〃=叩，где р ——давление, полученное в результате решения задачи внутренней бал-листики;
п — коэффициент запаса прочности.
Коэффициент п назначается для компенсации воздействия ряда факторов, уменьшающих сопротивление ствола. К ним относятся:
— ошибки методов определения давления (расчетных или экспериментальных)；
——отклонения условий эксплуатации орудия от нормальных;
—технологические погрешности изготовления ствола и боеприпасов;
—понижение прочности материала из-за нагрева ствола；
—— погрешности метода расчета прочности;
—неучет второстепенных нагрузок (инерционные силы, масса ствола, удары снаряда о стенки, радиальное давление ведущего пояска и т. п.).
На участке длины ствола между началом нарезов и сечением, отстоящим в направлении к дульному срезу на 1,5+2 калибра от положения дна снаряда в момент максимального давления в заснарядном пространстве, запас прочности п принимают равным 1,35.
В каморной части ствола радиальное давление ВП не действует, а гильза снижает тепловое воздействие порохового газа на стенку ствола, вследствие чего запас прочности уменьшают до 1,0.
С учетом сопротивления казенника у дна каморы запас прочности иногда берут равным 0,8+0,9.
В автоматических пушках и стрелковом оружии ствол утолщают для обеспечения потребной жесткости или улучшения условий охлаждения.
В соответствии с этим замечанием величины расчетных давлений будут:
—дна каморы
pi = пр、= 0,9-3500 = 3150 кгс/см2;
—по месту сечений нарезной части ствола, подверженных действию ртах
Р1 = 〃Р1 = 1,35・3200 = 4300 кгс/см2;
——по месту конца горения заряда
Р! == npi = 2-200 = 4000 кгс/см2;
——в дульном срезе
р、= npi = 2,5-900 = 2250 кгс/см2.
Относительные величины внешнего диаметра ствола для случая
4300750043007500=0,574 <=0,574 <33
4300
7500
4300
7500
=0,574 <
=0,574 <
3
3
g 6 00 寸' Ю co4 6 寸йg z 寸6ОО 6• ОО 寸0 寸 寸二寸6co■ OO COО ООV ОO 6 co 2о Mю三 4 I СО —1II oog !©I G寸с 6I СЧЮ ОО с ZO14 OOО Й* 寸 I 的0 寸 * оS оII gX coJО 00? 时II г-Н аWо Sо со寸导 о сч电Й о aо* ОО о а■ 8ifg 6 00 寸' Ю co4 6 寸йg z 寸6ОО 6• ОО 寸0 寸 寸二寸6co■ OO COО ООV ОO 6 co 2о Mю三 4 I СО —1II oog !©I G寸с 6I СЧЮ ОО с ZO14 OOО Й* 寸 I 的0 寸 * оS оII gX coJО 00? 时II г-Н аWо Sо со寸导 о сч电Й о aо* ОО о а■ 8ifопределяют по формулеопределяют по формуле
g 6 00 寸
' Ю co
4 6 寸
й
g z 寸6
ОО 6
• ОО 寸
0 寸 寸二
寸6
co
■ OO CO
О ОО
V О
O 6 co 2
о M
ю三 4 I СО —1
II oo
g !©
I G
寸
с 6
I СЧ
Ю ОО с Z
O1
4 OO
О Й
* 寸 I 的
0 寸 * о
S о
II g
X co
J
О 00
? 时
II г-Н а
W
о S
о со
寸导 о сч
电Й о a
о
* ОО о а
■ 8
if
g 6 00 寸
' Ю co
4 6 寸
й
g z 寸6
ОО 6
• ОО 寸
0 寸 寸二
寸6
co
■ OO CO
О ОО
V О
O 6 co 2
о M
ю三 4 I СО —1
II oo
g !©
I G
寸
с 6
I СЧ
Ю ОО с Z
O1
4 OO
О Й
* 寸 I 的
0 寸 * о
S о
II g
X co
J
О 00
? 时
II г-Н а
W
о S
о со
寸导 о сч
电Й о a
о
* ОО о а
■ 8
if
определяют по формуле
определяют по формуле
и соответственно составят
(Л21)1 = 1,^8； (<®21)з = 2,18;
(021)2 = 2,42；(a21)4=1，41.
На основании этого получаем следующие величины внешних диаметров ствола по месту расчетных сечений:
—у дна каморы
^2 = (^2i)i 必=168-100 = 168 мм;
—по месту наибольшего давления
^2 =(做i)2對=2,42*88,5 = 214 мм;
— по месту конца горения
^2 = (Л21)з^1 = 2,18*88,5= 193 мм;
* у дульного среза
& — (^21)4^1 = 1,41 *88,5 = 125 мм.
Пример 3.3. Произвести полный расчет на прочность ствола-моноблока в соответствии с методикой расчета (см. разд. 3.3 гл. 3) для следующих исходных данных:
— калибр ствола d=100 мм;
—объем каморы 昭)=7,9 дм3;
—путь снаряда в канале ствола /д= =46,75 дм;
— длина каморы /Км=6,6 дм;
—приведенная длина каморы = %/S=9,76 дм;
——заряжание унитарное;
—коэффициент фиктивности массы снаряда(р= ,1；
—— изменение давлений на дио снаряда прн температурах заряда +50℃, +15℃ и 50° С (табл. 3.3);
—ствол не имеет эжекциониого устройства, но имеет дульный тормоз；
—ствол направляется при откате по- цилиндрической поверхности; длина отката /отк = 0,8 м, длина люльки /“ = 1,15 м, расстояние от пенька ствола до заднего среза люльки при крайнем переднем положении ствола 6,3 дм；
—противооткатные устройства крепятся в наметках казенника;
■— ствол крепится к казеннику при по- м°Щи муфты: ширина бурта ствола 100 мм и высота 67 мм.
Все числовые данные здесь и далее выбраны произвольно. Ширину и высоту
бурта при проектировании следует определять из прочностного расчета иа срез и смятие.*
Решение. 1. Выбирается 1% нарезка канала ствола, т. е.
£н ~ 0,Old = 0,01 • 100 = 1 мм.
Профиль каморы ограничивается основным конусом с уклоном 1/170, соединительным конусом с уклоном 1/3, цилиндрическим участком длиной 60 мм и снарядным конусом с уклоном 1/10 (см. рис. 3. 4).
Строится профиль канала ствола, устанавливается начальное положение снаряда, наносятся кривые давления рсн (0 при температурах +50° С, +il5° С и —50° С согласно табл. 3. 3 (см. рис. 3・4)工
Строится кривая наибольших давлений (на рис. 3.4 показана штриховой линией). Она проходит через характерные точки 』(Pmaxf=50℃)， 6 (рkf =50笛),e (&£==15笺)И d(%fT5°C)"
Строится огибающая кривая:
сносится на 1,5rf= 1,5-1,00= 1,5 дм в сторону дульного среза точка /(Ртах公50叱)，получается точка т;
принимается, что давления на дно снаряда рсн«) (см. табл. 3. 3), равны рст(/) давлениям на стенки ствола в соответствующих сечениях;
определяется максимальное давление на дно канала ствола (точка d): антах =50d1+吟卄=^8 ( + ^許底=晚。
между точками d и т в общем случае должна строиться парабола со
гласно уравнениюгласно уравнениюPi пар = РднтахPi пар = Рднтах(Рдн max(Рдн max—РтахА=50°С)—РтахА=50°С)(d'm')2(d'm')2=3880 —=3880 —
гласно уравнению
гласно уравнению
Pi пар = Рднтах
Pi пар = Рднтах
(Рдн max
(Рдн max
—РтахА=50°С)
—РтахА=50°С)
(d'm')2
(d'm')2
=3880 —
=3880 —
сведены в табл. 3. 4.сведены в табл. 3. 4.-(3880- 3638) ^^;
сведены в табл. 3. 4.
сведены в табл. 3. 4.
координаты точек параболы р^пар
Таблица 34
х；, дм
0
4
8
12
13,14
Pi пар，КГС/СМ?
3880
3853
3790
3672
3638
Р/ пр，КГС/СМ2
3880
3806
3734
3660
3638
Поскольку р_дн max и Ртах /=50℃ отличаются в данном случае мало, параболическое распределение давлений pi (xz) заменяется линейным /?；пр (*/) (см. табл. 3. 4), которое и используется в расчетах. Поэтому точка d и точка т соединяются прямой;
от точки /п до дульного среза огибающая кривая проводится эквидистантно кривой наибольших давлений.
Огибающая кривая на рис. 3.4 проведена штрихпунктирной линией.
Строится кривая желаемого прочного сопротивления.
назначаются коэффициенты запасов прочности:
—по каморе п= 1,0;
—от начала нарезов до точки т п= 1,2, так как нарезка 1%;
——на расстоянии 2d=2,1 = 2 дм от дульного среза n=il,9 (до точки I рис. 3. 4);
—— на остальной части ствола п； = 1,2——0,7—,
например при *[ = *8=6,15 дмнапример при *[ = *8=6,15 дм勺=1,2 + 0,7勺=1,2 + 0,76,1537,36,1537,3=1,315；=1,315；
например при *[ = *8=6,15 дм
например при *[ = *8=6,15 дм
勺=1,2 + 0,7
勺=1,2 + 0,7
6,15
37,3
6,15
37,3
=1,315；
=1,315；
при *j = *9 = 12 дмпри *j = *9 = 12 дм12
при *j = *9 = 12 дм
при *j = *9 = 12 дм
п/ = 1,2 4- 0,7 —— = .1,424;
и т. д. поскольку W=37,3 дм (см. рис. 3.10);
все вычисления, относящиеся к построению огибающей кривой давлений, определению коэффициентов запаса прочности и т. д. представлены в табл. 3. 5. Номера сечений, данные в ней, приведены на рис. 3.4.
Термин «откат» означает крайнее сечение ствола, совпадающее с передним срезом люльки при откате на /Отк = 0,8 дм.
В графах, соответствующих сечениям 1, 15, где имеет место скачкообразное изменение наружного диаметра ствола, в числителе приведены данные для большего, в знаменателе — для меньшего диаметров;
ординаты под огибающей кривой в расчетных точках умножаются на соответствующие коэффициенты запаса прочности; получаются ординаты под кривой желаемого прочного сопротивления; иа рис. 3.4 оиа изображена сплошной толстой линией.
Выбирается категория прочности материала ствола 0—100 (Ое= =100 кгс/мм2).
Определяется наружный диаметр ствола в казенном срезе:
относительное давление в казенном срезе ствола
Р1 =Р1 =РентахРентах388010-000388010-000=0,388;=0,388;
Р1 =
Р1 =
Рентах
Рентах
3880
10-000
3880
10-000
=0,388;
=0,388;
относительный наружный диаметр ствола в казенном срезе
敗 1к=|/ i—Z/； [1+/1 —(1— р；) (1 — з元)]=
|/\ —3^0,3882【I + /T-(l-0,3882)(l-3.0,3882f] = 1,78;
наружный диаметр ствола в казенном срезе
d2K = 口21Kdiк = 1,78* 146 = 260 дм.
Наружный диаметр ствола в казенном срезе с учетом бурта для крепления казенника:
высота бурта 九и = 67 мм;
d£ = d2K + 2% = 260 + 2*67= 394 мм.
Согласно ГОСТу на орудийные стали для толщины заготовки
员 к—"1к394— 146
А === 124 мм
22
категория прочности 0—il 00 обеспечивается.
m-a
0097
z-a
。烹寸1
0-
SI
0181
096 6二
6m
ъ V £
一 9
07-/0097
g-I/z-a
0E8I/0寸寸amI-I
I/O 寸 I
SI
0881
066
6 二
吩
■8 суз^с^
0二7
0071
"
z-a
089-0 寸 69
OEm
Ogi
SI
0寸69
os^
0-1
ss
61 二
000g
1-1
0-9
0009
08-
07
08-
07
00- gN
-6 寸寸N
om
0TOa
omz
篦
0Й
IE
SI
sl
go I
go-
。三
0й
0寸I
一0售
ой^
一0 寸 67
。案
一0s寸
0毋寸
2*
ggzm
04й
0sE
sfe
s-
-I
01上
81
2
71
006101
0007
91
二
s^^
g-
OZEZ
w 二
0°m glI gg
貴
。
01
■LEX до
2
ОО
ai
o^fe
ggzm
0-E
EZE
08й
-1gg—
g-g—
g-glg-g—
g-9—
9 иячгсик cado gHHVug
QHHOhQ0
g-I/8-I
08621
9-I/6-I
g-9—
й二0§
"1。2-'
^so^oua
-кьоео<^
-иьоеё^' a/JN
1中/066寸gNN
ww捻p
-I
S8E
s8m
g-OI—
s
QO
弋
8-1 1寸
с
E
g
ws二 p
6
0爲 QJOd
all—纟注MX
0 £9do
ИННН9ЕНЯ
e d d —
E 2uW
L Наружный диаметр ствола в дульном срезе при
-1810
0=厶5=而⑻;
1 — 3*1 — 3*a) a21" =a) a21" =111 + ]/ 1 — (1 — р?)(1 — Зр^1 + ]/ 1 — (1 — р?)(1 — Зр^
1 — 3*
1 — 3*
a) a21" =
a) a21" =
1
1
1 + ]/ 1 — (1 — р?)(1 — Зр^
1 + ]/ 1 — (1 — р?)(1 — Зр^
6) где6) где用=а用=а吟L 1吟L 1" |/ % 机+ 1" |/ % 机+ 1
6) где
6) где
用=а
用=а
吟L 1
吟L 1
" |/ % 机+ 1
" |/ % 机+ 1
…& n ⑷2 [1 +「1—(!—и/812) (1 一 3.0,1812)] = 1,23;
壮2& =。21al = 1)23• 102 = 128 мм,力=d + 2/ = 100 + 2・ 1 = 102 мм;
в) в виду наличия дульного тормоза принимается
d2A = @2 l 十 12 = 128 十 12 = 140 мм.
Оформляется наружная поверхность ствола согласно выбранным конструкции н размерам (см. рис. 3. 4).
меняетсяменяетсяВ табл. 3.5 заносят размеры всех поперечных сечений, в которых наружный или внутренний диаметр ствола и определяют для них
меняется
меняется
значения a2t.
■14. В этих сечениях определяются пределы упругого сопротивления для данных аг: и Ое= 100 кгс/мм- по формуле
33确j— 1确j— 12&ij 十 12&ij 十 1к строится кривая р\ действ (Z).17. Аналогично п. 15 определяют действительные запасы теории наибольших деформацийдд几Пейств ~ Aieftci/Рогиб*к строится кривая р\ действ (Z).17. Аналогично п. 15 определяют действительные запасы теории наибольших деформацийдд几Пейств ~ Aieftci/Рогиб*прочности дляпрочности длячточтоддРезультаты вычислений рдейств и Пдейств занесены в табл. 3.5.Сравнение кривых действи!ельного прочного сопротивления показывает, теория энергии формоизменения при тех же размерах сеченийддРезультаты вычислений рдейств и Пдейств занесены в табл. 3.5.Сравнение кривых действи!ельного прочного сопротивления показывает, теория энергии формоизменения при тех же размерах сеченийтом же материале, дает меньшие пределы упругого сопротивления неиию с теорией наибольших деформаций.Пример 3.4. Найти размеры двухслойного ствола 85-мм пушки дующих исходных данныхР1 = 3200 кгс/см2;(yei = 7500 кгс/см2;必=8 8,5 мм;том же материале, дает меньшие пределы упругого сопротивления неиию с теорией наибольших деформаций.Пример 3.4. Найти размеры двухслойного ствола 85-мм пушки дующих исходных данныхР1 = 3200 кгс/см2;(yei = 7500 кгс/см2;必=8 8,5 мм;ствола и по срав-ствола и по срав-для сле-для сле-
3
3
确j— 1
确j— 1
2&ij 十 1
2&ij 十 1
к строится кривая р\ действ (Z).
17. Аналогично п. 15 определяют действительные запасы теории наибольших деформаций
дд
几Пейств ~ Aieftci/Рогиб*
к строится кривая р\ действ (Z).
17. Аналогично п. 15 определяют действительные запасы теории наибольших деформаций
дд
几Пейств ~ Aieftci/Рогиб*
прочности для
прочности для
что
что
дд
Результаты вычислений рдейств и Пдейств занесены в табл. 3.5.
Сравнение кривых действи!ельного прочного сопротивления показывает, теория энергии формоизменения при тех же размерах сечений
дд
Результаты вычислений рдейств и Пдейств занесены в табл. 3.5.
Сравнение кривых действи!ельного прочного сопротивления показывает, теория энергии формоизменения при тех же размерах сечений
том же материале, дает меньшие пределы упругого сопротивления неиию с теорией наибольших деформаций.
Пример 3.4. Найти размеры двухслойного ствола 85-мм пушки дующих исходных данных
Р1 = 3200 кгс/см2;(yei = 7500 кгс/см2;必=8 8,5 мм;
том же материале, дает меньшие пределы упругого сопротивления неиию с теорией наибольших деформаций.
Пример 3.4. Найти размеры двухслойного ствола 85-мм пушки дующих исходных данных
Р1 = 3200 кгс/см2;(yei = 7500 кгс/см2;必=8 8,5 мм;
ствола и по срав-
ствола и по срав-
для сле-
для сле-
Результаты вычислений заносятся в табл. 3. 5.
Строится кривая действительного прочного сопротивления.
Определяются действительные коэффициенты запасов прочности в указанных сечениях путем деления ординат под кривыми действительного прочного сопротивления на ординаты под огибающей кривой； их значения заносятся в табл. 3. 5
Ф Ф
^Действ ~ Рлейств/Рсгн6・
сопротивления по формулесопротивления по формулеДля тех же сечений определяются пределы упругого при тех же a2i и ое, но для теории наибольших деформаций
сопротивления по формуле
сопротивления по формуле
Oe2=4500 кгс/см2； /2= 1,35; Е = 2Д -IO6 кгс/см2.
Рассмотрим два варианта ствола, отличающиеся величиной давления 内 между кожухом и трубой при выстреле.Вариант IР2 = 1000 кгс/см2.Рассмотрим два варианта ствола, отличающиеся величиной давления 内 между кожухом и трубой при выстреле.Вариант IР2 = 1000 кгс/см2.Относительный внешний диаметр кожуха из условия его упругого сопротивления‘23 久2+2月23-45 +2*10323%2—4「23-45-4.10，， 必Относительный внешний диаметр трубы из условияОтносительный внешний диаметр кожуха из условия его упругого сопротивления‘23 久2+2月23-45 +2*10323%2—4「23-45-4.10，， 必Относительный внешний диаметр трубы из условия2Pl孔（2<4i + 1） — 3aei （唠1 — 1）2Pl孔（2<4i + 1） — 3aei （唠1 — 1）Р2 =Р2 =6礁6礁（см. формулу 3.526）（см. формулу 3.526）2ргп 4- 3a^i2-32*1,35 + 3,75 Л= = 2, /о； &2I ~ ] . О/.з% —4Plzг + 6「23-75—4-32-1,35 + 6.10Относительный внешний диаметр кожуха@31 = &21&32 = 1 j67* 1,28 = 2,13; W（ = 4,54.2ргп 4- 3a^i2-32*1,35 + 3,75 Л= = 2, /о； &2I ~ ] . О/.з% —4Plzг + 6「23-75—4-32-1,35 + 6.10Относительный внешний диаметр кожуха@31 = &21&32 = 1 j67* 1,28 = 2,13; W（ = 4,54.Допустимое значение тангенциального напряжения 7\ из условия воэ-Допустимое значение тангенциального напряжения 7\ из условия воэ-можногоможногосопротивления ствола3 т、鷗—1сопротивления ствола3 т、鷗—1222届]+ 1—门0 一 %1旬一12届]+ 1—门0 一 %1旬一12 2-4,54+ 12 2-4,54+ 1334,54— 14,54— 11,35.32 — 73= 680 кгс/см^1,35.32 — 73= 680 кгс/см^
Рассмотрим два варианта ствола, отличающиеся величиной давления 内 между кожухом и трубой при выстреле.
Вариант I
Р2 = 1000 кгс/см2.
Рассмотрим два варианта ствола, отличающиеся величиной давления 内 между кожухом и трубой при выстреле.
Вариант I
Р2 = 1000 кгс/см2.
Относительный внешний диаметр кожуха из условия его упругого сопротивления
‘23 久2+2月23-45 +2*10
323%2—4「23-45-4.10，， 必
Относительный внешний диаметр трубы из условия
Относительный внешний диаметр кожуха из условия его упругого сопротивления
‘23 久2+2月23-45 +2*10
323%2—4「23-45-4.10，， 必
Относительный внешний диаметр трубы из условия
2Pl孔（2<4i + 1） — 3aei （唠1 — 1）
2Pl孔（2<4i + 1） — 3aei （唠1 — 1）
Р2 =
Р2 =
6礁
6礁
（см. формулу 3.526）
（см. формулу 3.526）
2ргп 4- 3a^i2-32*1,35 + 3,75 Л
= = 2, /о； &2I ~ ] . О/.
з% —4Plzг + 6「23-75—4-32-1,35 + 6.10
Относительный внешний диаметр кожуха
@31 = &21&32 = 1 j67* 1,28 = 2,13; W（ = 4,54.
2ргп 4- 3a^i2-32*1,35 + 3,75 Л
= = 2, /о； &2I ~ ] . О/.
з% —4Plzг + 6「23-75—4-32-1,35 + 6.10
Относительный внешний диаметр кожуха
@31 = &21&32 = 1 j67* 1,28 = 2,13; W（ = 4,54.
Допустимое значение тангенциального напряжения 7\ из условия воэ-
Допустимое значение тангенциального напряжения 7\ из условия воэ-
можного
можного
сопротивления ствола
3 т、鷗—1
сопротивления ствола
3 т、鷗—1
2
2
2届]+ 1
—门0 一 %1
旬一1
2届]+ 1
—门0 一 %1
旬一1
2 2-4,54+ 1
2 2-4,54+ 1
3
3
4,54— 1
4,54— 1
1,35.32 — 73= 680 кгс/см^
1,35.32 — 73= 680 кгс/см^
Так как Tt>0, то двухслойный ствол ——скрепленный.
Произведенное давление
，丁《I …2,78—16. Давление между трубой и кожухом только. 嗑 一 11,63--]，丁《I …2,78—16. Давление между трубой и кожухом только. 嗑 一 11,63--]220 кгс/см2.220 кгс/см2.от выстрелаот выстрела=780 кгс/см2.=780 кгс/см2.
，丁《I …2,78—1
6. Давление между трубой и кожухом только
. 嗑 一 11,63--]
，丁《I …2,78—1
6. Давление между трубой и кожухом только
. 嗑 一 11,63--]
220 кгс/см2.
220 кгс/см2.
от выстрела
от выстрела
=780 кгс/см2.
=780 кгс/см2.
Проверка величины 卩2
№ = /?； +「；= 220 + 780 = 1000 кгс/см2
Предельно возможная величина относительного натяга
% 崗 一 1680% 崗 一 1680USA，…USA，…
% 崗 一 1680
% 崗 一 1680
USA，…
USA，…
Абсолютная величина допустимого натяга
М=仙做1山==。,65・ 10—3-2,78*88,5= 0,096 мм, 10. Размеры сечений ствола •
壮2 = a21dl = 1,67*88,5= 148 мм;
"з =的以2 = 1,28-148 ~ 190 м-м или 4з =。31也= 2,13-88,5= 19。мм.
Вариант II
P2=2700 кгс/см3.
Аналогично варианту I вычисляются а；2 = 7,1； 。32 = 2,66;
a^i — 1,45; Ooi ~ 1,202;仰[=32; W〔 = 1。, 3;
7\ = — 800 кгс/см2.
Поскольку 丁1<0, то двухслойный ствол является стволом со свободной трубой.
.12. Предельно возможная величина относительного зазора
% =% =t ］吟一1t ］吟一18002,l」068002,l」0610,3— 110,3— 1,4510,3— 110,3— 1,45=0,4 TO ~*з.=0,4 TO ~*з.
% =
% =
t ］吟一1
t ］吟一1
800
2,l」06
800
2,l」06
10,3— 1
10,3— 1,45
10,3— 1
10,3— 1,45
=0,4 TO ~*з.
=0,4 TO ~*з.
Абсолютные размеры ствола
Аз =小*。21/唱=0,4ТО—з. 1,202-88,5= 0,0425 мм;
砲—a2d202• 88,5 — 1 Об,5 мм;
必=d^ydy = 3,2*88,5 = 283 мм.
Приведенные тангенциальные напряжения на поверхности канала ствола в момент выбора зазора
2^1 + 12-1,45 4- 1
Т« =七仏= =2,1 • 106・Q,4・ 10—з= 1120 кгс/см^.
1з3
Давление в канале ствола в момент выбора зазора
,— 11 45 一 1
Pl = e可3= 2,1 • 106.0,4• 10一3 -=190 кгс/см2.
Результаты вычислений сведены в табл. 3. 6.
Таблица &6
Вз_ риаит
02， КГС/СМ2
@32
021
кгс/см2
^н.з.
△н.з， ММ
°31
^2
禽
Тип ствола
I
1000
1,28
1,67
680
6,5.10-4
0,096
2,13
148
190
Скрепленный
II
2700
2,66
1,2
800
4.10—4
0,0425
3,2
106,5
283
Со свободной трубой
Пример 3.5. Определить наружные диаметры трубы и кожуха скрепленного ствола в сечении, где р】 = 4580 кгс/см2, при oei = 100 кгс/мм2, ое2— =60 кгс/мм2.
Определить максимальную величину натяга т]Опт, обеспечивающую упругое сопротивление ствола, и найти предел действительного сопротивления ствола при Timin с учетом допусков на изготовление трубы и кожуха.
Решение. 1. Определяются относительные величины:
а) давленияа) давления°] = р«“2°] = р«“24580600045806000= 0,763;= 0,763;
а) давления
а) давления
°] = р«“2
°] = р«“2
4580
6000
4580
6000
= 0,763;
= 0,763;
б) предела упругости трубы Oi2 = oei/oe2= 100/60= 1,667.
Задаемся рядом значений а?1 и определяем величины: а) Л — по формуле
pi + M 4d2 — 3 而0,763 + /4-1,6672- 3-0,76320,956
Л =;== -7—
4a214d21«21
б) с — по формуле一1 + 1a21 - 1б) с — по формуле一1 + 1a21 - 1"2 = Pl"2 = Pl4匾4匾4匾4匾,4脸一3万；=0,763,4脸一3万；=0,7633 ■ a^i + 1 a^i — 13 ■ a^i + 1 a^i — 14磕4磕--X 4a21--X 4a21
б) с — по формуле
一1 + 1a21 - 1
б) с — по формуле
一1 + 1a21 - 1
"2 = Pl
"2 = Pl
4匾
4匾
4匾
4匾
,4脸一3万；=0,763
,4脸一3万；=0,763
3 ■ a^i + 1 a^i — 1
3 ■ a^i + 1 a^i — 1
4磕
4磕
--X 4a21
--X 4a21
「 0,956 с
X/4-l, 6672— 3 • 0,7632 =— — 0,192;
磕
в) *1 — по формулам (3.73) и (3. 75)
1 + р2 y 4 — 3^2
%11=确+金［1+/ 1 - 4 %血 a 孙
Результаты расчетов сведены в табл. 3. 7.
Таблица 3.7
@21
1,3
1,4
1,5
1,6
U
1.8
Я
0,3346
0,2488
0,1885
0,1456
0,1143
0,0952
02
0,374
0,296
0,233
0,182
0,139
0,103
@31 I
2,23
2,045
1,980
1,965
1,98
2,007
°31 II
1,572
1,816
1,830
1,929
2,012
2,071
По данным табл. 3. 7 строятся графики a3i i (a^i) и a3i 11(^21) (рис. 3. 12). Точка их пересечения соответствует минимуму функции 。311(^21). Для нее
敗1 = 1,65; @з1 = 1 ‘ 97.
По поле ченным значениям a2i и a3i определяют
力=力=0,956а210,956а210,9561,6540,9561,654= С,129;= С,129;
力=
力=
0,956
а21
0,956
а21
0,956
1,654
0,956
1,654
= С,129;
= С,129;
/ 2 =彎^_0,192 = @21
0,956
=——0,192= 0,159.
1,652
Производится проверка полученных результатов a?i и азь а) по формуле (3. 74)
用l1/^4" Т^" 0+У ]_4工力2圈)_臨=
1 — 4*0,129*0,159*1,652)— 1 ^65^ j = Я, 8 8;
&3i1,97;
Рис. 3. 12. Зависимость 〃31(出1) для скрепленного ствола по теории энергии формоизмененияРис. 3. 12. Зависимость 〃31(出1) для скрепленного ствола по теории энергии формоизменения
Рис. 3. 12. Зависимость 〃31(出1) для скрепленного ствола по теории энергии формоизменения
Рис. 3. 12. Зависимость 〃31(出1) для скрепленного ствола по теории энергии формоизменения
б) по формуле (3. 70)
_(W1 _ 名)屬(3战 + 1) + (屬—1) X
(3不1+ 1) |/^3臨 + a21
X /$ (3/+9 (Mi +当)-3%蜀-名y
(1,972— 1,652).1,652(3.1,652 + 1) + (1,652 — 1)X
=~'(3-1,654 + 1) /3-1,974 +"1,65?
X Ml,66 衿(3・ 1,654 + 1)(31974 + 1,654)— 3・1；654 (1,972— 1,652)5 —仆 ％
Величина относительного натяга определяется из уравнения для предела возможного сопротивления скрепленного ствола (3. 68):
Л(3舄 + 1) ]/4о12 (^31 十 1)— 37；(碌一1)2
2 (34 + 1)2 (34 + 1)/=(确一1)
2 (34 + 1)
2 (34 + 1)
подставляя значения р； =0,763; а3；—1,97; aJ2= 1,667, получим
0,763= (1,972— i)0,763= (1,972— i)一 71(3.1,972+1) +-~2(3-1,974 + 1)一 71(3.1,972+1) +-~2(3-1,974 + 1)
0,763= (1,972— i)
0,763= (1,972— i)
一 71(3.1,972+1) +
-~2(3-1,974 + 1)
一 71(3.1,972+1) +
-~2(3-1,974 + 1)
+ |/匚Г« 6672 丽,974 + 1)一3齊(ПЭ72 — 1)2 •
2(3-1,974 + 1)-
ОтсюдаОтсюда■и■и7；—3,3771 + 0,47 = 0;
Отсюда
Отсюда
■и
■и
元= 0,146;
^1 — ^i°e2 — 0,146*6000= 876 кгс/см2.
2) значение2) значение7\ может быть найдено следующим образом：
2) значение
2) значение
давление на сопряженных поверхностях только от выстрела в предположении, что скрепленный ствол представляет собой ствол-моноблок с толщиной стенок, определяемой величиной а31=；1,97,
一 -1,972— 1,652
& = % 編二喝=0,763《丽二
произведенное давление на сопряженных поверхностях
「2 = № — № = 0,159— 0,113 = 0,046;
произведенное напряжение на поверхности канала трубы
——2 處2-1,652
…金生«31 一 1…金生«31 一 1С薦h=。, 046^^^ = 0,146;
…金生
«31 一 1
…金生
«31 一 1
оптимальный натяг определяется нз соотношения
丁1 41— 1876 1,972— 1
J［亡强2 - o^109-
Давление, которое выдержит ствол при учете допусков на изготовление трубы и кожуха:
допуски на изготовление наружной поверхности трубы и внутренней поверхности кожуха для скользящей посадки в системе отверстия (при d2=d{aix= 100-1,65= 165 мм):
—-минимальные ATmin = 0； Акт® =。；
—максимальные Дттах = — 27 мкм; Актах = 40 мкм;
минимальный натяг при изготовлении кожуха в размере
^2к = 165+о,с4，Трубы С ^2т = 165—0,027，
—丨 Атт?х 丨 + Актах nС &°27 + °,04
可 mtn = %пт- ~=0,00109 一• = 0,00069；
«2165
действительная величина Ti при ^=7)inin
£%2£%2礁一a2i 2-1066000 °网。69礁一a2i 2-1066000 °网。69Wl 1Wl 11,972— 1,652丁972一=。,°922；1,972— 1,652丁972一=。,°922；
£
%2
£
%2
礁一a2i 2-106
6000 °网。69
礁一a2i 2-106
6000 °网。69
Wl 1
Wl 1
1,972— 1,652
丁972一=。,°922；
1,972— 1,652
丁972一=。,°922；
г) действительное прочное сопротивление скрепленного стволаг) действительное прочное сопротивление скрепленного ствола讨=（匾一1）讨=（匾一1）京(3臨 + 1)+у4备(/1 + 1)-3艸(碌一1)2 —京(3臨 + 1)+у4备(/1 + 1)-3艸(碌一1)2 —=(1,972— 1)=(1,972— 1)2(3% + 1):0,0922 (31972 +1),[2 (3-1,974 +1)2(3% + 1):0,0922 (31972 +1),[2 (3-1,974 +1)М4 • 1,6672 (3 ・ 1,974 十 1) — 3 • 0,09222( 1,972— 1)22 (3-1,974 + 1)р» =办е2 = 0,743-6000 = 4458 кгс/см2М4 • 1,6672 (3 ・ 1,974 十 1) — 3 • 0,09222( 1,972— 1)22 (3-1,974 + 1)р» =办е2 = 0,743-6000 = 4458 кгс/см2= 0,743= 0,743Следовательно, при изготовлении трубы и кожуха с допуском по скользящей посадке скрепленный ствол выдерживает давление в пределах от 4460 до 4580 кгс/см2.8. Аналогичные вычисления проводятся для теории наибольших деформаций:а) решаются совместно уравнения (3. 44), (3. 21)Следовательно, при изготовлении трубы и кожуха с допуском по скользящей посадке скрепленный ствол выдерживает давление в пределах от 4460 до 4580 кгс/см2.8. Аналогичные вычисления проводятся для теории наибольших деформаций:а) решаются совместно уравнения (3. 44), (3. 21)唸F唸F11+ 1 — 012+ 1 — 012[2崎 812 - 1) +[2崎 812 - 1) +喲]-喲]-_3 确一1Pl = V°12T2—~；22 處 + 1_3 确一1Pl = V°12T2—~；22 處 + 133 屬W[ — a33 屬W[ — a2 2^21 + 1 2*1 + Д212 2^21 + 1 2*1 + Д21
г) действительное прочное сопротивление скрепленного ствола
г) действительное прочное сопротивление скрепленного ствола
讨=（匾一1）
讨=（匾一1）
京(3臨 + 1)+у4备(/1 + 1)-3艸(碌一1)2 —
京(3臨 + 1)+у4备(/1 + 1)-3艸(碌一1)2 —
=(1,972— 1)
=(1,972— 1)
2(3% + 1)
:0,0922 (31972 +1),
[2 (3-1,974 +1)
2(3% + 1)
:0,0922 (31972 +1),
[2 (3-1,974 +1)
М4 • 1,6672 (3 ・ 1,974 十 1) — 3 • 0,09222( 1,972— 1)2
2 (3-1,974 + 1)
р» =办е2 = 0,743-6000 = 4458 кгс/см2
М4 • 1,6672 (3 ・ 1,974 十 1) — 3 • 0,09222( 1,972— 1)2
2 (3-1,974 + 1)
р» =办е2 = 0,743-6000 = 4458 кгс/см2
= 0,743
= 0,743
Следовательно, при изготовлении трубы и кожуха с допуском по скользящей посадке скрепленный ствол выдерживает давление в пределах от 4460 до 4580 кгс/см2.
8. Аналогичные вычисления проводятся для теории наибольших деформаций:
а) решаются совместно уравнения (3. 44), (3. 21)
Следовательно, при изготовлении трубы и кожуха с допуском по скользящей посадке скрепленный ствол выдерживает давление в пределах от 4460 до 4580 кгс/см2.
8. Аналогичные вычисления проводятся для теории наибольших деформаций:
а) решаются совместно уравнения (3. 44), (3. 21)
唸F
唸F
1
1
+ 1 — 012
+ 1 — 012
[2崎 812 - 1) +
[2崎 812 - 1) +
喲]-
喲]-
_3 确一1
Pl = V°12T2—~；
22 處 + 1
_3 确一1
Pl = V°12T2—~；
22 處 + 1
33 屬W[ — a
33 屬W[ — a
2 2^21 + 1 2*1 + Д21
2 2^21 + 1 2*1 + Д21
+ |Z4^3! (a 12 — I)2 + 2^3! (2ai2 + 1)(6匾 + 1 —
при pt = 0,763 и 62=1,667.
В результате получаются ац = 1,6, аз1=1,77;
б) находят произведенное напряжение на поверхности канала трубы, исходя из возможного сопротивления скрепленного ствола
-п 3—處一1 •
凸=彳(外2+人)—^~-,
2 2崎 + 1
9 2或 4- 129.1 772 -L 1
亍广告并廿丁 П7'7瞅£^ =。，。68；
С =不1%2 = 0,068• 6000 = 4С8 кгс/см2» в) оптимальная величина натяга
乙~乙~磁一1磁一14081,772—14081,772—1展一磁 2'106 1,772-1,62展一磁 2'106 1,772-1,62= 0,000758;= 0,000758;
乙~
乙~
磁一1
磁一1
4081,772—1
4081,772—1
展一磁 2'106 1,772-1,62
展一磁 2'106 1,772-1,62
= 0,000758;
= 0,000758;
допуски на изготовление трубы и кожуха остаются теми же, и поэтому минимальный натяг
"Qmln = "Q hit"Qmln = "Q hitд) значение Т!д) значение Т!3 =丄印%23 =丄印%2|Атшах1 + Актах敗.ПРИ Tmln W1 — a2]W 展 =|Атшах1 + Актах敗.ПРИ Tmln W1 — a2]W 展 =0,000758 —0,000758 —0,027 + 0,040,027 + 0,04169169= 0,000338;= 0,000338;2-1061 772—i,62^-0,000358 —— - 0,0322;60001,772—12-1061 772—i,62^-0,000358 —— - 0,0322;60001,772—1
"Qmln = "Q hit
"Qmln = "Q hit
д) значение Т!
д) значение Т!
3 =丄印%2
3 =丄印%2
|Атшах1 + Актах敗
.ПРИ Tmln W1 — a2]
W 展 =
|Атшах1 + Актах敗
.ПРИ Tmln W1 — a2]
W 展 =
0,000758 —
0,000758 —
0,027 + 0,04
0,027 + 0,04
169
169
= 0,000338;
= 0,000338;
2-1061 772—i,62
^-0,000358 —— - 0,0322;
60001,772—1
2-1061 772—i,62
^-0,000358 —— - 0,0322;
60001,772—1
е) действительное сопротивление ствола
-в 3-— 131 772一1
用2+ Л)猬订=三 3 667 + 0,0322) 一斤],772_]© - 0，746；
讨=讨%2 =0,746，6900 = 4480 кгс/см2.
Для сравнения результатов расчета составим табл. 3. 8.
Таблица 36
Параметр
元
@31
@2!
%пт
7min
Р\ mln
了1 опт
T1 mln
Теория наибольшей деформации
0,763
1,77
1,6
0,000758
0,000358
0,746
0,068
0,0322
Теория энергии формоизме- иевия
0,763
1,97
1,65
0,00109
0,00069
0,743
0,146
0,0922
Определяются абсолютные размеры ствола:
для теории энергии формоизменения:
наружный диаметр трубы
^2 = @2id = 1,65-100 — 165 мм；
наружный диаметр кожуха
禽=&з1" = 1,97*100= 197 мм;
оптимальный натяг
А°.н = 7b.戻2 = 0,0011 • 165 = 0,185 мм;
для теории наибольших линейных деформаций:
“2 = 16。мм; ^з — 177 мм: М.н = 0/21 мм.
Определим, какой предел упругого сопротивления при тех же размерах трубы и кожуха и при т]н— |т1з] будет иметь ствол со свободной трубой для теории энергии формоизменения и какая необходима при этом категория прочности кожуха, если oei—)100 кгс/мм2:
из предыдущих расчетов имеем
「2 = 0,159, А「]= 1,082;
определяется относительное давление р, при котором выбирается зазор между трубой и кожухом
谒 12-1041,652 — 118,96
_1,1-10—3=;
22%2
определяется предел упругого сопротивления ствола со свободной трубой р； = / (%2)：
一 -,18,96
pl — А/М 亠 С = 1,082 +;
г) из уравненияг) из уравнениянаходимнаходим0,159 = pi0,159 = pi3・1,652+ 14-1,6523・1,652+ 14-1,6521,652 — 14-1,6521,652 — 14-1,652К 4^12 — ЗррК 4^12 — Зрр
г) из уравнения
г) из уравнения
находим
находим
0,159 = pi
0,159 = pi
3・1,652+ 14-1,652
3・1,652+ 14-1,652
1,652 — 1
4-1,652
1,652 — 1
4-1,652
К 4^12 — Зрр
К 4^12 — Зрр
--3fl21 + 1а21- 1,/-—2济
PL PlУ 如2一 3厶，
или& = 44,8%2-- 1188 = 0,
откуда следует Ое2=1870 кгс/см;
определяется предел упругого сопротивления, обеспечиваемый данным стволом, имеющим
@21 = 1,65; аз】=1,97; ji = 10。кгс/мм2；
ае2 =18,7 кгс/мм2; т)3 = 0,0011； £ = 2* 10 кгс/мм2；
г м 18,96…18,96 с
Pi = 1,082 += 1,082 + ~~— =2,1；
%218"
рj = pRe2 = 2,1 • 1870 = 3930 кгс/см2.
Пример 3.6. Найти наружный диаметр кожуха (d3) скрепленного ствола и ствола со свободной трубой, имеющего систему межслойного охлаждения, а также предел упругости его материала (ае2)для следующих произвольных данных:
&21 = 1,2; di = 100 мм;九=с = А?р = 10 мм; pi = 4000 кгс/см2;
Ан.з = °,0б мм;冤1 = 1°0 кгс/мм2.
Для каждого ствола (в целях проверки вычислений) определить величины 卩2(小)и 卩2(小)，значения которых должны быть равны.
Решение для критерия Сеи-Веиана
L Давление между кожухом и трубой
2Pl(2處 + 1) — 3 蜀一1) У% — Pi
2，4000(2，1,44 + 1)—3(1,44-1)，100002-40002 _2
2192,4-Ю •T^"°眦17;2192,4-Ю •T^"°眦17;济/= 1 ,4кгс/см.
2192,4-Ю •
T^"°眦17;
2192,4-Ю •
T^"°眦17;
радиус наружной поверхности кожуха
门+a邙+也 。 50+10+10
尸з = @31= ],611 —— 50 = 93,975 мм;
ri + Л3р50 + 10
требуемая категория прочности металла кожуха
гдегде
где
где
厂1厂1@32 = @31 ~ГТ- 厂 1 + ^гр@32 = @31 ~ГТ- 厂 1 + ^грI'"而为=1'3425；I'"而为=1'3425；
厂1
厂1
@32 = @31 ~ГТ- 厂 1 + ^гр
@32 = @31 ~ГТ- 厂 1 + ^гр
I'"而为=1'3425；
I'"而为=1'3425；
J2 =J2 =22^2+ 12 с с 2・ 1,802 + 1YР2 —2— = —2192,4 ——^一~-— = 8389,43 кгс/см2.0。32 — 161，bU2 - 122^2+ 12 с с 2・ 1,802 + 1YР2 —2— = —2192,4 ——^一~-— = 8389,43 кгс/см2.0。32 — 161，bU2 - 14. Для ствола со свободной трубой: а) относительный зазор4. Для ствола со свободной трубой: а) относительный зазор,Д3Р2 无0,062192,4-10% = —1+——=0,001183：3r2夕260 十 2-106-60б) отношение @31 = rd「i,Д3Р2 无0,062192,4-10% = —1+——=0,001183：3r2夕260 十 2-106-60б) отношение @31 = rd「i
J2 =
J2 =
22^2+ 12 с с 2・ 1,802 + 1
YР2 —2— = —2192,4 ——^一~-— = 8389,43 кгс/см2.
0。32 — 161，bU2 - 1
22^2+ 12 с с 2・ 1,802 + 1
YР2 —2— = —2192,4 ——^一~-— = 8389,43 кгс/см2.
0。32 — 161，bU2 - 1
4. Для ствола со свободной трубой: а) относительный зазор
4. Для ствола со свободной трубой: а) относительный зазор
,Д3Р2 无0,062192,4-10
% = —1+——=0,001183：
3r2夕260 十 2-106-60
б) отношение @31 = rd「i
,Д3Р2 无0,062192,4-10
% = —1+——=0,001183：
3r2夕260 十 2-106-60
б) отношение @31 = rd「i
3 了吟一Р： — 4pi — 3硝;3 了吟一Р： — 4pi — 3硝;
3 了吟一Р： — 4pi — 3硝;
3 了吟一Р： — 4pi — 3硝;
3965 + 2・4000—32106. u,83・ 10—4.1,44—3.9165 —4・4000—3・2・ 106. и,83J0-4— = 2,398,3965 + 2・4000—32106. u,83・ 10—4.1,44—3.9165 —4・4000—3・2・ 106. и,83J0-4— = 2,398,
3965 + 2・4000—32106. u,83・ 10—4.1,44
—3.9165 —4・4000—3・2・ 106. и,83J0-4— = 2,398,
3965 + 2・4000—32106. u,83・ 10—4.1,44
—3.9165 —4・4000—3・2・ 106. и,83J0-4— = 2,398,
У吃一р； = /100002 — 40002 = 9165 кгс/см2;
радиус наружной поверхности кожуха
Г] + %р + 无 _ _50 + 10 + 10 …
门=的-+Дт- С = 2,39850+ 1050 = 140 мм；
22@з2 + 11,998； %2 = —Р2 —2 =J。32 - 122@з2 + 11,998； %2 = —Р2 —2 =J。32 - 1требуемая категория прочности металла кожуха
22@з2 + 1
1,998； %2 = —Р2 —2 =
J。32 - 1
22@з2 + 1
1,998； %2 = —Р2 —2 =
J。32 - 1
做 2 = «31 —= 2,398—=]
гi+Afp50 十 10
22.3,992 + 1
=4385,65 кгс/см2;=4385,65 кгс/см2;= —2192-4 у 二 °■
=4385,65 кгс/см2;
=4385,65 кгс/см2;
33,992—1
5. Проверка величины р?：
для ствола со скрепленной трубой
p1十七加p1十七加哓-1—2—哓-1—2—1,44— 14000 + 2-106-10-3 ——-——1,44— 14000 + 2-106-10-3 ——-——'2 碌一］ 2 Л 蜀一］'2 碌一］ 2 Л 蜀一］*匕丄7 44+2上44-12,595— 1,44 *602*匕丄7 44+2上44-12,595— 1,44 *602
p1十七加
p1十七加
哓-1
—2—
哓-1
—2—
1,44— 1
4000 + 2-106-10-3 ——-——
1,44— 1
4000 + 2-106-10-3 ——-——
'2 碌一］ 2 Л 蜀一］
'2 碌一］ 2 Л 蜀一］
*匕丄7 44+2上44-1
2,595— 1,44 *602
*匕丄7 44+2上44-1
2,595— 1,44 *602
=2192,34 кгс/см；
для ствола со свободной трубой
匾一1 2 W「］碣一礁旬十r2 2匾一1 2 W「］碣一礁旬十r2 21,44— 14000 — 2-106.103 亠工一5,748—110 1,44—15,748 - l,441，U+6021,44— 14000 — 2-106.103 亠工一5,748—110 1,44—15,748 - l,441，U+602
匾一1 2 W「］
碣一礁旬十r2 2
匾一1 2 W「］
碣一礁旬十r2 2
1,44— 1
4000 — 2-106.103 亠工一
5,748—110 1,44—1
5,748 - l,441，U+602
1,44— 1
4000 — 2-106.103 亠工一
5,748—110 1,44—1
5,748 - l,441，U+602
—2192,56 кгс/см2.
. Решение для критерия Губера — Мизеса — Генки
Определяется относительный натяг (зазор):
100Днз0,06
「2 =「1 + /р = — + 10 = 60 мм; т)н.з =:— = ±—г— = ±0,001.
2a21rl1250
〃21 =〃21 =厂2厂1厂2厂16050=1,2-6050=1,2-
〃21 =
〃21 =
厂2
厂1
厂2
厂1
60
50=1,2-
60
50=1,2-
Определяются относительные величины: а) давление в канале ствола
pt , 4000%i = 10 000pt , 4000%i = 10 000= 0,400；= 0,400；
pt , 4000
%i = 10 000
pt , 4000
%i = 10 000
= 0,400；
= 0,400；
модули упругости металла
2-104F = 200;2-104F = 200;
2-104
F = 200;
2-104
F = 200;
ширины канавок системы охлаждения
Находится давление на поверхности сопряжения трубы и кожуха в зависимости от величины 〃3匚
Pl 土 石仙.3 Pl 土 石仙.3 1 92— 1
Pl 土 石仙.3
Pl 土 石仙.3
0,400±200-0,001
для ствола со скрепленной трубой
=0,444^ — 0,64
1,477處一1,493
для ствола со свободной трубой
=0,356^ — 0,512
.*2= 1,477& — 1,493
Определяется зависимость предела сопротивления ствола 兀 от давления R：
3(3-1,24+1)+—(1,22-1)1
0,44 М7,552— 12,444р| 十 7,66р2Л 552
Определяется величина р2：
0,44 У7,552— 12,444^2 = 7,552-0,458 — 7,66р2>
откуда р| — 0,8675^2 + 0,1722 = 0.
Следовательно,迎=0,2072; р? = />20е1 = 0,2072-10000 = 2072 кгс/см2.
Определяется наружный диаметр ствола: а) для скрепленной трубы
0,444^, —0,64
0,2072 =
1,477^—1,493
откуда 0,138^ = 0,33;
Wi = 2,39; аз】=1,55;
Г1 + &р+九50+10+10
d^ = 2@31门=2* 1,55-50 =180 мм;
/"1 + %р50 + 10
б) для свободной трубы
0,2072 =0,2072 =0,356^1 — 0,5121,477處一1,493
0,2072 =
0,2072 =
откуда 0,05а；［ = 0,202;
處=
с 厂I + Атр + 九
室=2азm1 :
「1 + Атр
4,04； @1 = 2,01；
2・2，°1・50 *^" = 232 MM•
Определяется величина а32:
для ствола со скрепленной трубой
аз】1，55
^32 = '— = —~^29；
а?]1,2
для ствола со свободной трубой
3=也=a213=也=a212,01-—=1,67;1,2'2,01-—=1,67;1,2'
3=也=a21
3=也=a21
2,01
-—=1,67;
1,2'
2,01
-—=1,67;
1,2'
Находится необходимая категория прочности материала кожуха:
嗫一1
для ствола со скрепленной трубой
%2 = 100-0,2072 ”; ^j；9 : 1 = 95 кгс/мм2；
для ствола со свободной трубой
J3・ 1,674 + 1
%2 = 100*0,2072= 57,3 кгс/мм2.
1 ,о72— 1
Сравнивая результаты решения примеров 3.6 и 3.7, можно сказать, что стволы, рассчитанные по теории энергии формоизменения, имеют меньшие размеры 的，чем стволы, рассчитанные по теории наибольших деформаций, однако, существенно больше требуемые категории прочности материала кожуха.
Если принять «31 = 1,61; ае2=83,9 кгс/мм2 для скрепленного ствола и «31 = 2,4; ое2—43,8 кгс/мм2 для ствола со свободной трубой, то получим пределы их сопротивления соответственно Pi = 3550 кгс/см2; pi—2730 кгс/см2 при пользовании теорией энергии формоизменения.
Пример 3. 7. Определить толщину стенок ствола в области эжекционных отверстий, если гр =155°, pi==10 кгсумм2; Oe=os=80 кгс/мм2, при условии отсутствия пластических деформаций на поверхности канала ствола калибра 100 мм.
Решение. 1. Определяется величина коэффициента 也：
sin 屮 sin 155°*
Определяется необходимая толщина стенок ствола:
/
3% + Р1(3,6^ + 4,4)]/з・80+10(3,6・2,37 +4,4)
3j —「1(3,6左 + 1,6) = V 3.80— W (3,6.2,374-1,6)
d ,100,
А = ^- (a?i — 1) =(1,63 — 1) = 31,5 мм.
Если назначить a2i = 1,5, то
напряжения на поверхности канала ствола в зоне отверстий
з 礁 + 13-1,52+1
Е%1 = % + №п (pi — Pie)几к2 Г = 80 + 0,5 (10 — 8，22) 3,32 ——~—
=98 кгс/мм2,
где
3 吟+ 13 磁一1
«к«к= 1+0,65(1+ 2々)一^5——Г -[
«к
«к
2 2а^ + 12 2 磕 + 1
3=I + 0,6 —3=I + 0,6 —1,52 + 131,52—1
3
=I + 0,6 —
3
=I + 0,6 —
т ■(1+2-2,37) —!—— 1 =3,32;
2.1,52+ 1 U十22.1,52 + 1，
3 PL~T3 PL~T„2а21„2а21113801,52—13801,52—1* 2城 1 + 1 — 2 3,32 2-1,52 н- 1* 2城 1 + 1 — 2 3,32 2-1,52 н- 1=8,22 кгс/мм2;=8,22 кгс/мм2;
3 PL~T
3 PL~T
„2
а21
„2
а21
1
1
3801,52—1
3801,52—1
* 2城 1 + 1 — 2 3,32 2-1,52 н- 1
* 2城 1 + 1 — 2 3,32 2-1,52 н- 1
=8,22 кгс/мм2;
=8,22 кгс/мм2;
величина пластической деформации при ^«.Ю3 кгс/мм2 без учета упрочнения металла в пластической зоне:
Ai—J 98—80Ai—J 98—80103103=0,018;=0,018;
Ai—J 98—80
Ai—J 98—80
103
103
=0,018;
=0,018;
d100 Л
Дгп = ед № = 0,018•万' =0,9 мм;
глубина проникновения пластической деформации
V 35椅就（礁Т）7
2 】/3 80'~ ~ 1
" h•两…)t
Полученные пластические деформации имеют место только в небольших локальных зонах, прилегающих к длинной оси эллипса (см. рис. 3. 7) и ограниченных углом 8内25°—30°.
Эти деформации на общую прочность ствола существенно влияния не оказывают, однако могут вызвать повышенный износ канала ствола в зоне их действия.
Пример 3. & Найти предел возможного сопротивления автофретированно- го ствола, имеющего &i=2,2 и Ое=100 кгс/мм2.
Решение, il. Согласно теории энергии формоизменения имеем (см. формулу 3. 67):
В явном виде значение pi(d2i) найдено быть не может.В явном виде значение pi(d2i) найдено быть не может.
В явном виде значение pi(d2i) найдено быть не может.
В явном виде значение pi(d2i) найдено быть не может.
Задаемся рядом значений р【и для них находим величины а^. Результаты вычислений сведены в табл. 3. 9.
Таблица 3.9
Fi
0,65
0,7
0,75
0,8
0,55
0,9
«21
1,805
1,875
1,97
2,055
2,170
2,31
По данным табл. 3.9 строится график (рис. 3. 13) и находится соответствующее значение
Р1 = 0,867,
Pi = Qi% = 0,867• 10 000 = 8670 кгс/см2.
XX〃勿
X
X
Z3
Рис. 3. 13. Зависимость pi (agi)для автофретированного ство-ла по теории энергии формо-изменения
7 g r1111-11
'0,65 0 70,75 〃扌 &85 Д
Теория наибольших деформаций дает следующие результаты [9]:
по формуле m = % 加做1 = Ю ООО Е 2,2 = 7720 кг с/см2;
по формуле pi = ^^ (d『*——1) = 1° 300 кгс/см2
при 卩=0,3.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Бояршинов С. В. Основы строительной механики машин. М.., «Машиностроение», 1973, 456 с.'
Гольденблат И. Н., Коп нов В. А. Критерии прочности и пластичности конструкционных материалов. М., «Машиностроение», 1968, 192 с.
Джердин. Анализ концентрации напряжений в толстостенных цилиндрах с одиночными боковыми н сквозными отверстиями. Труды Американского общества инженеров-механиков, сер. В. «Конструирование и технология машиностроения», 1972, № 3, с. 49—57.
де-ля-Шез. М. Расчет автофретнрованных орудий. М., Оборонгиз, 1940, 196 с.
Крупчатников М. Я. Проектирование артиллерийских стволов. М., Обо- ронгиз, 1946, с. 205.
Ларман Э. К. Проектирование н расчет орудийных стволов и затворов. М., Оборонгиз, 1939, 164 с.
Мусхелишвили Н. Н. Некоторые основные задачи математической теории упругости. М. — Л., Изд-во АН СССР, 1949, 635 с.
Пономарев С. Д. и др. Расчеты на прочность в машиностроении в 2-х т. Т. I. М. Машгиз, 1959, I т — 834 с, II т — 974 с.
Проектирование ракетных и ствольных систем. Под ред. Б. В. Орлова. М., «Машиностроение», 1974, 827 с.и
Ю. Савин Г. Н. Концентрация напряжений около отверстий. М. — Л., ГИТТЛ, 1951, 427 с.
Серебряков М. Е., Гретен К. К-, Оппоков Г. В. Внутренняя баллистика. М. Оборонгиз, 1939, 541 с.
Серебряков М. Е. Внутренняя баллистика. М., Оборонгиз, 1962, 703 с.
Сервисен С. В., Когаев В. П., Шнейдерович Р. М. Несущая способность и расчеты деталей машин на прочность. М., Машгиз, 1963, 451 с.
Смирнов-Аляев Г. А. Теория автоскрепленных цилиндров. М., Обо- ронгиз, 1940, 284 с.
Феодосьев В. И. Сопротивление материалов. М. «Наука», 1967, 559 с.
Рис. 4.1. К составлению дифференциального уравнения радиальных колебанийРис. 4.1. К составлению дифференциального уравнения радиальных колебанийYd2〃—r g弘2Yd2〃—r g弘2(4.D(4.D
Рис. 4.1. К составлению дифференциального уравнения радиальных колебаний
Рис. 4.1. К составлению дифференциального уравнения радиальных колебаний
Yd2〃
—r g弘2
Yd2〃
—r g弘2
(4.D
(4.D
Глава 4
КОЛЕБАНИЯ И ИЗГИБ СТВОЛОВ
“В стволе артиллерийского орудия как упругой системе под действием внешних нагрузок в общем случае возникают радиальные колебания в направлении радиуса, поперечные или из- гибные колебания в плоскости, перпендикулярной оси канала ствола, продольные и крутильные колебания. .
1. РАДИАЛЬНЫЕ КОЛЕБАНИЯ
ГТо以 радиальными колебаниями понимают перемещение во времени стенок ствола в поперечном направлении.
Для составления дифференциального уравнения радиальных колебаний выберем вокруг точки М трубы ствола (рис. 4.1) бесконечно малый элемент.、
Под действием сил, действующих на него, точка М получает перемещение в радиальном направлении 〃=f(r, 0- Дифференциальное уравнение движения элемента запишется в виде
— rd^dr =g出2
=а + d 咽(г + dr) d6 — ”d 6 —
—2jsin 粵 dr +尸(r, t)^-rMdr.
2g
где 尸(r, t) — внешнее усилие, дей* ствующее в момент времени t на единицу массы в слое, отстоящем на
расстоянии г от оси цилиндра.
Сокращая последнее уравнение на drd8 и пренебрегая беско- недно малыми высшего порядка, получим
Выразим напряжения через деформации. Связь между напряжениями и деформациями запишется
%=千（电+即。）=中（訳+"7卜%=千（电+即。）=中（訳+"7卜
%=千（电+即。）=中（訳+"7卜
%=千（电+即。）=中（訳+"7卜
Подставляя значения % н 。丁 в уравнение (4.1) после соответствующих преобразований, получим
翼察■+丄(4.2)
d£2，\ dr2 r dr r2 /
где cr ——скорость распространения радиальных колебаний
Eg
Y(l-H2) •
Общее решение уравнения (4.2) может быть найдено в виде суммы двух функций
U = Ui + U2,
где Ui — перемещение, вызываемое свободными колебаниями; 〃2 — перемещение, вызываемое вынужденными колебаниями. Для свободных колебаний ствола 尸(匚 £)=0. При этих условиях уравнение свободных колебаний решается методом Фурье, согласно которому переменные представляются в виде двух функций, зависящих от времени Т(2) и радиуса R(厂)：
%=7(£)・A(r)・(4.3)
Подставляя в уравнение (4.2) выражение (4.3), после разделения переменных получим
白⑴—RC—，
где 九 ——постоянная Фурье.
Из последнего уравнения будем иметь
7"(/) +嘻 27(/) = °，(4.4)
产个(г) + rR (г) + (入2 产 一 1) R (г) = 0.(4.5)
Решение уравнения (4.4) записывается в таком виде
Г(/)=Л cos%X/+6 sin ггХ/,
где Д и В — произвольные постоянные, определяемые из начальных условий.
Уравнение (4.5) является уравнением Бесселя первого порядка с параметром 入：
R^CJ^rHDJ^r),(4.6)
где 厶(九г) — функция Бесселя первого рода;
.厶(九г) — функция Бесселя второго рода;
ChD ——произвольные постоянные, определяемые из граничных условий.
Общее решение уравнения (4.2), выражающего свободные колебания, будет иметь вид
% = m cosCr^+E sin crU] [С71(Хг)4^)Л(Хг)]-(4.7)
Для решения уравнения (4.7) рассмотрим граничные условия на внутренней и наружной поверхностях ствола.
На внутренней поверхности при「=门
"尸金偿+吟)"
На наружной поверхности при г = г2 % = 0.
Из рассмотрения граничных условий имеем
(4.8)
Имея в ваду уравнение (4.3), получим
粤=T(/)R(r);红=迫7(%).
Подставляя значения ^~ и -^- в уравнение (4.8), после соответствующих преобразований найдем
Г2a'(Q) + m/?(e)=0. j(49)
Имея в виду уравнения (4.6) и (4.9), получим
с W"1) + м/1 ("1)] + D [rxV2 ("1) + 心2 (储)]=о；]
C 卜"；(К) + Ml (Hz)] + D [r"； ”2)+ 財2 (%)] = o. j " 1°)
Уравнения (4. 10) будут иметь решения, отличные от нуля, если определитель системы будет равен нулю, т. е.
[rа/；("1) + m("1)]卜2叫("2)+m2("2)] 一
-[r2V； (кг^ + р.7! (Хг2)] [fiV2 (XrJ + р.у2 (XrJ] = 0.(4. II)
Корнями этого трансцендентного уравнения являются 入力入？， 入з •…左.…九卜•…которые определяют значения функций
7\(a т2⑴，73胤…，g⑴，…，
Al(r)，〃2(r), 〃3(r)，…，Q/e(r)，…
Из уравнений (4.11) следует, что
5 = ”/ДгВ/ (г А) + 卩厶(г 1“]；
4=—[г ^kJ J (г 2^й) + Р-^1 (^А)]，'
Имея в виду, что в выражение (4.11) входят произведения 7\(f), &h(r), произвольную постоянную Hk можно принять равной единице. Тогда
© = kiW2(G%) + 卩厶 SA)]厶(У)—
—[г 1底/； (гА) + 卩丿 1 (г А)]丿2 (К)'
Общее решение уравнения свободных радиальных колебаний ствола будет иметь вид
ООГ_
% = £ 4兄 cos*3+E BkRk sin сЛЛ (4. 12) 森—1k7
Произвольные постоянные Ak и Bk могут быть найдены из рассмотрения начальных условий. При /=0, 〃i=屮(г) и 甯=屮，(Г).
Период основного тона свободных колебаний сД^Г=2л.
Откуда Т =, где 九卜——наименьший корень трансцендентного уравнения
(4.Н).
Наименьший корень уравнения (4.11) будем находить для различных отношений наружного радиуса Г2 к внутреннему 几
Если обозначить Хгх=а, то Хг2=ла. При 卩=丁 уравнение (4.11) примет вид
[3a/；(a)+/i(a)] [3aaJ]®a)+，2(aa)]—
—[3oa/；(aa) + j\(aa)] [За厶(<1)+厶(叫=。(4. 13)
64425.161
На основании свойств функций Бесселя запишем
丿 1 (°0 — /ю(а)@ 厶(°0，
У； (а(х)厶0(。虱)一'—J] (act); /(")厶0 (a) a /2(a)，
/ 2 (aa) — J 2g (aa ■—(aa).
(4. 14)
Подставляя значения из системы уравнений (4.14) в уравнение (4.13), получим
/ (а) = [За/10 (а) — 2厶(а)] [Заа% (аа) — 2厶 @а)]—
—[Заа丿 1G (act) — 2/1((з：а)] [3otJ2O(a) — 2J3 (ct)] =0.(4. 15)
Уравнение (4.15) решается отысканием наименьшего значения корня..
Рис. 4.2. График для определения корня трансцендентного уравнения
График изменения наименьшего значения корня трансцендентного уравнения в зависимости от отношения — приведен на рис. 4.2. ”
Подставляя в выражение для периода Т значение \к=—, получим формулу для определения периода основного тона сво- бодных радиальных колебаний ствола артиллерийского орудия
Г 2jv/"i
где ai ——значение наименьшего корня трансцендентного уравнения, определяемое по графику в зависимости от толщины стенок ствола..
Из графика рис. 4.2 видно, что минимальный корень уменьшается с увеличением толщины стенки ствола. Следовательно, период свободных радиальных колебаний ствола будет тем больше, чем больше калибр ствола и относительно больше толщина его стенок.
.2. ПОПЕРЕЧНЫЕ КОЛЕБАНИЯ
Под поперечными колебаниями ствола понимаются такие колебания, при которых элементы поперечного сечения ствола перемещаются во времени перпендикулярно статической оси канала ствола.
При приближенном решении задачи поперечных колебаний ствола будем предполагать, что ствол имеет постоянное поперечное сечение, у которого движение каждого из его элементов представляет собой перемещение в направлении, перпендикулярном оси канала ствола. Поэтому для определения периода свободных поперечных колебаний ствола составим уравнение равновесия изогнутой оси ствола, что значительно упрощается для случая слабого изгиба ствола. Изгиб ствола можно считать слабым, если направление касательной к оси медленно меняется вдоль его длины, т. е. производная ~~ мала. Радиус поперечного изгиба ствола в вертикальной, а также и в горизонтальной плоскостях намного превосходит длину ствола. Поэтому в качестве первоначальной исходной формы поперечных колебаний ствола можно принять форму изгиба, отвечающую статическому прогибу от погонной массы передней части ствола, записываемому в виде
(4/6)
Где /2 亠 момент инерции поперечного сечения ствола,
л64л64(0一吟(0一吟
л
64
л
64
(0一吟
(0一吟
——прогиб ствола, зависящий от координаты z;
——погонная нагрузка.
Уравнение колебательного движения ствола получим, если в уравнении равновесия (4.16) заменим погонную нагрузку 7 произведением ускорения 畔 на массу единицы длины ствола
予察十e/黑=。.予察十e/黑=。.(4.17)(4.17)
予察十e/黑=。.
予察十e/黑=。.
(4.17)
(4.17)
Решение уравнения (4.17) можно записать как
у = % ⑶ СО5((ъ/ +(Х),(4. 18)
где 9о(2)——новая переменная, зависящая от координаты z；
(о ■— круговая частота;
а — начальная фаза колебаний.
Подставляя значение у, определяемое (4.18) в уравнение (4.17), получим
嘰' = /4%,(4. 19)
где Л4=со2 匀二.(4. 20)
Общий интеграл уравнения (4.19)'
% = А sin kz'4~В cos kz-[-Dchkz~]-C sh kz1
или} (4.21)
y = cos(<o/+(x)(A sin kz*В cos kz-\-Doh kz~\-C sh kz})где А, В, С и D —— постоянные интегрирования, определяемыеиз начальных условий.
Рис. 4. 3. Расчетная схема для определения попе-речных колебаний ствола
Для решения задачи по определению периода свободных поперечных колебаний ствола часто рассматривают переднюю часть ствола, как заделанную на одном конце (в передней опо* ре люльки) и свободную на другом (рис. 4.3).
При таких допущениях начальные условия определяются следующим образом. На заданном конце при z = 0 прогиб у = 0 и девиация / = 0. На свободном конце при z = Z перерезывающая сила и момент сил также равны нулю. Поэтому при z = /, у"= =у‘" = 0. Для определения постоянных интегрирования последовательно продифференцируем уравнение (4.21), в результате которого получим
(4.22)(4.22)“；^р / cos kz — Е sin kz+(? ch kz + D sh kz\ 专 y；= —A sin kz— В cos kz^-Csh kz~\-Doh 辰:； + ^；=—A cos kz-^B sin kz~\-C ohkz^ Dshkz.
(4.22)
(4.22)
При 2 = 0 yo=yJ=O, поэтому из уравнения (4.21) и первого уравнения системы (4.22) будем иметь
£> = —Е; С = —，
При z—l у；=у；=О и, следовательно, из второго уравнения системы уравнений (4.22), имея в виду значения для D н С, получим
A sin kl + В cos kl-]- Ash klВ chkl=Q;
—A cos kl~\-B sin 亙一A ch 友 + Esh ①=0.
Преобразовав последние уравнения, найдем
Л (sin 班+ sh 砌+ E(cos H-j-ch 必)=0;(4.23)
—A (cos kl + ch 左/) + 8 (sin 左Z ——sh kl) = 0.(4.24)
Уравнения (4.23) и (4.24) являются однородными относительно постоянных интегрирования Л и В. Эти уравнения допускают решение, отличное от нуля тогда, когда определитель равен нулю, т. е. когда
(sin 瓦+ sh 瓦)(sin 友一sh kl) + (cos kl 4-ch kl) (cos kl + ch kl)=0.
Раскрывая определитель и делая необходимые преобразования, получим
cos 亙 ch 亙+ 1 = 0.(4.25)
Трансцендентное уравнение (4.25) определяет значения 玄 при которых функция у удовлетворяет условиям закрепления передней части ствола. Графическое решение уравнения (4.25) позволяет установить, что равенство выполняется в том случае, если 々2= 1,875, 4,694, 7,855, 10,996 и т. д.
Подставляя в равенство (4.25) значение 財 определяемое (4.20), получим формулу для определения частоты поперечных колебаний ствола, представленного в виде цилиндрической консоли
з = 3,5片〃 Jg ,(4. 26)
где g ——скорость распространения поперечных колебаний
Применительно к стволу артиллерийского орудия, имеющего внутренний а и наружный7*2 радиусы, будем иметь
4л (г； — г；)4
Окончательно, подставляя значение — в формулу (4.26), по- лучим
3= 1,758* 吟可(4.27)
Для сплошной цилиндрической консоли с постоянным радиусом г
3=1,758 等 г.(4.28)
Наибольший период свободных поперечных колебаний ствола будет при n= 1, который определяется по формуле
7 3,570/2
Число колебаний в единицу времени
N = 0,2：$ 丿乔彳；(4.30>
В связи с увеличением длины стволов и повышением скорострельности артиллерийских орудий нужно исследовать влияние
Рис. 4.4. Расчетная схема консольной части ствола
поперечных колебаний стволов на кучность и точность стрельбы. Поэтому возникает необходимость в более строгом решении задачи по определению периодов и частот поперечных колебаний, т. е. представляется целесообразным получить аналитическое решение с учетом изменения поперечного сечения консольной части ствола.
Консольную часть ствола артиллерийского орудия будем рассматривать как конус (рис. 4.4).<
При таком предположении уравнение поперечных колебаний ■ствола записывается в виде
02g02g02病02病(4.31)(4.31)
02g
02g
02病
02病
(4.31)
(4.31)
где 加z — погонная масса сечения ствола;
F(t)——возмущающая сила, изменяющаяся по произвольному закону во времени.
При F(t) =0 уравнение (4.31) запишется
他需+言但磽)"(4.31a)
Уравнение (4.31а) достоверно описывает свободные поперечные колебания ствола, но решить его аналитически трудно, так как изменение массы и моментов инерции сечений ствола по длине не могут быть с большей точностью выражены аналитическими зависимостями. Уравнение (4.31а) может быть решено, если принять форму колебаний ствола синусоидальными, т. е. y = uz sin со/. В этом случае производные — и —, входя-
хцяе в уравнение, могут быть соответственно выражены
—=—-SIHИ — =—Sin ш/.
0220z20/2%
После подстановки в уравнение (4.31) получим
EgEg(4. 32)(4. 32)
Eg
Eg
(4. 32)
(4. 32)
Площадь поперечного сечения ствола s? и момент инерции ствола применительно к нашему случаю решения задачи будут определяться формулами
Подставляя значения s2 и /z в уравнение (4.32), получим
После преобразований последнее уравнение может быть записано
(4. 33)(4. 33)
(4. 33)
(4. 33)
Дня решения уравнения (4.33) произведем замену переменной в следующем виде
<4.34)
гдех — новая переменная;
q — плотность металла ствола.
При новой переменной уравнение (4.33) запишется
”d*2 [ dx2 ]
ИЛИ
“『土言俨用土言伊警力(4.35)
Форма записи уравнения (4.35) позволяет утверждать, что решение следует искать в двух видах, т. е.
专言尸誓卜一外；(4.35а)
奏专［炉警］= +人•(4.356)
В тождественности записи уравнений (4.35а), (4.356) и (4.35) убедиться нетрудно.
Перепишем уравнение (4.35)
%*+% 色十 3&=0.(4. 36).
Решение уравнения (4.36) ищем, разлагая функцию их в степенной ряд
" %。()"rf-a］x +。2"^2 +。3%3 f -...；
警=a1 + 2a城+配3炉+4a4x4 +…；岩=2必 + 6a3x + 12a4炉+20aR 十....
Подставив значения 勿*，弊 и в уравнение (4. 36), получим^ 。0 +。1元 + a2"2 + 能不3 + 04X4 + .. .(2能 + 6能x + 12。4*2 + + 2005炉 + • • •) x + 3 仇 + 2a,+3能炉 + 4a4炉 + …)=0.
Сравнивая коэффициенты, замечаем, что
里.里.c— W .c— W .“2 — ДрI?""一3.8.15“2 — ДрI?""一3.8.15_ 一a3W4一 一 №"3，8・15・24_ 一a3W4一 一 №"3，8・15・24
里.
里.
c— W .
c— W .
“2 — Др
I?""一3.8.15
“2 — Др
I?""一3.8.15
_ 一a3W
4一 一 №"3，8・15・24
_ 一a3W
4一 一 №"3，8・15・24
〃％=。0 (1〃％=。0 (1Следовательно, функция 〃％ может быть представлена выражением
〃％=。0 (1
〃％=。0 (1
Т 十森一 3 815 十 3 815-24 一 3-8-15-24-35 十
Аналогичные рассуждения позволяют получить и решение уравнения (4.356), т. е.
Граничными условиями будут следующие.В месте заделки, т. е. в основании конуса, при 之=厶 〃z = ° иГраничными условиями будут следующие.В месте заделки, т. е. в основании конуса, при 之=厶 〃z = ° и“『СоО+^+^ + Т^+з 8；： 24+• (4.37а) \ О О'О 5'О'!□ О*О'1Э'/^/
Граничными условиями будут следующие.
В месте заделки, т. е. в основании конуса, при 之=厶 〃z = ° и
Граничными условиями будут следующие.
В месте заделки, т. е. в основании конуса, при 之=厶 〃z = ° и
也^=0, а для дульного среза ствола, т. е. в вершине конуса, 1фи 之=0 竺^ = 0 и 纟^ = 0.
Применительно к полученным решениям преобразуем гранич- „з duz dux dx
ные условия для новой переменной —=——；
d2az—d2ax (& )2. ^Uz d^ux !dx \3
На основании выражения (4.34) можно записать ^― == -^―
\dz ) \Rcz I \ dz 丿 ScJ
Анализ полученных зависимостей позволяет утверждать, что граничные условия остались прежними и что для удовлетворения—=0 необходимо, чтобы в уравнении (4.37а) Оо было dx
равным нулю, так как только в этом случае —^-=-^- =v.
Из уравнения (4.37а) следует, что оно теряет физический смысл и зависимость (4.35) может решаться только применительно к выражению (4.35а), для которого uz<0.
При анализе выражения (4.37) также приходим к выводу, что для удовлетворения граничных условий при z = 0 необходи-
mo, чтобы а。было равно нулю. А это позволяет утверждать, что функция их при z=0 тождественно равна нулю.
Рассмотрим граничные условия при z=/ применительно к уравнению (4.37а). При г=1 значение х определится выражением (4.34), тогда
^x~^ ( 1^x~^ ( 1"T :森1 I 2x"T :森1 I 2x3-8-15 1 3-8-15-243-8-15 1 3-8-15-244*34*3dxИЛИdxИЛИ33-8 3-8-15 ' 3-8-15-2433-8 3-8-15 ' 3-8-15-2433113-82%3-82%—1=о；—1=о；3-8-15 I 3-8-15-24 3-8-15-24-353-8-15 I 3-8-15-24 3-8-15-24-35-]-...=0;(4. 38)-]-...=0;(4. 38)3*23*24*з4*з5*45*433-8 3-8-15 1 3-8-15-24 3-8-15-24-3533-8 3-8-15 1 3-8-15-24 3-8-15-24-35卜…=0. (4.38a)卜…=0. (4.38a)
^x~^ ( 1
^x~^ ( 1
"T :森
1 I 2x
"T :森
1 I 2x
3-8-15 1 3-8-15-24
3-8-15 1 3-8-15-24
4*3
4*3
dx
ИЛИ
dx
ИЛИ
33-8 3-8-15 ' 3-8-15-24
33-8 3-8-15 ' 3-8-15-24
3
3
1
1
3-8
2%
3-8
2%
—1=о；
—1=о；
3-8-15 I 3-8-15-24 3-8-15-24-35
3-8-15 I 3-8-15-24 3-8-15-24-35
-]-...=0;(4. 38)
-]-...=0;(4. 38)
3*2
3*2
4*з
4*з
5*4
5*4
33-8 3-8-15 1 3-8-15-24 3-8-15-24-35
33-8 3-8-15 1 3-8-15-24 3-8-15-24-35
卜…=0. (4.38a)
卜…=0. (4.38a)
Решение уравнения (4.38) и (4.38а) Позволяет получить наименьшие корни этих уравнений. Для уравнения (4.38) наимень-
Рнс. 4.5. Первая уточненная расчетная схема консольной части стволаРнс. 4.5. Первая уточненная расчетная схема консольной части ствола
Рнс. 4.5. Первая уточненная расчетная схема консольной части ствола
Рнс. 4.5. Первая уточненная расчетная схема консольной части ствола
шими корнями являются %1 = 6,5973 и %2= 17,371. Для уравнения (4.38а) наименьшим корнем будет х/= 10,1766.
Найденные значения наименьших корней уравнения (4.38) и (4.38‘)позволяют определить частоты первого и второго тонов поперечных колебаний стволов артиллерийских орудий.
Действительно, при z=l на основании уравнения (4.34) и полученного значения корня х/= 10,1766, частота первого тона колебаний будет определяться
^ = 0,8100?^^ . (4. 39)
Далее для уточнения решения уподобим консольную часть- ствола усеченному конусу с радиусом большего основания Ri% радиусом меньшего основания R。(рис. 4.5).
Применительно к рассмотренному случаю запишем
s^s^nR2Q + 20)2nR2Q + 20)2(2+%)2；(2+%)2；
s^
s^
nR2
Q + 20)2
nR2
Q + 20)2
(2+%)2；
(2+%)2；
z 4(Z + z°)4【丁
Заменим переменную следующим образом
*=%(/ + %) (&十2)・(4.40)
Имеем в виду, что вид дифференциального уравнения (4.35) не меняется, следовательно, не меняется и общий вид полученного решения (4.37). Тогда при z=k принимает некоторое значение N н на основании выражения (4.40) получим
s =kN/2s =kN/2(2 + кА(2 + кА
s =kN/2
s =kN/2
(2 + кА
(2 + кА
Поскольку величина z0 зависит от Ro, то последнее выражение может быть представлено
3=空殷 ср (%),(4.41)
где(р(^о)——некоторая функция, зависящая от Ro.
Для отыскания значения разложим функцию(p(Ro) в степен- яой ряд
平(Ro)== а。十 ％/?()…♦
.Для определения приближенного значения функции ограничимся двумя членами ряда. При этом воспользуемся следующими условиями.
При К=0 имеем конус, для которого
—叫凡) = 0,8100—^ —,
откуда 中(Ro) =0,8100 и, следовательно, ао=О,81ОО.
При Ao=Ri передняя часть ствола представляется в виде сплошного цилиндра, тогда
切=^^ 屮 Ю=0,2798?^?,
“0,5302
'следовательно, второй член разложения (1工=•
Найденные значения а0 и ai позволяют определить значение функции ср (/?0) = 0,8100 — 0,5302 ^~ .
Подставляя найденное значение функции(р(Ко) в уравнение (4.41), окончательно получим
(4.42)(4.42)31=(0,8 Ю0& —0,5302凡)也.
(4.42)
(4.42)
/2
Дальнейшее уточнение формулы (4.42) получим, если консольную часть ствола представим в виде усеченного конуса5 имеющего цилиндрический канал радиусом г】 (рис. 4.6).
Рис. 4.6. Вторая уточненная расчетная схема консольной части стволаРис. 4.6. Вторая уточненная расчетная схема консольной части ствола
Рис. 4.6. Вторая уточненная расчетная схема консольной части ствола
Рис. 4.6. Вторая уточненная расчетная схема консольной части ствола
Применительно к данному случаю решения задачи, если заменить отношение— через соответствующие величины с учетом геометрических размеров канала ствола, выражение для определения частоты свободных поперечных колебаний ствола может быть записано в виде
3 =笋Т/研7各(凡).
Разлагая функцию (р(7?0) в степенной ряд по степеням раз- ложения (Ao + 厂工) и поступая аналогично ранее изложенному, получим формулу для определения частоты первого тона свободных поперечных колебаний ствола
Ш1 =(0,8100 ]/^+?2 - 0,5302^ .(4.43)
Эта формула является общей и отражает все расчетные схемы ствола, применяемые в инженерной практике.
Действительно, при ^。二^! и /*1 = 0, т. е. применительно к сплошному цилиндру, формула (4.43) принимает вид
31 = 0,2798 警 а
Для определения второго тона поперечных колебаний ствола можно воспользоваться вторым наименьшим корнем уравнения (4.38), т. е. %2= 17,371. При этом значении корня формула для определения частоты второго тона свободных поперечных колебаний ствола запишется
『(1,3823]/^Й + 0,3711]Л^Ч^)警.(4.44)
В заключение заметим, что формулы (4.43) и (4.44) позволяют достоверно определить частоты свободных поперечных колебаний стволов, так как расчетная схема ствола в большей степени приближается к действительным геометрическим размерам и условиям закрепления передней части ствола артиллерийского орудия.
3. КОЛЕБАНИЯ КРУЧЕНИЯ
Под колебаниями кручения ствола понимаются такие колебания, при которых каждое поперечное сечение ствола, оставаясь в своей плоскости, поворачиваются во времени относительно оси канала ствола.
Рис. 4.7. Пары сил, действующие на элемент ствола при крутильных колебанияхРис. 4.7. Пары сил, действующие на элемент ствола при крутильных колебаниях
Рис. 4.7. Пары сил, действующие на элемент ствола при крутильных колебаниях
Рис. 4.7. Пары сил, действующие на элемент ствола при крутильных колебаниях
Уравнение крутильных колебаний можно получить, если рассмотреть силы, действующие на элемент ствола бесконечно малой длины dz (рис. 4.7). Пусть крутящий момент, действующий в сечении /——/,
м-01^
а крутящий момент, действующий в сечении II——//>
М + dM=О/рМ + dM=О/р
М + dM=О/р
М + dM=О/р
где G — модуль сдвига;где G — модуль сдвига;dz,dz,
где G — модуль сдвига;
где G — модуль сдвига;
dz,
dz,
0 ——угол поворота сечения;
/р ——полярный момент инерции элемента ствола. Результирующий момент, действующий на элемент длиной
GK 也+ qdz-O/p — = G/p —
P dz I 022P dz ?。22
Если средний угол поворота элемента равен 0, то уравнение крутильных колебаний запишется
「88^20
/ P d灸
6269 d?8 八,4 g
или孤一弋^ = °，(4.45)
где Cr ——скорость распространения крутильных колебаний
Уравнение свободных колебаний кручения ствола (4.45) аналогично уравнению свободных продольных колебаний. Следовательно, решение уравнения (4.45) может быть представлено в виде
e=5cos (<oKZ-[-a) sin 焼z,
где В ——постоянная интегрирования.
Для определения частот крутильных колебаний уподобим ' ствол цилиндрической трубе с одним концом свободным и другим, жестко закрепленным в казеннике.
На закрепленном конце ствола при z=0 0=0, а на свободном конце при z = L —=0. Следовательно,
*=bcos (u)J + a) cos kKL=0.
Последнее уравнение удовлетворяется при cos йкА=О, т. е. при
V=^(2«+l),
где тг — целые числа (1, 2, 3, ..zz).
Частота крутильных колебаний
%=舞3+1).
Наибольший период свободных колебаний кручения ствола при n= 1 будет
4 Л
^тах = -^- 丁 •(4・ 46) •
УГОЛ ВЫЛЕТА
Общие сведения
Углом вылета называется угол, составленный вектором начальной скорости снаряда и начальным положением касательной к действительной оси канала в дульной части ствола в момент, предшествующий выстрелу.
Под вертикальным и горизонтальным углами вылета понимаются проекции пространственного угла вылета соответственно на вертикальную и на горизонтальную плоскости.
Рис. 4. 8. Составляющие углы вылета
В артиллерийской практике под вертикальным углом вылета часто понимают угол, образованный линией выстрела и линией бросания и характеризует несовпадение направлений линии бросания в момент вылета снаряда и оси канала ствола до выстрела.
Действительный вертикальный угол вылета 丫 слагается из геометрической суммы проекций на вертикальную плоскость шести пространственных углов (рис. 4.8):
y = 0 - ¥= 土Yq一Y0+YY一Y71+九 ± Yr，
где 0 — угол бросания;
ср ——угол возвышения;
Yq — дульный угол, возникающий вследствие производственной кривизны канала, измеряемой между хордой, проведенной через перекрестия на концах ствола, и касательной к действительной статической оси канала на дульном участке ствола;
Y?——угол от прогиба дульной части ствола под влиянием собственной массы;
Ут ——угол, возникающий вследствие динамического изгиба ствола как упругого тела к моменту вылета снаряда;
Y中 ——угол от поворота ствола вокруг цапф качающейся части, измеряемый углом между хордой, проведенной через перекрестия на концах ствола в статическом положении перед выстрелом и в момент вылета снаряда. Угол Yy характеризует абсолютный поворот ствола вокруг цапфы орудия；
7(0 — угол между вектором поступательной скорости снаряда и равнодействующим вектором поступательной и поперечной скорости снаряда в момент его вылета из канала ствола;
Тт ——угол, возникающий вследствие изгиба ствола, вызываемого неравномерным нагревом его стенок из-за наличия разностенности.
Дульный угол Yq возникает вследствие производственных погрешностей, появляющихся при изготовлении ствола. Этот угол не является стабильным и зависит от совершенства технологии термической и механической обработок стволов, от длины ствола и других факторов.
Составляющие угла вылета yq и 丫^ являются постоянными для данного ствола. Влияние этих углов на кучность стрельбы в значительной степени можно устранить выверкой прицельных приспособлений.
Составляющие угла вылета 丫小 丫屮 и 丫① возникают вследствие динамического характера воздействия внешних сил, действующих на ствол и качающуюся часть орудия в целом.
Величины этих углов не являются постоянными и зависят от конструкции ствола, качающейся части и условий вылета.
Для каждого орудия углы у,], 丫中,丫^ и 丫丁 являются различными. Наибольшее влияние на величину этих углов оказывают степень кривизны канала ствола, величина разностенности, жесткости ствола и качающейся части. Существенное влияние на образование угла 丫① и его величину оказывает скорость поворота дульной части ствола к моменту вылета снаряда из канала ствола.
Статический изгиб ствола
Под статическим изгибом ствола понимается упругий изгиб ствола под действием собственной массы в боевом положении орудия до выстрела. Искомая форма изгиба передней части ствола от собственной массы определяется решением уравнения
qq(4.47)(4.47)d4y
q
q
(4.47)
(4.47)
dz4 EI
Последовательным интегрированием уравнения (4.47) нахо-
ДИМ
=(4.48)
9"=爲+ GZ 十&；(4.49)
9'=務+В^ + с/+сз；(4.50)
9=磊+^炉+号炉 + Q2 +，4.(4.51)
Рассмотрим наиболее общий случай (рис. 4.9), при котором положение центра тяжести ствола находится впереди передней
zzРис. 4. 9. Статический изгиб стволаРис. 4. 9. Статический изгиб ствола
z
z
Рис. 4. 9. Статический изгиб ствола
Рис. 4. 9. Статический изгиб ствола
направляющей обоймы люльки. За начало координат примем середину передней обоймы, а положительным направлением по оси z будет направление по оси канала ствола вправо.
При таком закреплении ствола граничные условия:
—для опертой средней части ствола на передней обойме люльки
z=0 и у = 0;
——для опертой задней части ствола на задней обойме люльки, т. е. при z = ——Z兀 прогиб примем равным величине диаметрального зазора у=—Д;
Для свободного конца ствола, т. е. при z — l, перерезывающая сила Q и изгибающий момент М равны нулю и, следовательно, при 2=/ у" = 0 н *"=0・
В соответствии с такими граничными условиями уравнения (4.48)——(4.51) запишутся в следующем виде:
〃2 2^7〃2 2^7U+&=o；U+&=o；qiа7qiа7卜&=0・卜&=0・
〃2 2^7
〃2 2^7
U+&=o；
U+&=o；
qi
а7
qi
а7
卜&=0・
卜&=0・
Совместное решение последних уравнений дает возможность определить постоянные интегрирования
%=豔修+ 4/+6GH%=豔修+ 4/+6GH〃22ЫД〃22ЫД
%=豔修+ 4/+6GH
%=豔修+ 4/+6GH
〃22Ы
Д
〃22Ы
Д
Подставляя найденные значения постоянных интегрирова- ния в уравнение (4.51), получим уравнение, которое будет оп- р ед ел ять форму изгиба ствола под влиянием собственной массы
"=詣 3 — 4/z + 6/2)# + ikZ 僚十 ％/ + 6制 + 竽.(4. 52)
Рис. 4.110. К определению угла вылета от статического изгиба стволаРис. 4.110. К определению угла вылета от статического изгиба ствола
Рис. 4.110. К определению угла вылета от статического изгиба ствола
Рис. 4.110. К определению угла вылета от статического изгиба ствола
Максимальное значение прогиба в дульной части ствола
"тах = ^ +為-(仪 + 4人/+6/2)+^ .(4.53)
В случае размещения центра тяжести ствола между обойма- мн при рассмотрении граничных условий положение оси канала ствола на задней опоре необходимо принять 之=厶 g=0, т. е. А = °・ Тогда уравнение (4.52) примет вид'
9=急［(炉 _ 4/Z + 6/2) 2? + 传 + 4〃 + 6/2"词.(4. 54)
При наличии дульного тормоза изгиб ствола под действием его массы ^д.т будет
%.т =寄(3/-?)•
При z=l
=(4.55)
Суммарный прогиб ствола составит
Рст=^ + %.т・
Найденное суммарное значение прогиба дульной части ство^ ла позволяет определить и составляющую угла вылета 、q （рис. 4.10）
W = （^LrV"（丄56）
Динамический изгиб ствола
Под динамическим изгибом ствола понимается упругий изгиб, вызываемый действием на ствол внешних сил, возникающих вследствие движения снаряда по каналу и поворота качающейся части орудия при выстреле.
Главными возмущающими силами, предопределяющими динамический изгиб ствола, являются: равнодействующая силы давления пороховых газов на дно канала ствола 户侬,сила сопротивления откату R, центробежная сила снаряда F. Перечисленные силы обусловливают возникновение моментов, которые, в конечном итоге, и приводят к динамическому изгибу ствола.
Из конструктивных параметров наибольшее влияние на динамический изгиб оказывает жесткость ствола и особенно жесткость его консольной части. С повышением жесткости ствола динамический изгиб уменьшается, а при относительно большой жесткости ствол при выстреле практически будет перемещаться как абсолютно жесткое тело. В этом случае величиной динамического изгиба ствола при определении угла вылета можно пренебречь.
Значительное влияние на рассеяние углов вылета оказывают колебания третьего тона, в то время как колебания второго и первого тонов мало влияют на рассеяние углов вылета вследствие того, что при вибрациях ствола первого и второго тонов рассеяние углов вылета невелико, и их величина определяется другими факторами, не связанными с динамическим изгибом ствола.
Для определения *угла, вызываемого динамическим изгибом ствола, можно воспользоваться полуэмпирическими формулами, полученными различными исследованиями.修
Одна из первых таких формул имела следующий вид： ；
Y1=券（256 + &硝〃，（4.57）
где 5П — экваториальный момент инерции части ствола, лежащей впереди сечения, отвечающего максимальному давлению пороховых газов；
Вк ——экваториальный момент инерции качающейся части ствола;
Рннт ——наибольшее значение равнодействующей силы давления пороховых газов;
е ——плечо динамической пары;
Rn ——сила сопротивления откату в момент выхода снаряда из канала ствола;
d ——плечо действия силы R, представляющее собой расстояние от оси цапф до центра тяжести откатных частей;
/щ一расстояние, измеряемое по оси канала ствола от оси цапф до сечения, отвечающего максимальному давлению пороховых газов.
Опытными исследованиями установлено, что динамический изгиб ствола, помимо перечисленных выше факторов, в значительной степени зависит также и от центробежной силы снаряда. Поэтому в отличие от формулы (4.57) была предложена формула, учитывающая влияние центробежной силы снаряда
Y产鳥+ 替(4.58)
где 加——масса снаряда;
q ——радиус кривизны ствола в момент выхода снаряда из канала;.
/ц—расстояние от оси цапф до дульного среза ствола.
Формулы (4.57) и (4.58) дают возможность оценить влияние конструкции ствола и качающейся части орудия на рассеивание углов вылета.
Угол поворота качающейся части орудия при выстреле
Под влиянием сил, действующих на качающуюся часть орудия при выстреле (рис. 4.11), качающаяся часть вращается от-
Рис. 4. 11. Схема сил и моментов, действующих на качающуюся- часть орудия при выстреле
носительно цапф и за время движения снаряда по каналу поворачивается с некоторой угловой скоростью на угол у%
Для определения составляющей угла вылета, вызванного поворотом качающейся части орудия примем следующие . допущения:
качающаяся часть орудия, включая люльку, противооткатные устройства и ствол представляют собой абсолютно жесткое тело с постоянным радиусом кривизны q;
ось цапф к моменту вылета снаряда из канала ствола остается неподвижной;
ствол вместе со всей качающейся частью вращается вокруг оси цапф;
момент силы от уравновешивающего механизма больше момента веса качающейся части, т. е. АМ〉0・
Для определения составляющей угла вылета 丫中 составим уравнение вращательного движения качающейся части орудия при выстреле. При принятых допущениях за время движения снаряда по каналу ствола оно может быть записано на основании теоремы механики о моменте количества движения системы:
(4.59)，
Момент количества движения качающейся части орудия относительно оси цапф GK.o равен
4。=蹑+a.。+а.。，(4.60)
где бл.о ——момент количества движения люльки
Ол.о=Вл^,(4.61)，
Вл.о ——момент инерции люльки относительно оси цапф;, Go.o ——момент количества движения откатных частей
Оо.а^=^^У yx + v.V zy\,
Gc.o ——момент количества движения снаряда; 模 ——элементарная масса.
После проведения преобразований выражение для момента количества движения откатных частей запишется
О^^^Л-y^Myd,(4.62)'
где Af0 — масса откатных частей;
V ——скорость движения откатных частей.
Момент количества движения снаряда
4.。= 一大 2 ас (т + 員)一加0 ("+e).(4. 63)
Подставляя значения для моментов количества движения- Сл 0, Go.o и Gc.o в уравнение (4. 60), получим
оке = 8л.。% + Y\ 工 出(炉 + 川 + М(У" + 心 e 氏(峻 + k) 一
—加矶d + e).(4. 64}
Производная от момента количества движения качающейся расти по времени после проведения соответствующих преобразований будет иметь вид
~=+2Y„(М^-mvx) + Mad®+0 畔；(4.65)
勿atdt
где jBk.o ——момент инерции качающейся части относительно оси
цапф;
Е — путь отката;
х ——путь движения снаряда по каналу ствола.
Для дальнейшего преобразования уравнения (4.65) зуем уравнение движения снаряда
m==РeЙ -
dt сн *
или, так как Рсн》Е
dv сm Рен,dt сн
и уравнение движения откатных частей
то с учетом которых при РС^Р^ (4.59) запишется
^~ =舔后+2% (ММ — mvx)~ Р^е 一 Rd、
исполь-исполь-у。у。(4. 66)(4. 66)момен-момен-Преобразуем правую часть уравнения (4.59). Сумма тов сил, действующих на качающуюся часть орудия относитель- 'но оси цапф
исполь-
исполь-
у。
у。
(4. 66)
(4. 66)
момен-
момен-
£ 加尸。=厶加 + Q/ cos 屮一恥。一〃* + -^ 厶一мт,(4. 67)
где Qo — вес откатных частей;
〃一реакция зуба шестерни сектора подъемного механизма;
Qo ——радиус начальной окружности сектора подъемного механизма;
/х — плечо силы тяжести снаряда относительно оси цапф; Л1т ——момент сил трения в цапфах люльки, который принимаем пропорциональным угловой скорости поворота качающейся части орудия
AfT = ftY<p, 左 ——коэффициент пропорциональности.
Момент реакции зуба шестерни вала подъемного механизма может быть представлен как произведение угловой жесткости подъемного механизма на угол поворота
辽 Qo = CYp.
Принимая во внимание последние два выражения и под^ ставляя их значение в уравнение (4.67), будем иметь
£AfF°=AM + Q°xcos<p —Sp—〃*Н^厶一力％.
Подставляя в уравнение (4.59) значения ~~^ (4.66) и SAfFo> получим
凡・$+[2 (М<УЕ - mvx) + k] у^-су^ =
=Pf{/ + Rd + AM + Qo* cos<P~|—^厶一0&(4・ 68)
В практических расчетах по определению угла поворота качающейся части орудия в момент времени, отвечающий 左 силы Кориолиса откатных частей и снаряда без больших погрешностей в результатах расчета можно принимать равными, тогда уравнение (4.68) может быть переписано таким образом
К+2入正+炉Y,= ， (4. 68а)
где % ——коэффициент затухания поперечных колебаний, который определяется опытным путем и для существующих орудий изменяется от 2,5 до 4,0;
0)= ]^/^^ частота собственных поперечных колебаний ка
чающейся части
£M(/) = PKHe + Rd + AM + Q/cos<p+—^/x-〃* - текущее, значение суммарного момента, которое за время движения снаряда по каналу ствола определяется графически. Графики изменения составляющих моментов в функции от времени приведены на рис. 4.12.
При построении составляющих моментов в одном масштаба график суммарного момента определяется алгебраической суммой составляющих моментов (рис. 4.13). Наличие графика изменения суммарного момента (см. рис. 4.13) позволяет решение уравнения (4.68а) производить по участкам, на которых за
время Af изменение суммарного момента принимается линейным
илиМ=Мт+外，
тде "= 丘 一 一угловой коэффициент изменения суммар
ного момента.
Рис. 4. 12. Графики изменения составляющих моментов в функции времени
Если принять значение экваториального момента инерции качающейся части орудия постоянным на интервале изменения △£, то дифференциальное уравнение движения при линейном из- мененнн правой части этого уравнения будет иметь следующее решение」
Yp=卜 р。cos 加+ %：% Sin pg" 4-
+ 言［1i一"（『m " + cos叫 +
+ 忌［‘一*（宁 Sin w一2入 cos 加）_ ^］ ,（4. 69）
где/2 —частота собственных поперечных колебаний качающейся qacra с учетом затухания колебаний
y/炉一М；
丫中6 — начальный угол поворота качающейся части с учетом . рассматриваемого участка;
彳屮° —начальная скорость поворота качающейся части в тот же момент времени.
Рис. 4. 13. График изменения суммарного момента
Для определения угла поворота качающейся части на первом участке, т. е. при £=0 7?0 = 7?0=0. Следовательно, для первого участка уравнение (4. 69) упрощается и принимает вид
Влияние угловой скорости поворота дульной части ствола на угол вылета
Составляющая угла вылета Ym вызывается угловой скоростью поворота дульной части ствола к моменту вылета снаряда；
Рис. 4. 14. К определению угловой скорости поворота дульной части ствола
из канала (рис. 4.14). На образование и величину этого угла, помимо скорости поворота дульной части ствола, определяющее
влияние оказывает и дульная скорость снаряда. На основании рис. 4.14 можно записать
tg Y<o=~
илиtg Y3=上学山…,
Од
■где /口‘ ——расстояние от дульного среза до оси цапф орудия, измеренное по оси канала ствола.
Полагая вследствие малости углов' tgY^^ 7Ш, получим окончательное выражение для определения угла 丫⑦
?3=》子& .(4.71)
Влияние нагрева ствола на.угол вылета
Вследствие неодинаковой толщины стенок тонкая стенка поперечного сечения ствола при выстреле разогревается до более высокой температуры, чем противоположная толстая стенка.
При односторонней разностенности противоположные стенки, нагретые до разной температуры, получают различные температурные удлинения вдоль оси канала ствола. Вследствие различного удлинения противоположных сторон ствола происходит его искривление и, следовательно, образование составляющей угла вылета ^т.
Для определения 丫工 будем предполагать, что участок ствола с длиной / ограничен с торцев абсолютно жесткими стенками. При таком предположении стенки ствола не могут удлиняться в продольном направлении и в них возникнут осевые напряжения.
Относительная осевая деформация для точки ствола, определяемой координатами 0 и с при свободном расширении может быть найдена из формулы
W = a"Qr)_g,
где a ——коэффициент линейного расширения;
АГ — перепад температур；
о2° — осевое напряжение в точке, определяемое координатами 0 и г.
При отсутствии расширения е2°=0 осевое напряжение
吧=aAТ(8,Г)七.(4.72)
Изгибающий момент, действующий в каждом поперечном сечении ствола,
闵=j a^zdss
илиMR = J o^r cos Ms.
Заменим в последнем выражении величину ds ее значением- и, подставляя значение осевого напряжения (4.72) в последнее- выражение, получим
Af： = j адГ (9, г) Er cos MBdr.(4.73)，
s
Из формулы (4.73) следует, что для определения изгибающего момента необходимо знать функциональную зависимость, распределения перепадов температур по поперечному сечению- разностенного ствола
AW，r)=A&(l+c2 + Vl~ 1±^1^т2-^ '2「2—「12
где АТ1 — максимальный диаметральный перепад температур； на внутренней поверхности ствола;
ДТ2 — максимальный перепад температур по наружной поверхности ствола в той же диаметральной плоскости..
Подставляя значение АТ(8, г) в уравнение (4.73), после интегрирования и проведения необходимых преобразований получим
們 Т)+們 Т)+А&—бА&—б(4.74)(4.74)
們 Т)+
們 Т)+
А&—б
А&—б
(4.74)
(4.74)
Величина изгибающего момента может быть выражена в таком виде
也=旦，(4.75)
и Q
где q — радиус кривизны рассматриваемого участка ствола.
Приравнивая правые части уравнений (4.74) и (4.75) и решая относительно q, запишем
e=戸：%2-7不.(4.76).
@ ("2- 6){3 + 4M策"：*”2- з.- с]}
Имея в виду, что угол 丫丁 связан с радиусом кривизны q соотношением,
YrYr1000・Z1000・Z
Yr
Yr
1000・Z
1000・Z
Окончательное выражение для определения составляющего угла вылета %丁 будет определяться формулой такого вида
Yt =Yt =qZS%—А&) 1022 (厂2 -厂1)qZS%—А&) 1022 (厂2 -厂1)Ь+тЬ+тj rWTj rWT(4.77)(4.77)
Yt =
Yt =
qZS%—А&) 102
2 (厂2 -厂1)
qZS%—А&) 102
2 (厂2 -厂1)
Ь+т
Ь+т
j rWT
j rWT
(4.77)
(4.77)
Упрощенный метод определения угла вылета
В соответствии с ранее выполненными исследованиями о влиянии различных факторов на образование и величину угла вылета все современные артиллерийские орудия могут быть разделены на три основные группы.
К артиллерийским орудиям первой группы относятся орудия, рассеивание углов вНлета в которых определяется виб- рациями стволов третьего тона, т. е. орудия с относительно малой жесткостью ствола. Поэтому определение углов вылета у орудий, относящихся к первой группе, представляет относительно сложную задачу.
Ко вто р о й группе относят такие орудия, кучность стрельбы в которых определяется вибрациями первого тона. Наконец, к третьей группе относят орудия с относительно короткими и жесткими стволами. Применительно к этой группе орудий решение задачи по определению угла вылета в значительной степени упрощается, так как без большой погрешности угол вылета может быть представлен геометрической суммой трех углов
Y=/+Ys ± Ут・
Кроме того, значительно также упрощается выражение для определения угла поворота качающейся части орудия 丫吋
Действительно, если в уравнении вращательного движения качающейся части орудия пренебречь второстепенными моментами, то уравнение (4.68) запишется
Yp=^-(P# +倣).4GoYp=^-(P# +倣).4Go(4.78)(4.78)
Yp=^-(P# +倣).4Go
Yp=^-(P# +倣).4Go
(4.78)
(4.78)
Выражение для угловой скорости поворота, отвечающего моменту выхода снаряда из канала ствола, будет
(4.79)(4.79)Q屮=^-(е j P^dt^d \ Rd/).
(4.79)
(4.79)
*° V 6о /
Для решения уравнения (4.79) необходимо определить импульс силы давления пороховых газов на дно канала за время /д и импульс силы сопротивления откату R за время движения снаряда по каналу ствола.
Импульс давления пороховых газов на дно канала за время /д в предположении свободного отката ствола равен количеству движения откатных частей, т. е.
^Р^=М^Л, о
где 1ГД — скорость свободного отката к моменту вылета снаряда из канала
К д+°,5е
Силу сопротивления откату R за время движения снаряда по каналу ствола примем изменяющейся по линейному закону
R=R计坛含t,
тогда\ ан或=■&^凡/■
0
При этих условиях скорость поворота качающейся части орудия к моменту вылета снаряда из канала ствола будет определяться
坤齐(& + £"“.(4.80)
绦.02以.0
Угол поворота качающейся части в тот же момент времени
После интегрирования последнего уравнения окончательная формула для определения угла поворота качающейся части орудия запишется в таком виде
_竺上 + (2& + &)d 步(4.81)
где 丄口 ——путь свободного отката к моменту вылета снаряда из канала ствола
/g [
尸 Qo + g + 心 л*
При определении угла и угловой скорости поворота качаю* щейся части орудия по формулам (4.80) и (4.81) величину экваториального момента инерции качающейся части определяют по одной из приближенных формул.
Значение составляющих углов вылета 丫① и Y? находят по формулам (4.71) и (4.77) соответственно.
5. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
Пример 4,1. Определить период основного тона свободных радиальных колебаний ствола 85-мм пушки при следующих исходных данных ri = 4,38 см^ Г2= 10,0 см； £ = 2,0- 10е кгс/см2; 丫 = 7,8・10一3 кгс/смз-卩=1/3.
L Значение наименьшего корня трансцендентного уравнения а】 опреде- лим в зависимости от отношения радиусов 2,28.
Из графика (см. rhc. 4. 2) находим ai = 0,60.
Скорость распространения радиальных колебаний
3. Период основного тона радиальных колебаний ствола3. Период основного тона радиальных колебаний ствола2几厂1 см2几厂1 см2・3,14・4,38525000*0,602・3,14・4,38525000*0,60=87-10-6=87-10-6с.с.
3. Период основного тона радиальных колебаний ствола
3. Период основного тона радиальных колебаний ствола
2几厂1 см
2几厂1 см
2・3,14・4,38
525000*0,60
2・3,14・4,38
525000*0,60
=87-10-6
=87-10-6
с.
с.
Так как время нарастания давления пороховых газов до максимального значения в стволе 85-мм пушки составляет 0,004 с, то при расчете стволов на давление пороховых газов следует исходить из условий действия статической нагрузки.
Пример 4.2. Определить частоты первого и второго тона свободных поперечных колебаний ствола 85-мм пушки при следующих дополнительных данных： наибольший наружный радиус в месте заделки ствола Ri = q=10,0 см; наименьший наружный радиус в дульной части ствола ^о=6,О см; длина передней (консольной) части ствола / = 310 см.
Скорость распространения поперечных колебаний
/2,0-106.9807,8。10-3/2,0-106.9807,8。10-3=5000 м/с、=5000 м/с、
/2,0-106.980
7,8。10-3
/2,0-106.980
7,8。10-3
=5000 м/с、
=5000 м/с、
Частота первого тона свободных поперечных колебаний
2・3,14・500031022・3,14・50003102（0,8100]/相十 “0,5302 歹码十片）込=
2・3,14・5000
3102
2・3,14・5000
3102
=(0,8100 /10,02 + 4,382 — о,5302 /О2 + 4,382)о】=160 1/с.
Частота второго тона свободных поперечных колебаний
S2 = (1,3823 Ur； + 片 + 0,3711 К 片 + 厂;)予У =
=(1,3823 /10,02 + 4,382 + 0,3711 /6,02 + 4,382)-竺产口°°°
01()2
a)2 = 580 1/с
Опытные значения частот составляют и/= 162 .1/с и иг/= 571 1/с соответственно.
Следовательно, расчетные значения частот хорошо согласуются с опытными данными.
Наибольшая погрешность в определении частот второго тона поперечных колебаний ствола может быть объяснена значительным влиянием жесткостей люльки, качающейся части и всего орудия в целом на величины второго и последующих тонов поперечных колебаний.
Пример 4. 3. Определить частоты первого и второго тона колебаний кручения ствола 85-мм пушки при следующих дополнительных данных:
расчетная длина трубы ствола от места заделки в казеннике до дульного среза £ = 398,0 см.
модуль сдвига 0 = 81 ■ 104 кгс/см2.
Скорость распространения крутильных колебаний
♦104.980° с=3180 м/с.,8-10-з/♦104.980° с=3180 м/с.,8-10-з/
♦104.980° с
=3180 м/с.
,8-10-з/
♦104.980° с
=3180 м/с.
,8-10-з/
Частота первого тона колебаний кручения ствола
3Kl =3Kl =2丄2丄3・3,14・3180~2-3,98~3・3,14・3180~2-3,98~= 3770 1/с.= 3770 1/с.
3Kl =
3Kl =
2丄
2丄
3・3,14・3180~2-3,98~
3・3,14・3180~2-3,98~
= 3770 1/с.
= 3770 1/с.
Частота второго тона колебаний кручения ствола
Зк2 =Зк2 =5314・31802-3,985314・31802-3,98=6270 1/с.=6270 1/с.
Зк2 =
Зк2 =
5314・31802-3,98
5314・31802-3,98
=6270 1/с.
=6270 1/с.
Пример 4.4. Определить составляющие угла вылета 85-мм пушки4 возникающие вследствие абсолютного поворота ствола вокруг цапф 1ytp , наличия поперечной скорости снаряда в момент его вылета из канала ствола 丫①,неравного нагрева стенок ствола из-за разностенности 丫丁 и действительный вертикальный угол вылета уд-
1. Исходные данные для расчета: Qq=825 кгс, Qk=916 кгс, д=9,6 кгс, з = 2,95 кгс,
момент инерции качающейся части относительно ее центра тяжести Вк — = 79,5 кгс-м-с2;
момент инерции качающейся части относительно оси цапф Вк. 0 — =151,5 кгс-м-с2;
расстояние от центра тяжести качающейся части до оси цапф орудия do = 85,5 см;
расстояние от дульного среза ствола до оси цапф орудия, измеренное по оси канала ствола //=406,5 см;
расчетное значение участка длины передней части ствола /р== 196,0 см;
начальная сила сопротивления откату R。= 2100 кгс;
сила сопротивления откату в момент выхода снаряда из канала ствола Ял = 5600 кгс;
скорость снаряда при выходе из канала ствола (дульная скорость) ид = = 850 м/с;
путь движения снаряда по каналу ствола /д = 381 см;
время движения снаряда по каналу ствола ^д = 0,0093 с;
температура внутренней поверхности ствола ДЛ=300° С;
температура наружной поверхности ствола Ar2—240° С;
коэффициент линейного расширения а= 12-I10-6 1/℃.
Угол поворота ствола вокруг цапф
(2Ко + 欠д№обВк.о
(2⑵00+ 5600) 0,8556-151,5
-0,00932 = 8,05 *10—4 рад.
Угловая скорость поворота ствола
♦&)0,855(飞 + RJ 纵=2-151,5♦&)0,855(飞 + RJ 纵=2-151,5(2100 + 5600) 0,0093 == 1,96-10-4 1/c.(2100 + 5600) 0,0093 == 1,96-10-4 1/c.
♦&)0,855
(飞 + RJ 纵=2-151,5
♦&)0,855
(飞 + RJ 纵=2-151,5
(2100 + 5600) 0,0093 == 1,96-10-4 1/c.
(2100 + 5600) 0,0093 == 1,96-10-4 1/c.
Составляющая угла вылета, вызванная угловой скоростью поворота дульной части ствола,
1,96-10-4.4,0651,96-10-4.4,065850850=0,94-10—6 рад.=0,94-10—6 рад.
1,96-10-4.4,065
1,96-10-4.4,065
850
850
=0,94-10—6 рад.
=0,94-10—6 рад.
5. Составляющая угла вылета, ствола из-за разностенности5. Составляющая угла вылета, ствола из-за разностенностивызванная неравномерным нагревом стеноквызванная неравномерным нагревом стенок
5. Составляющая угла вылета, ствола из-за разностенности
5. Составляющая угла вылета, ствола из-за разностенности
вызванная неравномерным нагревом стенок
вызванная неравномерным нагревом стенок
ct/pSR— 6) 102-2(厂2一厂1)ct/pSR— 6) 102-2(厂2一厂1)1+年1+年r2 — rl l ”2—A7\r2 — rl l ”2—A7\（厂2-厂1）一厂1（厂2-厂1）一厂1
ct/pSR— 6) 102
-2(厂2一厂1)
ct/pSR— 6) 102
-2(厂2一厂1)
1+年
1+年
r2 — rl l ”2—A7\
r2 — rl l ”2—A7\
（厂2-厂1）一厂1
（厂2-厂1）一厂1
—12・ 10-6*196 (300—240) 102(4 6,Оз一 4,38з [240
一 2(6,0 — 4,38) P 6,04— 4,384 [300 — 240(6>°~4»38)~
—4,38 ] } = 96 • 10-3 рад.
Действительный вертикальный угол вылета. Максимальный возможный угол вылета
Уд max = Y(p + Y3 十 Yr = (8,05 + 0,0094 + 960) 10-4= 968,059-10—4 рад.
Минимальный возможный угол вылета
Удт1п = Yp 十 Y(o — Yr = (8,05 + 0,0094 — 960) 10—4= —951,940-10~4 рад.
Выполненные расчеты свидетельствуют о значительном влиянии неравномерного нагрева стенок ствола из-за их разностенности на величину угла вылета.-.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Кольский Г. Волны напряжения в твердых телах. М. ИЛ, 1955, 192 с.
Крылов Н. А. О некоторых дифференциальных уравнениях математической физики. М„ ГИТТЛ, 1950, 368 с.
Проектирование ракетных и ствольных систем. Под ред. Б. В. Орлова. М., «Машиностроение», 1974, 827 с.
Тимошенко С. П. Колебания в инженерном деле. М., Физматгиз, 1959, 444 с.
Трофимов В. М. Полное решение задачи о радиальном колебании полого цилиндра. Известия ВТА, 1927, с. 19—41.
Глава 5
НАГРЕВ
И ОХЛАЖДЕНИЕ СТВОЛОВ
Учение о теплообмене является частью общего учения о теплоте, основы которого были заложены академиком М. В. Ломоносовым (1711—1765). Он создал механическую теорию теплоты и первым установил закон сохранения материи, из которого вытекает и закон сохранения энергии. Дальнейшее развитие эта теория получила в работах академиков Г. В. Рихмана (1711—■ 1753) и И. И. Ползунова (1728—1766).
В XVIII и XIX столетиях учение о теплообмене развивалось как один из разделов физики. Разрабатывались общие положения учения и в том числе вопросы по распространению тепла. Позднее с развитием техники и значительным ростом мощности отдельных агрегатов роль процесс^ теплопередачи в работе тепловых машин, в том числе и стволах артиллерийских орудий, стала возрастать.
Проблема термоупругих напряжений впервые была исследована Пуассоном в 1829 г. в работе《О равновесии и движении упругих тел》. Более подробные исследования этой проблемы принадлежат Дюгамелю, который в 1838 г. опубликовал уравнения термоупругости в их современном виде и доказал единственность решения уравнений термоупругости и допустимость наложения эффектов, вызванных действием тепла и внешних сил.
Исследования Дюгамеля было продолжено Нейманом (1841 г.) и Кельвином (1878 г.).
В дальнейших работах Борхардта (1873 г.), Алибанда (1900 г.), Рейлея (1901 г.) и других были разработаны общие методы решения задач термоупругости для двухмерного и трехмерного распределений температур.
Наряду с развитием термоупругости дальнейшее развитие получает и умение о процессах распространения тепла. В 1904 г. была опубликована диссертация А. А. Радцига (1869——1941), в которой дается анализ работы паровой машины в зависимости от условий теплопередачи через стенки цилиндра. Аналогичные работы были выполнены и другими русскими учеными В. Г. Шуховым, К. В. Кирша.
Несмотря, однако, на имевшиеся достижения, еще в начале XX в. учение о теплообмене находилось в зачаточном состоянии и представляло собой собрание отдельных эмпирических данных. Позднее учение о теплообмене оформилось в самостоятельную дисциплину и вместе с термодинамикой составляет теоретическую основу теплотехники.
В решении этих задач исключительное значение имели работы чл.-кор. АН СССР А. А. Радцига, проф. В. Л. Кирпи- чева (1845—1913) и акад. М. В. Кирпичева.
Советскими учеными были разработаны оригинальные и эффективные способы расчета теплопроводности — теория регулярного режима и метод элементарных балансов. На базе их были созданы достоверные методы расчета различных случаев теплопередач, в том числе и при высоких давлениях и температурах газов.
Достигнутые успехи в теории теплообмена обеспечили решение целого ряда практических задач термоупругости. Так, например, решению отдельных частных задач термоупругости были посвящены исследование Н. И. Лебедева, П. Ф. Панковича, А. А. Ильюшина, П. М. Огибалова, А. П. Синицына, В. И. Фео- досьева, А. М. Журавского, Я- Б. Фридмана, М. Био, Р. Хилла и др.
СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ И ОСНОВНЫЕ ЗАДАЧИ
ТЕОРИИ ТЕПЛООБМЕНА 1®ГЕРМОУПРУГОСТИ
В результате работ советских и зарубежных ученых достигнут значительный прогресс в разработке методов рещения задач о термоупругих напряжениях в стволах артиллерийских орудий для стационарных температурных полей при постоянных модулях упругости. Решен ряд температурных задач для нестационарных температурных полей, в частности, задач о тепловых напряжениях при переходном процессе и при изменении температуры по длине толстостенной цилиндрической оболочки. Общее решение последней задачи было получено Н. И. Лебедевым в форме тригонометрических рядов. Решение этих задач проводилось в квазистатической постановке, которая может считаться достаточно обоснованной, если скорость изменения температуры мала по сравнению со скоростью распространения звука в металле ствола. Гораздо серьезней обычно принимаемое ограничение о независимости упругих констант металла ствола от температуры. Учет же зависимости физико-механических характеристик металла ствола от температуры приводит, как правило, к большим математическим трудностям. Значительные трудности вызывают также задачи о температурных напряжениях в стволах за пределами упругости (термопластичность и термоползучесть) вследствие их нелинейного характера. Решение
этих задач становится возможным в связи с разработкой методов, удобных для их реализации на электронных вычислительных машинах.
Непрерывный рост мощности артиллерийских орудий сопровождается повышением начальной скорости снаряда, максимального давления пороховых газов, увеличением массы заряда и повышением скорострельности, что приводит к интенсивному разогреву стенок ствола при выстреле.
В связи с этим все большее значение приобретает вопрос исследования влияния разогрева стенок ствола на их прочность при выстреле и кучность стрельбы.
Рассмотрение вопросов, связанных с нагреванием стволов во время выстрела, представляет значительный теоретический и практический интерес по следующим причинам.
Нагрев орудийных стволов может оказаться серьезным препятствием при дальнейшем повышении мощности артиллерийских орудий, так как повышение мощности орудий связано с увеличением интенсивности нагрева, что влечет за собой повышение температуры внутренней поверхности ствола и, следовательно, повышение интенсивности износа при значительном снижении живучести стволов.
Повышение температуры внутренней поверхности ствола влечет за собой увеличение перепада температур по толщине его стенок. Вследствие этого увеличиваются температурные напряжения в стволе.
В связи с возникновением температурных напряжений появляется необходимость при проектировании стволов оценить их влияние на общее напряженное состояние разогретого ствола при выстреле.
Вследствие разогрева стволов возникает также необходимость оценки влияния разогрева стволов на различнее марки стали, применяемые при изготовлении ствола, как с точки зрения выявления степени понижения механических качеств стали при нагреве, так и с точки зрения выявления условий теплообмена, так как за счет теплообмена между газами и стенками происходит потеря некоторой части энергии, заключенной в пороховом заряде, и, следовательно, уменьшается коэффициент полезного действия орудия.
Условия ведения снаряда в разогретом стволе влияют на функционирование ведущего пояска и кучность стрельбы. Разрешение этого вопроса особенно важно в связи с дальнейшим увеличением мощности орудий зенитной и противотанковой артиллерии с одновременным требованием повышения кучности и точности стрельбы.
Нагрев стволов ведет к изменению их жесткости, что в свою очередь в значительной степени изменяет статический про- гиб стволов от собственной массы и в еще большей степени ди-
намический изгиб при выстреле, и тем самым увеличивает рассеяние.
Нагрев стволов вызывает тепловые деформации деталей ствольной группы, величины которых необходимо знать конструктору в целях установления рациональных зазоров для сопряжения элементов ствола между собой, а также и с деталями лафета.
Наконец, разогрев стволов в каморной части, а также и нагревание гильзы при выстреле могут оказать существенное влияние на ухудшение условий экстракции гильзы, а в малокалиберной автоматической артиллерии при оставлении патрона в разогретом стволе возможен разрыв снаряда. Эти далеко не полно перечисленные факторы, вызванные нагревом ствола, существенным образом влияют на боевые и эксплуатационные качества орудий.
ПОНЯТИЕ О РАСЧЕТЕ
ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ
Процесс распространения тепла в стенках ствола артиллерийского орудия неразрывно связан с распределением температуры как в радиальном, так и осевом направлениях. В общем случае для ствола артиллерийского орудия температура Т является функцией координат г, г, 0 и времени 力 т. е.
7=/(r, z, 9, /).(5. 1)
Совокупность значений температуры в данный момент времени для всех точек пространства называется температурным полем. Если температура зависит от времени, то поле называется неустановившимся. Если же температура во времени не меняется, то поле называется установившимся.
Температурное поле в зависимости от направленности теплового потока и конфигурации объекта может быть функцией трех, двух и одной координаты. Соответственно этому оно называется трех-, двух- и одномерным температурным полем. Наиболее простой вид имеют уравнения одномерного установившегося температурного поля
Т=/(г),
и одномерного неустановившегося температурного поля
7=屮(Г，9，
Геометрическое место точек, имеющих одинаковую температуру, принято называть изотермой, совокупность которых образует изотермическую поверхность. Так как в одной и той же точке пространства одновременно не может быть двух различных температур, то изотермы друг с другом не пересекаются.
Все они или замыкаются на себя, или кончаются на границах ствола (рис. 5.1).
Изменение температуры в стволе происходит лишь в направлениях, пересекающих изотермические поверхности. При этом наиболее резкое изменение температуры получается по нормалям к изотермическим поверхностям. Предел отношения изменения температуры АТ「к расстоянию между изотермами по нормали Ап называется темпера
турным перепадом или градиентом, т. е.
Иm=也. \ /Дд->о дп
Температурный градиент является вектором, направленным по нормали к изотермической поверхности. Его положи
тельным направлением счи- Рис. 5. L схема определения тем- тается направление в сторону пературного перепада ствола возрастания температуры. Теп
ловая энергия в стволе распространяется всегда в сторону убы
вания температуры.
Количество перенесенного тепла в единицу времени называется тепловым потоком и обозначается Q・ Тепловой поток, отнесенный к единице поверхности, называется удельным тепловым потоком и обозначается(7.
На основании опытных исследований установлено, что коли
чество переданного тепла стволу орудия пропорционально падению температуры пороховых газов, времени и площади внутренней поверхности ствола.
Если количество переданного тепла отнести к единице времени, то установленную зависимость можно записать так:
g=一入",
где % ——коэффициент теплопроводности,
2ЛГ1ДТ
Как показали опытные исследования, для большинства материалов (в том числе и сталей) коэффициент теплопроводности зависит линейно от температуры
入=%(1 + "),
где %о ——значение коэффициента теплопроводности при 0° С; b ——постоянная, определяемая опытным путем.
При решении практических задач, связанных с нагревом и охлаждением стволов, значение коэффициента теплопроводнос-
ти обычно принимается постоянным средним арифметическим значением. Характер температурного поля в поперечных сечениях ствола зависит от многих факторов, в том числе и от эффективности теплового воздействия, которая характеризуется коэффициентом теплоотдачи аг.
Коэффициент теплоотдачи не является постоянным, так как его величина зависит от очень многих факторов. Решение вопроса о нагревании ствола во время выстрела затрудняется недостаточным исследованием зависимости коэффициентй теплоотдачи от различных факторов, главнейшими из которых явля- ются: состав, скорость движения и температура пороховых газов, температура внутренней поверхности канала ствола, предшествующая выстрелу, коэффициенты теплопроводности и теплоемкости, давление пороховых газов и др.
При решении вопроса о нагреве стенок ствола выстрел рассматривается как мгновенное тепловое действие, т. е. как тепловой удар.
Задачу о нагреве гладкого цилиндрического ствола пороховыми газами выражают уравнением
где Т—■ температура в точке ствола, выраженная в К и отвечающая окружности радиуса г;
а — коэффициент температуропроводности.
При решении уравнения (5.2) применительно к стволу ар- тиллерийского орудия граничными условиями будут:
на внутренней поверхности ствола, т. е. при г=п
гдеХ ——коэффициент теплопроводности;
@т — коэффициент теплоотдачи;
Тг — температура пороховых газов;
на наружной поверхности ствола при r=r2
dr
Задача по определению распределения температуры по тол* щине стенок ствола сводится к решению уравнения (5.2) раз* личными методами численного интегрирования.
В последнее время, в связи с широким применением ЭВМ, значительное развитие получил метод конечных разностей, который применим к любым задачам теплопроводности с произвольными граничными условиями, а также параметрами, зависящими от пространства, времени и температуры.,
3. НАГРЕВ СТВОЛА В ПРОЦЕССЕ СТРЕЛЬБЫ
Процесс нагрева стенок ствола отличается той особенностью, что промежуток времени, в течение которого ствол получает тепло, исчисляется для каждого отдельного выстрела сотыми долями секунды. Из-за кратковременности действия выстрела
газов воспринимаетсягазов воспринимаетсятемпература пороховых слоями металла, прилегающими дующей отдачей тепла стенкам металла ствола.
газов воспринимается
газов воспринимается
Как показывают исследования, в слоях толщиной порядка сотых ■ долей миллиметра температура нагрева достигает очень большой величины.
Характер распределения температуры по толщине внутренних слоев металла от одиночного выстрела показан на рис. 5.2.
Для определения нагрева ствола от одного выстрела необходимо знать размеры поперечного сечения ствола, марку стали, количество тепла, поступающего в стенки ствола при выстреле, условия теплоотдачи, главным образом коэффициент теплоотдачи ат.
Как видно из рис. 5. 2 температура внутренних слоев металла быстро падает, и поз
лишь тонкимик поверхности канала, с после-лишь тонкимик поверхности канала, с после-Рис. 5. 2. Изменение температурного поля во времени в стенке ствола от одного выстрелаРис. 5. 2. Изменение температурного поля во времени в стенке ствола от одного выстрелатому при выстреле лишь не
лишь тонкими
к поверхности канала, с после-
лишь тонкими
к поверхности канала, с после-
Рис. 5. 2. Изменение температурного поля во времени в стенке ствола от одного выстрела
Рис. 5. 2. Изменение температурного поля во времени в стенке ствола от одного выстрела
большое количество тепла проникает к наружной поверхности
ствола.
Кратковременный температурный пик достигает различной величины в зависимости от продолжительности и интенсивности воздействия пороховых газов.
Интенсивность воздействия пороховых газов зависит от температуры и давления пороховых газов, а также и от характера их движения, а поэтому она будет различна для различных сечений канала.
Вследствие того, что источником нагрева ствола являются не только пороховые газы, но и трение ведущих частей снаряда о поверхности канала, наибольшая температура разогрева ствола всегда будет у начала нарезов, что обусловливается работой трения ведущего пояска при его врезании в нарезы. По мере продвижения к дульному срезу максимальная температура
внутренней поверхности канала падает, причем вначале сравнительно медленно, а по мере продвижения к дульной части быстрее. Это объясняется тем, что количество теплоты, переданной поверхности канала пороховыми газами, различно для различных сечений ствола и зависит от продолжительности действия пороховых газов на стенки канала и от закона изменения давления и температуры пороховых газов по длине ствола.
Рис. 5. 3. Количество тепла, поступающего иа поверхность канала ствола от одного выстрела:
Qi—*количество тепла, поступающего в стенки ствола от пороховых газов； Q?—от работы треиия ведущего пояска сна<- ряда
Количество теплоты, переданной пороховыми газами поверхности канала, в начале нарезов составляет около 20% всей переданной теплоты стенкам ствола за время выстрела.
Для определения количества тепла, воспринимаемого металлом ствола при выстреле, необходимо знать： температуру газов взрывчатого разложения пороха Тг, продолжительность теплового воздействия пороховых газов на стенки ствола т, а также коэффициенты ат, а и %.
10Q
Рис. 5. 4. Изотермы в поперечном сечении ствола
Кривая распределения количества тепла Q, поступающего в стенку ствола от одного выстрела, приведена на рис. 5.3.
Характер распределения типичных изотерм в поперечных сечениях ствола через две секунды после выстрела показан на рис. 5.4.
Температурное поле ствола, создаваемое серией выстрелов (рис. 5.5), рассчитывается при последовательном наложении
температурньгх полей, создаваемых отдельными выстрелами в их серии, т. е.
г (Г, 1)=Т0+^Т^г, С,
где 7о ——тачальная температура исследуемой точки ствола;
7\ — температура, возникающая от одного выстрела;
и — количество выстрелов в очереди (серии).
Предел разогрева поверхности канала ствола ориентировочно можно принимать равным 400—450° С при максимальной температуре нагрева наружной поверхности ствола до 400° С.
。ti ，Тt,c
Рис. ：5.5. Схема расчета температурного поля ствола от серии выстрелов
Кривые изменения температуры нагрева в различных сечениях ствола при продолжительной стрельбе приведены на рис. 5.6.
В поверочных расчетах при оценке прочности ствола с учетом его разогрева от серии выстрелов поток тепла в первом приближении можно считать установившимся.
При принятом допущении решение задачи об оценке влияния разогрева стволов на их прочность в значительной степени упрощается.
В этом случае (это следует из теории теплопроводности), зависимость температуры нагрева Т от радиуса г для толстостенных цилиндров может быть представлена логарифмическим законом
.厂2
In
7 =A7(口，J) —(5.3)
где AT(rb 「2) — разность (перепад) температур между внутренней и наружной поверхностями ствола.
На рис. 5.7 приведены диаграммы действительного характера распределения температуры по толщине стенки ствола, и характер распределения температуры, описываемого логарифмической зависимостью.
Рис. 5.6. Кривые изменения температуры нагрева в различных сечениях ствола при различном темпе стрельбы во времени:Рис. 5.6. Кривые изменения температуры нагрева в различных сечениях ствола при различном темпе стрельбы во времени:
Рис. 5.6. Кривые изменения температуры нагрева в различных сечениях ствола при различном темпе стрельбы во времени:
Рис. 5.6. Кривые изменения температуры нагрева в различных сечениях ствола при различном темпе стрельбы во времени:
Как уже отмечалось, тепловой поток от пороховых газов к стенкам ствола в соответствии с законом Ньютона ——РихманаКак уже отмечалось, тепловой поток от пороховых газов к стенкам ствола в соответствии с законом Ньютона ——Рихмана
Как уже отмечалось, тепловой поток от пороховых газов к стенкам ствола в соответствии с законом Ньютона ——Рихмана
Как уже отмечалось, тепловой поток от пороховых газов к стенкам ствола в соответствии с законом Ньютона ——Рихмана
J—на внутренней поверхности в начале нарезов； 2―на наружной пов^хностн в сечении, отвечающем началу нарезов： 3— на внутренней повергсяостн дульной части; 4―на наружной поверхности дульной части
Среднее интегральное знамение коэффициента теплоотдачи от пороховых газов к стенкам ствола
пропорционален коэффициенту теплоотдачи, являющегося функцией многих переменных. Поэтому для определения коэффи* циента теплоотдачи целесообразно использовать теорию подобия, с помощью которой можно уменьшить число переменных и в то же время математически представить внутренние связи, характеризующие процесс теплоотдачи от пороховых газов к стенкам ствола. '
Среднее интегральное значение коэффИ1циента теплоотдачи от пороховых газов к стенкам ствола определим, введя предположение, уто критериальные зависимости для коэффициента теплоотдачи, соответствующие стацио-
яарным условиям процесса, можно применить и для случая нестационарного движения газа по каналу ствола.
При этих условиях зависимость безразмерного коэффициента теплоотдачи от важнейших характеристик потока Re и Рг для достаточно длинных труб записывается в таком виде:
Nu=0,023Re°>8Pr°>4
илиSt= 0,023Re~°»2Pr_°»6.（5.4）
Если считать, что доля лучистого теплообмена составит 15+20% от конвективного, то полное или эффективное значение коэффициента теплоотдачи а, учитывающее конвекцию и лучеиспускание, равно
а=（1,15 + 1,20） К （У%）。，"（5.5）
ЗдесьY ——удельный вес газопороховой смеси;
q— скорость газа;
р 0,023（d/gN）a8（Pr）0,4 入
Л =~постоянная величина, зависящая от
температуры, при которой вычисляют критерии подобия.
Мгновенное значение коэффициента теплоотдачи для любого сечения ствола можно записать, использовав результаты аналитического решения задачи внутренней баллистики и закон линейного распределения скорости газа в заснарядном пространстве, который является следствием гипотезы Пиобера （^"匚。）
На основании аналитического решения задачи внутренней баллистики [4], могут быть получены формулы для удельного веса газопороховой смеси у, ее температуры Т и давления р а также пути снаряда I в функции скорости снаряда для периода
горения заряда
Y「a3"2 + 2a1" + 做）¥m•（5 6）
/= 口中（砌1/尼一1 - lj % —为守一%第；（5. 7）
2" ^— 1 C? + 201日一e3u2 .（5 8）
2 欠做 + 2a1“ + a^ '
P = P^（0）「U，2 + 2cF—y2 ；（5.9）
,（5. 10）
где ⑦ ——скорость снаряда;
/Кам 一 длина каморы заряжания;
a3 =a3 =入Х(0物 .(S/Q2，入Х(0物 .(S/Q2，c = 2AQ：c = 2AQ：&=0,5с;&=0,5с;2п%2п%(k— 1) фШ(k— 1) фШQ =Q =] 2cpm(oxk] 2cpm(oxk(S/кА(S/кАAQ笳AQ笳4/toxkym(л)»лУ с4/toxkym(л)»лУ с，=红；%=红;СзСз，=红；%=红;СзСзс：=4 %=u； &=Сз3。с：=4 %=u； &=Сз3。読•(i)吵;読•(i)吵;
a3 =
a3 =
入Х(0物 .(S/Q2，
入Х(0物 .(S/Q2，
c = 2AQ：
c = 2AQ：
&=0,5с;
&=0,5с;
2п%
2п%
(k— 1) фШ
(k— 1) фШ
Q =
Q =
] 2cpm(oxk
] 2cpm(oxk
(S/кА
(S/кА
AQ笳
AQ笳
4/toxkym
(л)»лУ с
4/toxkym
(л)»лУ с
，=红；%=红;
СзСз
，=红；%=红;
СзСз
с：=4 %=u； &=
Сз3。
с：=4 %=u； &=
Сз3。
読•(i)吵;
読•(i)吵;
tx ——координата расчетного сечения ствола, отсчитывается от дна каморы;
〃о ——давление форсирования;
放]——свободный объем при давлении форсирования；
С
，、 JС ^СЛС^
fL__V +Т Г 旦(”2f) I(5.11)
e； + 2e；0 — 0? / L 02(01 -0).
—функция скорости снаряда.
Коэффициенты в формулах (5.6) — (5.11) определяются по следующим соотношениям
1 Go(OX .
i" S/к ；
仁-"个黑-。"；зН=(К。 -3/8)/(//%+a- 1州);
/н^^н/хд&+1).
Скорость снаряда в момент окончания горения заряда
(5. 12)(5. 12)J1-%),
(5. 12)
(5. 12)
01 и v2 — корни квадратного уравнения
с；+2с；@ —炉=0.
После окончания горения заряда выражения для р, у, Т и I при условии адиабатического расширения газа имеют вид
1Y =汽[1 — % (炉一@2)『т；1Y =汽[1 — % (炉一@2)『т；(5. 13)(5. 13)
1
Y =汽[1 — % (炉一@2)『т；
1
Y =汽[1 — % (炉一@2)『т；
(5. 13)
(5. 13)
1со— (% — as) Yk [1 — JV ”一 и?)]*т1со— (% — as) Yk [1 — JV ”一 и?)]*тSYk [1-N(u2一展)『/ST)SYk [1-N(u2一展)『/ST)(5. 14)(5. 14)
1
со— (% — as) Yk [1 — JV ”一 и?)]*т
1
со— (% — as) Yk [1 — JV ”一 и?)]*т
SYk [1-N(u2一展)『/ST)
SYk [1-N(u2一展)『/ST)
(5. 14)
(5. 14)
ЗдесьЗдесь7=g卩一TV"一哨］；7=g卩一TV"一哨］；Р=Рк [1 —ЛА(г)2 —г)к)]А-1.Р=Рк [1 —ЛА(г)2 —г)к)]А-1.N=勺力（々—1）N=勺力（々—1）2RT j(s2RT j(s(5. 15)(5. 15)(5. 16)(5. 16)Таким образом, выражение для текущего значения коэффициента теплоотдачи в функции скорости снаряда будет найдено при подстановке соотношений (5.6) и (5.10) в выражение (5.5). Тогда при горении заряда коэффициент теплоотдачиТаким образом, выражение для текущего значения коэффициента теплоотдачи в функции скорости снаряда будет найдено при подстановке соотношений (5.6) и (5.10) в выражение (5.5). Тогда при горении заряда коэффициент теплоотдачи(。302 + 2qi0+ %)"不屮加(。302 + 2qi0+ %)"不屮加после окончания горения。汽丸после окончания горения。汽丸anft— 1,15«anft— 1,15«Y计1_n（。2-喲产一吋%Y计1_n（。2-喲产一吋%з -(吟-аз - MmS) Yk [l-^(v2-W)『/d)з -(吟-аз - MmS) Yk [l-^(v2-W)『/d)(5. 18)(5. 18)Мгновенное среднее интегральное значение коэффициента теплоотдачи по длине ствола можно получить, проинтегрировав выражения (5Н7) и (5,48) от 0 до /.При этомМгновенное среднее интегральное значение коэффициента теплоотдачи по длине ствола можно получить, проинтегрировав выражения (5Н7) и (5,48) от 0 до /.При этом気=7- %叱=4気=7- %叱=4(5. 19)(5. 19)гдегде2，叫"2，叫"«Лй = - ^ %館4=4;^-，«Лй = - ^ %館4=4;^-，（仰口2+2叩 +。2）中吶（仰口2+2叩 +。2）中吶(5. 20)(5. 20)[? (u)]i/(l)({g (u)]"l)—1} b1—b2v — b3v^ + /кам)[? (u)]i/(l)({g (u)]"l)—1} b1—b2v — b3v^ + /кам)y中 n3 唠尸Suy中 n3 唠尸SuAz=1,15KAz=1,15K3-(%—аз_/камs)YК [1_n"_喲]1/(1"
Здесь
Здесь
7=g卩一TV"一哨］；
7=g卩一TV"一哨］；
Р=Рк [1 —ЛА(г)2 —г)к)]А-1.
Р=Рк [1 —ЛА(г)2 —г)к)]А-1.
N=勺力（々—1）
N=勺力（々—1）
2RT j(s
2RT j(s
(5. 15)
(5. 15)
(5. 16)
(5. 16)
Таким образом, выражение для текущего значения коэффициента теплоотдачи в функции скорости снаряда будет найдено при подстановке соотношений (5.6) и (5.10) в выражение (5.5). Тогда при горении заряда коэффициент теплоотдачи
Таким образом, выражение для текущего значения коэффициента теплоотдачи в функции скорости снаряда будет найдено при подстановке соотношений (5.6) и (5.10) в выражение (5.5). Тогда при горении заряда коэффициент теплоотдачи
(。302 + 2qi0+ %)"不屮加
(。302 + 2qi0+ %)"不屮加
после окончания горения。汽丸
после окончания горения。汽丸
anft— 1,15«
anft— 1,15«
Y计1_n（。2-喲产一吋%
Y计1_n（。2-喲产一吋%
з -(吟-аз - MmS) Yk [l-^(v2-W)『/d)
з -(吟-аз - MmS) Yk [l-^(v2-W)『/d)
(5. 18)
(5. 18)
Мгновенное среднее интегральное значение коэффициента теплоотдачи по длине ствола можно получить, проинтегрировав выражения (5Н7) и (5,48) от 0 до /.
При этом
Мгновенное среднее интегральное значение коэффициента теплоотдачи по длине ствола можно получить, проинтегрировав выражения (5Н7) и (5,48) от 0 до /.
При этом
気=7- %叱=4
気=7- %叱=4
(5. 19)
(5. 19)
где
где
2，叫"
2，叫"
«Лй = - ^ %館4=4;^-，
«Лй = - ^ %館4=4;^-，
（仰口2+2叩 +。2）中吶
（仰口2+2叩 +。2）中吶
(5. 20)
(5. 20)
[? (u)]i/(l)({g (u)]"l)—1} b1—b2v — b3v^ + /кам)
[? (u)]i/(l)({g (u)]"l)—1} b1—b2v — b3v^ + /кам)
y中 n3 唠尸Su
y中 n3 唠尸Su
Az=1,15K
Az=1,15K
Среднее интегральное значение коэффициента теплоотдачи для всего ствола за все время выстрела может быть получено путем интегрирования выражений (5.19) и (5.20) по времени
Так как величины А【и А? являются функциями скорости, то выражение (5.21) можно переписать, умножив и разделив подинтегральное внра雌нне для dv и сделав замену пределов интегрирования. При этом учитываем, что
du %，现Тогда1ф/n B®p-&duSpg(c； + 2 击十 ”2)du %，现Тогда1ф/n B®p-&duSpg(c； + 2 击十 ”2)丫加丫加1,01,0dvdvS〃K [1 一 汽 (u2 - 1^)]加(力一1)S〃K [1 一 汽 (u2 - 1^)]加(力一1)(5.21，)(5.21，)(5. 22)(5. 22)
du %，现
Тогда
1
ф/n B®p-&du
Spg(c； + 2 击十 ”2)
du %，现
Тогда
1
ф/n B®p-&du
Spg(c； + 2 击十 ”2)
丫加
丫加
1,0
1,0
dv
dv
S〃K [1 一 汽 (u2 - 1^)]加(力一1)
S〃K [1 一 汽 (u2 - 1^)]加(力一1)
(5.21，)
(5.21，)
(5. 22)
(5. 22)
лучить экспериментальная лоотдачи [4] 口 =。丁％лучить экспериментальная лоотдачи [4] 口 =。丁％Для каморы формула (5.22) дает заниженное значение коэффициента теплоотдачи. Более точные результаты позволяет по-
лучить экспериментальная лоотдачи [4] 口 =。丁％
лучить экспериментальная лоотдачи [4] 口 =。丁％
зависимость для коэффициента теп-
где Gt — коэффициент пропорциональности (0,05ч-0,1 -—ал - ■). (с-Ккгс)
Выражение для среднего интегрального значения коэффициента теплоотдачи для каморной части ствола можно записать
ак =ак =% f Yd/二旦 e 中m(43。2+2仰。+ 42) / .
ак =
ак =
(5.23)(5.23)+ j "к О - & ("2 - U；)] Л
(5.23)
(5.23)
Интегральные выражения (5.22) и (5.23) позволяют с помощью ЦВМ вычислить необходимые значения коэффициентов теплоотдачи и^ и ак.
Количество тепла, аккумулированное стволом за время выстрела и в течение периода последействия
Среднее интегральное значение температуры газа в стволе за время выстрела без учета теплообмена 7cpf найдем, проинтегрировав выражения (5.8), (5.15) от 0 до %
7ср = — . I^ZJ)，?Г ® + &)-2 (с； +4)4/у*— 1\
2йз+
+(01 + 白)In (蕾一1)(可:-1) - ^K] +R7\(% -%) - 宅生 +嗯%一叫]].'(5.24)
Здесь%=乌-；^2= —;
0： и v* — корни квадратного уравнения
两炉 + + %=°,石：=T；石=w.
Строго говоря, выражения (5.8), (5.15) нужно интегрировать от 0 до /д. Выражение для 7cpi с учетом преобразований (5.21) будет следующим:
г сзс；®«)戸
J (a2 + 2。国十a3"2) Spu
+ \[1 _ N (炉—區)]_二 d@ .(5. 24，)
)Spk
При этом интегралы выражения (5.24‘) берутся численно на ЭВМ.
Теперь можем определить, какое количество тепла потеряет газ в результате теплоотдачи при заполнении канала ствола, если его начальная температура равняется 7cpi• Используем уравнение изменения полной температуры газового потока для каждого его сечения в зависимости от времени воздействия потока на это сечение и предшествующего энергообмена между газом и стенками. Эта зависимость получена из закона сохранения энергии, записанного для газа с учетом теплопередачи в стенку при условии, что в каждом сечении температура стенки описывается зависимостью [4]
7ст.=Т°.-，о.-Тн.ст)еТ“т*), (5.25)
представляющей собою аппроксимацию решения уравнения нестационарной теплопроводности для регулярного режима нагрева плоской пластины с граничными условиями 3-го рода.
В этом случае зависимость, отражающая изменение полной температуры газа в каком-либо сечении, имеет следующий вид:
+ (兀 pi -爲,)^Bt,(5.26)
где
华=^- (1 一 e—G) ет%-'*)；厶 XrNu仁一一丁；
В = Bi入ст], Jn2 + (1 +n)Bi 4-nBj2
——CctYctA? 1 + rzBi 十 П~—КТй"Ё5
「8工一полная температура газа на входе в газопровод；
Т^х — местная полная температура газа；
Tctjt ——текущее значение температуры внутренней поверхности стенки в сечении с координатой %;
Тц.ст — начальная температура стенок ствола;
bt ——показатель интенсивности теплообмена газового потока со стенками ствола；
G — время движения потока газа от дна каморы до фиксирования сечения с координатой %;
£——£不——время теплового воздействия потока на стенку по месту фиксированного сечения ствола;
^д — время движения снаряда по канату ствола;
G и сСт — теплоемкость газа и материала ствола соответственно; Тг и уст ——плотность газа и материала ствола;
孔=0,365 для 0WBi《7；
и = 0,4 для 7WBiW8.
Значения критериев Nu и Bi подсчитывают по среднему интегральному значению коэффициента теплоотдачи а%.
Проинтегрировав уравнение (5.26) от 0 до /д, найдем среднее интегральное значение температуры газа по всей длине за время движения снаряда по стволу 7cp2：
几р2=Тн.ст + 土"「т j e-A,(e+R，I)%.(5. 27)
'0
Интеграл в выражении 5.27 берется, если разложить в ряд
廿厶=1 + 弘十-^ + ・.・，И в виду кратковременности выстрела отбросить члены 2-го порядка малости, т. е. е₽/^= 1 +。/%.
Тогда
f — т 丄(『ср1—Тн.ст)(1 — е-А%)
Тср2—「н・ст+^，(5・ 27')
гдеAi——
Теперь, зная среднее интегральное значение температуры газа без теплообмена (7cpi) и при теплообмене (%2)можно подсчитать количество тепла AQ, ушедшее в ме
(5. 28)(5. 28)талл ствола за время выстрела /д по формуле
(5. 28)
(5. 28)
AQ1 = J⑴(「cpl —「cp2 )， где сг — теплоемкость газопороховой смеси
При стрельбе из автоматического оружия происходит непрерывный прогрев ствола от выстрела к выстрелу. Одной из оце
нок температурного состояния ствола за время выстрела может служить средняя интегральная температура нагрева внутренней поверхности канала ствола. Для определения этого значения интегрируем выражение (5.25) от 0 до 加 учитывая (5.26) и (5.27)
十A陶丁十A陶丁
十A陶丁
十A陶丁
Выражение для определения количества тепла, поглощенного стенками ствола в течение периода последействия, может быть записано следующим образом
△Q尸 j agTr-Tcpa)或，(5- 29)
О
где F ——боковая поверхность канала ствола；
Гг — текущее значение температуры газа (среднее по длине ствола);
Тср.ст — текущее значение температуры внутренней поверхности ствола (среднее для всей длины ствола).
Время отсчитывается от момента вылета снаряда.
Уравнение (5.29) можно проинтегрировать, если ввести понятие среднего интегрального коэффициента теплоотдачи от газа к стенкам ствола для периода последействия а4 и выразить величину температурного перепада между газом и стенками ствола (Тг—Тср.ст) на основании (5. 25) следующим образом:
(Т「_Гср・ст) =(乙而 _「еср・п)еТ 也(5.30)
Здесь Гст.ср.д ——средняя интегральная температура внутренней поверхности стенок ствола к моменту вылета снаряда；
Тг.ср 一 средняя интегральная температура газа в стволе в течение периода последействия.
На основании [4] ^=^(1 +^0-2> тогда.
Т^=^Т^ + В^=МХ~^ (5・3。)
где Тд ——температура газа в стволе к началу периода последействия, равная 7cp2 [см. формулу (5.27)].
Коэффициент теплоотдачи от газа к стволу будем определять по формуле
%=5卜/0；(5.31)
St=0,023 Re-0>2Pr~°»6 [см. формулу (5.4)].
Если учесть, что для пороховых газов Рг = 0,74, то St = = 0,02Re~4
Считаем, что в течение периода последействия скорость газа в дульном сечении ствола равняется ее критическому значению и что закон изменения скорости по стволу линейный.
Тогда
Среднее значение критической скорости газа за время истечения
(5・33)
I/ к + 1
В период последействия для плотности газопороховой смеси на основании [4] справедлива зависимость
2
Y = %(1 + 砲一二，(5.34)
где уд ——плотность газа в момент вылета снаряда;
В — показатель интенсивности истечения. Его величина в соответствии с гипотезой Пиобера
6 点~~ 1 外
Среднее интегральное значение коэффициента теплоотдачи для всего ствола в период последействия получим, подставив
уравнение (5.34) в выражение (5.32) и проинтегрировав его по времени,
Gг尼一2,6-|
[(1 + 做)e一1](5.35)
Здесь К' = 0,02(^^) ' y：‘8|постоянная при коэффициенте теплоотдачи；
tn ——время периода последействия.
Используя формулы (5.29), (5.35) и (5.30), определим количество тепла, отданного пороховыми газами стволу за время периода последействия
△Qz= \ «eplF(rr,p-rc,cpJ ef%/=^ [Гг.ср- %.』X
Xa—e-SG(5.36)
Величину Pi находят по формуле
оаср1[ 2 + (1 + rz) Bi] + rzBi?
Pi k inL.
^ctYct^ct (1 + mBi])2(1+ /zBij)
Упрощенный метод расчета количества тепла, полученного стволом в процессе выстрела [4]
Предполагая процесс теплопередачи квазистационарным, а ^ст/^=const, количество тепла от одиночного выстрела можно определить по формуле Ньютона:
гле F = ndl — площадь боковой поверхности заснарядного пространства, м2;
/ — длина заснарядного пространства;
屮=1—~=0,7 ——относительный перепад температур пороховых газов и стенки ствола;
7\т и Т — соответственно температуры поверхности канала ствола и порохового газа.
Для артиллерийских стволов значения
и= (1+0,5) ккал-дм/(кгс-с-К)
приблизительно соответствуют а= (1000+5000) ккал/(м2-ч-К).
Практически параметры а и v следует рассматривать как коэффициенты согласования с опытными данными, полученными при проведении экспериментальных исследований.
Так как —=—. а а =то
W d
AQ = 4*
О
Используя уравнения:
—— движения снаряда ^mvt =Sp\
— состояния порохового газа pW=d)rRT；
—сохранения энергии (первый закон термодинамики)
AQ& — AQ； = №； + 占 5 步分
для заряда с постоянной поверхностью горения (S3 = const) при условии W/^Svt получим
pW = ^rRT=(k-\-) AQ》$3 _^_屮/w_ 但_ 1) J^i +
+%RT（）—（力一1）+%RT（）—（力一1）
+%RT（）—（力一1）
+%RT（）—（力一1）
Тогда согласно обобщенному решению Лагранжа для линейных уравнений первого порядка
\ pWdt = ^^Tq (1 — ®-af) + e-°‘j {cv — n^) №dt, оо
где
0=4(力一 1) —>1;c=^k-^AQS^^-^m;也=(力一1)也;
RdS2
A = 427 кгс • м/ккал — механический эквивалент тепла,
0)0)^-〃16屮俏0；—скорость убывания веса заряда;
0)
0)
/о — время периода форсирования.
При малой величине показателя теплопотерь at можно принять
1 — е* ,^ f
ииоо蛋产.蛋产.
и
и
о
о
蛋产.
蛋产.
Так как
c^~at \ ре@%/弋 се-。2cp \ е%〃=с0cp ^cv^=cL
ne—at I ^^aidt ^ n^~at (^2)cp V ^aidt= П (@2)cp~ П (^3)cpf.
Поскольку
vdl ~W, 3 tvdl ~W, 3 t
vdl ~W, 3 t
vdl ~W, 3 t
TO
n^~at \ v^^dt^ — nvL
J3
0
Выражение j 心dt представляет собой площадь, ограниченно
ную кривой V (/) и осью абсцисс в пределах от /о до I, т. е.
@2现=\ vdl^ — vl.
)3
Используя указанную зависимость, количество тепла, аккумулированное стенками ствола за время периода форсирования и движения снаряда по каналу ствола, можно оценить по формуле
时1=4訪={[*3( jl)AQ(l-等%卄3也%+矶， где
(k-l)AQ = RT0, %=告^；
2 AQs
Го и ш0 ― соответственно температура газа и вес сгоревшего пороха за время форсирования /о；
一S一S2ц皆тРк — вес заряда;
一S
一S
◊к — скорость снаряда в конце горения заряда； 力=1,2 — показатель адиабаты；
/д й /д — соответственно путь и время движения снаряда до сечения дульного среза.
Членом(j)qRTq=pqWq, характеризующим энергию порохового газа за период форсирования, в виду его малости можно пренебречь.
Тогда выражение для AQi приводится к виду
时1=4訪『(I)AQ0 号叫 (5.37)
Для расчета величины AQi также можно пользоваться формулой
△Q\ lSpdt,
о
f尸 4Z
так как—= ・
S d
Здесь / — текущее расстояние от снаряда до дна канала ствола. При гильзовом заряжании / равно текущему пути снаряда по каналу ствола.
Исключая из указанного выражения Sp с помощью соотношения Sp=*m ~~^ получим
^!=-^-^т \ Idv. о
Приближенное значение интеграла оценим по формуле
^ ldv—lv— \ zd/三 + 加， оо
так как функция v(l) близка к параболе. Поэтому можно написать
АQ尸告-^■今經%.(5.38)
После вылета снаряда ствол продолжает нагреваться практически в течение всего периода последействия. Это дополнительное количество тепла, полученное стволом, определяется по формуле
《2=4^ 吟、夕阳 о
так какW = const =吃.
Полный объем канала ствола
吟=S& + /J'
иде /0 = ——приведенная длина каморы заряжания；
д — плотность заряжания.
Для зависимости p(i) существует функция
где Ь=——показатель интенсивности истечения поро (0 — 0,5)叫
ховых газов из канала ствола;
/7Д —дульное давление.
Поэтому
*2=4萼偉一0,5)二%,(5.39)
.g
где厶=4+4，
Суммарное количество тепла в соответствии с выражениями (5.37) и (5.39) при допущении, что и&аид определяется зависимостью
Qe= AQi +AQz=4^~ AQo)"^"卜左一〔)(1—1-^ +
+ (1+£)”。，5)总］+ (1+£)”。，5)总］(5.40>(5.40>
+ (1+£)”。，5)总］
+ (1+£)”。，5)总］
(5.40>
(5.40>
На практике также можно пользоваться формулой (см. выражения 5.38 и 5.39)
Q-装伕付+偉-我吟］叫,Q-装伕付+偉-我吟］叫,(5.41>(5.41>
Q-装伕付+偉-我吟］叫,
Q-装伕付+偉-我吟］叫,
(5.41>
(5.41>
где со = — — -I- Л" — коэффициент фиктивности массы снаряда;
・з q *
刀 =1o,5 — термический к. п. д. орудия.
2AQ&
Расчет тем пер атурного состояния ствола
методом конечных разностей
Рассматриваем ствол в зависимости от его конструкции, как n-слойный гладкий цилиндр и решаем одномерную тепловую задачу, т. е. считаем, что продольные температурные градиенты не оказывают существенного влияния на состояние температурного- поля ствола в расчетном сечении. Распространение тепла в стволе подчиняется закону теплопроводности Фурье. На внешней и внутренней стенках ствола задаются граничные условия 3-го рода. Начальный температурный профиль принимается произвольной функцией.
Система уравнений для данной расчетной схемы имеет следующий вид
入河(小)亠入丄 0t (…)= дt (г,г).)
~Г г дг ~ дг '
T (仆=0) = /⑺；
入^l^ + %(叫7©-7(「1，可］=0;(5S2)
入?+ а/Т (%,т) - Т J = О,
иг丿
где Тг— температура газа в стволе в течение выстрела；
Тв— температура окружающей ствол среды;
Т(г, т)——текущая температура расчетной точки ствола;
г^ гп—— внутренний и наружный радиус ствола соответственно;
аг(т)——текущее значение коэффициента теплоотдачи от газопороховой cmqch к стволу (см. уравнения 5.22 и 5.23);
九一коэффициент теплопроводности стали; с —— теплоемкость стали.
Система (5.42) достаточно сложна для решения классическим аналитическим способом (особенно, если рассматривать задачу стрельбы очередью), поэтому целесообразно применить численный метод.
Выбираем для решения наиболее теплонапряженное сечение (обычно оно соответствует началу нарезов) и разбиваем его концентрическими окружностями на ряд элементарных колец. Для удобства вывода формул будем считать, что вырезан цилиндр единичной длины. Темпер атура металла каждого элементарного объема принимается постоянной.
Запишем уравнение теплового баланса для любого j-го внут- греннего элементарного объема
贊(G+LL 九贊(G+LL 九7场+1，上一1- 7左+1，f7场+1，上一1- 7左+1，fXX一A厂)I (入£ + 1 +入)一A厂)I (入£ + 1 +入)(5.43)(5.43)
贊(G+LL 九
贊(G+LL 九
7场+1，上一1- 7左+1，f
7场+1，上一1- 7左+1，f
X
X
一A厂)I (入£ + 1 +入)
一A厂)I (入£ + 1 +入)
(5.43)
(5.43)
Выразим из последнего уравнения значение температуры 4-го элемента, соответствующее последующему моменту времени, т. е. Т%, £：
7…=cJf，、+埠/:广“田，（5. 44）
ГКГК4 =4 =入j-1+入f' 、2,入j-1+入f' 、2,/Y,力"2/Y,力"25竺丛5竺丛A P片+A P片+CtNiri^CtNiri^
ГК
ГК
4 =
4 =
入j-1+入f' 、2,
入j-1+入f' 、2,
/Y,力"2
/Y,力"2
5竺丛
5竺丛
A P片+
A P片+
CtNiri^
CtNiri^
' В то же время значения температур Г^, ^ и Tft+b i-i можно представить в следующем виде:
7在+1n=鉄+1,i(乙+1""+工+优+1,)(5.45)•
7/г + 3f-1 =鉄+1/-1(乙+1/ +6在+i,j_J.(5.46)'
Подставив 丁屮,—из уравнения (5.46) в уравнение (5.44),. получим следующее выражение для 7\+i, г：
7= (4iak+l,i—Wh+l,t—1 + 7必)+ В»Т/г+и—1С5 47}
(1 + 4 + 5 — 4 必+ij7)
Сопоставление уравнений (5.47) и (5.45) дает следующие：
формулы для коэффициентов
Bi
(1 十 4 十 Bf — 4耿+ij—i)
BiBi勿+1, i =''
Bi
Bi
Выражения для коэффициентов а^\^ и Ь^\,^ найдены с помощью граничного условия 3~го рода на внутренней, поверхности： ствола
备一【+决+统'瓦i,
где за Do принята следующая величина
4 =4 =аг (т) Ат I 广 1аг (т) Ат I 广 1cyr^rcyr^r
4 =
4 =
аг (т) Ат I 广 1
аг (т) Ат I 广 1
cyr^r
cyr^r
Для осуществления прогонки в обратном направлении необ- холимо знать температуру последнего n-го элемента в (^ + 1)-ый' момент времени, т. е. Tk+lj n. С этой целью используется граничное условие на внешней поверхности ствола
7 _ + a在+1,"一1 力左+1坦一1力"+ Г6тB尼+工屈 1 + Л + Р—Апа^1,п~\ *
гдегдеС^пГп^ГС^пГп^Г
где
где
С^пГп^Г
С^пГп^Г
При стрельбе очередью для первого выстрела начальная температура ствола Т (г, 0) принимается постоянной и равной температуре окружающей среды. Для всех последующих выстрелов за Т(г, 0) берется температурный профиль, полученный в результате предшествующей стрельбы.
Для примера на рис. 5.8 приведены результаты расчета температурного поля ствола 23-мм автоматической пушки к моменту отстрела 120 патронов при стрельбе очередями по 30 вы-
Рис. 5. 8. Кривые изменения температурного поля ствола 23-мм автоматической пушки при стрельбе четырьмя очередями по 30 выстрелов
стрелов с перерывами между ними в 1 с. Темп стрельбы 1500 выстр/мин. Толщина стенки ствола в расчетном сечении равнялась 14 мм. Теплофизические характеристики ствольной стали были приняты следующими величинами: Х= =35 ккал/(м2-ч-К) с = 0,12 ккал/(кгс-К) ? = 7800 кгс/м3.
Величина коэффициента аг и температура порохового газа Т〕за время одного выстрела, полученные с помощью внутри- баллистических расчетов, задаются следующими аппроксимирующими формулами
аг=90 (lOOOr)0-83^-1*200"; '=2812е-П2'9т.
Коэффициент теплоотдачи от ствола к окружающей среде при условии свободной конвекции равен ав—45,5- 10Т—^5_.
м2・с・К
Были приняты: шаг по координате Аг = 0,5 мм, по времени Ат= 1 • 10-5 &
Расчеты проводились на ЭВМ «Наири-2». Анализ полученных результатов показывает, что максимальные температуры и температурные градиенты имеют место на глубине порядка 2+3 мм от поверхности канала ствола. Кроме того, рост температуры предварительного нагрева ствола от выстрела к выстрелу носит явно нелинейный характер, так как тепловой поток,
подводимый к стволу, пропорционален разности температур газа и внутренней поверхности канала ствола, она же, в свою очередь, постоянно уменьшается. Таким образом, формула (5.3) может быть использована лишь как первое приближение при- расчете температурного состояния ствола при стрельбе очередью.
Примеры расчета
Пример 5.1. Определить тепловые потери за время выстрела и в течение периода последействия для системы со следующими исходными данньши：-
rf = 0,23 дм;
S= 0,0423 дм2； g=0,2 кгс； ш = 0,033 кгс；
рд = 30000 кгс/дм2;
а = 0,98 дм3/кгс;
х = 0,847;
入=0,18;
6=1,6 кгс/дм3
~= L2;
厶=310 кгс-с/дм2,
左=0,0030 с;
/ — 840000 кгс-дм/кгс；
/д = 13 дм;
Тн.ст=293К;
и又=6048 дм/с.
Теплофизические характеристики
для порохового газа
для материала ствола
с。=0,37 ккал/кгс-к
Се】 = 0,12 ккал/(кгс-К);
入г = 68-10-6 ккал/м-с-К;
入ст = 0,00972 ккал/м-с К;
|лг= 17,5-106 кгс-с/м2;
Yct = 7,8 кгс/дм3；
Ас? == 0,1 ДМ
Определение постоянных величии.
Фиктивная масса снаряда
/1 3 \ GКГС-
^т = [ 1,03 + 1 — — 0,00215
\3 ° 丿 gдм
Количество порохового газа при давлении форсирования
шн = (% —(о/b) / (〃А)+ Q — ~"^ = 0,000683 кгс.
Относительная поверхность горения к концу предварительного период» 2。= 2(i)h/xs ("о + 1) = 0,0243.
Свободный объем при давлении форсирования
Wq = Wq—侬/6 — ®h(q —=0,0191 дм3.
Скорость снаряда в момент окончания горения заряда
(I — ^о) = 5948 дм/с.
Коэффициенты
口1 = a0xw/2/KS = 0,001075口1 = a0xw/2/KS = 0,001075СС口2 = &н僧加=0,3177 дм/с口2 = &н僧加=0,3177 дм/с
口1 = a0xw/2/KS = 0,001075
口1 = a0xw/2/KS = 0,001075
С
С
口2 = &н僧加=0,3177 дм/с
口2 = &н僧加=0,3177 дм/с
做=入xw(pm/(S/3 = 62-10-9 [1/дм] с = 4Л(?жа1 = 18062 дм/с
% = 0,5с = 9031 [дм/с] С2 = 2“)%/(々一1)屮加=2668565
匕3 = 1 — 2a3』Q>k — 0,47136.
IL Среднее интегральное значение температуры газа в стволе за время выстрела без учета теплообмена определяем по формуле (5. 24，)
7cpi = 2152,99 К『
Ш. Среднее интегральное значение коэффициента теплоотдачи опоеде-
яем по формуле (5. 22) на ЦВМ»
QZf = 27,168 ккал/(м2 с-К)
Среднее интегральное значение температуры газа с учетом теплоотдачи за время выстрела
^ = ~7= П2^ Bi = ^ = 32,I4;
Ср ГГ ГК入м
az/az/CciYctA (1 + 〃Bi)CciYctA (1 + 〃Bi)f 2 + (l+〃)Bi + 〃Bi2
az/
az/
CciYctA (1 + 〃Bi)
CciYctA (1 + 〃Bi)
+ In != 3 019*
2(1 十〃Bi)' M
4 = ~^е м = 36,29;
7cp2= Тн.ст +7cp2= Тн.ст +（方pi _裔心）（1 —「那‘（方pi _裔心）（1 —「那‘ЗВЗВд)—=1874,6 К.д)—=1874,6 К.
7cp2= Тн.ст +
7cp2= Тн.ст +
（方pi _裔心）（1 —「那‘
（方pi _裔心）（1 —「那‘
ЗВ
ЗВ
д)
—=1874,6 К.
д)
—=1874,6 К.
Определение величины тепловых потерь в стволе за время £=/д・
AQ1 = Сг® (7\р1—Пр2)= 3,25 ккал.
VL Количество тепла, аккумулированного стенками ствола，за время периода последействия.'
Показатель интенсивности истечения
nk— 1 %I
8= —^ = 43,5.
Время периода последействия
家"家"1
家"
家"
~ = 0,008 с.
6
Средняя критическая скорость истечения газов
第 т / 2点 с Тср2 Г
(1 十 ^л).(1 十 ^л).=743 м/с.=743 м/с." =1/ rThR而卜一
(1 十 ^л).
(1 十 ^л).
=743 м/с.
=743 м/с.
послЖиГ ИНТеГРаЛЬНОе ЗНаЧеНйе К0ЭффИЦИеНТа теплоотда4и за период
/pi — К' «=6,81./pi — К' «=6,81.Г6—2,6左一1[(I +賜^"- 1Г6—2,6左一1[(I +賜^"- 1论一2,6论一2,6f歩f歩= 2,41 ккал/м2-с-К,= 2,41 ккал/м2-с-К,
/pi — К' «=6,81.
/pi — К' «=6,81.
Г6—2,6
左一1[(I +賜^"- 1
Г6—2,6
左一1[(I +賜^"- 1
论一2,6
论一2,6
f歩
f歩
= 2,41 ккал/м2-с-К,
= 2,41 ккал/м2-с-К,
5, Показатель интенсивности нагрева стенок ствола (п=0, 3, 7; Bi=2,48)
Р1 =
аср1
CctYctA (1 + 於 Bi)
+ In
2 + (1 + м) Bi + zzBi22(1 + /^i)
= 0,73 1/c.
6. Количество тепла, поступившее в ствол за период последействия,Qcpi 尸-с с
AQ2 = ~~[Тср2 — Тсрл.ст] (1 — е 1 п) = 2,49 ккал.
Р1
В ряде случаев при определении количества тепла, поступающего в стенки ствола при выстреле, удобнее пользоваться изложенными выше упрощенным методом.
Так, для исходных данных примера 5. 1, согласно формуле (5.41)
Q £ =3,7 ккал.
Пример 5.2. Найти количество тепла от одиночного выстрела, затраченное на нагревание ствола 30-мм пушки при следующих произвольных исходных данных:
叁=1000 м/с; /д = 1,600 м; Zo = 0,2 м; d= 0,03 м;
Q = 800 ккал/кг；(о = 0,2 кг;欠=32 кгс-м/кг-К;
о = 0,09 ккал'М/кг*с*К)；夕=0,35 кг;屮=1,2; v = 0,7; k= 1,25.
1. КПД орудия：
¥”；
1,2-0,35- 106
以 2gAQo 2.9,81-427.800.0,2
2. Коэффициент полного действия13003 ==1,3.
=0,314.
3 Искомое количество тепла за один выстрел по формуле (5.40)0,09-0,71,6/2\
Q『4 五而 427.800Q2 而[0,25 0-^0 3 4)+
+ (1 +*) О'З—Зб^з^]^ 13,6ккал・
Формула (5. 4,1) практически дает тот же результат:
八，070,09
Q』= 4 —^—
1,6 /1,2 с с 0,2 \ 0,35 , ■I — -4-0,8)1000
0,03\ 30,35/9,81
14 ккал.
5. 4. ВЛИЯНИЕ НАГРЕВА СТВОЛА НА КУЧНОСТЬ И ТОЧНОСТЬ СТРЕЛЬБЫ
Нагрев ствола, как было указано выше, оказывает отрицательное влияние на результаты стрельбы, вызывая падение дальности, ухудшая кучность и точность стрельбы, затрудняя экстракцию гильз (особенно у скорострельных орудий), увеличивает статический прогиб ствола и т. п. Причем кривизна
ствола и угол вылета меняются от выстрела к выстрелу.
Например, у одного из стволов радиус кривизны при ве наружной поверхности от +20 до +400о С изменялся
нагре-от 220
ЛО 188 м.
Особенно резко увеличивается изгиб ствола при значительной разностенности, допущенной при изготовлении ствола. Ствол в этом случае искривляется в сторону более толстой части. Допускаемая при изготовлении некоторых стволов разно- стенность до 3 мм приводит к увеличению отклонений при разогреве ствола до 20 м при стрельбе на 1500 м, что является недопустимым.
Еще большее влияние на ухудшение условий вылета снаряда из разогретого ствола оказывает увеличение зазора между стенками ствола и ведущими частями снаряда, монотонно возрастая в направление к дульному срезу, как бы образуя раст- руб.
При нагреве ствола до 400° С зазор между центрующим утолщением снаряда и вершинами полей нарезов канала ствола может возрастать больше чем в два раза.
Так, например, при стрельбе одного из орудий очередями 15 выстрелов в группе со скорострельностью 5 выстрелов в минуту и с перерывами между очередями в 15 мин наблюдалось следующее падение дальности по мере разогрева ствола:
Номер группы
Дальность стрельбы, м
Номер группы
Дальность стрельбы, м
1
17885
5
17510
2
17880
6
17500
3
17750
7
17400
4
17675
Влияние нагрева ствола на эффективность стрельбы трудно учитывать, так как он меняется от выстрела к выстрелу.
Падение дальности стрельбы из разогретого ствола определяется по изменению начальной скорости снаряда, отвечающему величине «сползания» траектории.
Изменение начальной скорости снаряда вычисляется по зм、 лирической формуле
где Вт=5 -{- 0,03ГДеСр — угол нутации на начальном участке траектории;
Тд.ср 一 среднее значение температуры нагрева дульной части ствола.
Опытными данными установлено, что при нагреве ствола в дульной части до 300——400° С кучность стрельбы падает в два- три раза.
На кучность и точность стрельбы из разогретого ствола сильно сказываются и метеорологические условия; боковой ветер, дождь. На практике можно в этих условиях наблюдать настолько сильные изгибы ствола, что они легко заметны на глаз. Влияние одностороннего охлаждающего действия ветра или метеорологических осадков уменьшается при применении некоторых обмазок, наносимых на поверхность стволов артиллерийских орудий.
5. ОХЛАЖДЕНИЕ СТВОЛОВ
Общие сведения
Разогрев стволов при выстреле приводит к ряду нежелательных явлений, которые ухудшают боевые и эксплуатационные качества артиллерийских орудий.
Повышение температуры внутренней поверхности канала ствола вызывает ускорение износа нарезной 5асти и способствует снижению живучести стволов..
Неравномерное тепловое расширение канала ствола по длине нарушает функционирование ведущих частей снаряда при его движении по каналу, что в конечном итоге приводит к снижению кучности и точности стрельбы.
Нагрев каморы и канала ствола может привести к преждевременному выстрелу вследствие самовоспламенения заряда, а в некоторых случаях (при больших задержках снаряда в канале сильно нагретого ствола) к преждевременному разрыву снаряда.
Для уменьшения вредных последействий нагрева ствола и увеличения срока службы артиллерийского орудия на практике прибегают к установлению предельных режимов стрельбы, что ведет к снижению боевых качеств орудий.
В целях уменьшения нагрева стволов и обеспечения более высоких режимов огня за последние годы находят широкое применение так называемые холодные пороха и флегматизаторы. позволяющие уменьшить температуру взрывчатого разложения пороха. Помимо этого, проводят целый ряд конструктивных мероприятий, к которым прежде всего следует отнести увеличение массы ствола и применение быстросменных стволов. Однако перечисленные меры по увеличению режима огня и живучести стволов не являются достаточно эффективными. Одной из наиболее эффективных мер борьбы с нагревом и его нежелательными последствиями является охлаждение стволов.
Ввиду чрезвычайно малой эффективности естественного охлаждения заметное снижение температуры ствола может быть
достигнуто только при длительных перерывах в стрельбе, соо тавляющих десятки минут.
Например, ствол среднего калибра, нагретый до температур ры 300—350^ С, охлаждается при естественном охлаждении (на воздухе) до температуры 100° С за 30—60 мин, а для охлаждения до температуры окружающего воздуха требуется от двух по трех часов в зависимости от калибра ствола.
Для повышения эффективности естественного охлаждения в стволах автоматических орудий зенитной артиллерии малого калибра прибегают к увеличению поверхности охлаждения с помощью так называемых ребер-радиаторов, а в стволах орудий среднего и крупного калибров — к применению искусственногс охлаждения стволов жидкостью или другими охлаждающими реагентами.
В полевых орудиях наземной артиллерии искусственное охлаждение не нашло пока еще применения. Однако требования к повышению могущества артиллерийских орудий и значительному повышению режимов oi ня могут вызвать необходимость применения искусственного охлаждения и для скорострельных орудий наземной артиллерии. •
В зависимости от охлаждающего агента охлаждение стволов может быть разделено на воздушное, жидкостное и систему охлаждения химическими реагентами.
По характеру действия системы охлаждения подразделяются на непрерывного и прерывного действия. Прерывное охлаждение стволов в свою очередь можно разделить на охлаждение^ производимое между выстрелами, и охлаждение, производимое между очередями выстрелов. Уменьшение нагрева стволов 〃 увеличение эффективности воздушного охлаждения могут быть достигнуты за счет целого ряда конструктивных мероприятий, наибольшее практическое применение из которых находят следующие: увеличение массы ствола, увеличение поверхности охлаждения стволов, применение конструкций быстросменных стволов, применение продувки канала ствола после выстрела воздухом.
Для обеспечения более равномерного нагрева стволов по длине прибегают к увеличению толщины стенок ствола в дульной части, что приводит к увеличению массы и невыгодному расположению центра тяжести ствола. Поэтому проведение подобных мероприятий в стволах артиллерийских орудий производится крайне редко, в большинстве случаев они находят применение для уменьшения нагрева стволов автоматического оружия.
Увеличение поверхности охлаждения стволов малого калибра может быть достигнуто за .счет изготовления стволов с продольными и поперечными ребрами. Для более интенсивного охлаждения стволов в некоторых случаях прибегают к надеванию' на ствол так называемых радиаторов (рис. 5.9). При изготовлении радиаторов из легких металлов, помимо увеличения по* 224
верхности охлаждения, обеспечивается и относительно небольшое повышение массы стволов.
Преимущество применения радиаторов заключается также и в том, что наряду с увеличением поверхности теплоотдачи радиатор поглощает часть теплоты ствола, вследствие чего также снижается его температура нагрева. '
Конструкции быстросменных стволов находят широкое применение в автоматических скорострельных пушках малого ка* либра, использование которых не лишено недостатка: увеличи-
Рис. 5.9. Изменение температуры ствола при стрельбе:Рис. 5.9. Изменение температуры ствола при стрельбе:
Рис. 5.9. Изменение температуры ствола при стрельбе:
Рис. 5.9. Изменение температуры ствола при стрельбе:
/—без радиатора： 2—с радиатором： 3—продольный раз-рез ствола с радиатором
вается масса артиллерийской системы в походном положении н не обеспечивается однообразия в условиях стрельбы при- использовании разных стволов. ；
В танковой, самоходной и наземной артиллерии вщелях уменьшения загазованности боевого отделения пороховыми гагами применяют специальное устройство, обеспечивающее автоматическую продувку стволов воздухом после каждого н.рыст- рела. Подобная мера наряду с уменьшением вредного воздействия оставшихся в канале пороховых газов на обслуживающий персонал уменьшает нагрев внутренней поверхности ствола и, следовательно, способствует повышению режима огня. .
Система охлаждения химическими реагентами основана на охлаждении стволов некоторыми жидкими химическими веществами, например, углекислотой, омыванием через известное количество выстрелов наружной поверхности ствола. При этом вследствие низкой температуры этих веществ обеспечивается быстрое охлаждение стволов до минусовых температур. Помимо конструктивных недостатков, применение химических реагентов с низкими температурами вызывает чрезмерно резкие колебания температуры ствола, что отрицательно сказывается на его живучесть.
Наиболее эффективной системой охлаждения является жидкостное охлаждение стволов.
Существенная особенность жидкостного охлаждения состоит в том, что снятие тепла с поверхности ствола происходит не только за счет теплоемкости жидкости, окружающей ствол, но и за счет скрытой теплоты парообразования. Благодаря этому достигается быстрое охлаждение стволов до температуры 100— 125℃.
Основные недостатки системы охлаждения стволов жидкостью: необходимость иметь постоянный запас воды или другой жидкости; демаскирующее действие вследствие парообразования; излишняя масса и громоздкость устройств, обеспечивающих омывание жидкостью поверхностей ствола; большая уязвимость системы по сравнению с воздушным охлаждением.
В зависимости от места приложения охлаждающего агента система жидкостного охлаждения подразделяется на четыре схемы: наружного, внутреннего, межслойного и комбинированного охлаждений.
Н аруж ное жидкостное охлаждение предусматривает омывание жидкостью наружной поверхности ствола. Данная ехемя охлаждения обеспечивает непрерывность снятия тепла с наружной поверхности ствола в процессе ведения огня и в этом заключается основное ее преимущество.
Громоздкость устройства для обеспечения омывания жидкостью поверхности ствола ограничивает его применение для орудий среднего и крупного калибров. Наиболее рационально эту схему охлаждения применять для автоматического стрелкового оружия и орудий калибром не свыше 37——45 мм.
Для уменьшения поперечных габаритов кожухов на наружных поверхностях стволов иногда делают продольные или спиральные винтовые канавки глубиной от 3 до 5 мм.
Внутреннее охлаждение стволов осуществляется подачей жидкости в канал ствола. При этой схеме охлаждения достигается наиболее эффективный отвод тепла с внутренней поверхности ствола.
Внутреннее охлаждение по всей сущности не может быть непрерывным. Поэтому введение жидкости в канал ствола осуществляется после очереди выстрелов в зависимости от конструкции ствола и охлаждающего устройства.
Подача жидкости на внутреннюю поверхность ствола может производиться при помощи следующих конструктивно разработанных дополнительных приспособлений: форсунок, размещенных на наружной поверхности ствола; форсунок, вставляемых в дульную и казенную части ствола; трубы, вставляемой в канал ствола.
Во всех перечисленных способах жидкость или другой охлаждающий агент в канал ствола подается под некоторым давлением» обеспечивающим необходимую эффективность и быстроту охлаждения.
Рис. 5. 10. Поперечное сечение ствола с межслойиым охлаждением： /—внутренняя труба； 2—кожухРис. 5. 10. Поперечное сечение ствола с межслойиым охлаждением： /—внутренняя труба； 2—кожухПрименение внутреннего охлаждения не обеспечивает рав* номерного охлаждения, так как вызывает односторонний отвод тепла с нижней образующей ствола. Последнее приводит к из* гибу ствола в процессе его охлаждения, чем в значительной степени изменяет условия ведения огня при следующей очереди.
Рис. 5. 10. Поперечное сечение ствола с межслойиым охлаждением： /—внутренняя труба； 2—кожух
Рис. 5. 10. Поперечное сечение ствола с межслойиым охлаждением： /—внутренняя труба； 2—кожух
Помимо отмеченного недостатка внутреннее охлаждение способствует снижению живучести стволов из-за образования сетки трещин на поверхности канала, причиной которых является многократно повторяющиеся резкие изменения температуры поверхностного слоя канала ствола, и поактически вызывает снижение режима огня, так как необходимо устанавливать кратковременные перерывы для ввода жидкости в канал ствола.
По этим причинам внутреннее охлаждение, несмотря на его эффективность, не находит широкого применения.
Наиболее прогрессивным методом охлаждения применительно к автоматическим пушкам калибром 57,—85-мм и орудиям среднего и крупного калибров является межслойное ох- лаждение. Оно заключается в принудительной прогонке жидкости между слоями стенки ствола, т. е. по продольным канавкам наружной поверхности трубы, помещенной в кожух
или по продольным ка-или по продольным ка-навкам внутренней поверхности кожуха (рис. 5.10)..
или по продольным ка-
или по продольным ка-
В некоторых конструкциях стволов с межслойным охлаждением продольные канавки (ребра) имеются как на внутренней поверхности кожуха, так и на наружной поверхности трубы.
Вследствие приближения жидкостного потока к поверхности канала ствола обеспечивается более эффективное охлаждение по сравнению с наружным охлаждением.
По схеме межслойного охлаждения изготовлен ствол 57-мм автоматической зенитной пушки фирмы《Воффорс》； Ствол указанного орудия состоит из лейнера и относительно тонкой оболочки с канавками на внутренней поверхности оболочки и наружной поверхности лейнера. Поперечные размеры лейнера обеспечивают необходимую прочность ствола без участия в сопротивлении продольному разрыву оболочки. Общая схема конструкции ствола с межслойным охлаждением приведена на рис. 5.11.
Межслойное охлаждение стволов является наиболее перспективной схемой, обеспечивающей непрерывное, эффективное и
равномерное охлаждение стволов при сравнительно малом расходе жидкости, чем способствует повышению живучести стволов и однообразному ведению снаряда по каналу ствола.равномерное охлаждение стволов при сравнительно малом расходе жидкости, чем способствует повышению живучести стволов и однообразному ведению снаряда по каналу ствола.Рис. 5. L1. Схема, качающейся части орудия с межслойным охлаждениемРис. 5. L1. Схема, качающейся части орудия с межслойным охлаждениемствола:ствола:/—труба； 2—кожух； 3-резервуар； 4—двигатель： 5-насос： 6—радиатор； ^—вентилятор- 8―шланг； 9―соединительные патрубки'/—труба； 2—кожух； 3-резервуар； 4—двигатель： 5-насос： 6—радиатор； ^—вентилятор- 8―шланг； 9―соединительные патрубки'Комбинированная схема охлаждения представляет собой комбинацию межслойного охлаждения казенной и средней части ствола и наружного охлаждения его дульной
равномерное охлаждение стволов при сравнительно малом расходе жидкости, чем способствует повышению живучести стволов и однообразному ведению снаряда по каналу ствола.
равномерное охлаждение стволов при сравнительно малом расходе жидкости, чем способствует повышению живучести стволов и однообразному ведению снаряда по каналу ствола.
Рис. 5. L1. Схема, качающейся части орудия с межслойным охлаждением
Рис. 5. L1. Схема, качающейся части орудия с межслойным охлаждением
ствола:
ствола:
/—труба； 2—кожух； 3-резервуар； 4—двигатель： 5-насос： 6—радиатор； ^—вентилятор- 8―шланг； 9―соединительные патрубки'
/—труба； 2—кожух； 3-резервуар； 4—двигатель： 5-насос： 6—радиатор； ^—вентилятор- 8―шланг； 9―соединительные патрубки'
Рис. 5. 12. Кривые изменения температур на внутренней поверхности ствола при различных схемах охлаждения：
/—без охлаждения； 2—наружное охлаждение： 5—межслойное охлаждение； 4—внутреннее охлаждение； а— температура наружной поверхности ствола без охлаждения； 6—с охлаждением
части. Вследствие сложности конструктивного решения комби- инрованная схема охлаждения не получила пока практического применения.
Эффективность различных видов схем жидкостного охлаждения стволов наглядно иллюстрируется на рис. 5.12.
На рис. 5.13 приводится номограмма для практического определения возможного количества выстрелов при стрельбе с различным режимом огня в условиях применения естественного
Рис. 5. 13. Номограмма нагрева и охлаждения ствола при естественном и искусственном охлаждении:
/—естественное охлаждение на воздухе; 2—искусственное охлаждениеводой； 5—допустимый нагрев в летних условиях； 4——допустимый на-грев в знмвих условиях; 5—кривые нагрева ствола прн различныхтемпах стрельбы
охлаждения на воздухе и при применении искусственного ох* лаждения жидкостью. Приведенная номограмма наглядно ил- люстрирует эффективность применения искусственного охлаждения стволов жидкостью для повышения плотности и режима огня.
Расчет системы межслойного охлаждения ствола в процессе стрельбы
Расчет производительности насоса, нагнетающего жидкость для охлаждения лейнера ствола, произведем для стационарного процесса теплоотвода. Количество тепла, снимаемое потоком жидкости, в этом случае будет
Q = JA/V%,
гдеСр ——удельная теплоемкость охлаждающей жидко
сти, икал/кгс-К;
Д^Ж=ГВЬ1Х —Гвх — нагрев жидкости в стволе;
О — расход охлаждающей жидкости через ствол кгс/с;
£口 = — — время цикла автоматики или время перерыва, между выстрелами, с;
п — темп стрельбы, выстрел/с;
Гвых и 7Kt — соответственно температура жидкости навходе в ствол и выходе из него.
Откуда расход жидкости, обеспечивающий необходимый теп- лосъем,
0=-^-.
• С другой стороны, при квазистационарном процессе теплообмена количество тепла, прошедшее через лейнер и отданное охлаждающей жидкости, определяется формулами:
〃Q = 2叭(北-%)—(5.48)
d
nQ = ^HZca(rCH-rj,(5.49}
гдеLc ——полная длина ствола;
Тс — температура внутренней поверхности лейнера;
Тен ——температура наружной поверхности лейнера;
Тж=5(Твх+Твых)——средняя температура охлаждающей жидкости;
dn ——диаметр лейнера по доньям канавок охлаждения;
入с = 32 Faqгкоэффициент теплопроводности металла лей- (м-ч-К)
нера.
Совместное решение уравнений (5.48), (5.49) позволяет найти температуры:
—— охладителя на выходе из ствола
Т —I.
4 вых —/ ВхТ 不，
——наружной поверхности лейнера
叫а£с〈 2Оср 丿'
—— поверхности канала ствола (лейнера)
Т = ТIin 1 g
血血魂 十2л入/е№十2Qcp*
При определении коэффициента теплоотдачи от стенок лей- нера к охлаждающему агенту (например, воде или антифризу) можно пользоваться формулой
а= 0,023 Re^PrOA』，
где Re—число Рейнольдса;
и(；хпУоХ』(с+^)〃1
Pr= 1V— число Прандтля;
лсхл — коэффициент теплопроводности охладителя;
d эквивалентный гидравлический диаметр
для канавки прямоугольной формы.
В указанных выражениях:
с п h ——соответственно ширина и глубина канавки；
孔а ——'число канавок охлаждения;
^охл ——кинематическая вязкость охладителя；
Уех〃 — плотность охладителя;
&т=—Ь^температуропроводность охладителя.
^рУохл
Для расчета мощности насоса, нагнетающего охладитель, можно пользоваться формулой
ат — G (Др 4- АЮ —\ 厶丿
/ V нас~~ —п ~，
75你х“150gM統般
тде А/?=давление, обеспечивающее расход охлади-
2gY°x£
теля, без учета гидравлического сопротив
ления;
А〃е ——потери давления в системе охлаждения вследствие гидравлического сопротивления, определяемые по формуле
、PlF「ds 帀晟
где / — длина канавок системы охлаждения ствола;
^к = ^1«Л ——площадь» поперечного сечения канавок системы охлаждения.
Для определения величины коэффициента сопротивления трения g следует пользоваться формулами:
—при lO’wRewlO8
Е = 0,00332 + 0,221Re-°»237.
— при ReKp=2300 < Re < 105
E=0,316Re—о” .
Примеры расчета
Пример 5.3. Найти мощность насоса н расход воды, обеспечивающий непрерывное охлаждение ствола 30-мм пушки (см. пример 5.1) прн конечном значении температуры охладителя Твмх = 400° 宜.Qb = 13,6 ккал — количество- тепла, аккумулированное стволом за одни выстрел;Пример 5.3. Найти мощность насоса н расход воды, обеспечивающий непрерывное охлаждение ствола 30-мм пушки (см. пример 5.1) прн конечном значении температуры охладителя Твмх = 400° 宜.Qb = 13,6 ккал — количество- тепла, аккумулированное стволом за одни выстрел;
Пример 5.3. Найти мощность насоса н расход воды, обеспечивающий непрерывное охлаждение ствола 30-мм пушки (см. пример 5.1) прн конечном значении температуры охладителя Твмх = 400° 宜.Qb = 13,6 ккал — количество- тепла, аккумулированное стволом за одни выстрел;
Пример 5.3. Найти мощность насоса н расход воды, обеспечивающий непрерывное охлаждение ствола 30-мм пушки (см. пример 5.1) прн конечном значении температуры охладителя Твмх = 400° 宜.Qb = 13,6 ккал — количество- тепла, аккумулированное стволом за одни выстрел;
с н 丘=5 мм；
& == 1600 мм；
rfH = 38 мм;
d = 31 мм;
勺=12;
п = 20 выстр./с;
&х - 300 К;
Потребный расход 心 2(МЗ,6
с^Тж 1 ・%2(Г
Tbrx = 420 К;
Рг= 1,2;
，voxл^ 2-10-7 М2/С； 入 охл = 0,475 ккал/К;
с〃= 1 ккал/(кгс-К).
Yoxn= 1000 кгс/мЗ;
入с = 32 ккал/(м-ч-К).
воды
= 2,27 кгс/с.
Число Рейнольдса потока воды в канавках охлаждения
с202227с -
Re ==— = ], 9・ 10°.
^^<44(^ 十无)勺'2-1O~7-1O3.io-2.12
Эквивалентный гидравлический диаметр потока воды
— 2"_ —25
c + 九 10
а = 0,023 Re0'8?^14^-
%
= 0>023(1,9.105)4/51,2
0,475
J3,6* 103*5* I0~3
=11 ккал/(м2-с-К)
5. Температура поверхности канала ствола
厶=「вх + 〃Q
1
1
——^1 .t n
m厶金а2jt£$c
300 + 20.13,6
1
3,6。103
я-0,039.1,6.11 +2nl,6-32
施1
——
d2
t 3811
!31T 2 2,27-1
=1100 к.
Коэффициент гидравлического сопротивления трения
& = 0,00332 + 0,221 Re-*0'237 = 0,0157.
Мощность насоса, нагнетающего воду в канавки охлаждения,
03。+ *勺 2,273 (1 + 1,57.102?)
"=15%х“уК& = 150-9,81.0.5-106.32-10-8；
Здесь т)= 0,5 — КПД насоса с учетом гидравлических потерь в коммуникациях, подводищих воду к стволу и насосу;
FK = 12*0,5*0,5 = 3 см2.
Избыточное давление воды на входе в ствол /& \&2,272
"=行k； = 6 2:9 瓦.3力0二8 行=i，75
Скорость движения воды по канавкам охлаждения:
02,27//
v === 7,5 м/с.
Y。x，K 103.3.10-4.
6. ТЕМПЕРАТУРНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
ПРИ плоском ДЕФОРМИРОВАННОМ состоянии
Общие положения
Существующие до последнего времени методы расчета стволов орудий наземной артиллерии исходили из естественного состояния их стенок, т. е. такого состояния, когда стенки ствола по своей толщине имеют одинаковую температуру. Между тем при выстреле, особенно при интенсивной стрельбе, происходит неравномерный разогрев ствола в поперечном и продольном направлениях.
Вследствие неравномерного разогрева стенок ствола отдельные частицы их расширяются неодинаково и из-за взаимодействия между ними возникают так называемые температурные напряжения. Неравномерный нагрев стенок ствола принадлежит к числу тех факторов, которые способны вызвать значительные дополнительные напряжения.
Существенное отличие температурных напряжений от напряжений, вызываемых давлением пороховых газов, состоит в том, что они далеко не всегда могут быть снижены при помощи увеличения толщины стенок ствола или применения более качественных сталей. Последнее объясняется тем, что с увеличением толщины стенок растет перепад температур по толщине и увеличиваются температурные напряжения.
В некоторых случаях температурными напряжениями в стенках стволов можно пренебречь. Однако при значительных перепадах температур, что может иметь место в некоторых конструкциях стволов орудий противотанковой, зенитной и других видов скорострельной артиллерии, пренебрежение температурными напряжениями может вызвать снижение установленной величины коэффициентов запасов прочности. Поэтому определение температурных напряжений в стволах артиллерийских орудий представляет не только теоретический, но и большой практический интерес, приобретающий особо важное значение в связи с тенденцией повышения мощности и скорострельности орудий.
Температурные напряжения, возникающие в стенках ствола при выстреле, иногда называют температурнми напряжениями от выстрела. Помимо температурных напряжений от выстрела,
в стенках ствола возникают и температурные напряжения от охлаждения стволов жидкостью или другим рабочим телом.
При охлаждении стволов температура наружных и внутренних слоев стенок быстро сравнивается с температурой рабочего тела и окружающего воздуха, а температура в поперечных сечениях ствола будет распределена неравномерно. Крайние элементы стенок ствола в объеме не будут уменьшаться, а все остальные, продолжая постепенно охлаждаться, уменьшаются и в результате появляются температурные напряжения от охлаждения. В технической литературе напряжения от разогрева принято называть температурными напряжениями первого рода, а напряжения от охлаждения ■— температурными напряжениями второго рода.
Температурные напряжения второго рода по сравнению с напряжениями первого рода с точки зрения влияния их на напряженное состояние ствола при выстреле имеют второстепенное значение.
Поэтому рассмотрим влияние температурных напряжении первого рода на напряженное состояние артиллерийских стволов： при выстреле. Последнее является целесообразным и потому^ что вычисление напряжений второго рода производится аналогично вычислению напряжений первого рода. Температурные напряжения второго рода зависят от температурного градиента в момент охлаждения ствола, от скорости охлаждения, от температуры внутренних слоев ствола, при которой начинается процесс охлаждения, от марки орудийной стали и от рабочего тела» применяемого при охлаждении, и ряда других факторов.
Определение температурных напряжений в стенках стволов： различного устройства представляет собой известные трудности, которые вызываются прежде всего недостаточно разработанными инженерными методами теоретических расчетов и экспериментальных исследований температурного поля ствола при выстреле.
Основные допущения
При определении температурных напряжений в стенках стволов артиллерийских орудий, помимо ранее принятых допущений при определении напряжений от давления пороховых газов, примем следующие дополнительные допущения:
——распределение температуры симметрично относительно» оси канала ствола и постоянно по его длине;
——модуль упругости и коэффициент линейного расширения материала ствола принимаем средними постоянными значениями；
——поток тепла по толщине* стенки ствола принимаем установившимся, т. е. неизменным во времени.
Принятые допущения позволяют сравнительно просто получить формулы для определения температурных напряжений ис приемлемой точностью для практики инженерных расчетов оценить прочность разогретых стволов при выстреле.
На основании принятых допущений можно считать, во-первых, что температура и температурные напряжения зависят только от г и, во-вторых, что поперечные сечения, лежащие на достаточном расстоянии от дульного и казенного торца ствола, остаются плоскими и относительная температурная деформация в осевом направлении е/ является величиной постоянной, т. е. имеет место плоское деформированное состояние.
Нормальные напряжения
Рассмотрим длинную толстостенную цилиндрическую трубу, температура в стенках которой Т изменяется по толщине и постоянна по его длине.
Результирующие деформации в стенках такого стола будут определяться суммой упругих деформаций, возникновение которых обусловливается неравномерным разогревом стенок ствола, и тепловых деформаций, являющихся следствием только одного изменения температуры, т. е.
m = e0+ aт.
На основании высказанных соображений относительные теп-
ловые деформации в трех основных направлениях
можно представить в виде функций от соответствующих им нормальных температурных напряжений ^,仃?且成 и температур
ного расширения аТ, т. е.
(5.50)(5.50)e：=+(d-P•或一Р•吗)十a7；
(5.50)
(5.50)
е： = 2(吧—"d — W) + a7.
Вычитая из первого выражения системы уравнений (5.50) второе, получим
¥-" = *州一鸣。（5・51）
Имея в виду, что
dr
j^^e Дифференциальное уравнение упругого равновесия ци-j^^e Дифференциальное уравнение упругого равновесия ци-Лdo%_ + z** и。=0, гdr т .'Лdo%_ + z** и。=0, гdr т .'(5.52).(5.52).получимполучим。7 1 + К do%。7 1 + К do%drdrЕ drЕ dr(5.53)(5.53)Из третьего выражения системы уравнений (5.50) определим， осевое температурное напряжениеИз третьего выражения системы уравнений (5.50) определим， осевое температурное напряжениеПодставив найденное значение aS в выражение для окружных деформаций £：, определяемое системой уравнений (5.50)， получимef=^|^%_ 七0广跤 ^ + (1+а)аТ —吃;.Подставив найденное значение aS в выражение для окружных деформаций £：, определяемое системой уравнений (5.50)， получимef=^|^%_ 七0广跤 ^ + (1+а)аТ —吃;.Продифференцируем последнее уравнение по г, будем иметьПродифференцируем последнее уравнение по г, будем иметь空dr空dr］一炉对E dr］一炉对E dr"(1 + ")竺 " dr"(1 + ")竺 " dr^-(l + a)a-^. dr^-(l + a)a-^. dr
j^^e Дифференциальное уравнение упругого равновесия ци-
j^^e Дифференциальное уравнение упругого равновесия ци-
Лdo%
_ + z** и。=0, гdr т .'
Лdo%
_ + z** и。=0, гdr т .'
(5.52).
(5.52).
получим
получим
。7 1 + К do%
。7 1 + К do%
dr
dr
Е dr
Е dr
(5.53)
(5.53)
Из третьего выражения системы уравнений (5.50) определим， осевое температурное напряжение
Из третьего выражения системы уравнений (5.50) определим， осевое температурное напряжение
Подставив найденное значение aS в выражение для окружных деформаций £：, определяемое системой уравнений (5.50)， получим
ef=^|^%_ 七0广跤 ^ + (1+а)аТ —吃;.
Подставив найденное значение aS в выражение для окружных деформаций £：, определяемое системой уравнений (5.50)， получим
ef=^|^%_ 七0广跤 ^ + (1+а)аТ —吃;.
Продифференцируем последнее уравнение по г, будем иметь
Продифференцируем последнее уравнение по г, будем иметь
空
dr
空
dr
］一炉对
E dr
］一炉对
E dr
"(1 + ")竺 " dr
"(1 + ")竺 " dr
^-(l + a)a-^. dr
^-(l + a)a-^. dr
П/^о?НЯ® правые части полученного уравнения и уравне- ния (5.53) найдем
1 + р.河 _ 1 _ м do：Е dr Е~ ~dr1 + р.河 _ 1 _ м do：Е dr Е~ ~dr"(1 +") d^"(1 +") d^
1 + р.河 _ 1 _ м do：
Е dr Е~ ~dr
1 + р.河 _ 1 _ м do：
Е dr Е~ ~dr
"(1 +") d^
"(1 +") d^
После проведения преобразований последнее уравнение перепишется в следующем виде：
4+ь?=4+ь?=а"1 一"а"1 一"内,内,(5.54}(5.54}
4+ь?=
4+ь?=
а"
1 一"
а"
1 一"
内,
内,
(5.54}
(5.54}
可一*=可一*=drdr。升现。升现1 —К1 —К(5.56)(5.56)
可一*=
可一*=
dr
dr
。升现
。升现
1 —К
1 —К
(5.56)
(5.56)
где(?i — постоянная интегрирования.
Уравнение (5.54) содержит два неизвестных напряжения и% и и?, для определения которых воспользуемся связыо между указанными напряжениями, записываемой в виде (5.52).
Тогда радиальные и окружные температурные напряжения найдутся из решения уравнений (5.52) и (5.54)
(5. 55}
В результате решения уравнений (5.55) и (5.56) получим
2”2”do,drdo,draET1 一出aET1 一出к сгк сг
2”
2”
do,dr
do,dr
aET
1 一出
aET
1 一出
к сг
к сг
Умножив правую и левую части последнего уравнения на будем иметь
2少+产些=一产厂+内厂
' dr 1 —
Это уравнение может быть записано так:
dd（产鸣="（产鸣="a"1 一出a"1 一出(5.57)(5.57)
d
d
（产鸣="
（产鸣="
a"
1 一出
a"
1 一出
(5.57)
(5.57)
^^— \ Trdr(1-М f^^— \ Trdr(1-М f(5.59)(5. 60}(5.61)(5.59)(5. 60}(5.61)
^^— \ Trdr(1-М f
^^— \ Trdr(1-М f
(5.59)
(5. 60}
(5.61)
(5.59)
(5. 60}
(5.61)
Интегрируя уравнение (5.57) от 门 до г, найдем выражение для температурного радиального напряжения, выражаемое че- рез текущее значение радиуса г и постоянные интегрирования q и %
3° = С,\ Trdr^--^-.(5.58)
Определим постоянные интегрирования. При условии, что наружная и внутренняя поверхности трубы свободны от внешней нагрузки, постоянные интегрирования определяются следующим образом.
На внутренней поверхности трубы з, равно нулю, на наружной поверхности трубы 吟 также равно нулю. Следовательно, для определения q и с? уравнение (5.58) может быть запи
сано в таком виде:
Решение системы уравнений (5.59) позволяет найти
(5.58), стенок(5.58), стенокTrcir-±\Trdr .Trcir-±\Trdr .Подставляя найденное значение ^ в уравнение (5.52) необходимых преобразований, получимПодставляя найденное значение ^ в уравнение (5.52) необходимых преобразований, получим(5. 62)после(5. 62)послеПодставляя найденные значения 41 и с2 в уравнение найдем радиальные напряжения, вызванные разогревом трубы при выстреле:
(5.58), стенок
(5.58), стенок
Trcir-±\Trdr .
Trcir-±\Trdr .
Подставляя найденное значение ^ в уравнение (5.52) необходимых преобразований, получим
Подставляя найденное значение ^ в уравнение (5.52) необходимых преобразований, получим
(5. 62)
после
(5. 62)
после
а£ Г г2 + г?1 J-1
(5. 63)(5. 63)Т~^1^Г¥^ Trdr^-\Trdr^T .
(5. 63)
(5. 63)
Если закон распределения температуры по толщине стенки ствола известен, то можно вычислить значения интегралов в формулах (5.62) и (5.63) и, следовательно, определить распределения окружных и радиальных температурных напряжений 空h *
На основании принятого допущения, что поток тепла по толщине стенки ствола за времй выстрела является установившимся, подставим в уравнения для и% и и? значение Г (формула 5.3) и после интегрирования получим
gО—且7(n，*)E 1]"上2(1 — к) In L 'gО—且7(n，*)E 1]"上2(1 — к) In L 'Г1 伉一戸)1 r9~\ (5-64)Г1 伉一戸)1 r9~\ (5-64)
gО—且7(n，*)E 1]"上2(1 — к) In L '
gО—且7(n，*)E 1]"上2(1 — к) In L '
Г1 伉一戸)1 r9
~\ (5-64)
Г1 伉一戸)1 r9
~\ (5-64)
o?=g"S，唠£ [ 1_гЩ±^1п^_[п^]_ (5.65)
2(1 —(Л)In—. 八依一电e ，」
(5. 66)(5. 66)НаНаЗначения осевых температурных напряжений могут быть получены аналогично:
(5. 66)
(5. 66)
На
На
внутренней поверхности ствола (рис. 5.10) при 厂=广
ь。=)0 — - QAT (门，广 2)Eь。=)0 — - QAT (门，广 2)E2 (1 — р.) In "^~2 (1 — р.) In "^~1+号尸*1+号尸*
ь。=)0 — - QAT (门，广 2)E
ь。=)0 — - QAT (门，广 2)E
2 (1 — р.) In "^~
2 (1 — р.) In "^~
1+号尸*
1+号尸*
2dr2~ rl2dr2~ rlk —1k —1
2d
r2~ rl
2d
r2~ rl
k —1
k —1
На наружной поверхности ствола при 尸=々
о。=3。= aAT "1，Г2)Е
【2Z2'
2(1 —卩)Е ——
рис. 5. 14. Эпюры нормальных температурных напряженийрис. 5. 14. Эпюры нормальных температурных напряженийВеличина температурных напряжений будет определяться перепадом температур в поперечных сечениях ствола АТ, который зависит от режима стрельбы, мощности орудия и конструкции ствола. Распределение нормальных температурных напряжений по толщине стенки ствола приведены на рис. 5.14.
рис. 5. 14. Эпюры нормальных температурных напряжений
рис. 5. 14. Эпюры нормальных температурных напряжений
Приведенные напряжения
При принятых ранее допущениях направление температурных напряжений будет совпадать с направлениями напряжений, вызванных давлением пороховых газов. Сле-
довательно, результирующие * - значения напряжений будет
определяться их алгебраической суммой. На основании этого можно утверждать, что действительное напряженное состояние разогретого ствола будет отлично от тех расчетных значений напряжений, которые определяются прочностным расчетом ствола на действие давления пороховых газов.
Имея в виду, что опенка прочности стволов, как правило, производится по теории наибольших деформаций, определим приведенные температурные напряжения. Если предположить, что компоненты напряжений, вызванные температурой, связаны с компонентами упругих деформаций обычными соотношениями* известными под названием обобщающего закона упругости
£畔=呼一"歹一即曰
то, подставляя в последнее выражение значения нормальных температурных напряжений, определяемые уравнениями (5-64)——
(5.66), получим
0 аДГ (rx,r^E 12中2 ］口亠(5. 67)
EZ--^-7TV ，2但一疋)
2 In —
Полученная формула для приведенных окружных температурных напряжений позволяет определить действительные зна~ чения напряжений в стенках ствола Е^, которые будут определяться алгебраической суммой напряжений, вызванных давлением пороховых газов Ее? напряжений, обусловленных неравномерным разогревом стенок ствола, предшествующих выстрелу
Рис. 5.15. Эпюры приведенных напряжений в неравномерно разогретом стволе прн выстрелеРис. 5.15. Эпюры приведенных напряжений в неравномерно разогретом стволе прн выстреле_0 аАТ (Г1,г2)_0 аАТ (Г1,г2)N伍一峪N伍一峪In— —упругая окружная темпе-、In— —упругая окружная темпе-、
Рис. 5.15. Эпюры приведенных напряжений в неравномерно разогретом стволе прн выстреле
Рис. 5.15. Эпюры приведенных напряжений в неравномерно разогретом стволе прн выстреле
_0 аАТ (Г1,г2)
_0 аАТ (Г1,г2)
N伍一峪
N伍一峪
In— —упругая окружная темпе-、
In— —упругая окружная темпе-、
&；р и температурных напряжений, возникающих в момент выстрела 、£% т. е.
Ее^Е^Ег^-^Е^
Распределение составляющих и приведенных результирующих напряжений показано на рис. 5.15, из которого видно, что результирующие значения напряжений на внутренней поверх-
ности ствола меньше приведенных напряжений, вызванных давлением пороховых газов на величину температурных напряжений. .Поэтому при наличии температурных напряжений внутренние слои нескрепленного ствола находятся в более благоприятных условиях, чем наружные слои, результирующие напряжения в которых увеличиваются. Следовательно, при больших перепадах температур наиболее напряженными слоями могут оказаться наружные слои.
При оценке прочности разогретых стволов следует иметь в виду, что температурные напряжения, вызываемые проникновением тепла во время выстрела, не распространяются дальше пограничного слоя, прилегающего к внутренней поверхности канала ствола, по
этому имеют местный характер, не оказывая существенного влияния на общее напряженное состояние ствола во время выстрела. Хотя величина этих температурных напряжений в слоях ствола, прилегающих к внутренней поверхности канала, превосходит предел пропорциональности металла ствола и вызывает местные остаточные деформации пограничного слоя толщиной около нескольких сотых долей миллиметра.
Температурные деформации
Температурные деформации в стенках разогретого ствола могут быть определены как алгебраическая сумма
е： = е廿а7\, где £； —суммарная окружная температурная деформация;
ратурная деформация, вызванная неравномерным разогревом; 240
пГ2 — деформация, вызванная свободным расширением ислед- ствие равномерного нагревания стенок стеолэ на температуру %
Общая относительная окружная деформация в стенках неравномерно разогретого ствола при выстреле * будет определяться алгебраической суммой деформаций, вызванных давлением пороховых газов и температурной деформацией
где гР — относительная окружная деформация, вызываемая давлением пороховых газов
工3e Г2陋一片)'
Общая абсолютная радиальная деформация на внутренней поверхности ствола
zzi~sT1r1, на наружной поверхности ствола•
辽2 == £т」2・
Для обеспечения нормальных условий наката и отката ствола наименьший необходимый диаметральный зазор между наружной поверхностью направляющей обоймы люльки выбираем из соотношения 6^3и2.
Примеры расчета
Пример 5.4. Определить распределение нормальных температурных напряжений по толщине стенки ствола 85-мм пушки при следующих данных: 门= 43,35 мм, г2= 100 мм; перепад температур по толщине АТ(п, Гг) = 60°С коэффициент линейного расширения а= 1,25-10~*5 1/К, модуль упругости Е= = 2,0-106 кгс/см2.
Температурные напряжения при 广=门 на внутренней поверхности ство- ла [см. формулы (5. 65), (5. 66)] о： =0.
(ха丁 (门，厂2)e2 (1 — к) In £(ха丁 (门，厂2)e2 (1 — к) In £QQ = —1550 кгс/см2. 4,335]QQ = —1550 кгс/см2. 4,335]InIn10,04,33510,04,3351,25-10-5.60.2,0-1061,25-10-5.60.2,0-1062・I02102 —4,3痂 1n2・I02102 —4,3痂 1n
(ха丁 (门，厂2)e
2 (1 — к) In £
(ха丁 (门，厂2)e
2 (1 — к) In £
QQ = —1550 кгс/см2. 4,335]
QQ = —1550 кгс/см2. 4,335]
In
In
10,0
4,335
10,0
4,335
1,25-10-5.60.2,0-106
1,25-10-5.60.2,0-106
2・I02
102 —4,3痂 1n
2・I02
102 —4,3痂 1n
Температурные напряжения при「=力 на наружной поверхности ствола
“'2(1一)e2""n‘
1,25-10-5-60-2,0-1061,25-10-5-60-2,0-10610,04,33510,04,335{24 3352I 10,02-4,3352{24 3352I 10,02-4,335210,0Е 4,33510,0Е 4,335—1 = 730 кгс/см2.—1 = 730 кгс/см2.
1,25-10-5-60-2,0-106
1,25-10-5-60-2,0-106
10,0
4,335
10,0
4,335
{24 3352
I 10,02-4,3352
{24 3352
I 10,02-4,3352
10,0
Е 4,335
10,0
Е 4,335
—1 = 730 кгс/см2.
—1 = 730 кгс/см2.
Радиальные, окружные и осевые температурные напряжения в промежуточных сечениях ствола при значениях текущего радиуса 6,0 и 8,0 см ■определяются по формулам (5. 64), (5.65) и (5.66) и соответственно будут:.
о： = 170 и 130 кгс/см2; о? = —390 и ЗОЭ кгс/см2 и а^ ~ —505 и 175 кгс/см2^-
Эпюры распределения температурных напряжений приведены на рис. 5. 14- Результаты расчетов показывают, что температурные напряжения в стенках ствола составляют большую величину и могут достигать 50% от напряжений, вызываемых давлением пороховых газов.
Пример 5.5. При исходных данных примера 5. 4 и максимальном давлении пороховых газов рт = 2550 кгс/см2 определить распределение действительных значений приведенных напряжений по толщине стенки ствола 85-мм пушки.
Напряжения на внутренней поверхности ствола при r =「i：
приведенные напряжения, вызванные давлением пороховых газов.
=4300 кгс/см5；=4300 кгс/см5；22厂，+ 厂； 22-102 + 4,3352
=4300 кгс/см5；
=4300 кгс/см5；
尸吟=Т 二不=可2550 102 — 4,335丁
приведенные температурные напряжения
а"(厂 1,厂2)Е21п —а"(厂 1,厂2)Е21п —
а"(厂 1,厂2)Е
21п —
а"(厂 1,厂2)Е
21п —
10 、S^) = -”5。кг/см”10 、S^) = -”5。кг/см”
10 、
S^) = -”5。кг/см”
10 、
S^) = -”5。кг/см”
1，25，10一5，60-2,0-106 /2.102
10102 — 4,3352
2 In --
4,335
действительные привэденные напряжения Еет】
Е%1 =&厶 + 屋?1 = 4300 十(—2150) = 2150 кгс/см2.
Напряжения на наружной поверхности ствола при r=r2：
приведенные напряжения, вызванные давлением пороховых газов».
2г?9-4 3352
&? — рт ―оq = 2550 = 1120 кгс/см2;
" 厂之一片 102 — 4,3352
приведенные температурные напряжения
2In —1,25-10-5.60-2,0-106 /2-4,33521 ——- 一—二—2In —1,25-10-5.60-2,0-106 /2-4,33521 ——- 一—二—2г；厂；一厂；2г；厂；一厂；/*2In —厂1/*2In —厂1102 In4,335102 In4,335102 — 4,3352102 — 4,335210 \In ——- = 960 кгс/гм2; 4,335/10 \In ——- = 960 кгс/гм2; 4,335/
2In —
1,25-10-5.60-2,0-106 /2-4,3352
1 ——- 一—二—
2In —
1,25-10-5.60-2,0-106 /2-4,3352
1 ——- 一—二—
2г；厂；一厂；
2г；厂；一厂；
/*2
In —
厂1
/*2
In —
厂1
10
2 In
4,335
10
2 In
4,335
102 — 4,3352
102 — 4,3352
10 \
In ——- = 960 кгс/гм2; 4,335/
10 \
In ——- = 960 кгс/гм2; 4,335/
действительные приведенные напряжения
Е%2 — Ее% + Ее?? = 1120 + 960 = 2080 кгс/см2.
Эпюры составляющих и действительных приведенных напряжений в неравномерно нагретом стволе при выстреле приведены на рис. 5. 15.
Пример 5. 6. Прн исходных данных численных примеров 5. 4 и 5. 5 определить максимально возможную величину общей абсолютной радиальной деформации на наружной поверхности ствола 85-мм пушки и необходимый минимальный зазор при условии нагрева наружной поверхности до температуры 360° С, а внутренней поверхности ствола до 420° С.
Относительная деформация на наружной поверхности ствола от действия давления пороховых газов
рт 2г；25502 4,3352
Т" О 彳) = 2 0 106 (102 — 4,335 2)
Относительная упругая температурная деформация
aат （口，厂2） =22aат （口，厂2） =22厂I厂Il,25・10-5・60l,25・10-5・6021n21n104,335104,33524,3352 (n 102—4,335224,3352 (n 102—4,3352盘）盘）=0,00048.=0,00048.
aат （口，厂2） =22
aат （口，厂2） =22
厂I
厂I
l,25・10-5・60
l,25・10-5・60
21n
21n
10
4,335
10
4,335
24,3352 (n 102—4,3352
24,3352 (n 102—4,3352
盘）
盘）
=0,00048.
=0,00048.
Относительная деформация, вызванная свободным расширением 1,25，10-5-369= 0,0045.
. Общая относительная деформация на наружной поверхности ствола 院2 =嗚十 点 + а& = 0,00061 + 0,00048 十 0,0045 = 0,00559.
Абсолютная максимальная деформация
以2 = %2厂2 = °,°°559・ 10 = 0,0559 см.
Необходимый минимальный зазор
6тЕ = 3*0,0559 = 0,1677 см.
НАПРЯЖЕНИЯ В СТВОЛЕ, НЕРАВНОМЕРНО НАГРЕТОМ ПО ДЛИНЕ И В РАДИАЛЬНОМ НАПРАВЛЕНИИ
Теоретические и экспериментальные исследования показывают, что нагрев стволов происходит неравномерно по длине и в
радиальном направлении. Определение напряжений в этом случае в значительной степени усложняется.
Для упрощения решения задачи будем считать, что температура ствола линейно меняется вдоль его продольной оси 2, а в радиальном направлении ——по произвольному закону.
Закон изменения температуры примем в виде
T(z,r)=^-T(r\T(z,r)=^-T(r\(5.68)(5.68)
T(z,r)=^-T(r\
T(z,r)=^-T(r\
(5.68)
(5.68)
где Т (г) — изменение температуры в радиальном направлении, определяемое для каждого значения 2；
• Применительно к рассматриваемому случаю при решении задачи удобно исходить из уравнений равновесия в перемещениях, которые в случае осевой симметрии запишутся
。2"1 ди "1 — 2* О?卫亠1 d-w —'
Йг2 '~ дг 万十 2 (I + 2)2 (1 - р.) drdz~
=а 1 +出打(z，r).
1 — dr“
(
@2侬I 1 dw, 2(1 — p.)XwI 1( 0%I 1dti \
*r dr 1 — 2*及2 1 — 2*(drdz r0z 丿
- * dz丿
Предположим, что радиальное перемещение имеет вид
"(Z, r) = ^«°(r),"(Z, r) = ^«°(r),(5.70)(5.70)
"(Z, r) = ^«°(r),
"(Z, r) = ^«°(r),
(5.70)
(5.70)
где 淤(г) —перемещение в стволе, неравномерно нагретом толь* ко в радиальном направлении в сечении, отвечающем координате %
Подставляя выражения (5.68) и (5.70) в первое уравнение-
и учитывая, что решение одномерной задачи 〃。") удовлетворяет уравнению
(5.71)(5.71)。2" I 1 * d"И — 1 十 * " (г)
(5.71)
(5.71)
0厂 2 r dr厂 21 — (1 dr
получимполучим02侬 Qdrdz
получим
получим
При этих условиях осевое перемещение w (г, г) будет иметь вид
®3, r) =(D(z) +① 1(г).®3, r) =(D(z) +① 1(г).(5.72)(5.72)
®3, r) =(D(z) +① 1(г).
®3, r) =(D(z) +① 1(г).
(5.72)
(5.72)
где ①(之)и Ф1 (г)——некоторые произвольные функции своих аргументов.
вововтороевтороеQ2①1 ,」★2十ГQ2①1 ,」★2十Г炳[2(1 — *)/ф”十 1 — 2*3炳[2(1 — *)/ф”十 1 — 2*31( du^1( du^〃0〃0Т (1 — 2*)丄 \ dr гТ (1 — 2*)丄 \ dr г(5.73)(5.73)
во
во
второе
второе
Q2①1 ,」
★2十Г
Q2①1 ,」
★2十Г
炳[2(1 — *)/ф
”十 1 — 2*3
炳[2(1 — *)/ф
”十 1 — 2*3
1( du^
1( du^
〃0
〃0
Т (1 — 2*)丄 \ dr г
Т (1 — 2*)丄 \ dr г
(5.73)
(5.73)
Подставляя выражения (5.68), (5.70) и (5.72) уравнение системы (5.69), найдем
Так как первый интеграл уравнения (5.71) равен
丝+ 史=土"+ g,dr z* 1 —卩
то уравнение (5.73) можно записать в таком виде
1 — 2* L1 — 2* L(5.74)(5.74)〃① 1 (丄炳 I 2(1 — R)出=1 + * Ct d「2 十厂 dr 1 — 2* dz? 1 — * £
1 — 2* L
1 — 2* L
(5.74)
(5.74)
Последнее уравнение распадается на следующие два:
^/2ф=Q；
“2①1 ] ] d® [ + * а у1 (厂) Г С] 2 (12)
〃2 г "1 — |л L(1 — 2r) L 1 — 2*
где с?——некоторая постоянная.
Интегрируя первое уравнение, найдем
Ф(2)=-^- с^ + с32 + с4.(5.75>
На основании условий смещения ствола как твердого тела постоянную С4 примем равной нулю. Интегрируя второе уравнение, находим
dr (1一 2)" ”L (1 — 2出)2丄 1 — 2* 」 rL
-(5.76)
Пользуясь выражениями (5.70), (5.72), (5.75), (5. 76), определим относительные деформации ствола:
£г£гd"d"L力0L力0с1с1U _ N r LU _ N r L
£г
£г
d"
d"
L力0
L力0
с1
с1
U _ N r L
U _ N r L
me e； и e^ — относительные деформации ствола неравномерно нагретом только в радиальном направлении.
Постоянные сь с^ Сз,矗——определяют из краевых условий на внутренней и наружной поверхности ствола.
При г = Г1 и「=「2 (Уг = ТГ2=0.
При этих условиях окончательное решение может быть за- лисано в следующей форме:
。；=个唄 Г）； 。：="!•。么 Г）；。：=宁。州）;
L 厶门一
(5.77) тде 干(г);号(尸)；до (г) —определяются формулами (5.64) и (5.65) и (5. 66).
Казенный и дульный срезы ствола с известным приближением можно считать свободными от напряжений. Поскольку решение (5.77) не удовлетворяет этому условию, оно может •считаться приемлемым для определения напряженного состояния сечений ствола, находящихся на некотором удалении от его лереднего и заднего концов.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
L Бояршинов С. В. Основы строительной механики машин, М.( «Машиностроение», 1973, 456 с.
Безухов Н. И. и др. Расчеты на прочность, устойчивость н колебания в условиях высоких температур. М., «Машиностроение», 1965, с. 433—487.
Головинцев А. Г. и др. Техническая термодинамика и теплопередача. М, «Машиностроение», 290 с.
Кутателадзе С. С. Основы теории теплообмена, Новосибирск,《Наука» J970, 649 с.
Проектирование ракетных н ствольных систем. Под ред. Б. В. Орлова, ^Машиностроение», 1974, 827 с.'
Г л а в a 6
ЖИВУЧЕСТЬ
ОРУДИЙНЫХ стволов
Каждый артиллерийский ствол, изготовленный из вполне доброкачественного металла с требуемым запасом прочности и удовлетворяющий всем конструктивным и тактико-техническим требованиям, в процессе стрельбы постепенно изнашивается и перестает удовлетворять тактико-техническим требованиям (ТТТ).
Явление износа стволов исследовалось многими авторами как в экспериментальном, так и в теоретическом плане. В настоящее время установлены механизм износа, причины, вызывающие его, а также найдены различные меры, уменьшающие износ. Кроме того, оценены влияния величины и характера износа на критерии, определяющие живучесть стволов.
L ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О ЖИВУЧЕСТИ СТВОЛОВ
Процесс износа стволов для различных типов орудий неодинаков и зависит от калибра ствола, темпа и режима стрельбы.
Например, проследим за изменениями поверхности канала ствола войсковой артиллерийской системы среднего калибра по мере увеличения настрела.
Износ развивается в определенной последовательности.
Первое, что можно заметить в канале ствола, 一 это омеднение его поверхности. Уже через несколько выстрелов (менее- 10) будут заметны следы омеднения канала ——медь тонкими слоями окажется нанесенной на боевые грани полей и донья нарезов. На других участках поверхности канала ствола следы меди будут менее заметны.
Подробные исследования показывают, что медь наносится на поверхность канала в основном под воздействием пороховых газов, прорывающихся через мельчайшие зазоры между пояском и стволом. Частицы меди срываются с пояска движущегося снаряда силами трения и наслаиваются на поверхность канала ствола. Предположение о влиянии пороховых газов на обеднение металла подтверждается тем, что в орудиях иартузното за-
рыкания можно обнаружить налеты меди и на ненарезной поверхности канала ствола.
■Рис. 6. 1. Схема Образования трещин в поверхностном слое■Рис. 6. 1. Схема Образования трещин в поверхностном слоеПосле нескольких десятков выстрелов омеднение поверхности канала ствола заметно увеличивается, а в области соединительного конуса и начала нарезной части ствола поверхность канала ствола незначительно потемнеет. При осмотре потемневшего участка поверхности канала ствола через специально приспособленную для этой цели оптическую трубу можно различить отдельные точки и извилистые мелкие черточки, направленные параллельно оси канала или по окружности его поперечного сечения.
■Рис. 6. 1. Схема Образования трещин в поверхностном слое
■Рис. 6. 1. Схема Образования трещин в поверхностном слое
При обследовании канала после нескольких сотен выстрелов можно даже невооруженным взглядом заметить на начальном участке нарезов раковины, напоминающие следы ржавчины. При осмотре канала при осве
щении его электролампой легко обнаружить сетку разгара, которая покрывает всю поверхность канала на протяжении 2——3 калибров от начала нарезов к дульному срезу.
Сетка разгара в начале нарезов будет составлена в основном мз пересекающихся трещинок, имеющих осевое и тангенциальное (окружное) направление.
Процесс образования трещин Д. К. Чернов [3] объясняет •следующим образом. При выстреле поверхностный слой метал- ла ствола cf (рис. 6.1, а) нагревается и расширяется, вызывая ■сужение канала ствола. Если выделить отдельный кольцевой элемент этого слоя, продольное сечение которого приведено на :рис 6.1,6, то при отсутствии соседних элементов поверхностные точки с в процессе нагревания переместятся в точки с： а при последующем охлаждении возвратятся в исходное положение (точки с). Однако соседние элементарные слои препятствуют осевой деформации выделенного слоя и увеличивают радиальные деформации, вследствие чего точка с переместится при на- тревании не в точку г7, а в точку с". При этом металл поверхностного слоя претерпевает осевые деформации, выходящие за пределы упругости. В перерывах между выстрелами поверхностный слой охлаждается и точка с" перемещается не в точку с", а в точку “ (рис. 6.1, s), вызывая таким образом после некоторого числа выстрелов (циклов нагревания ——охлаждения) появление трещин в окружном направлении. Аналогично могут 248
быть описаны явления, происходящие в продольных элементах ствола (рис. 6.1, г).
При обмере звездкой диаметра канала по полям обнаружится увеличение диаметра на начальном участке нарезов. Поля окажутся значительно сглаженными, истертыми. На отдельных полях можно заметить выколы металла.
Выкрашивание металла в основном происходит вследствие того, что при врезании ведущего пояска в поверхностные трещины под большим давлением впрессовывается медь ведущего пояска, срывая мельчайшие частицы стали с ребер полей. Воздействие ведущего пояска снаряда斤
на поля рв и боевые грани наре-"//〃м
зов ро (рис. 6.2) могут привести не〃///^^^^^^//〃〃
только к выкрашиванию металла, но/ А *%飞必^^>
и к срыву всего поля нареза, осо- 歹 'I бенно в случае применения железо-”
керамических ИЛИ биметаллических Рис. 6.2. Схема выкола поля ведущих ПОЯСКОВ.нареза
Под действием сил давления /?в после нескольких сот выстрелов。
поле нареза расплющивается, а дополнительное воздействие силы % приводит к образованию трещины сначала под холостой гранью (прямая ав, рис. 6. 2), затем — под боевой (прямая вб).
Омеднение резко увеличится в средней части канала, заметно возрастет в дульной части и совсем ничтожно будет в области наибольшего износа ствола (соединительный конус и на、 чальный участок нарезов). Из этой области и медь и сталь вымываются мощными газовыми струями, идущими из каморы к снаряду. Обмером можно установить увеличение калибра в дульном срезе.
Шарбонье [4] вообще считал, что живучесть стволов систем большой мощности определяется эрозионным воздействием газов, особенно в местах сужения каморы, где образуются завихрения газов (рис. 6.3). Несомненно, что эрозия наряду с другими факторами способствует износу канала ствола. Однако не следует преувеличивать ее роль, особенно если речь идет о про рыве пороховых газов между стенками ствола и ВП снаряда и их эрозионном воздействии.
Опытами установлено, что при отстреле стволов снарядами со сквозным отверстием (рис. 6.4) заметного эрозионного воз、 действия газов не наблюдалось.
При обследовании канала после 1——2 тысяч выстрелов можно заметить резко углубившиеся трещины сетки разгара и выкрашивание металла полей. Некоторые поля могут оказаться совсем сорванными на участке протяжением до калибра и даже более. При обмере длины каморы специальным прибором обна- / руживается заметное удлинение каморы. Вся поверхность на- *
резной части канала будет матовой. Иногда бывает заметно кольцевое поперечное раздутие канала на одном участке ближе к месту нахождения снаряда в момент наибольшего давления тазов (т. е. ближе к казне). В иных случаях можно заметить усиленное омеднение одного поперечного сечения (по окружности), что создает своеобразное местное сужение канала и уменьшение калибра в данном сечении («кольцеванием).
При повторных обследованиях после постепенно возрастающего числа выстрелов будет обнаружено выкалывание почти всех полей на начальном участке нарезов.
Рис. 6. 3. Схема течения газов в канале стволаРис. 6. 3. Схема течения газов в канале стволаРис. 6. 4. Снаряд с центральным сквозным отверстиемРис. 6. 4. Снаряд с центральным сквозным отверстием
Рис. 6. 3. Схема течения газов в канале ствола
Рис. 6. 3. Схема течения газов в канале ствола
Рис. 6. 4. Снаряд с центральным сквозным отверстием
Рис. 6. 4. Снаряд с центральным сквозным отверстием
Вся поверхность начального участка нарезов (на протяжении около 3 калибров) окажется резко изборожденной трещинами разгара. Вид поверхности канала будет напоминать обгоревшее дерево. Длина каморы с увеличением числа выстрелов будет непрерывно возрастать. При обмере канала звездкой обнаружится непрерывное увеличение калибра почти по всей длине нарезной части канала. Поля станут заметно скругляться по ребру боевой грани. В сравнительно мало изношенной части канала, как правило, будет значительное омеднение. Заметно скругленными окажутся поля в области дульной части ствола.
При дальнейшем увеличении числа выстрелов до (8—15 тысяч) на поверхности канала будет непрерывно увеличиваться ширина и глубина трещин. Будет увеличиваться и длина каморы. Ствол становится негодным к дальнейшему использованию.
На рис. 6.5 показано распределение износа по длине нарезной части. Максимум износа приходится на начальный участок нарезов, минимум — на среднюю часть; значительный износ — в дульной части канала ствола.
Осмотр поверхности канала ствола производится всегда после тщательной очистки канала и протирания его насухо пыжом -с белой салфеткой.
Рассмотренный процесс износа ствола может происходить более интенсивно при больших темпах стрельбы (например, при эксплуатации автоматических пушек без охлаждения), что объясняется сильным разогревом стенок канала ствола.
Таким образом, процесс износа канала ствола является весь^ ма сложным и зависит от многих факторов, воздействующих на его поверхность. Эти факторы можно разделить на две группы: тепловые и механические.
Первую группу составляют факторы, усугубляющие процесс износа канала ствола. К ним следует отнести: нагрев ствола непосредственно пороховым газом, температура которого в зависимости от марки пороха достигает 2000 …3500 К； нагревание поверхности канала ствола теплом от работы сил трения по-
Рис. 6. 5. Диаграмма износа канала ствола по его длине:
I—I—начало нарезной части； П—П—начало полнюй глубины иарезов； III— III-~сечение, отвечающее максимуму давлений пороховых газов на дио снаряда； Дс?—увеличение диаметра по полям; Z—расстояние от начала нз- 'резов в калибрах
месту контакта ведущих устройств снаряда с поверхностью канала ствола; нагревание ствола теплом, выделяющимся от работы преодоления внутренних сил трения в металле ствола при его деформации от давления порохового газа и ударного воздействия центрирующего утолщения снаряда о поверхность на* резов.
Вторую группу составляют факторы, вызывающие непосредственный износ нагретого ствола вследствие механического снятия металла с поверхности его канала потоком порохового газа в заснарядном пространстве и в зазорах между ведущим пояском снаряда и поверхностью канала ствола, а также ведущими устройствами снаряда.
Первое рассмотрение физической модели износа канала ствола приводит к заключению, что интенсивность этого процесса зависит от температуры порохового газа, массы снаряда, калибра ствола и начальной скорости. Математическое выражение
для допустимого количества выстрелов ^ в первом приближении можно записать какдля допустимого количества выстрелов ^ в первом приближении можно записать какгдегдеN = ―С =— кгс/дм3; q —м/с; d —мм.N = ―С =— кгс/дм3; q —м/с; d —мм.(6.1)(6.1)Температурный коэффициент Кт зависит пороха и механических характеристик сталиТемпературный коэффициент Кт зависит пороха и механических характеристик сталиот калорийности ствола, которыеот калорийности ствола, которыеWO/%4WO/%4Рис. 6. 6. Изменение механических характеристик стали с ростом температурыРис. 6. 6. Изменение механических характеристик стали с ростом температуры£ 2.10ч£ 2.10чоказывают существенное воздействие на живучесть [3]. При оценке этого воздействия необходимо иметь в виду изменение механических характеристик ствольных сталей по мере их нагревания в процессе стрельбы (рис. 6.6), зависящее от химического состава стали и температуры ее нагрева.При заданных марках пороха и материала ствола величину Кт для орудий с подобной баллистикой можно считать постоянной. Величина показателей %, у и z в первом приближении можно принять соответственно равными [1]оказывают существенное воздействие на живучесть [3]. При оценке этого воздействия необходимо иметь в виду изменение механических характеристик ствольных сталей по мере их нагревания в процессе стрельбы (рис. 6.6), зависящее от химического состава стали и температуры ее нагрева.При заданных марках пороха и материала ствола величину Кт для орудий с подобной баллистикой можно считать постоянной. Величина показателей %, у и z в первом приближении можно принять соответственно равными [1]%=3; у = 4,5; z=2,5.%=3; у = 4,5; z=2,5.Пусть из опыта известнаПусть из опыта известнаРассмотрим числовой пример.Рассмотрим числовой пример.. живучесть какого-либо ствола, например, длч 37-мм пушки с начальной скоростью снаряда ио = 9ОО м/с допустимое число ■одиночных выстрелов 7У = 21ООО. Необходимо определить живучесть ствола пу- .тек калибром 37-мм, 88-м и 170-мм, имеющих начальную скорость снаряда 900 м/с и 1500 м/с. Если коэффициенты весов снаряда одинаковы (CQ = const), то искомое число выстрелов при Кт = const составит:—ДЛЯ 37-мм пушек при ио=И5ОО м/с. живучесть какого-либо ствола, например, длч 37-мм пушки с начальной скоростью снаряда ио = 9ОО м/с допустимое число ■одиночных выстрелов 7У = 21ООО. Необходимо определить живучесть ствола пу- .тек калибром 37-мм, 88-м и 170-мм, имеющих начальную скорость снаряда 900 м/с и 1500 м/с. Если коэффициенты весов снаряда одинаковы (CQ = const), то искомое число выстрелов при Кт = const составит:—ДЛЯ 37-мм пушек при ио=И5ОО м/сN=、N、N=、N、4,5/ 900 \4,5前)=21。。；4,5/ 900 \4,5前)=21。。；—— для 88-мм пушки при и0= 1500 м/с—— для 88-мм пушки при и0= 1500 м/сN = N\N = N\2,52,54,5/ 37 \2,5=21 0001-—) 0,1 二 240;4,5/ 37 \2,5=21 0001-—) 0,1 二 240;—для 170-мм пушки при %= 1500 м/с—для 170-мм пушки при %= 1500 м/с55N = N\N = N\4,5= 46.4,5= 46.
для допустимого количества выстрелов ^ в первом приближении можно записать как
для допустимого количества выстрелов ^ в первом приближении можно записать как
где
где
N = ―
С =— кгс/дм3; q —м/с; d —мм.
N = ―
С =— кгс/дм3; q —м/с; d —мм.
(6.1)
(6.1)
Температурный коэффициент Кт зависит пороха и механических характеристик стали
Температурный коэффициент Кт зависит пороха и механических характеристик стали
от калорийности ствола, которые
от калорийности ствола, которые
WO
/%4
WO
/%4
Рис. 6. 6. Изменение механических характеристик стали с ростом температуры
Рис. 6. 6. Изменение механических характеристик стали с ростом температуры
£ 2.10ч
£ 2.10ч
оказывают существенное воздействие на живучесть [3]. При оценке этого воздействия необходимо иметь в виду изменение механических характеристик ствольных сталей по мере их нагревания в процессе стрельбы (рис. 6.6), зависящее от химического состава стали и температуры ее нагрева.
При заданных марках пороха и материала ствола величину Кт для орудий с подобной баллистикой можно считать постоянной. Величина показателей %, у и z в первом приближении можно принять соответственно равными [1]
оказывают существенное воздействие на живучесть [3]. При оценке этого воздействия необходимо иметь в виду изменение механических характеристик ствольных сталей по мере их нагревания в процессе стрельбы (рис. 6.6), зависящее от химического состава стали и температуры ее нагрева.
При заданных марках пороха и материала ствола величину Кт для орудий с подобной баллистикой можно считать постоянной. Величина показателей %, у и z в первом приближении можно принять соответственно равными [1]
%=3; у = 4,5; z=2,5.
%=3; у = 4,5; z=2,5.
Пусть из опыта известна
Пусть из опыта известна
Рассмотрим числовой пример.
Рассмотрим числовой пример.
. живучесть какого-либо ствола, например, длч 37-мм пушки с начальной скоростью снаряда ио = 9ОО м/с допустимое число ■одиночных выстрелов 7У = 21ООО. Необходимо определить живучесть ствола пу- .тек калибром 37-мм, 88-м и 170-мм, имеющих начальную скорость снаряда 900 м/с и 1500 м/с. Если коэффициенты весов снаряда одинаковы (CQ = const), то искомое число выстрелов при Кт = const составит:
—ДЛЯ 37-мм пушек при ио=И5ОО м/с
. живучесть какого-либо ствола, например, длч 37-мм пушки с начальной скоростью снаряда ио = 9ОО м/с допустимое число ■одиночных выстрелов 7У = 21ООО. Необходимо определить живучесть ствола пу- .тек калибром 37-мм, 88-м и 170-мм, имеющих начальную скорость снаряда 900 м/с и 1500 м/с. Если коэффициенты весов снаряда одинаковы (CQ = const), то искомое число выстрелов при Кт = const составит:
—ДЛЯ 37-мм пушек при ио=И5ОО м/с
N=、N、
N=、N、
4,5/ 900 \4,5
前)=21。。；
4,5/ 900 \4,5
前)=21。。；
—— для 88-мм пушки при и0= 1500 м/с
—— для 88-мм пушки при и0= 1500 м/с
N = N\
N = N\
2,5
2,5
4,5/ 37 \2,5
=21 0001-—) 0,1 二 240;
4,5/ 37 \2,5
=21 0001-—) 0,1 二 240;
—для 170-мм пушки при %= 1500 м/с
—для 170-мм пушки при %= 1500 м/с
5
5
N = N\
N = N\
4,5
= 46.
4,5
= 46.
"При ио=9ОО м/с, живучесть стволов 88-мм н 170-мм пушек соответственно ■будет 2400 н 460 выстрелов.
Режим стрельбы, определяемый временем между выстрелами, заметно влияет на живучесть ствола, так как его температура непрерывно растет от выстрела к выстрелу. В автоматических пушках с высоким темпом стрельбы температура ствола при стрельбе сплошной очередью может достигнуть такой величины, при которой предел текучести его металла уменьшится до недопустимой величины. Ствол в этом случае получит большие остаточные деформации или вообще будет разрушен. Кроме того, до момента разрушения ствола он выйдет из строя по критерию правильности полета снаряда вследствие оплавления (разгара) нарезов и ведущего пояска снаряда. При непрерывной автоматической стрельбе ствол настолько интенсивно нагревается, что даже при наличии межслойного охлаждения он весьма быстро разрушается. Требуемую живучесть ствола возможно обеспечить только программированной стрельбой, т. е. соответствующим выбором сплошной длины очереди стрельбы и перерывом между ними. Принудительное охлаждение канала ствола позволяет лишь несколько увеличить длину сплошной очереди и сократить время перерыва стрельбы. Опыт показывает, что живучесть ствола резко падает с ростом начальной скорости снаряда и при некотором ее значении живучесть ствола становится недопустимо низкой. В этом случае единственно возможный путь повышения живучести ствола является использование подкалиберных снарядов, имеющих мало.е значение С「В самом деле, найдем изменение живучести 88-мм ствола при стрельбе из него 50-мм снарядом и 170-мм ствола при стрельбе из него 88-мм снарядом.
В этом случае живучесть ствола без учета массы поддона снаряда повысится:
—для 88-мм пушки
—для 170-мм пушки
丿=71 (Раз).
Если принять, что вес поддона равен 25% веса снаряда, то найденная живучесть ствола приблизительно уменьшается в 4 раза.
2. МЕТОДЫ РАСЧЕТА ЖИВУЧЕСТИ
При неизвестном значении коэффициента Кт формула (6.1) пригодна только для сравнительной оценки живучести при изменении начальной скорости, калибра и веса снаряда. В первом приближении величину К% допустимо выбрать средним значе-
нием: так для орудий среднего калибра Кт^7• 1024, а для стрелкового оружия 皮工 ^ Ю24.
Особенно остро встают вопросы живучести при проектировании систем большого могущества, имеющие 7=五^弋 400 тс-м/дм3. Для ее определения был предложен целый ряд зависимостей полуэмпирического характера. Так например, Юстров [6] предлагал пользоваться формулой
d2 入 两'
где x=f^pmax， R、QG； У=『2®解)；и — темпы стрельбы;
九=£"4длина ствола;
о—— временное сопротивление материала ствола;
& — относительная тангенциальная деформация стенок ствола;
р, — коэффициент трения ведущего пояска о стенки ствола;■
財一временное сопротивление сжатия материала ведущего пояска;
Сд имеет размерность гс/см3, d — см. Живучесть ствола N определяется падением начальной скорости с。на 10%.
Линте [7] получил зависимость для оценки живучести по критерию падения и。в следующем виде:
N = 350 &必,
где По, и — темп стрельбы регламентированный и действитель- ный соответственно;
Ов, о© — временное сопротивление и категория прочности материала соответственно, кгс/см2;
d — калибр, см;
旷=侬 eге-e：2g
Французский ученый Габо [5] дал свое толкование «материального износа орудий», близкое к гипотезе Шарбонье, и получил формулу
N = N^, 0=E(f ,
где ^o и X ——коэффициенты, зависящие от свойств металла, сорта пороха и условий заряжания;
k ——постоянный коэффициент;
0 ——температура перехода металла в вязкое состояние;
/ — температура поверхности канала ствола.
В. Е. Слухоцкий [2], опираясь из гипотезу Шарбонье [4] об износе каналов орудий большого могущества за счет вихреоб- разования и механического воздействий вихрей на поверхность металла, развил формулу Габо. В окончательной редакции формула В. Е. Слухоцкого имеет вид
7V = ^i 局 &Q7V = ^i 局 &Q0,0022 р0 -10-3 + 0,002G е е0,0022 р0 -10-3 + 0,002G е еАд + 1Ад + 1
7V = ^i 局 &Q
7V = ^i 局 &Q
0,0022 р0 -10-3 + 0,002G е е
0,0022 р0 -10-3 + 0,002G е е
Ад + 1
Ад + 1
где 々1,々2，力3 ——коэффициенты, зависящие от калибра, орудия, крутизны и глубины нарезов;
入几=乙雇0 ——относительный путь снаряда в канале ствола;
Q —ударная вязкость металла ствола, кгс/см2;
dp 円——наибольший диаметр ведущего пояска сна* ряда, мм；
г — толщина поверхностного слоя металла ствола, мм;
友一температура горения пороха, ℃;
% 3 ——средние скорости газов в горловине каморы за время движения снаряда по каналу ствола и период последействия, соответственно, м/с;
夕о ——давление форсирования, кг/см2,
В этой зависимости рекомендуется принимать 局=辰=1,
——10一3= 1,28 для артиллерийских орудий и 1,4 для стрелкового £
вооружения. Значения 々丄 и s/Сд определяются по таблицам, приведенным в работе [2] в зависимости от 厶口，Хн=/。％, где Ан = /нм+0,75а, /км и /о ■длина и приведенная длина каморы.
При расчетах следует полагать ^—у < \(^i/^)2 и (—У=0.
Нетрудно убедиться, что некоторые формулы не только не дают хороших количественных результатов, но и противоречат физике явлений. Так например, по формуле Юстрова получается, что живучесть возрастает с ростом Cq и 勿，а по формуле Линте — с ростом калибра, в то время как практика эксплуатации артиллерийских систем показывает обратное.
В данном учебнике эти зависимости приведены с целью предостеречь начинающих исследователей от пользования ими без должного критического анализа.
Пример 6.1. Определить живучесть ствола 7б-мм пушки, имеющей следующие основные характеристики: д=6,2 кгс;
ш = 1,08 кгс, % = 680 м/с； % = 60 кгс/мм2; ав = 100 кгс/мм2.
Решение- 1. Коэффициент веса снаряда
6,2
Q =夕/壮3 = ‘о 7g?• =14,1 кгс/дмз.
'Живучесть ствола по формуле Б. В. Орлова
Кт7-1024
N = —~~-—~ = = 8 ■ 8С0 выстр.
С；峭 dZ14,13,6804'5-762'5
Живучесть ствола по формуле Линте при п(г=п\
N = 350N = 350=157 выстр.=157 выстр.л0 2gd2aB_n2-7,62-100.9,81
N = 350
N = 350
=157 выстр.
=157 выстр.
=dbU
n ae- ^v069-6,2.680
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Проектирование ракетных и ствольных систем. Под ред. Орлова Б. В„ М., «Машиностроение», 1974, 827 с.
Серебряков М. Е. Внутренняя баллистика, М., Оборонгиз, 1949, 770 с.
Чернов Д. К- О выгорании каналов стальных орудий. Издание Артиллерийского журнала, С-Петербург, 1912, 13 с.
Charbonnier. La Vien Gazeuse. Memorial de L'Artillerie Francaise, 1922, t. 1, f. 4.
Gabeaud. Essai sur la Theoric des Resistenses passives dans la Bouche a Feu. Memorial de L'Artillerie Francaise, 1936, t. XYI, f. 2.
Justrow. Teoretische Betragungen uber die Lebensdauer unserer Geschutz. Minenewerferrohre Gewer — iind Pistolenloufe iind iiber deren Beziehtnigen zur Geschossfurung. Verlag Offence Worte. Charlottenburg, 1923, 4.
Linte. Essai d'une Theorie * de I'Usure des Bouches a Feu. Memorial de L'Artillerie Francaise, 1935, t. XIV, f. I.
р азмещения затвора ир азмещения затвора и历陽历陽Рис. 7. 2. Казенник, выполненный как од-но целое с кожухом стволаРис. 7. 2. Казенник, выполненный как од-но целое с кожухом стволатолько с поршневыми, но и клиновыми затворами.только с поршневыми, но и клиновыми затворами.
р азмещения затвора и
р азмещения затвора и
历陽
历陽
Рис. 7. 2. Казенник, выполненный как од-но целое с кожухом ствола
Рис. 7. 2. Казенник, выполненный как од-но целое с кожухом ствола
только с поршневыми, но и клиновыми затворами.
только с поршневыми, но и клиновыми затворами.
Глава 7
КАЗЕННИКИ
Казенником называют заднюю часть ствола артиллерийско
го оружия, снабженную гнездом для
предназначенную совместно с запирающим механизмом затвора для запирания канала ствола во время выстрела (рис. 7.1).
Конструкция и методы расчета казенников развивались по мере развития конструкции и теории проектирования стволов. В стволах первых артиллерийских орудий казенники выполнялись как одно целое со стволом. Впоследствии они изготовлялись за одно целое с кожухом ствола (рис. 7.2). В стволах современных артиллерийских орудий казен
ники представляют собой отдельные части ствола, непосредственно навинчиваемые на ствол (рис. 7.3) или соединяемые со стволом при помощи муфты (рис. 7.4). ，
Опубликованная А. В. Годолиным работа «Сопротивление орудий отрыву казенной части» (1869 г.) послужила теоретиче
ской базой разработки
прочных конструкций не только казенников, но и стволов.
Дальнейшее развитие методов расчета казенни-
ков получило в работах проф. Н. Ф. Дроздова. Во втором издании труда «Сопротивление артилле
рийских орудий и их устройство» (1929 г.) были изложены теоретические основы расчета орудийных стволов и казенников не
Рис. 7,4. Навинтной казенник с муфтойРис. 7,4. Навинтной казенник с муфтойИз теоретических работ, посвященных дальнейшему развитию методов расчета казенников заслуживают внимания известные работы Э. К- Лармана и Н. И. Безухова (1903—1969).
Рис. 7,4. Навинтной казенник с муфтой
Рис. 7,4. Навинтной казенник с муфтой
Рнс. 7. 3. Навннтной ка-зенник:
/—труба； 2—казенник
1. ОСНОВНЫЕ ТРЕБОВАНИЯ И КЛАССИФИКАЦИЯ
В соответствии с основным назначением к казенникам предъявляются следующие требования: казенник совместно с затвором должен обеспечивать надежное запирание канала ствола во время выстрела； казенник должен быть достаточно жестким и прочным с тем, чтобы при повышении расчетного давления пороховых газов в казеннике не возникали остаточные деформации; соединение казенника со стволом должно исключать возможность самоотвинчивания казенника, возникновения ударных нагрузок, а также исключать проворачивание и осевое смещение трубы ствола во время выстрела; масса казенника должна быть распределена так, чтобы центр тяжести откатных частей был по возможности на оси канала ствола. Выполнение последнего требования особенно важно для грузовых казенников, применяемых для уравновешивания качающейся части.
Конструкция казенника должна обеспечивать надежное крепление ствола с противооткатными устройствами.
Конструкция казенника должна быть наиболее простой, без резких переходов и наличия глубоких вырезов, что обеспечивает технологичность в производстве и снижает вероятность возникновения остаточных деформаций и напряжений в казенниках при их термической обработке.
Материал для казенников должен обладать хорошими упругими и пластическими свойствами, а также необходимой ударной вязкостью, как при нормальных, так и при низких температурах.
Рнс. 7. 5. Продольный разрез грузового казенника:Рнс. 7. 5. Продольный разрез грузового казенника:/—труба;2—кожух；3—казенник;4—втулка/—труба;2—кожух；3—казенник;4—втулка
Рнс. 7. 5. Продольный разрез грузового казенника:
Рнс. 7. 5. Продольный разрез грузового казенника:
/—труба;2—кожух；
3—казенник;4—втулка
/—труба;2—кожух；
3—казенник;4—втулка
В современных артиллерийских орудиях казенник является одной из основных частей ствола, стоимость изготовления которого иногда превосходит стоимость трубы ствола. Поэтому рациональной разработке конструкции казенника следует уделять особое внимание как с точки зрения обеспечения необходимой
прочности при выстреле, так и технологичности в производстве
и ремонте.
Казенники современных артиллерийских орудий в зависимости от назначения подразделяют на два вида: силовые и грузовые.
Силовыми называют такие казенники, которые совместно с затвором обеспечивают надежное запирание канала ствола во время выстрела (см. рис. 7. 1).
Подобного вида казенники применяются в орудиях малого и среднего калибра полевой артиллерии.
Грузовые казенники главным образом предназначаются для уравновешивания качающейся части орудия и соединения ствола с противооткатными устройствами (рис. 7.5). Они применяются в орудиях крупного калибра полевой, корабельной и береговой артиллерии.
По устройству казенники подразделяются на две большие группы: казенники с клино-
выми затворами (см. рис. 7.1) и казенники с поршневыми затворами (см. рис. 7.3). Казенники с клиновыми затворами применяются в орудиях малого и среднего калибров до 152-мм
включительно, а казенники с поршневыми затворами——в орудиях крупного калибра, имеющих картузное заряжание.
По способу соединения с трубой ствола бывают казенники, выполненные за одно целое с трубой или кожухом ствола (см. рис. 7.2), навинтные казенники, вращающиеся при навинчивании на трубу или кожух ствола (см. рис. 7.3); навинтные казенники с муфтой (см. рис. 7.4) и ввинтные казенники (см. рис. 7.6).
Казенники, выполненные как одно целое с трубой или кожухом, компактные и простые по конструкции. Для орудий малого и среднего калибра изготовление их имеет ряд преимуществ перед съемными казенниками. Недостатком этих казенников является то, что при выходе их из строя возникает необходимость менять не только казенник, но и трубу, кожух или весь ствол. Вследствие этого казенники подобной конструкции находят применение только в орудиях малого калибра.
Навинтные казенники широко применялись до Великой Оте- чественной войны для орудий среднего и крупного калибров：
9*9*28g
9*
9*
Необходимость применения нарезки с фиксированным заходом для соединения казенника с трубой или кожухом усложняет производство и сборку этих казенников с трубой. Поэтому навинтные казенники применяются лишь для некоторых орудий крупного калибра. 、
Рис. 7.6. Ввинтной казенник
Наибольшее распространение в настоящее время имеют навинтные казенники с муфтой (рис. 7.4). Недостатком этой конструкции казенников является некоторое увеличение поперечных размеров передней части казенника.
Ввинтные казенники употребляются сравнительно редко и только для орудий крупного калибра, имеющих поршневые затворы. При их применении удается достигнуть некоторого уменьшения габаритов казенной части ствола.
РАСЧЕТ НАГРУЗКИ
Характер и величина сил, действующих на казенник прн выстреле, определяется назначением, устройством и конструктивными особенностями казенника и связанных с ним других частей орудия.
Рис. 7.7. Схема сил, действующих на казенникРис. 7.7. Схема сил, действующих на казенникНезависимо от индивидуальных особенностей различных конструкций казенников основными силами, действующими на казенник (рис. 7. 7) являются:
Рис. 7.7. Схема сил, действующих на казенник
Рис. 7.7. Схема сил, действующих на казенник
Сила, действующая на опорную поверхность казенника под клин
尸к=М {-《(7.1) где
0K —наибольший диаметр дна каморы;
/'=4 (尸кн/п —А) —сила инерции затвора и части казенника, ле- жащей сзади расчетного сечения.
Сила, действующая на переднюю часть казенника через его резьбу под ствол или муфту
Рстт = Р/т —厶，(7・2)
где Р№т=Р№тсила максимального давленияпороховых
4газов на дно каморы;
/к=-^-(Ркнт — А) —сила инерции казенника.
Qo
Силу, действующую на переднюю часть казенника, можно определить, рассмотрев силы, приложенные к казеннику со стороны трубы ствола. В этом случае сила Рст m определяется из выражения
尸ст/п= /т + 尸СК + Rn、(7・ 3)
где /т= — {Ркпт — R) — сила инерции трубы ствола в момент, Qo
отвечающий 夕巾，
Рек 一 сила давления пороховых газов на скаты -камеры;
Rn ——продольная составляющая реакции ведущего пояска снаряда;
R — сила сопротивления противооткатных устройств.
Сила гидравлического сопротивления и инерции откатных, частей тормоза в момент наибольшего сопротивления откату
&=%+ 岩丄(7.4)
Сила сопротивления накатника и инерции его Откатных частей в тот же момент времени
&(7.5)
3. РАСЧЕТ НАВИНТНОЙ ЧАСТИ КА31ЕННИКА
Получить строгое аналитическое выражение для определения расчетных напряжений в навинтной (передней) части казенника затруднительно из-за сложной конфигурации наружных поверхностей этих частей казенников и разнообразия их конструкций.
Решение задачи значительно упрощается, если принять следующие допущения:•
поперечное сечение навинтной части казенника имеет цилиндрическую форму с внутренним 门 и наружным радиусами г2；
сила, действующая на навинтную часть казенника череа ствол или муфту, распределяется равномерно по площади опорных витков резьбы казенника.
Усилия со стороны витков резьбы ствола или муфты передаются казеннику в виде радиальной силы, действующей в направлении радиуса 门 и касательного усилия, действующего параллельно оси канала ствола z.
Усилия по виткам резьбы казенника распределены равномерно..
Напряжения, возникающие от действия радиальных усилий и изгиба витков, равномерно распределены по всей длине резьбы казенника 厶
Принятые допущения позволяют получить расчетные формулы. для определения напряжений, которые дают возможность с достаточной для практики точностью оценить прочность навинтной части казенника при выстреле.
Напряжения в основании витков резьбы
Рассмотрим опорные поверхности витков резьбы казенника,, воспринимающие усилия со стороны витков резьбы ствола или муфты (рис. 7.8).
Сила Рст и реакция N на опорной поверхности витков резьбы казенника с учетом силы трения fN связаны соотношением
PCT=N sin。+ fN cos a.
Из последнего выражения получим
N =N =2т
N =
N =
(7.6)(7.6)sin а + / cos аsin а + / cos агде а — угол наклона рабочей грани витков резьбы их основанию;
(7.6)
(7.6)
sin а + / cos а
sin а + / cos а
/ — коэффициент трения между опорными поверхностями витков.
Радиальное усилие Q, действующее со стороны опорной поверхности витков ствола или муфты на опорную поверхность
витков резьбы казенника (см. 7.8), определяется зависимостью
Q = ^(cosa — / sin а).
Подставляя вместо N значение, определяемое выражением (7. 6), получим
q — РСт (cos а — / sin а) sin а + / cos а
Заменим коэффициент трения f тангенсом угла трения q, тогда полное усилие, действующее в направлении радиуса, будет
Рис. 7. 8. Силы, действующие на виток резьбы казенникаРис. 7. 8. Силы, действующие на виток резьбы казенникаQ = &qg(a + Q).(7.7)
Рис. 7. 8. Силы, действующие на виток резьбы казенника
Рис. 7. 8. Силы, действующие на виток резьбы казенника
В практических расчетах угол трения определяется из выражения
Q=arctg/',
где f = —приведенный коэффициент трения скольжения, sin а
_ PciCtg (a + Q)2nzi£_ PciCtg (a + Q)2nzi£(7.8)(7.8)Радиальное напряжение на внутренней поверхности навинт- ной части казенника
_ PciCtg (a + Q)2nzi£
_ PciCtg (a + Q)2nzi£
(7.8)
(7.8)
Как видно из формулы (7.8), значение о^, изменяется в зависимости от величины а, г и L. При а+& = 90°, а=0. При а, стремящемся к нулю, если пренебречь величиной угла трения & радиальное напряжение будет стремиться к бесконечности, т. е. Ог=8.
Помимо напряжений в казеннике, вызываемых радиальным давлением со стороны опорных витков ствола или муфты, в ос-
новании витков резьбы казенника возникают и напряжения от изгиба витков:
Ж =「ь -^— изгибающий момент;、
где W=2"f к —момент сопротивления витков при изгибе.
Окончательно будем иметь
и2m•俨 zz
где h — ширина основания витка;
п ——число витков.
Если принять hn^L, тогда
Суммарное радиальное напряжение, возникающее в основании витков
где ан — параметр резьбы навинтной части казенника
aH=ctg(a + Q)+ -y.
Теоретические основы расчета
Методы расчета навинтной части казенников, основанные на зависимостях курса сопротивления материалов, дают возможность лишь условно опенивать напряженное состояние и поэтому не могут полностью удовлетворить конструктора при разработке и создании новых образцов артиллерийских орудий.
Наиболее достоверные данные о действительных величинах напряжений и о распределении их по опасным сечениям могут дать методы расчета, основанные на применении теории упругости.
При принятых допущениях представляется возможность ис- пользовать общие уравнения упругого равновесия цилиндра и получить выражения для определения расчетных напряжений. На основании принятых допущений навинтную часть казенй^ка будем рассматривать как тело вращения с симметричным относительно оси распределением напряжений (рис. 7.9). За ось 264
вращения примем ось z, за начало координат — начало резьбы казенника.
При такой координатной системе значения всех компонентов напряжений, записанные через перемещения и, w и Q будут определяться следующими уравнениями:
%=20 里+入 8；дг
(7. Ю)
где G — модуль упругости при сдвиге;
и — перемещение в направлении радиуса 匸 w ——перемещение в направлении оси z;
== ^ О — коэффициент Ляме;
— 2р.
8=里_|-旦十四一объемное расширение.(7. 11)
дг г дг
Рис. 7.9. Расчетная схема передней части казенника: а—^продольное сеченне; б—поперечное сечениеРис. 7.9. Расчетная схема передней части казенника: а—^продольное сеченне; б—поперечное сечение
Рис. 7.9. Расчетная схема передней части казенника: а—^продольное сеченне; б—поперечное сечение
Рис. 7.9. Расчетная схема передней части казенника: а—^продольное сеченне; б—поперечное сечение
Статические уравнения имеют вид
(7・ 12)(7・ 12)d” I d%r I “ 一 q。= q.
(7・ 12)
(7・ 12)
十亍1十7_・
@2〃1даа, 02a/ \02®。2“ =0；0厂2 十厂dr厂2 огд/drdz0？2@2〃1даа, 02a/ \02®。2“ =0；0厂2 十厂dr厂2 огд/drdz0？2(7・ 14)(7・ 14)После подстановки в уравнения (7.12) уравнений (7.10) и (7.11) будем иметь:
@2〃1даа, 02a/ \02®。2“ =0；
0厂2 十厂dr厂2 огд/drdz0？2
@2〃1даа, 02a/ \02®。2“ =0；
0厂2 十厂dr厂2 огд/drdz0？2
(7・ 14)
(7・ 14)
(7-13)
Задача по определению напряжений сводится к нахождению- двух функций и п wt которые одновременно должны удовлетворять дифференциальным уравнениям равновесия (7.13) и (7.14) и граничным условиям на поверхностях навинтной части казенника.
Уравнения совместности (7.13) и (7.14) и граничные условия будут удовлетворены, если значения перемещений будут определяться следующими уравнениями
我=С了之+，2r+ 丝 z一Q厂也厂；我=С了之+，2r+ 丝 z一Q厂也厂；(7. 15)(7. 15)%1 +2c5)产(7. 16)%1 +2c5)产(7. 16)
我=С了之+，2r+ 丝 z一Q厂也厂；
我=С了之+，2r+ 丝 z一Q厂也厂；
(7. 15)
(7. 15)
%1 +2c5)产(7. 16)
%1 +2c5)产(7. 16)
где Ci,仃2, •..,仃8 — постоянные интегрирования, которые находятся из граничных условий на внутренней и наружных поверх- ностях навинтной части казенника.
Принимая во внимание, что в практических расчетах объемным расширением 0 можно пренебречь, физические уравнения с достаточной точностью могут быть записаны так
(7・ 17}(7・ 17}
(7・ 17}
(7・ 17}
Заменим в формулах (7.17) значения перемещений с помощью (7.15) и (7.16), получим
-*Zf (1 + 1ПГ)-*Zf (1 + 1ПГ)(7. 18)(7. 18)
-*Zf (1 + 1ПГ)
-*Zf (1 + 1ПГ)
(7. 18)
(7. 18)
При ранее принятых допущениях выражения для определения постоянных интегрирования найдутся из следующих граничных условий.
На внутренней поверхности навинтной части казенника при
ОО乡小.(7. 19)
О
О
О% ОП-будем(7.20)О% ОП-будем(7.20)Подставив в левую часть уравнения (7.19) значение ределяемые системой уравнений (7.18), окончательно иметь
О% ОП-будем
(7.20)
О% ОП-будем
(7.20)
На наружной поверхности казенника при г=г2 значение о「 не зависит от z н равно нулю, что возможно при следующих двух условиях
66—0;—0;
6
6
—0;
—0;
с2 —(In&+1)%=0・
В основании винтов резьбы казенника от продольной силы Рст возникают напряжения среза〈乞收 Тогда аналогично уравнению (7.19) можем записать
\ х rdz^—— о
Подставив значение xzri определяемое (7.18), в последнеевы- ражение, найдем
\Q 二—2 (& + 2q) г 1 + £宁"[衣= ^^^ •
о
После интегрирования получим
告Q 丄-2 (…•
3 Г[2冗厂1口£
На наружной поверхности при 厂=厂2 и любых значениях z Т" = 0・ Поэтому при Г = Г2 С& = 0,
"+ 匕7 —2 (q +2c5) r 2=0.
尸2
?а внутренней поверхности навинтной части казенника 厂=厂1 h z=U %=0,?а внутренней поверхности навинтной части казенника 厂=厂1 h z=U %=0,УравнениеУравнениечто позволяетчто позволяетпр%пр%получить дополнительноеполучить дополнительное
?а внутренней поверхности навинтной части казенника 厂=厂1 h z=U %=0,
?а внутренней поверхности навинтной части казенника 厂=厂1 h z=U %=0,
Уравнение
Уравнение
что позволяет
что позволяет
пр%
пр%
получить дополнительное
получить дополнительное
年q山Г1 + %=0.
Совместное решение полученных уравнений дает возможность получить следующие значения постоянных интегрирования:
尸ст尸1&н2血2«一片）尸ст尸1&н2血2«一片）
尸ст尸1&н
2血2«一片）
尸ст尸1&н
2血2«一片）
Р с/1尸机н ,
"211Gz2（^一d）.，
尸СТРCtUQh .
8jtC£（/•彳一尸;）4nGL^ （z-2—D '
4nGL（Г2—Гу） 2nGL （r^—厂;），
Расчетные формулы
При найденных значениях постоянныхПри найденных значениях постоянныхинтегрированияинтегрирования — — — — — —4 ♦ » а ▲a Xv X ^^，X j^^ ^^ ^^ d П ГI ^1ле подстановки их в выражения системы уравнений （7.18） лучим следующие расчетные формулы: — — — — — —4 ♦ » а ▲a Xv X ^^，X j^^ ^^ ^^ d П ГI ^1ле подстановки их в выражения системы уравнений （7.18） лучим следующие расчетные формулы:пос- по-пос- по-
При найденных значениях постоянных
При найденных значениях постоянных
интегрирования
интегрирования
— — — — — —4 ♦ » а ▲a Xv X ^^，X j^^ ^^ ^^ d П ГI ^1
ле подстановки их в выражения системы уравнений （7.18） лучим следующие расчетные формулы:
— — — — — —4 ♦ » а ▲a Xv X ^^，X j^^ ^^ ^^ d П ГI ^1
ле подстановки их в выражения системы уравнений （7.18） лучим следующие расчетные формулы:
пос- по-
пос- по-
（7.21）（7.22}（7.23}（7.21）（7.22}（7.23}（7.24）（7.24）
（7.21）
（7.22}
（7.23}
（7.21）
（7.22}
（7.23}
（7.24）
（7.24）
Q 尸5九时（厂^一广2）Z
г . 2门 （/^一厂;）£2厂2'
О*ст厂 1ан （^2 + 厂'）？
t -*（厂^-厂:）£2厂2~，
2"«-电e L Г a"；
t 一 -*5（厂"厂2）" El一片）
Формулы （7.21） — （7.24） полностью удовлетворяют гранич* ным условиям на внутренней и наружной поверхностях навинтной части казенника. Из рассмотрения этих формул видно, что значения напряжений уменьшаются с увеличением г и уменьшением 2.
Максимальные значения напряжений находятся на внутренней поверхности, т. е. при 厂=门 и z = L. Эти напряжения необ- 268
Их величиныИх величины(7.2V)(7. 22，)(7.23[)(7.24Л)(7.2V)(7. 22，)(7.23[)(7.24Л)ходимы для расчета навинтной части казенника.
Их величины
Их величины
(7.2V)
(7. 22，)
(7.23[)
(7.24Л)
(7.2V)
(7. 22，)
(7.23[)
(7.24Л)
вычисляются по формулам
- Рст^н .
Рст (^2 + 厂：)^н乳 2Лr1伉一君)£，
^-^(T^)L ~ Т
Рст
tzr=——.
2П门£
Окончательные выводы, о прочности навинтной части казенника необходимо делать на основании сравнения предела пропорциональности металла казенника с приведенным напряжением, определяемым по теории энергии формоизменения:
гp=Md十力+彳一。宀一%% 一寸Г十呢..(7.25)
На основании обобщения опыта эксплуатации конструкций казенников, оправдавших себя во время Великой Отечественной войны, коэффициенты запасов прочности могут 'быть приняты
п = —> 1,1Вцр
— для казенников, непосредсчзенно навинчиваемых на ствол, и
—>1,2
апр,
——для казенников, соединяемых с трубой ствола с помощью муфты.
Упрощенный расчет навинтной части飞
Проверочный расчет навинтной части казенника производится на отрыв без учета влияния распирающего Действия витков резьбы ствола или муфты. Опасным сечением считается наименьшее из поперечных сечений, проходящее, как правило, по канавке для выхода резца.
ааРасчетное напряжение на отрыв определяется
а
а
S
(7.26)соединении казен-(7.26)соединении казен-Приведенное напряжение
(7.26)
соединении казен-
(7.26)
соединении казен-
где 匸=点二—напряжение среза при ника со стволом при помощи муфты и
Т Рст
при навинчивании казенника на ствол.
Коэффициент запаса прочности принимается от 3 до 4 при оценке прочности казенника по пределу пропорциональности.
Подобный метод расчета не характеризует действительное напряженное состояние навинтной части казенника, так как расчет основан на предположении однородного напряженного состояния. Поэтому полученные расчетные напряжения не могут служить в качестве надежных критериев прочности, а упрощенный расчет вследствие этого носит условный и сравнительный характер.
Несовершенство упрощенного расчета подтверждалось при боевой эксплуатации. Так, например, в казенниках некоторых артиллерийских орудий, несмотря на многократные коэффициенты запаса прочности, возникали недопустимые деформации, нередко приводившие к выходу казенников из строя.
4. РАСЧЕТ КАЗЕННИКОВ С КЛИНОВЫМИ ЗАТВОРАМИ
В стволах современных артиллерийских орудий казенники с клиновыми затворами имеют перемычки, что является рациональным конструктивным и эксплуатационным мероприятиями, так как при этом уменьшается изгиб и облегчается заряжание. Наличие перемычки с одной стороны частично уменьшает изгибающий момент, а с другой ——вызывает поворот сечения щек в плоскости, перпендикулярной оси "канала ствола.
Теоретические и экспериментальные исследования, проведенные на натурных образцах, показывают, что наиболее напряженным элементом затворной части казенника является пеое- мычка.
Выполненные исследования также указали на возможность с приемлемой для практики точностью при оценке прочности затворной части казенников последнюю уподобить раме, а для ее расчета применить метод деформаций.
Распределение усилий по опорной поверхности казенника под клии
При рассмотрении затворной части казенников с клиновыми затворами как рамы возникает необходимость в определении 270
усилий, действующих на элементы опорной поверхности казенника под клин.
Значения напряжений и их распределение в расчетных сечениях затворной части казенника зависят как от конструкции казенника, так и от затвора. Эти конструктивные особенности определяют величину и характер распределения усилий, действующих со стороны опорной поверхности клина на опоры и перемычку казенника.
Различные условия контакта клина с казенником вызывают неодинаковые деформации опорных поверхностей и предопределяют характер распределения усилий, действующих на казенник. Начальный процесс деформации клина независимо от вида опорной поверхности его на казенник отвечает характеру деформации абсолютно жесткого тела. По мере увеличения деформации клин все более приобретает свойства тела конечной жесткости. Поэтому при строгом решении задачи в общем виде определение усилий представляет собой задачу статически неопределимую.
Для упрощения решения задачи примем следующие допущения: •
клин представляет собой абсолютно жесткую прямоугольную плиту, нагруженную сосредоточенной силой Рк и свободно лежащую на опорах и перемычке казенника;
клин опирается на казенник по всей опорной поверхности соприкосновения клина и казенника；
удельные опорные реакции g；, д； и % со стороны опор и перемычки казенника на клин являются равномерно распределенными.
「На рис. 7.10 приведена расчетная схема для определения усилий, действующих на опоры и перемычку казенника.
На основании принятых допущений равнодействующие равномерно распределенных реактивных удельных усилий можно рассматривать как сосредоточенные реакции, приложенные к центрам тяжести площадей боковых опор и перемычки казенника (рис. 7.11).
Полагая, что силы лежат в плоскости симметрии клина, запишем условия его равновесия. При составлении уравнениясил за ось возьмем прямую, проходящую через точку приложения силы Рн и перпендикулярную плоскости чертежа. На основании принятых допущений, без больших погрешностей для расчетов, величины равнодействующих реакций со стороны опор клина на казенник можно принять равными. Тогда условие равновесия клина запишется в следующем виде:
£ MQ^2PQm — Р±п=0,
гдеп ——расстояние от оси канала ствола до центра тяжести площади соприкосновения клина с перемычкой казенника;
加—наибольшее расстояние от оси канала ствола до центра тяжести площади контакта с опорами казенника.
Рис. 7. 10. Расчетная схема для определения усилий, действующих на опоры н перемычку казенника:Рис. 7. 10. Расчетная схема для определения усилий, действующих на опоры н перемычку казенника:Рис. 7. 11. Схема опорной поверхности контакта клина с казенникомРис. 7. 11. Схема опорной поверхности контакта клина с казенником
Рис. 7. 10. Расчетная схема для определения усилий, действующих на опоры н перемычку казенника:
Рис. 7. 10. Расчетная схема для определения усилий, действующих на опоры н перемычку казенника:
Рис. 7. 11. Схема опорной поверхности контакта клина с казенником
Рис. 7. 11. Схема опорной поверхности контакта клина с казенником
а—пространственная схема снл; 6—плоская схема сил
Совместное решение уравнения равновесия дает следующие выражения для определения усилий, действующих на опоры и перемычку казенника.
(7.27)(7.27)(7. 28)(7. 28)p产 - A"
(7.27)
(7.27)
(7. 28)
(7. 28)
（加十九）
Р 一 рK 加
加+九
Полученные формулы для определения усилий Ро и Pi являются весьма простыми, однако в связи с большой условностью принятой расчетной схемы для решения сложной контактной задачи они. являются недостаточно точными.
Принятые допущения и расчетная схема
Сложность конфигурации и индивидуальная особенность конструкции клиновой части казенников различных орудий не позволяет принять такую расчетную схему, которая совершенно точно отражала бы все многообразие существующих конструкций казенников с клиновыми затворами. Поэтому для инженерной практики расчета примем ряд допущений как в отношении действующих на казенник сил, так и к выбору расчетной схемы, которая могла бы с приемлемой для практики точностью послу- 272
жить основой для большинства из существующих конструкций казенников.
Точность расчета будет зависеть от степени приближения расчетной схемы к реальной конструкции. Однако не следует стремится к излишнему уточнению расчетной схемы, которая неизбежно приведет к усложнению расчета и вследствие этого потеряет прикладное значение.°
Для решения задачи по определению напряжений в клиновой части казенника выберем основную систему (рис. 7.12).
Рис. 7.12. Заданная и основная системы: а—расчетная схема； 6—основная системаРис. 7.12. Заданная и основная системы: а—расчетная схема； 6—основная система
Рис. 7.12. Заданная и основная системы: а—расчетная схема； 6—основная система
Рис. 7.12. Заданная и основная системы: а—расчетная схема； 6—основная система
В общем случае для решения трижды статически неопределимой задачи примем следующие допущения:
направление действия равнодействующих сил Pi совпадает с нейтральными осями щек казенника； силами трения на опорах казенника под клин 力夕齿 наличие которых противодействует изгибу щек. и уменьшает растягивающую силу в перемычке, пренебрегаем, что равносильно увеличению коэффициента запаса прочности.
При таких допущениях в общем случае клиновую часть казенника будем рассматривать как раму с неодинаковой жесткостью щек, защемленных в передней поперечине казенника, и подвергнутую действию двух сосредоточенных и равных по величине сил А, приложенных к опорам казенника, и равномерно распределенной по перемычке нагрузки 夕=今•
Равнодействующую силу давления со стороны клина на перемычку Pi по правилам статики перенесем на нейтральную ось условной рамы с присоединением пары
mР=2宁，
вращающей щеки казенника в полости xoz.
На основании принципа независимости действия сил напряжения от кручения будем определять независимо от изгиба и растяжения. При этом условии величина крутящего момента Мкр от действия продольной силы М возникающей из-за вне- центренного положения перемычки и вызывающей кручение щек в полости хоу, найдется из выражения
g>=N"=±- (7.29)
Изгибающий момент Му в полости хоу и поперечная сила Qx вызывается разностью прогибов в соединении щек и опор казенника в вертикальной плоскости.
В связи с тем, что жесткость опор и щек в вертикальной плоскости для всех казенников во много раз превосходит жесткости при изгибе и кручении в горизонтальной плоскости, то повороты их будут малы по сравнению с углами поворота этик элементов в плоскости yoz.
На основании этих соображений без больших погрешностей в расчете значения Му и Q^, а также и Л/^р при раскрытии статической неопределенности можно пренебречь, что значительна упрощает решение задачи.
Канонические уравнения и их решение
Для определения неизвестных N, Q а М, направления которых показаны на рис. 7.12, составим канонические уравнения
N6u + ^6i2 + Qj+Aip = °； '
N% + M%2 + Q%+&p = 0；(7.30)
7VB31 + ТИВз2 + а%з+ 厶 2P =。・
Канонические уравнения отвечают общему случаю и представляют собой три уравнения с тремя неизвестными. Решение уравнений сводится к определению коэффициентов при неизвестных и свободных членах. В зависимости от конструктивных особенностей казенников и условий их нагружения могут иметь место различные варианты расчета. Для большинства казенников современных артиллерийских орудий методы расчета будут являть-
Рис. 7. 13. Основные размеры клиновой части казенникаРис. 7. 13. Основные размеры клиновой части казенникася частными случаями приведенного решения в общем виде. Поэтому для определения коэффициентов при неизвестных и свободных членов рассмотрим конкретные условия расчета казенников, имеющих наибольшее распространение в существующих стволах артиллерийских орудий:
Рис. 7. 13. Основные размеры клиновой части казенника
Рис. 7. 13. Основные размеры клиновой части казенника
Большинство казенников орудий наземной и зенитной артиллерии являются симметричными и имеют одинаковые моменты инерции щек /е. Практически для упрощения расчета также можно моменты инерции щек принимать одинаковыми и
в казенниках орудий танков.
При одинаковых значениях моментов инерции щек выраже-
ния для определения коэффициентов при неизвестных и свободных членов будут записаны в таком виде
力_2加e（"一九）2.
11 ЗЕ/,十 2G/K '
3矗（2/ +暇+ 2哈；
=訂
'8a="前=%1= а3р =。，
В приведенных выражениях введены следующие дополнительные обозначения （рис. 7.13）:
длина щек расчетной рамы казенника
ширина расчетной рамы казенника
入=a 一 a?
где а ——толщина щеки казенника;
плечо действия силы Ро
где b — ширина опоры казенника; момент инерции щек казенника
"〃з"〃з1212
"〃з
"〃з
12
12
где Я— высота щеки казенника； моменты инерции опоры казенника
°12
моменты инерции перемычки
/〜无珀.
момент инерции щеки на кручение
/к^ h*H й3,
где 也一числовой коэффициент, зависящий от отношения Н]а.
Канонические уравнения примут вид
(7.32)(7.32)Л% + МВ2+&р=0；]
(7.32)
(7.32)
N%i +也电 + A2P=0・j
Значения коэффициентов при неизвестных и свободных чле
отно-отно-нов дают возможность решить канонические уравнения сительно N н М н определить их значения по формулам
отно-
отно-
N =N =瓦 2A2P — 622Alp瓦 2A2P — 622Alp瓦也2 —碎2瓦也2 —碎27И =7И =621Alp— 611A2P621Alp— 611A2P^11^22 — ^12^11^22 — ^12
N =
N =
瓦 2A2P — 622Alp
瓦 2A2P — 622Alp
瓦也2 —碎2
瓦也2 —碎2
7И =
7И =
621Alp— 611A2P
621Alp— 611A2P
^11^22 — ^12
^11^22 — ^12
На практике встречаются конструкции казенников, в которых клин передает усилия казеннику только через его опоры. Применительно к расчету таких казенников внешняя нагруз- ка будет состоять из двух равных сосредоточенных сил Р» Тогда применительно к этому случаю, а также при одинаковых моментах инерции щек 1е выражения для определения свободных членов упрощаются:
(7.33)(7.33)
(7.33)
(7.33)
Формулы для определения неизвестных N и Mi, приведенные в первом варианте расчета, при условии соответствующей замены свободных членов, определяемых по формуле（7.33）, будут применимы и к данному варианту расчета.
Большинство конструкций казенников с клиновыми затворами в орудиях наземной и зенитной артиллерии отвечают первому варианту расчета.
Расчетные напряжения
Найденные значения неизвестных позволяют определить расчетные моменты и построить их эпюры. Величина результи-
Рнс. 7. 14. Расчетные сечения казенника
рующего момента находится алгебраическим сложением моментов от действующей нагрузки, неизвестных сил и моментов, т. е.
M^M.-\-Mq + M^NM^
где Мр — расчетный результирующий момент;
Мо — момент от силы А;
Мя ——момент от распределенной нагрузки 夕；
Ми и N ——момент и растягивающая сила, вызванные ре- — акциями связи в перемычке； Л71 ——момент от единичной силы N.
В общем случае при расчете казенника с клиновыми затворами необходимо оценивать прочность основных сечений, показанных на рис. 7, 14, в том числе в сечении 〃，проходящем по- заданному винту резьбы, как определяющего прочность навинт- ной части казенника.
Максимальные значения напряжений в расчетных сечениях затворной части казенника определяются следующими формулами:
в сечении II—IIв сечении II—II
в сечении II—II
в сечении II—II
2 S2一犷2'
тде S? — площадь сечения перемычки;
仍2 = ^~—момент сопротивления сечения.
В сечении III—III
Oq= + ,
S2mki ~ 吃min
где S2mm — наименьшая площадь сёчения перемычки;
М3 ——изгибающий момент, действующий в этом сечении,
M3=Ma-Mq
M3=Ma~^qydy\M3=Ma~^qydy\у
M3=Ma~^qydy\
M3=Ma~^qydy\
«ли
о
W2 min — наименьший момент сопротивления сечения.
В большинстве случаев ослабленное сечение по перемычке •будет проходить по месту расположения кривошипа. В сечениях ио щекам казенника напряжения от растяжения и изгиба
/ [ Мм
2s4 - IT J
тде ЛТР4 — результирующий момент в рассматриваемом сечении
Mp4 = Mq + Mg — м& — N 風.
Напряжение кручения
Мкр
тде Мкр — крутящий момент, определяемый формулой (7. 29); 恥р — момент сопротивления щеки при кручении; ‘
%=质"*
~ 々2 ——числовой коэффициент, зависящий от отношения 〃/а приводится в курсах сопротивления материалов.
Приведенные напряжения,
%p=吟汗藉
Опоры казенника необходимо проверить на изгиб, срез и смятие.
Напряжение изгиба
где М^=М^~~MK-}-Mq — результирующий изгибающий момент в рассматриваемом сечении,
ЗдесьМо— момент от силы А;
Мк ——неизвестный изгибающий момент;
Mq= f qydy ——момент от распределенной нагрузки опо перемычке.
Напряжение среза
ЗРк
4so
где So — площадь среза.
Приведенные напряжения
%=了q十3曾
Напряжение смятия в опорах казенника и опорах клина проверяется по наименьшей из площадей опор, подвергнутой действию наибольшей силы. Практически наибольшее напряжение имеет опорная поверхность клина по перемычке и правой опоре казенника, напряжения смятия в которых
по наименьшей площади одной из опоры казенника и
CM Q°см.п
по перемычке казенника.
Коэффициенты запасов прочности при расчете по изложенной методике не должны быть меньше единицы при оценке прочности казенника по пределу пропорциональности.
Упрощенный расчет клиновой части
Проверочный расчет клиновой части казенников проводится при следующих основных предположениях.
Сила давления пороховых газов со стороны клина на опорную поверхность казенника передается в виде двух сосредоточенных сил, приложенных к опорам казенника (рис. 7. 15).
Перемычка, соединяющая опоры, отсутствует, поэтому ее участием в сопротивлении изгибу опор и щек казенника пренебрегают.
Щеки казенника работают только на растяжение и изгиб, опоры клина на изгиб, срез и смятие.
При этих допущениях ведется расчет прочности щек и опор казенника по формулам, известным из курса строительной механики.
Рис. 7.15. Расчетная схема при проверочном расчете казенникаРис. 7.15. Расчетная схема при проверочном расчете казенникаПри оценке прочности щек казенника определяются напряжения, вызванные совместным действием растяжения и изгиба
Рис. 7.15. Расчетная схема при проверочном расчете казенника
Рис. 7.15. Расчетная схема при проверочном расчете казенника
где Sm — наименьшая площадь поперечного сечения щеки казенника;
226
Коэффициент запаса прочности при этом не должен быть меньше 1,5 при оценке прочности по пределу пропорциональности. Оценка прочности опор казенника производится также по напряжениям изгиба
Приведенное напряжение
Зир = % + ЗтЛ
Напряжение смятия находится по наименьшей из площадей контакта клина с опорной поверхностью казенника под клин, при этом
СМ 2Scm，
где SCM — наименьшая из площадей опоры клина с казенником. Коэффициент запаса прочности при оценке напряженного состояния опор должен находиться в пределах 1,5...2,0.
5. РАСЧЕТ КАЗЕННИКОВ
С ПОРШНЕВЫМИ ЗАТВОРАМИ
Общие сведения
Теоретические исследования, подтвержденные долголетней эксплуатацией артиллерийских орудий с поршневыми затворами, показывают, что наиболее нагруженной частью таких казенников является поршневая часть.
Имевшиеся случаи разрушения поршневой части казенников объясняются прежде всего тем, что силы, действующие через 280
поршень затвора на нарезные секторы поршневого гнезда, вызывают в последних сложное объемно-напряженное состояние, главную роль в котором играют окружные и касательные напряжения. Установлено, что в поперечном сечении, проходящем по первому витку нарезки, возникают максимальные деформации, которые делают это сечение наиболее опасным. Особенностью напряженного состояния казенников с поршневыми затворами является то, что затворная часть их при наличии треугольной нарезки подвергается действию распирающих усилий, представляющих собой секторально приложенную нагрузку. Возникающие при этом изгибные напряжения в значительной степени оказывают влияние на общее напряженное состояние поршневой части казенника.
Приведенное ниже решение задачи по определению напряжений, вызываемых распирающим действием витков резьбы поршня затвора, выполнено с учетом обжатия волокон и в предположении отсутствия осевых и касательных усилий, которые для полной оценки напряженного состояния поршневой части казенника могут быть определены независимо.
Напряжения от распирающего действия поршня затвора
При решении задачи исходили из следующих допущений:
Поперечные сечения казенника имеют круглую форму, т. е. задача сводится к определению напряжений в круглом толстостенном кольце прямоугольного сечения, находящемся под действием внутреннего секторального давления
ЯГн^л
где Рп ——сила, действующая через поршень на витки резьбы поршневого гнезда казенника, определяемая по формуле (7. 1);
гн—наружный радиус резьбы поршневого гнезда;
/п——длина резьбы поршневой части казенника;
а — угол при основании витка нарезки.
При учете неравномерности распределения нагрузки по виткам для первого витка резьбы поршневого гнезда можно записать
q=\—7 ctg(a+@)・
Секторальное давление нормально и равномерно распределено по внутренней поверхности двух секторов с центральными углами, равными 2ф каждый (рис. 7. 16).
Радиальные напряжения, передаваемые от секторальной нагрузки, по толще кольца распределяются по закону треуголь-
ника, т. е. радиальное напряжение в слоях нагруженных секто； ров меняется линейно и убывает от。九=—q на внутренней поверхности до 必=0 на наружной.
Задача нахождения закона распределения напряжений по сечениям замкнутого кольца с учетом обжатия волокон является дважды статически неопределимой.
Рис. 7.16. Заданная система
Для определения неизвестных N и М составим два уравнения деформации и будем рассматривать толстостенное кольцо как статически неопределимый замкнутый контур.
Разрежем кольцо по вертикальному диаметру АА (рис. 7. 16). Действие нижней части на верхнюю заменим изгибающей парой сил М и продольной силой N (рис. 7. 17). Применительно к выбранной расчетной схеме решение задачи упрощается, так как
Рис. 7. 17. Основная система
поперечная сила Q в сечении АА может быть принята равной нулю. При этих условиях продольная сила N найдется из уравнения равновесия
NA=qr sin ср. (7.34)
Для определения величины изгибающего момента МА необходимо составить одно уравнение деформации. Зная величины N& и Мд, представляется возможным определить величины продольных сил и изгибающих моментов в произвольных сечениях 282
и тем самым найти напряжения, используя известную формулу из теории кривого бруса,
乂亠生亠生 R《"十詼十?7 R + y ''乂亠生亠生 R《"十詼十?7 R + y ''(7. 35>(7. 35>
乂亠生亠生 R
《"十詼十?7 R + y ''
乂亠生亠生 R
《"十詼十?7 R + y ''
(7. 35>
(7. 35>
гдеS=1 力 ——площадь поперечного сечения коль
ца единичной ширины;
九=Г2一Г1 一 толщина кольца;
R — радиус кривизны нейтрального
слоя;
InIn—2九)——приведенный момент инерции попе-
In
In
2Rq— h / речного сечения кольца；
&= 'L Прадиус средней линии.
Для упрощения расчета выразим Г через обычный момент инерции прямоугольного сечения I— — и коэффициент а
откудаоткуда胃=《(&1п胃=《(&1п2/?о + 九2/?о— h2/?о + 九2/?о— h(7.36)(7.36)
откуда
откуда
胃=《(&1п
胃=《(&1п
2/?о + 九
2/?о— h
2/?о + 九
2/?о— h
(7.36)
(7.36)
Из формулы (7. 36) видно, что коэффициент а зависит от отношения 总位
Половину кольца (см. рис. 7. 17) примем за основную систему, которая подвержена изгибу от переменного (по сечению) момента М и растяжению от переменной по его длине продольной силы N. Кроме того, кольцо испытывает поперечное обжатие волокон в зоне приложенного внутреннего секторального давления q. При выбранной основной системе кольцевые сечения полукольца получили возможность взаимного поворота.
Аналитической записью условия отсутствия взаимного поворота под действием нагрузки и моментов с учетом обжатая волокон будет уравнение деформации
a1+A2 =0，
где Л]——угол поворота сечений от нагрузки д, уравновешенной моментами М и силами ^;
Дз ——угол поворота сечений, вызванный обжатием волокон кольца той же нагрузкой.
Угол поворота сечений для кривого бруса от действия момента и продольной силы найдем по формуле
АА 'АА 'М , МES篇十"^Т7М , МES篇十"^Т7(7.37)(7.37)
АА '
АА '
М , М
ES篇十"^Т7
М , М
ES篇十"^Т7
(7.37)
(7.37)
Для решения интеграла необходимо подставить в формулу (7. 37) выражения для продольной силы N и изгибающего момента М по участкам нагруженных контуров АВ и ВС и учесть поворот сечения Дг от обжатия волокон. Полный угол поворота ст обжатия волокон, получающийся от секторального внутреннего давления, имеющегося на участке ВВ, найдется по формуле
Окончательно формулы для определения изгибающего момента и продольной силы в сечении АА, выраженные через заданную интенсивность нагрузки q, будут иметь вид
Nq — %,&； УИ()= Ло7Rd, где
Для поперечного сечения кольца СС (см. рис. 7. 16), составляющего угол р=л/2 по отношению к сечению АА, значения для N иМ определяются из выражений
N = AqR《 = где
刀="m一1)%； "' = [%+2(1 一言)]%.
Для удобства расчетов значения коэффициентов 刀。，^, п н jf при 卩=0,3 2<р=л;/2 приведены в табл. 7. 1.'
Таблица 7.1
凡/也
То
叮
丁
R"也
』o
叮
寸
0,75
0,236
—0,181
0,033
0,058
2,0
0,530
-0,164
0,220
0,147
1,0
0,354
—0,120
0,145
0,067
2,25
0,550
-0,168
0,228
0,154
1,25
0,424
—0,144
0,176
0,107
2,50
0,566
-0,171
0,234
0,160
1,50
0,471
—0,153
0,195
0,125
2,75
0,579
-0,174
0,240
0,165
1,75
0,505
—0,159
0,210
0,137
3,0
0,590
-0,177
0,244
0,168
Рис. 7. 18. Схема определения расчетных радиусов казенника с поршневым затворомРис. 7. 18. Схема определения расчетных радиусов казенника с поршневым затворомНаибольший по абсолютной величине изгибающий момент для сечений, проходящих через середины нагруженных секторов, будет в сечениях СС. Зная величины продольной силы N и изгибающего момента М для любого сечения, нетрудно найти и величины нормальных окружных напряжений 0工,пользуясь формулой (7. 35):
Рис. 7. 18. Схема определения расчетных радиусов казенника с поршневым затвором
Рис. 7. 18. Схема определения расчетных радиусов казенника с поршневым затвором
гдеN *\qR;(7.38)
M^ql^(7.39)
для сечения СС и
N=%д&;(7. 40)
m=刀刃g(7.41)
для сечения АА.
При определении напряжений необходимо рассматривать толстостенное кольцо, вырезанное из порш- левого гнезда казенника двумя сечениями, отстоящими друг от друга на расстоянии, равном единице, при выражении всех прочих величин в сантиметрах.
Заметим, что толщина одной из стенок поршневой части казенника ослаблена вследствии наличия вы
реза под проушину рамы затвора. Поэтому при практических расчетах фигурное очертание указанного сечения необходимо заменить эквивалентным кольцом с внутренним радиусом, равным наружному радиусу резьбы под поршень, а толщину стенок кольца принимать равной средней толщине стенок* Например, для определения напряжения в сечениях СС поперечное сечение казенника заменяется кольцом с внутренним радиусом Ri и наружным
D & max + 々 min
& —2，
z для определения напряжения в сечении АА сечение казенника следует уподобить кольцу, у которого внутренний радиус R, а наружный радиус равен наименьшему из двух возможных зна・ чений /?2 (рис. 7. 18).
Касательные и осевые напряжения
Для оценки напряженного состояния поршневой части казен- шика, помимо окружных и радиальных, необходимо определить касательные и осевые напряжения
Наибольшие значения касательных напряжений для первого витка резьбы поршневого гнезда могут быть найдены по фор- муле
(7.42)'(7.42)'ЗА2лг]/п
(7.42)'
(7.42)'
Для определения осевых напряжений оценим влияние гладких секторов на распределение осевых напряжений. Учет влияния гладких секторов на величину перемещений будем вести применительно к двухсекторным поршневым затворам.
Рис. 7. 19. Осевые деформации внутренней поверхности поршневого гнезда казенникаРис. 7. 19. Осевые деформации внутренней поверхности поршневого гнезда казенника
Рис. 7. 19. Осевые деформации внутренней поверхности поршневого гнезда казенника
Рис. 7. 19. Осевые деформации внутренней поверхности поршневого гнезда казенника
На рис. 7. 19,6 схематично изображена развернутая на плоскость внутренняя поверхность поршневой части казенника и двумя гладкими и двумя нарезными секторами, условно состоящая из одного витка.
Рассмотрим деформацию в направлении оси поршневого гнезда. Деформация в осевом направлении является функцией координат г, г и угла р. Угол р будем отсчитывать от мериди- альной плоскости, проведенной через середины нарезных секторов, например, от меридиальной плоскости, проходящей qepes середину нарезного сектора в точке О.
При сплошной нарезке сила, действующая со стороны витка поршня на виток поршневого гнезда, вызовет перемещение осно- вания витка из первоначального положения abed в положение afbrcrd! (рис. 7. 19, 6).
При наличии гладких секторов последние будут стремится остаться в положении Ьс и ad, занимаемом ими до выстрела, но увлекаются нарезными секторами.
В результате деформации поперечное сечение поршневого- гнезда с наличием гладких и нарезных секторов примет синусоидальную форму АВСД.
При таком физическом представлении явлений деформации будут максимальными в средней части нарезных секторов и минимальными по срединам гладких.
Из рассмотренного следует, что осевые деформации поршневой части казенника будут равны и максимальны при углах р, равных 0, л и 2л, равны и минимальны — при р = — и в - аЛ 35
и равны средним значениям при углах р, равных — , — л:, — л
7
и —— л. На основании рассмотренного для определения осевых 4
напряжений могут быть рекомендованы следующие формулы: 一 _3巳
для середины нарезных секторов и
L21t伉一电
для середины гладких секторов.
Окончательную оценку прочности поршневой части казенника необходимо делать на основании сравнения приведенного напряжения, определяемого по теории энергии формоизменения (7.25), с пределом пропорциональности металла казенника.
6. ДИНАМИЧЕСКАЯ ПРОЧНОСТЬ КАЗЕННИКА
С применением более совершенных методов оценки прочности казенников возникает необходимость в исследовании их динамической прочности.
Эта задача заключается в определении форм главных колебаний, которые получают элементы казенников от действия на них внешних нагрузок. Формы колебаний казенников определяются их конструкцией.
Казенники, выведенные из своего положения равновесия, получают колебательное движение, являющееся суммой простых гармонических колебательных движений, которые определяются условиями работы элементов казенника и его связями.
Элементы казенников с клиновыми затворами независимо от условий их связи со стволом и особенности конструкции имеют следующие основные виды колебаний:
продольны е колебания, при которых поперечные сечения казенника получают поступательное перемещение вдоль сси канала ствола;
поперечные колебания в горизонтальной плоскости, вызываемые деформациями изгиба элементов в той же плоскости;
поперечные колебания, происходящие в направлении изгиба щек в вертикальной плоскости;
крутильные колебания щек, при которых поперечные сечения щек получают вращательные перемещения около их нейтральных осей;
колебания кручения опор казенника под клин и перемычку, при которых прямоугольные сечения опор и перемычки получают вращательные перемещения около своих нейтральных осей;
радиальные и осевые колебания передней части казенника, навинчиваемой на ствол.
Помимо перечисленных основных видов колебаний элементов казенников с клиновыми затворами, задние части казенников с поршневыми затворами будут подвергнуты изгибным колебаниям.
Все эти виды колебаний. элементов казенников находятся во взаимосвязи друг с другом и будут возбуждать колебания вида, отличного от основной формы колебаний исследуемого элемента. Так, например, продольные колебания щек казенника будут сопровождаться поперечными и крутильными колебаниями.
Анализ условий работы казенников с клиновыми и поршневыми затворами позволяет установить наибольшие значения и основные направления деформаций их элементов, а это дает определяющее указание на выбор основных форм колебаний элементов казенников.
Основными видами колебаний казенников являются:
продольные и поперечные (изгибные) колебания задних частей казенников с клиновыми затворами;
осевые и радиальные колебания передних частей казенников. Эти колебания отвечают основным деформациям элементов казенника и имеют наинизшие значения частот и, следовательно, определяют динамическую прочность казенников.
Наибольшие значения динамического коэффициента применительно к этим двум видам колебаний не превосходит 1,05. Поэтому в инженерной практике расчета действующие на казенник нагрузки относят к категории статических сил и расчет казенников на прочность производят статическими методами, исправляя погрешности расчета путем соответствующего повышения коэффициента запаса прочности.
7. 7. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
Пример 7.1. Произвести полный расчет казенника с клиновым затвором и расчет задней части казенника с поршневым затвором.
Расчет казенника с клиновым затвором .
Исходные данные для расчета
Максимальное давление пороховых газов при нормальном заряде при усиленном заряде
Площадь поперечного сечения канала ствола Площадь поперечного сечения дна каморы Относительный путь снаряда по каналу Коэффициент уширения каморы Вес заряда
Вес снаряда
Вес трубы ствола
Угол наклона нарезов ствола
Вес откатных частей
Длина нарезной передней части казенника Наружный радиус резьбы казенника Минимальный наружный радиус Глубина резьбы
Ширина основания витка
Угол наклона рабочей грани
Угол трения
Длина клиновой части казенника
Ширина казенника
Высота казенника
Высота перемычки
Длина перемычки
Толщина перемычки и опор
Толщина щек
Ширина опор казенника под клин
Наибольшее расстояние от оси канала ствола до центра тяжести площади контакта клина с опорами казенника
Расстояние от оси канала ствола до центра тяжести опорной площади клина с перемычкой казенника Вес клииа
Материал казеииика
Р,РР,Р*=3100 кгс/сма. m = 3410 кгс/см%S=0,2663 дма* S'= 0,554 дма.兀д』4,73.у== 1»69*(о= 1,5 кто、 q=3,14 кгс. Qt=196；5 кгс.а=5°58'41"・ Qo = 426 кгс.Lh = 8Q см. К1 = 9,25 см. а см. t=0,5 см./г = 0,85 см.а=87°.q = 9°. 厶к = 23,5 см. А = 21,0 см. Н=25,8 см. /г = 7,5 см. d=10,4 см.6 = 7,6 см. а=4,0 см. е= 1,3 см. /н = 6,0 см.*=3100 кгс/сма. m = 3410 кгс/см%S=0,2663 дма* S'= 0,554 дма.兀д』4,73.у== 1»69*(о= 1,5 кто、 q=3,14 кгс. Qt=196；5 кгс.а=5°58'41"・ Qo = 426 кгс.Lh = 8Q см. К1 = 9,25 см. а см. t=0,5 см./г = 0,85 см.а=87°.q = 9°. 厶к = 23,5 см. А = 21,0 см. Н=25,8 см. /г = 7,5 см. d=10,4 см.6 = 7,6 см. а=4,0 см. е= 1,3 см. /н = 6,0 см.冷=8,0 см.9к = 31 КГС.0—50.冷=8,0 см.9к = 31 КГС.0—50.Расчетные нагрузки
Р,Р
Р,Р
*=3100 кгс/сма. m = 3410 кгс/см%
S=0,2663 дма* S'= 0,554 дма.
兀д』4,73.
у== 1»69*
(о= 1,5 кто、 q=3,14 кгс. Qt=196；5 кгс.
а=5°58'41"・ Qo = 426 кгс.
Lh = 8Q см. К1 = 9,25 см. а см. t=0,5 см.
/г = 0,85 см.
а=87°.
q = 9°. 厶к = 23,5 см. А = 21,0 см. Н=25,8 см. /г = 7,5 см. d=10,4 см.
6 = 7,6 см. а=4,0 см. е= 1,3 см. /н = 6,0 см.
*=3100 кгс/сма. m = 3410 кгс/см%
S=0,2663 дма* S'= 0,554 дма.
兀д』4,73.
у== 1»69*
(о= 1,5 кто、 q=3,14 кгс. Qt=196；5 кгс.
а=5°58'41"・ Qo = 426 кгс.
Lh = 8Q см. К1 = 9,25 см. а см. t=0,5 см.
/г = 0,85 см.
а=87°.
q = 9°. 厶к = 23,5 см. А = 21,0 см. Н=25,8 см. /г = 7,5 см. d=10,4 см.
6 = 7,6 см. а=4,0 см. е= 1,3 см. /н = 6,0 см.
冷=8,0 см.
9к = 31 КГС.
0—50.
冷=8,0 см.
9к = 31 КГС.
0—50.
Определение основных параметров
入1=・
1 А"十Т
4,73+ 丄
== 0 465,
2 (1 + AQ
2(14-4,73)
1 Ад + —
X
4,73 +
3(1+ Ад)
3(1 + 4,73)
『也管=1,02+0,31 將=1,17.
Максимальное давление пороховых газов у дна каморы при уси
ленном заряде
=(1+0,465累)¥ 3410=3630 кгс/см2.
Сила инерции клина
厶=烈 pms= — 3100-26,63 = 6000 кгс.
Qo426
Сила инерции трубы ствола
/t=&%S二些 3100.26,63 = 38 000 кгс. Qo426
Сила давления пороховых газов на скаты каморы
；夕скт = 〃днтВ' — 5) = 3630(55,4 — 26,6)=104 500 кгс.
Сила давления выуступов ведущего пояска на боевые грани полей нарезов
N = “mStga=0,57.3100・26,63tg5o5&41" = 4850 кгс.
Продольная слагающая реакция ведущего пояска
Rn=N (sin &+/ cos а)=
= 4850 (sin 5。58'41" + 0,05 cos 5°58'41")=300 кгс.
Вследствие малости силы Rn в дальнейших расчетах ею пренебрегаем.
Сила, действующая на навинтную (переднюю) часть казенника；
Рст=/^Рскт = 38000 + 104 500 = 142 500 кгс.
Сила, действующая на опорные поверхности казенника под клин,
А= Рдн/‘ 一 /к=3630-55,4-6000= 196 000 кгс.
Расчет навинтной (передне^) части казенника
Радиальное напряжение
142 500142 5002.3,14-9,25-8,02.3,14-9,25-8,02л/?]£н2л/?]£н3f3f[ctg (87° + 9°) + 諸]=一 505 кгс/см2.[ctg (87° + 9°) + 諸]=一 505 кгс/см2.
142 500
142 500
2.3,14-9,25-8,0
2.3,14-9,25-8,0
2л/?]£н
2л/?]£н
3f
3f
[ctg (87° + 9°) + 諸]=一 505 кгс/см2.
[ctg (87° + 9°) + 諸]=一 505 кгс/см2.
Окружное напряжение
Рст （必+ А：） 2л/?1^н （必一 g）Рст （必+ А：） 2л/?1^н （必一 g）
Рст （必+ А：） 2л/?1^н （必一 g）
Рст （必+ А：） 2л/?1^н （必一 g）
142 500 （И2 4- 9,252） 1Pt（37。1 9。）_L ^^\ = 2880 kfc/cm"・ = 2.3,14.9,25.8,0（1Р^К^） Г g（十丿十。阳】
Осевые напряжения
。尸朮^）Г制"5= 二号諾初卜赍因宀9。） +器 =—1770 кгс/см2.
Касательные напряжения
Т二 Рст 142 5Qg= 380 КГС/СМ2.
2nA也н2-3,14.9,25.8,0
Приведенное напряжение
%=Ре+d+成一。宀一%% - %%+3千=
= У5052 + 28802+ 17702 4-505-2880 4-2880-1770 — V _ 1770• 505 + 3 • 380'*=4315 кгс/см2.
Коэффициент запаса прочности
生=璽=116.
九 _°пр 4315
Расчет клиновой части казенника
Предварительные вычисления Расчетные параметры условной рамы: длина щек
/ =厶一告=235一^=197 мм;
длина ригеля
X=Л ■а=210 — 40= 170 мм;
плечо действия силы 尸⑪
=旺£ ="土史上26,5 мм.
"22:
Момент инерции щек на изгиб
©1212
Момент инерции щек на кручение
г 入 口 а 0,30.25,8-7,63 тс .人=网"a 才一~-—=490 CM4.
Момент инерции опор
/ 〃加 25,8-7,63 сс &/0== 950 см4.
°1212
Момент инерции перемычки
竺=0% = 276 ем".
п 1212
Отношение моментов инерции
. 1е 140 с …^о = т^ =—=0,146;
.1е140
%=于=^=0,51.
/п 27b
Коэффициенты при неизвестных и свободные члены
1 pZ3 I /(〃一九)2 £〃
— 1 [2・19,7 ] 19,7(25,8 —7,5)2£・140]_ 7460
—Ё/7[ ~12-0,4-£.490Г 丁
%=券(2/ +或 Са + 2 勿,。)=
=与(2.19,7+ 10,4-0,146 + 2.2,65. 0,51)=^ ；
£/eEle
к 义 /219,72388
812=S21 = —=—=—；
“P=—誥(?W+T) =
==—普^ (56000• 2,65 + &%17,0 ) = — 127J06
“6Q =/“6Q =/А产一我(/ +号卜念(2人;+"，"車
“6Q =/
“6Q =/
2.56 000*2,65
£〃
19,7 卄
-2,65・0,146
_ 弘000• 17 02• 19 7+ 1°，43.0图_ + 17,03.10,43一0,=
8£/e17,0 \'36丿
13,35-106
Ele
Определение неизвестных N и Ma
N_玩2A2p-622Alp _ —388" 13,35+43,3， 127 ]州一2010 кГе；
®и®22—应27460-43,3— 388’
M 一 A2iAip—瓦也р_「—388・127+746(МЗ.,,竺 106 = 283 000 КГС-СМ.
»— 瓦也 2—%7460-43,3 — 3882
Расчетные эпюры изгибающих моментов,продольных и перерезывающих сил
Расчетный изгибающий момент в сечении II——II
Рис. 7.20. Эпюры изгибающего момента, продольных и перерезывающих сил
Результирующий изгибающий момент в сечении IV—IV
加 p4=M) + Mg — Мп
где”
MQ=Poy=56 000 -2,65— 145 000 кгс-см;
此=) 勿出=響=祭=84戰17,0 = ]87 000 [кгс-ем； 0
Ж4= M^Mq-тИ4= 145 000+ 1870°0-^83 000=49 000 кгс-см.
Результирующий изгибающий момент в сечении V—V
加Р6=加f4 -2百%=49 000 — 2010， 18,0= 13000 кгс-см.
Эпюры расчетного изгибающего момента, продольных и перерезывающих сил приведены на рис. 7.20.
Прочность клиновой части казенника
Напряжение в перемычке (сечение II—〃)
竺；此一当2T. 283 000.7,62
Sn 丁 2〃 56,25 十— = 3940 кгс/см2.
Напряжения в щеках казенника:
—напряжения растяжения и изгиба в сечении IV—/У ппп, ходящем впереди опор казенника,，Р
% = %+^._」96 000 ( 149,000-4.
2sm 十 2/& 一2，25,8・4 丁-2，140 =^4° kГe/cМ2；
——напряжения кручения
— Мкр 185 000,
= 150 кгс/см*
wкр 1Zo
где
幽кр=а”=2010 总1产=18500 кгс-см;
步叩=尾"废=0,30-25,8-4,02= 123,0 см3;
—приведенное напряжение
°"Р= №+ 3Q= M16402十3・ 150』1660 кгс/см2.
Напряжение в сечении I/一匕 проходящем по месту защемления
寸寸& 亠 j^§g=196 000 I 13 000-4,0& 亠 j^§g=196 000 I 13 000-4,02尻 2〃 斎肃而2尻 2〃 斎肃而2-1402-140—=1025 кгс/см2.—=1025 кгс/см2.
寸
寸
& 亠 j^§g=196 000 I 13 000-4,0
& 亠 j^§g=196 000 I 13 000-4,0
2尻 2〃 斎肃而
2尻 2〃 斎肃而
2-140
2-140
—=1025 кгс/см2.
—=1025 кгс/см2.
Приведенное напряжение
%= К<ЬЗ?= J/10253 4-2-1502= 1060 кгс/см2- Расчет опор и перемычки казенника на сжатие
г 巳 84 000 5CL
卜см — -—=~^ -=1085 кгс/см2.
г см
МникяИЙ К°ЭффИЦИеНТ запаса прочности навинтной части
л<-ЮСг1г1г1п.<1
口言二黑
Расчет казенника с поршневым затвором
Расчет навинтной части казенников с поршневыми затворами производится аналогично рассмотренному случаю применительно к казенникам с клиновыми затворами. Поэтому оценку прочности проведем в двух основных расчетных сечениях поршневой части казенника
Исходные данные для расчета
Рднт== 2970 кгс/см2./)к= 16,28 см. 鼻= 9,6 см.Рднт== 2970 кгс/см2./)к= 16,28 см. 鼻= 9,6 см.R2 mln — 16,8 СМ Rz max22,4 CM /?2=19,6 см Zn = 13,8 см j?n= 1785 м/с2 a=45° q=1I°20/ 0—65R2 mln — 16,8 СМ Rz max22,4 CM /?2=19,6 см Zn = 13,8 см j?n= 1785 м/с2 a=45° q=1I°20/ 0—65Максимальное давление пороховых газов при усиленном заряде ' Диаметр дна каморы
Рднт== 2970 кгс/см2.
/)к= 16,28 см. 鼻= 9,6 см.
Рднт== 2970 кгс/см2.
/)к= 16,28 см. 鼻= 9,6 см.
R2 mln — 16,8 СМ Rz max22,4 CM /?2=19,6 см Zn = 13,8 см j?n= 1785 м/с2 a=45° q=1I°20/ 0—65
R2 mln — 16,8 СМ Rz max22,4 CM /?2=19,6 см Zn = 13,8 см j?n= 1785 м/с2 a=45° q=1I°20/ 0—65
Наружный радиус резьбы казенника под поршень
Наружный радиус поперечного сечения поршневого гнезда казенника минимальный максимальный условный
Длина нарезной части поршневого гнезда
Наибольшее ускорение отката
Угол наклона рабочей грани к основанию витка
Угол трения
Материал казенника
Расчетные нагрузки
Сила, действующая на казенник через резьбу под поршень, R ~ 4H m 扌厅=2970 苧 16,282 = 675580 кгс.
3%2 MR3%2 MRctg(a+@) =ctg(a+@) =3・ 675 5802・3,14・9,6・13,83・ 675 5802・3,14・9,6・13,8Радиально-секторальная нагрузка
3%
2 MR
3%
2 MR
ctg(a+@) =
ctg(a+@) =
3・ 675 580
2・3,14・9,6・13,8
3・ 675 580
2・3,14・9,6・13,8
ctg(45°+ll°20')=1590 кгс/м2.
Предварительные вычисления
А. Горизонтальное сечение (р=0) Толщина сечения
h — R2 — Ri= 19,6 — 9,6=10 см. Радиус средней линии
/?=/?1 + ^=9,6**=14,6 ем. Отношение средней линии к толщине
九 10
Приведенный момент инерции
"=上空空=90 ем4 1212
Б. Вертикальное сечение ^=—~ л) Расчетный наружный радиус
g=^Р?;+&= 22,4^196=21,0 еm.
Толщина сечения
Ло=/?2一^ = 21,0一9,6=11,4 см.
Радиус средней линии
总=凡 + 号=9,6 + 券=15,3 см.
Отношение средней линии к толщине
迎=妃=1 34九о 11,4
Приведенный момент инерции
/』粤=№匹43 -74 I4.
1212
Прочность поршневой части казенника
А. Горизонтальное сечение
Радиальное напряжение
一爲Г ctg(a+Q)=』：凿;3 8 ctg(45。+ Г2(У) ==—1590 кгс/см2.
Осевое напряжение
_3 Рп3；675 580, 2
% =亍二冲=Е^：(加62-9,6» = 1140 КГС/СМ?.
Касательное напряжение
г — ЗА —3-675 580 ОЛПЛ °
丽「济4.9,6.13,8=2420 КГС/СМ2.
Окружное напряжение
—里R 6100 . 57 400
入一7r十族 k部十j0.14,6一
57 400 14,6-5,0 qqqc , 2!—3830 кгс/см-
9014,6-5,0
где
// = ^ = 2220.14,6-0,192 = 6100 кгс；М = qRR = 2220-14,62• 0,122=57400 кгс-см.
Приведенное напряжение
°„р = Н；十彳十彳—％% — "z — azar + 3d =
=V15902 + 38302 + 11402 + 1590 ■ 3830 -3830-1140-
1140.1590+3-2420^=6010 кгс/см2.
”亠工°p 65001 *
Коэффициент запаса прочности — = ——= l,Uo. bnp 6010
Б. Вертикальное сечение
Осевое напряжениеАОсевое напряжениеА675 580675 580—2几(府_/ф- 2-3,14(21,02-9,62)—2几(府_/ф- 2-3,14(21,02-9,62)= 240 кгс/см3.= 240 кгс/см3.
Осевое напряжение
А
Осевое напряжение
А
675 580
675 580
—2几(府_/ф- 2-3,14(21,02-9,62)
—2几(府_/ф- 2-3,14(21,02-9,62)
= 240 кгс/см3.
= 240 кгс/см3.
№ 凡 =14 38074 425X Ro-У У ~11,4」5,3№ 凡 =14 38074 425X Ro-У У ~11,4」5,3Окружное напряжение
№ 凡 =14 38074 425
X Ro-У У ~11,4」5,3
№ 凡 =14 38074 425
X Ro-У У ~11,4」5,3
。一尸0十尸曲。
7442517厂7442517厂15,3•江=-3050 кгс/см2,15,3—5,7
74425
17厂
74425
17厂
где
A^o^^/?qT]q=222O, 15,3*0,432= 14 380 кгс;
MQ=q 1^^=2220• 15,32(—0,149)= —74 425 кгс-см.
Коэффициент запаса прочности
“”65009 о
Е ==-=2,lo.
J 3050
Сопоставление результатов расчета казенника с поршневым затвором показывает, что наиболее опасными точками при усло-
вии расчета казенника по наибольшим значениям напряжений являются точки, лежащие на внутренних поверхностях середины нарезных секторов.
Напряженное состояние этих точек и будет определять прочность поршневой части казенника во время выстрела.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Лармаи Э. К. Проектирование и производство артиллерийских систем^ М., Воениздат, 1949, Ч. 1. Проектирование орудийных стволов н затворов» 395 с.
Лармаи Э. К- Проектирование и расчет орудийных стволов и затворов. М.} Оборонгиз, 1939, 164 с.
Проектирование ракетных и ствольных систем. Под ред. Б. В. Орлова.,. М., «Машиностроение», 1974, 827 с.
Рис. 8.1, Клиновой затвор с вертикальным движением клина:Рис. 8.1, Клиновой затвор с вертикальным движением клина:клнн； 2—крнвошнп； 3—ось крнвошнпа； 4—руконтка： 5—закрывающий механизмклнн； 2—крнвошнп； 3—ось крнвошнпа； 4—руконтка： 5—закрывающий механизмсекторов поршня с аналогичны-секторов поршня с аналогичны-
Рис. 8.1, Клиновой затвор с вертикальным движением клина:
Рис. 8.1, Клиновой затвор с вертикальным движением клина:
клнн； 2—крнвошнп； 3—ось крнвошнпа； 4—руконтка： 5—закрывающий механизм
клнн； 2—крнвошнп； 3—ось крнвошнпа； 4—руконтка： 5—закрывающий механизм
секторов поршня с аналогичны-
секторов поршня с аналогичны-
Глава 8
ЗАТВОРЫ АРТИЛЛЕРИЙСКИХ ОРУДИЙ, МЕХАНИЗМЫ ПОЛУАВТОМАТИКИ
И ДОСЫЛАТЕЛИ
Затворы современных артиллерийских орудий, в зависимости от конструкции, могут быть разделены на две группы: клиновые и поршневые.
Клиновые затворы (рис. 8. 1) в зависимости от направления движения при открывании и закрывании в свою очередь могут
быть подразделены на горизонтальные и вертикальные.
Поршневые затворы (рис. 8.2) в зависимости от конструкции поршня подразделяются на цилиндрические со сплошной и секторной нарезкой и конические. В зависимости же от движения поршня при открывании и закрывании затворы подразделяются на однотактные, двухтактные и трехтактные. Однотактным поршневым затвором являются лишь затворы с цилиндрическим поршнем, имеющим сплошную нарезку.
Большинство цилиндрических затворов являются затворами двухтактными, т. е. при открывании затвора необходи-
мо придать поршню вращательное движение вокруг его оси для расцепления нарезных ми секторами в поршневом гнезде казенника. После этого при дальнейшем вращении рукоятки затвора рама затвора отходит от казенного среза ствола, извлекает поршень из гнезда. При
закрывании затвора движение поршня совершается в обратном порядке.
У трехтактных поршневых затворов за время первого такта поршень вращается в раме затвора для расцепления нарезных секторов поршня с нарезными секторами поршневого гнезда казенника. Второй такт ——прямолинейное поступательное движение
Рис. 8. 2. Поршневой затвор:Рис. 8. 2. Поршневой затвор:/—рама затвора； 2—поршень; 3—боевая втулка; 4—уд1aрннк； 5—трубка ударника； 6—боевая пружина： 7—взвод ударника； 8—курок; 9—гребенка; /О—стопор гребеакн； 1/тр‘укб方тка затвора; /2—ось рукоятки： /3—ось удержника； 14—удержник； /5—выбр асы в атель; J6—муфта； 77—ось направляющей планюи; /S—направляющая планка； /9—рычаг/—рама затвора； 2—поршень; 3—боевая втулка; 4—уд1aрннк； 5—трубка ударника； 6—боевая пружина： 7—взвод ударника； 8—курок; 9—гребенка; /О—стопор гребеакн； 1/тр‘укб方тка затвора; /2—ось рукоятки： /3—ось удержника； 14—удержник； /5—выбр асы в атель; J6—муфта； 77—ось направляющей планюи; /S—направляющая планка； /9—рычаг
Рис. 8. 2. Поршневой затвор:
Рис. 8. 2. Поршневой затвор:
/—рама затвора； 2—поршень; 3—боевая втулка; 4—уд1aрннк； 5—трубка ударника； 6—боевая пружина： 7—взвод ударника； 8—курок; 9—гребенка; /О—стопор гребеакн； 1/тр‘укб方тка затвора; /2—ось рукоятки： /3—ось удержника； 14—удержник； /5—выбр асы в атель; J6—муфта； 77—ось направляющей планюи; /S—направляющая планка； /9—рычаг
/—рама затвора； 2—поршень; 3—боевая втулка; 4—уд1aрннк； 5—трубка ударника； 6—боевая пружина： 7—взвод ударника； 8—курок; 9—гребенка; /О—стопор гребеакн； 1/тр‘укб方тка затвора; /2—ось рукоятки： /3—ось удержника； 14—удержник； /5—выбр асы в атель; J6—муфта； 77—ось направляющей планюи; /S—направляющая планка； /9—рычаг
поршня в раме, чем достигается извлечение поршня из поршне- вого гнезда. Третий такт — отход рамы от казенного среза ство* ла и отвод поршня в сторону. В двух и трехтактных поршневых затворах в период второго и третьего такта движение центра тяжести поршня совершается по дуге окружности, центр которой совпадает с центром вращения оси рукоятки затвора.
Как видно клиновые затворы относятся к группе однотактных затворов.
Затвор артиллерийского орудия, независимо от его устройства, предназначается для запирания канала ствола при выстреле, 300
производства выстрела, экстрагирования (удаления) холостой гильзы.
В соответствии с указанным назначением в конструкцию затвора входят следующие основные механизмы: закрывающий и открывающий механизм;
стреляющий механизм, который в свою очередь состоит из ударного механизма и стреляющего приспособления;
выбрасывающий механизм .для экстрагирования стреляной гильзы.
Помимо этих механизмов, в зависимости от конструкции орудия, встречается целый ряд других вспомогательных механизмов. К ним можно отнести механизм взаимозамкнутости, не позволяющий открыть затвор, если ствол не соединен с противооткатными устройствами. Он обязательно должен быть у вьючных горных орудий и орудий, у которых в походном положении ствол оттягивается назад, и казенная часть его закрепляется на станинах, т. е. у орудий, которые в походном положении полностью или частично разбираются на отдельные агрегаты. К подобного рода вспомогательным механизмам можно отнести такие предохранители, которые не дают возможности произвести выстрел при не вполне закрытом затворе или открыть затвор до выстрела из заряженного орудия. К подобного рода вспомогательным механизмам затвора могут быть отнесены также различного рода приспособления для облегчения заряжания и целый ряд других."，
Требования повышения скорострельности артиллерийских орудий среднего и даже крупного калибра привело к созданию механизмов автоматического открывания и закрывания затворов, получивших наименование — механизмы полуавтоматики. К механизмам, повышающим скорострельность, относятся механизмы подачи и досылатели.
ОБЩИЕ ТРЕБОВАНИЯ К ЗАТВОРАМ
Каждый затвор артиллерийского орудия независимо от конструкции должен удовлетворять следующим основным требованиям:
Быть прочным и надежно соединяться со стволом.
Иметь замыкающий механизм, чтобы предотвратить самопроизвольное открывание затвора во время выстрела.
Не допускать производства выстрела при не вполне запертом затворе и не допускать его открывание до тех пор, пока не произойдет выстрел.
Закрывать н открывать затвор быстро с небольшим равномерным усилием.
Затвор должен в открытом положении занимать возможно меньше места. Возможность открывания и закрывания его для
полевых артиллерийских орудий должна быть обеспечена при всех углах возвышения.
Не допускать производства выстрела в случае, если противооткатные устройства не соединены со стволом.
Не допускать производства выстрела, если откатные части после выстрела не пришли в свое первоначальное положение (при больших недокатах).
Обеспечить надежное действие стреляющего приспособлен ния и отход бойка за зеркало затвора перед открыванием последнего.
Обеспечить надежное выбрасывание гильзы после выстрела или всего патрона в целом в случае осечки.
Сборка и разборка затвора должны производиться с минимальным количеством инструмента и, кроме того, должна быстро производиться замена деталей затвора, пришедших в негодность.
И. Число деталей затвора должно быть минимальным, и их изготовление с технологической точки зрения должно быть простым.
Расположение механизма открывания должно быть таким, чтобы орудийному номеру при работе с затвором не приходилось располагаться сзади казенной части ствола.
Это требование может быть выполнено при разумной конструкции рукоятки открывания и закрывания затвора и соответствующем ее расположении.
Кроме этих общих основных требований имеется ряд специальных, которые предъявляются к затворам орудий в зависимости от их устройства и назначения; из них отметим лишь некоторые.
У орудий, имеющих механизмы полуавтоматики, затвор должен надежно удерживаться в открытом положении лапками выбрасывателя или каким-либо приспособлением, которые при досылке патрона в патронник освобождали бы затвор для последующего его закрывания закрывающим механизмом. Кроме того, необходимо иметь приспособление, которое позволяло бы вручную освободить затвор для его закрывания без производства заряжания. 《
В затворах орудий противотанковых, танковых, самоходных и зенитных, предназначенных для стрельбы по движущимся целям, ударник должен взводиться в момент открывания затвора. Последнее требование вытекает из необходимости сокращения «мертвого» времени, т. е. промежутка времени между моментом окончания наводки и моментом удара бойка по капсюлю-воспламенителю. В этих орудиях желательно обеспечить взведение ударника в случае осечки без открывания затвора.
Переходя к оценке клинового и поршневого затворов, необходимо прежде всего остановиться на влиянии типа затвора на конструкцию ствола. Из практики известно, что при поршневом 302
затворе длина ствола получается на 0,2—0,3% больше длины ствола с клиновым затвором. Такая разница в длинах стволов не может дать каких-либо преимуществ применения затвора того или другого типа. Однако если сравнить массы казенника и затвора в том или другом случае, то оказывается, что при одинаковой прочности казенник клинового затвора и сам клиновый затвор тяжелее. В конструктивном отношении это выгодно, так как центр тяжести ствола переносится ближе к казенному срезу, что облегчает уравновешивание качающей части.
Кроме того, легкое открывание и закрывание и влияние его на скорострельность, увеличивает преимущество клиновых затворов перед другими. При открывании и закрывании клинового затвора необходимо перемещать клин только в направлении его движения, причем усилия, необходимые для этого перемещения при горизонтальном движении почти не зависят от углов возвышения. При открывании же поршневого затвора необходимо вначале поворачивать поршень, а потом открывать затвор. Хотя оба эти движения производятся одним поворотом рукоятки затвора, все же уходит больше времени. Эта разница во времени в орудиях малого калибра незначительна. Она возрастает с возрастанием калибра в пользу клинового затвора. Особенно велика разница при поршневых затворах трехтактного действия.
Само устройство клинового затвора по отношению гнезда почти не допускает заклинивания, а поэтому единственное сопротивление, которое препятствует открыванию клина, слагается из сил трения скольжения и усилий, необходимых для экстрагирования гильзы. В клиновых затворах для орудий крупных калибров усилия трения легко могут быть устранены постановкой роликов. Что касается поршневых затворов, то усилия открывания и закрывания зависят от углов возвышения.
Вследствие этого при применении поршневых затворов в орудиях крупного калибра приходится устраивать специальные уравновешивающие механизмы, подчас весьма сложной конструкции.
Что касается клиновых затворов с вертикальным движением, то в орудиях малых калибров масса затвора не существенно влияет на усилия закрывания. В орудиях же средних и крупных калибров, не имеющих механизма полуавтоматики, чтобы избежать специальных уравновешивающих механизмов в клиновых затворах рекомендуется горизонтальное движение клина.
С точки зрения удобства заряжания клиновой затвор имеет также ряд преимуществ по сравнению с поршневым: поршневой затвор открывается навстречу движению патрона при заряжании, а поэтому приходится задерживать заряжание до полного открывания затвора.
В скорострельных орудиях при поршневом затворе не предотвращена возможность защемления руки заряжающего меж-
ДУ затвором и казенным срезом ствола. При клиновом затворе подобное явление полностью исключается.
Наличие клинового затвора при заряжании дает возможность бокового введения или введения сверху головной части снаряда через соответствующий вырез в заклиновой части казенника. Последнее имеет то преимущество, что дает возможность у орудий, стреляющих при больших углах возвышения, понизить высоту линии огня. Так, например, в орудиях зенитной артиллерии высота линии огня определяется возможностью заряжания при больших углах заряжания и лимитируется длиной патрона. В случае применения клинового затвора вследствие вышеуказанного высота линии огня может быть понижена до 2,5——3 калибров, что является существенным преимуществом для повышения устойчивости орудия при малых углах возвышения.
Наконец, следует заметить, что в клиновом затворе легче и проще применить механизм полуавтоматики, чем в поршневых из-за необходимости трансформирования поступательного движения частей механизма полуавтоматики во вращательное и поступательное движения поршневого затвора при его закрывании и открывании.
В отношении технологии не один тип затвора не имеет существенных преимуществ перед другим.
Размеры клина и клинового гнезда
В клиновых затворах основной деталью, воспринимающей усилия во время выстрела, является клин. Первоначальное поперечное сечение клина имело вид прямоугольника, задние углы клинового отверстия делались острыми, так как тогда не было известно, что подобные переходы являются причиной концентрации напряжений, вызывающих образование трещин в этих углах. Вследствие этого у некоторых орудий наблюдались обрывы заклиновой ча. сти, несмотря на то, что радиусы углов были около
Рис. 8.3. Гнездо казенника под цилинд- ^б мм. Затем появились ро-призматический клинцилиндро - призматические
клинья (рис. 8.3).
В настоящее время в клиновых затворах преимущественно применяется призматический клин, но с достаточно большим за- круглением задних углов. Передняя клиновая поверхность делается перпендикулярной о「и канала ствола. Задняя, опорная 304
грань с передней образует угол—1 °55 Таким образом, клин суживается к одному концу примерно на величину около 1/30— ]/40 его длины. При перемещении в гнезде клин должен направ； •ляться так, чтобы его задняя грань всегда прилегала к опорной поверхности заклиновой части казенника. При таком движении
передняя поверхность клина отходит при открывании затвора и приближается к ней при его закрывании. Такое устройство клина обеспечивает окончательную досылку гильзы при заряжании, а при открывании затвора, после того как клин сдвинется с места и отойдет назад, почти полностью уничтожаются силы трения между передней гранью клина и дном гильзы. Хотя угол наклона задней грани клина весьма мал, все же это не дает оснований даже в затворах с горизонтальным
движением клина для других конструктивных тий, способствующих запиранию затвора во стрела.
отказа от мероприя- надежному время вы-отказа от мероприя- надежному время вы-Для расположения в клине ряда механизмов затвора в нем приходится делать выемки и отверстия. В результате этого клин превращается в тело достаточно сложной
отказа от мероприя- надежному время вы-
отказа от мероприя- надежному время вы-
среза трубысреза трубыот казенногоот казенногоРис. 8.4. Схема клина современных затворовРис. 8.4. Схема клина современных затворовконфигурации, и точное определе
среза трубы
среза трубы
от казенного
от казенного
Рис. 8.4. Схема клина современных затворов
Рис. 8.4. Схема клина современных затворов
ние возникающих в нем во время выстрела напряжений почти не представляется возможным. Поэтому при проектировании первоначальные размеры его выбираются конструктивно.
На рис. 8.4 схематически показан клин современных клиновых затворов и, как показывает обследование достаточно большого числа клиновых затворов отечественных и иностранных орудий, начальные размеры его могут быть выбраны из соотношений, приведенных в табл. 8.1.
Приведенные в таблице значения а2 и а3 относятся к случаю, когда при открывании и закрывании затвора клин имеет горизонтальное перемещение. В этом случае сторона клина, содержащая размер Оз, является нижней и а3>а2. При вертикальном перемещении клина можно принять а3=а2.
При проверке клина на прочность в первом приближении таковой рассматривается как балка, свободно лежащая на двух опорах и нагруженная равномерно распределенной нагрузкой.
Таблица 8.7
Размеры клнна
Соотношения
Размеры клнна
Соотношения
для пушек
для гаубиц
для пушек
для гаубиц
а
(1,7-1,8)山
(1,47,5)山
1,45 d 1
1,37山
А
(1,5—1,8) d\
(0,75-1,2)山
。2
0,07 rf!
0,04%
b
(1,5■—1,7) d\
(1,8—2,3) d\
。3
0,17 山
(2,6—3,0) rf]
(2,6—3,0)山
〃4
0,45 d 1
0,36由
Если обозначить
рДн ——максимальное давление на дно канала;
S — поверхность клина, на которую действует давление пороховых газов；
&в — допускаемое напряжение на изгиб;
/ — длину неопертой части клина, то можем написать
Откуда
太,(8.1)
гдеS =—.
4
Значение 7?в, считая клин сплошным, для затворов, зарекомендовавших себя на службе, не превосходит 1500 кгс/см2 при пределе упругости металла клина 65——70 кгс/см2.
Если положить l=h = dh то из формулы (8. 1) получим
soy
Помимо расчета клина на изгиб его задние поверхности проверяются растетом на смятие и срез. В этих же затворах напряжения от смятия и среза колеблется в пределах 800—— 1200 кгс/см2.
На наружной поверхности клина имеется ряд выемок и выступов, которые во время открывания и закрывания подвергаются большим статическим и динамическим нагрузкам, вследствие чего они больше изнашиваются. Для того чтобы износившиеся поверхности могли быть восстановлены, необходимо в соответствующих местах вставлять сменные вкладыши. Такими местами, например, на клине являются места удара клина по малым плечам выбрасывателя, и выступы на клине, за которые
зацепляются лапки выбрасывателя, чтобы удержать затвор в открытом положении. Последнее имеет весьма важное значение, при клиновом затворе механизма автоматического закрывания.
Для предохранения клина от прорывающихся через капсюльную втулку пороховых газов к передней поверхности прикрепляется на винтах стальная закаленная плитка (рис. 8.5), называемая «зеркалом затвора》. Размеры ее соответствуют диамет-
Рис. 8. 6. Схема клинового затвора с деталями, изменяющими направление движения прорывающихся пороховых газовРис. 8. 6. Схема клинового затвора с деталями, изменяющими направление движения прорывающихся пороховых газовРис. 8. 5.Схема крепления «зеркала затвора» к клнну:Рис. 8. 5.Схема крепления «зеркала затвора» к клнну:/―гильза；2—стальнаявтулка;
Рис. 8. 6. Схема клинового затвора с деталями, изменяющими направление движения прорывающихся пороховых газов
Рис. 8. 6. Схема клинового затвора с деталями, изменяющими направление движения прорывающихся пороховых газов
Рис. 8. 5.
Схема крепления «зеркала затвора» к клнну:
Рис. 8. 5.
Схема крепления «зеркала затвора» к клнну:
3—стальная ■ слитка
ру для гильзы. Наиболее часто прорыв пороховых газов происходит вследствие пробивания бойком дна капсюльной втулки, и поэтому выгорание на передней поверхности от прорывающихся пороховых газов происходит вокруг отверстия для выхода бойка. Для того чтобы при ремонте клина часто не менять плитку, можно рекомендовать поставить в плитке специальную втулку диаметром, равным диаметру капсюльной втулки, имеющую отверстие для выхода бойка и быстро заменяемую при значительном разгаре отверстия. Для того чтобы прорывающиеся газы имели свободный выход сквозь отверстие для бойка, на наружной поверхности ударника должны быть сделаны продольные канавки, а на задней поверхности клина — соответствующие отверстия. Чаще всего последние делаются на крышке ударника. 一,
Прорыв пороховых газов может происходить не только через капсюльную втулку, но и около закраины гильзы. В последнем случае движение прорывающихся пороховых газов происходит вдоль передней грани клина. При клине с вертикальным движением прорвавшиеся пороховые газы действуют вверх и вниз и не могут наносить ранения наводчику и замковому номеру орудийного расчета. Если же затвор с горизонтальным движением клина, то прорвавшиеся пороховые газы будут распространяться вправо и влево и могут ранить орудийный расчет.
Для того чтобы изменить направление движения указанной массы пороховых газов, в этом случае к торцовой грани клина,, обращенной в сторону его открывания, прикрепляют предохранительный щиток, а с противоположной стороны к казеннику прикрепляют специальный вкладыш, направляющий поток пороховых газов назад. На рис. 8. 6 этот вкладыш обозначен цифрой 1. Роль же предохранительного щитка в данной конструкции выполняет кромка 2 клина.
2. ЗАКРЫВАЮЩИЙ И ОТКРЫВАЮЩИЙ Л\ЕХАНИЗМЫ клиновых ЗАТВОРОВ
Закрывающий и открывающий механизмы клиновых затворов (см. рис. 8. 1) состоит из рукоятки 4 с вращающейся осью, расположенной в казеннике, и открывающего рычага 2. Последний одним концом надет на ось рукоятки и вращается вместе с ней. На другом конце рычага закреплен вращающийся ролик ил» вкладыш, который скользит по специальному пазу на боковой поверхности клина. Для удобства работы угол поворота рукоятки у клиновых затворов с горизонтальным движением клина не должен превышать 120°, а у затворов с вертикальным движением клина поворот рукоятки находится в пределах 80——100°. Если открывание и закрывание затвора производится механизмом полуавтоматики 5, то рукоятка 4 на оси закрепляется таким образом, чтобы ее во время стрельбы можно было бы отключить и она оставалась неподвижной.
Независимо от того, является ли затвор с вертикальным или горизонтальным движением клина, последний после закрытия затвора должен《запираться》в клиновом гнезде. Когда говорят^ что затвор «запирается», то под этим понимают такое устройство закрывающегося механизма, при котором клин под действием каких бы то ни было сил, возникающих в момент выстрела, не мог бы выдвинуться из своего гнезда. Достигается это соот^ ветствующей формой паза, по которому скользит ролик закрывающего рычага.
Не трудно понять, что наиболее неблагоприятные условия для《запирания》клина имеет место при вертикальном движении клина, ибо в этом случае одной из активных сил, стремящихся вытолкнуть клин, является его собственный вес. Поэтому для
выявления условий торможения клина во время выстрела определим величину открывающей силы 尸 именно для случая вертикального движения клина.
Рис. 8. 7. Схема сил, действующих на клин во время выстрела
На основании схемы сил (рис. 8. 7), действующих на клин во время выстрела, можно написать
±X=N + /к“со$у+дк“$Е у — Р№ cos у - fxP№ sin у = 0, (8.2)
где 飯“ 一вес клина;
N ——нормальное давление со стороны опорной поверхности казенника на клин;
V — угол наклона опорной грани клина;
/1——коэффициент трения между поверхностью клина и дном гильзы;
/кл~ -^-Рдн — сила инерции клина;
Qo — вес откатных частей.
Из уравнений (& 2) получим
cos Y + 71aH sin Y — /к" cos Y — m Sin Y. (8. 3)
Составим сумму проекций на ось ОУ, пepпeндикyv^яpнyк> оси ОХ:
工cos Y + 九№ + /кл sin 丫 一 Pm0 sin y -以』cos y=0.
Откуда получаем
/1рлн cos 丫 + 厶％ + % sin 丫 =巳но sin Y+報』cos r
Не трудно видеть, что члены правой части равенства составляют выталкивающую клин из гнезда силу 尸，а сумма членов левой части силу Т, удерживающую клин в его гнезде.
Для обеспечения самоторможения клина в его гнезде необходимо, чтобы
尸VT или
Р硏0 sin 丫十久. cos Y < 九aH cos Y + f2N + /кл cos Y.
Подставляя значение N из уравнения (8. 3), получим
夕皿。sin 丫 十久“ cos 丫 < f2P№ cos 丫 十 / J2aH sin у-/2/кл cos у-
-/2^Кл Sin Y + 九夕亚 COS Y + /к〃 sin Y.
Разделив правую и левую части последнего неравенства на РдяСОз у, будем иметь
tgy + ^</2+九方tgY —九丸tg Y十方+当tgY・尸 дн/н^дн
Для обеспечения самоторможения клина угол у наклона опорной поверхности клина делается как можно меньше. У существующих орудий у— 1° 10’2°.
Имея это в виду, членами
弊，九無，Л^-tgY； /i/2tgY H^tgY * дн产пн产дн产ан
из-за их малости можно пренебречь, после чего условие самоторможения запишется так
/i + A>tgY-
Величины коэффициентов трения /\ и % зависят от состояния и качества смазки. Для применяемых в артиллерии смазочных материалов Л и /2 меняются в пределах от 0,06 до 0,14 и практически можно принять 厶=%=，и записать условие самоторможения в виде
2/〉tgY・
Если коэффициент трения выразить через угол трения, т. е. положить 2/=tg 2& тогда можем написать
tg 2Q>tgy.
Откуда получим следующее простое выражение для условия самоторможения клина в его гнезде во время выстрела
2q〉Y・
Выполнение этого условия все же не может гарантировать от самопроизвольного открывания клина во время выстрела, по- 310
этому для самозапирания клина применяется кривошип (рис. 8. 8).
Рассмотрим условия самозапирания клина кривошипом, из схемы действия сил на кривошип видно, что выталкивающая клин сила, действуя на ролик кривошипа, создает силу N^ направленную перпендикулярно касательной к запирающему пазу клина в точке касания ролика, и силу 力о%。, направленную по касательной. Для самозапирания клина необходимо, чтобы резуль-
Рис. 8. 8. Схемы запирания клинового затвораРис. 8. 8. Схемы запирания клинового затвора
Рис. 8. 8. Схемы запирания клинового затвора
Рис. 8. 8. Схемы запирания клинового затвора
тирующий момент от сил М и %М)был направлен против часовой стрелки относительно оси 0 кривошипа, т. е.
илиОткудаилиОткуда(8.4)(8.4)九〉駕^〉坎仲九〉駕^〉坎仲fQNQl cos (少° 一 а) — NJ sin (Фо- а)〉。f0NQl cos 3 — 6>N^ sin (% - а).
или
Откуда
или
Откуда
(8.4)
(8.4)
九〉駕^〉坎仲
九〉駕^〉坎仲
Из уравнения (8. 4) видно, что запирание клина будет тем надежнее, чем больше коэффициент трения fo.
Так как f0=tg q0, то условие самозапирания затвора примет вид
坎弘〉坎(屮0 一a)
ИЛИQo〉(*Q — a)・
Откуда%О+с0・
Из последнего выражения следует, что начальный угол установки кривошипа Wo должен быть меньше суммы углов трения qo и наклона а касательной к запирающему пазу в точке касания ролика кривошипа.
Если запирающий паз клина описан дугой, имеющий радиус R = l с центром дуги на оси кривошипа (рис. 8. 8, а), то условие самозапирания клина будет соблюдаться при нахождении ролика кривошипа в любой точке запирающего паза, либо соблюда-
ется условие 屮о=а, а сила трения %%о также содействует запиранию, т. е.屮oWa+Qo.
Центр дуги запирающего паза может быть сдвинут вверх налево (рис. 8. 8, б). В этом случае радиус дуги запирающего паза К V/.
Недостатком этого способа построения профиля запирающего паза является то, что при открывании затвора клин будет приподниматься вверх на величину ДЛ, а потом опускаться вниз. Это должно быть предусмотрено конструкцией как клинового гнезда, так и механизмов затвора. Так, в частности, при открывании затвора это может привести к поломке бойка ударника, если последний в начале открывания еще находится в углублении капсюльной втулки.
При незначительном смешении центра дуги запирающего паза вправо вверх R>Z (рис. 8.8,8). При таком профиле запирающего паза достигается легкость открывания и закрывания затвора.
Для расчета кривошипа на прочность определим значение силы ^o. Составим сумму проекций сил на ось X
£Х= —PдиcosY + ^ + ZKлcosY-|-^клsiпY-|-^0siп(a-Y) —
_/俨期$也 у—/oNoCOS(a — Y) = 0.'
Сумма проекции на ось У
£ У =sin 丫 + f2N 十 fF 网 cos 丫 - 9кл cos 丫 + /К1 sin 丫 +
+ A^o cos(a —Y)+ /o^o sin (a —Y)= 0.
Решая совместно эти два уравнения относительно N® получим
N г Р〃н [(1 —力『2)sin Y—(力十『2)_cos y] + 0кл COS Y— /к” sin Y
°(1 + /o/2)cos(a —у)—(/2— /0) sin (a —y)'
Для повышения надежности запирания, особенно при наличии у затвора механизма палуавтоматики, все рычаги, необходимые для закрывания затвора, следует располагать так, чтобы силы инерции последних не способствовали открыванию затвора во время выстрела.
На рис. 8. 9 показаны различные принципиальные схемы расположения деталей закрывающего механизма.
Стрелками показаны направления вращения закрывающих рычагов силами инерции при откате ствола. По надежности запирания все схемы, показанные на рис. 8.9, равноценны.
Клиновые затворы с горизонтальным движением клина имеют то достоинство, что при их открывании и закрывании приходится преодолевать лишь незначительные силы трения. У клиновых затворов с вертикальным перемещением клина при закры-
вании приходится к рукоятке затвора прикладывать значительно большее усилие, так как помимо сил трения приходится преодолевать и вес самого клина. Вследствие этого клиновые затворы ручного открывания и закрывания с вертикальным перемещением клина применяются лишь у орудий малого и среднего калибра до 100 мм.
Рис. 8. 9. Принципиальные схемы расположения деталей закрывающего механизма
Клиновые затворы по своему устройству однообразны и отличаются друг от друга лишь в деталях устройства. Многие детали этих затворов вообще могут быть стандартизованы, хотя бы в пределах конструкторского бюро, занимающегося разработкой определенных образцов артиллерийских орудий.
УСТРОЙСТВО ЗАКРЫВАЮЩЕГО МЕХАНИЗМА
ПОРШНЕВОГО ЗАТВОРА И ПОРШНЕВОГО ГНЕЗДА
Закрывающий механизм поршневого затвора (см. рис. 8. 2) состоит из рамы / затвора, поршня 2, рукоятки 11 затвора, оси 12 рукоятки затвора и гребенки 9. При помощи оси рама затвора соединяется со стволом, а гребенка вращает поршень при открывании и закрывании. В закрытом положении затвора его поршень соединяется с казенником посредством нарезки на его наружной поверхности с соответствующей нарезкой на поверхности поршневого гнезда.
Почти все поршневые затворы современных артиллерийских орудий имеют цилиндрический или конический поршень, на наружной поверхности которого имеются нарезные и гладкие секторы. Аналогичные секторы имеет и поршневое гнездо.
Цилиндрический поршень со сплошной нарезкой в свое время был применен у 75-мм французской дивизионной пушки образца 1897 года, с успехом использованной во время войны 1914——
1918 гг. Принципиальная схема устройства подобного типа затвора показана на рис. 8. 10. Цилиндрический поршень Л, имеющий на наружной поверхности сплошную нарезку, может вращаться в сплошной нарезке казенника С. Центр поршня распо
ложен эксцентрично по отношению к оси канала ствола. В нижней половине поршня имеется цилиндрическое отверстие, диаметр которого больше диаметра фланца гильзы. При пово-
Рис. 8. 10. Принципиальная схема цилиндрического поршневого затвора, со сплошной нарезкойРис. 8. 10. Принципиальная схема цилиндрического поршневого затвора, со сплошной нарезкойроте поршня при помощи рукоятки 8 на 180° центр отверстия в поршне совпадает с осью канала ствола и затвор открыт для заряжания. После досылки унитарного патрона в камору поршень поворачивается на 180° в обратном направлении (в положение, указанное на рис. 8.10). Затвор закрывается. При открывании затвора поршень Л вывинчивается из гнезда, отходит от дна гильзы и действует на выбрасыватель, который экстрагирует стреляную гильзу. При закрывании же затвора поршень, ввинчиваясь в гнездо поршня, производит окончательную досылку патрона. Стреляющее приспособление собрано в сплошной половине поршня. Хотя означенный тип поршневого
Рис. 8. 10. Принципиальная схема цилиндрического поршневого затвора, со сплошной нарезкой
Рис. 8. 10. Принципиальная схема цилиндрического поршневого затвора, со сплошной нарезкой
затвора не получил широкого распространения, все же следует отметить, что его применение дало возможность получить большую боевую скорострельность.
Дабы избежать перекосов и заклиниваний поршень должен быть хорошо центрирован в своем поршневом гнезде. Под дей
ствием давления пороховых газов на поршень последний при неудовлетворительной центровке после выстрела может принять
несимметричное положение в гнезде, что приводит к тугому открыванию затвора. Особенно это чувствительно у затворов, у которых длина / поршня по сравнению с его диаметром D незна
善00,6, открывание ста善00,6, открывание стачительна. Опыт показывает, что при
善00,6, открывание ста
善00,6, открывание ста
новится невозможным или крайне затруднительным при максимальном давлёнии пороховых газов в канале ствола более 2000 кгс/см2. При отношении ~ — 1 это давление можно довести до 3500 кгс/см2 без серьезных затруднений для открывания затвора.
Первыми признаками нарушения центрирования поршня в поршневом гнезде казенника является появление скрипа или 《храпение》затвора при его открывании. Поскольку поршневые затворы чувствительны к износу, то их не следует, без надобности открывать в процессе учебных занятий.
Чрезмерно большая длина поршня также невыгодна в смысле удобства открывания и закрывания затвора. Так, например, при наличии длинного поршня, что чаще всего имеет место при применении пластического обтюратора, поршневой затвор приходится открывать в три такта. Кроме понижения скорострельности, конструкция трехтактного поршневого затвора приводит к усложнению всего механизма открывания и закрывания затвора.
Рис. 8. Id. Схемы закрывания цилиндрических поршней,Рис. 8. Id. Схемы закрывания цилиндрических поршней,имеющих секторную нарезкуимеющих секторную нарезку
Рис. 8. Id. Схемы закрывания цилиндрических поршней,
Рис. 8. Id. Схемы закрывания цилиндрических поршней,
имеющих секторную нарезку
имеющих секторную нарезку
Для того чтобы при достаточной длине поршня поршневой затвор сделать двухтактным, имеется ряд конструктивных решений. На рис. 8. 11 показаны три варианта этого решения при наличии на поршне двух нарезных и двух гладких секторов.
В первом случае (рис. 8. 11, а) это достигается устройством в казеннике выреза АВ шириной, равной ширине нарезного сектора, и такого профиля, который описывает точка D поршня при повороте рамы затвора вокруг оси С. Подобный вырез ослабляет казенник и приводит к необходимости увеличения его поперечных размеров. Величина этого выреза (рис. 8. И, б) может быть уменьшена при перенесении оси С вращения рамы дальше от казенного среза. Однако в этом? случае может появиться необходимость устройства выреза в районе точки Е. Для того чтобы указанные вырезы не делать, необходимо при открытом затворе нарезные секторы на поршне располагать один наверху, а другой —внизу (рис. 8.11,6), и их боковые грани закруглять по соответствующим радиусам.
Устройство вырезов в казеннике отпадает, если поршню затвора придать коническую (рис. 8.12,。) или овальную (рис. 8. 12,6) форму.
Следует указать еще один вид поршня, который был применен в затворе английской 84-мм пушки обр. 1904—15 гг.
Поршень этой конструкции имел диаметр, увеличивающийся по направлению к каморе. Подобная конструкция поршня имеет то преимущество, что при ней разгружаются витки нарезных секторов во время выстрела. Однако применение поршня подобной конструкции приводит к необходимости устройства вырезов в казеннике, к ослаблению и увеличению габаритов последнего.
Если поршень имеет только два нарезных сектора, то в этом случае половина его поверхности приходится на нарезные и половина——на гладкие секторы. С целью укорочения длины
Рнс. 8. 12. Схема закрывания конического и овального поршнейРнс. 8. 12. Схема закрывания конического и овального поршнейРнс. 8. j13. Поперечное сечение поршней со ступенчатой нарезкойРнс. 8. j13. Поперечное сечение поршней со ступенчатой нарезкой
Рнс. 8. 12. Схема закрывания конического и овального поршней
Рнс. 8. 12. Схема закрывания конического и овального поршней
Рнс. 8. j13. Поперечное сечение поршней со ступенчатой нарезкой
Рнс. 8. j13. Поперечное сечение поршней со ступенчатой нарезкой
поршня в орудиях крупного калибра, при высоких давлениях нарезка делается ступенчатой (рис. 8. 13). В этом случае чаще всего две трети поверхности поршня приходятся на нарезные секторы. При наличии ступенчатых нарезных секторов два противоположных сектора имеют одинаковые диаметры. Секторы, имеющие наименьший диаметр, гладкие.
В соответствии с поперечным сечением поршня со ступенчатыми нарезными секторами должно быть устроено поршневое гнездо в казеннике. При открытом затворе положение поршня должно быть таковым, чтобы его нарезной сектор с наибольшим диаметром находился против гладкого сектора гнезда, имеющего в данном случае наибольший диаметр, а гладкий сектор поршня—— против нарезного сектора гнезда, имеющего наименьший диаметр.
Усилие, которое передается на поршень затвора, зависит от максимального давления в канале ствола и величины диаметра дна каморы. Для уменьшения этого усилия выгодно диаметр каморы делать возможно меньше, однако легкость вкладывания снаряда и заряда в канал при заряжании не позволяет значительно уменьшать диаметр каморы, следовательно, и поверхность, подвергающуюся действию давления.
Если допустим, что сила, действующая на затвор, воспринимается всеми витками нарезки поршня одновременно и в одинаковой степени, то усилие, выдерживаемое как витком поршня, так и поршневого гнезда получится делением этой силы на всю опорную поверхность нарезки. На практике это достигнуть чрезвычайно трудно, во-первых, потому, что весьма трудно сделать *гак, чтобы между всеми витками нарезки поршня и его гнезда вовсе не было зазоров, а если зазоры существуют, то чтобы они были одинаковой величины； во-вторых потому, что вследствие динамичности давления пороховых газов их действие распространяется от передней части затвора к задней. Поэтому, если даже допустить, что между витками нарезки поршня и витками нарезки его гнезда отсутствуют зазоры, то все же окажется, что витки нарезки будут нагружены неравномерно и наибольшие напряжения будут в первом переднем витке.
Профессор Н. Ф. Дроздов указывает, что во избежание перегрузки передних витков следует оставить у них несколько больший зазор или делать между витками прогрессивные зазоры, уменьшающиеся от передней части поршня к задней. Некоторые конструкторы пытались осуществить изменение зазоров по приближенному закону, а именно, разделить полное удлинение Д/, получаемое гнездом, на общее число витков л и назначить для первого витка зазор, равный——,для второго и т. д. Однако
практически это весьма трудно осуществить, ибо не представляется возможным установить существование подобных зазоров.
На распределение усилий между витками нарезки влияют также профиль и шаг витков, которые должны быть одинаковыми для всех витков.
Во французских поршневых затворах сечение витка для нарезки поршня имеет форму равнобедренного треугольника с углом при основании 40—45°. Угол наклона витка / меняется в пределах 1°10‘... 1°20‘. Величина угла при вершине профиля нарезки влияет как на опорную поверхность, так и на поверхность срезания витка.
Примем следующие обозначения для элементов профиля нарезки (рис. 8. 14, а}: Л ——высота треугольного сечения зуба; 方'——высота витка в гнезде между закруглениями; hf,——высота витка поршня между закруглениями; у и 丫‘ ——радиусы закруглений витков поршня и гнезда. Величина наибольшего зазора между закругленным дном нареза в гнезде и закругленной вершиной витка на поршне очевидно будет:
2e=勿一九".
Обозначим через а угол при основании треугольника и полу- адм
= 2-yz(seca— 1);
力"=力—2у (sec а— 1).
Обыкновенно берут 丫=2丫'. Тогда на основании последних, уравнений можно записать
力，—力" = 2Y，(seca-l).
Обозначая через 乙 расстояние 4В, представляющее опорную длину, получим
片=/-一2ytga.
sin a
Величина опорной поверхности витка определится из выражения.
s=-^ (2凡十〃"1 sec，.
Поскольку угол наклона витка / мал и sec / близок к единице^ то можно принять, что
■ T. *E丁"*^"****^"*2?
S=^ (2&+闵九
Пренебрегая h по сравнению с 2R, получим выражение величины опорной поверхности для одного витка
где R】——радиус поршня (наименьший радиус нарезки).
Для всех п витков, если таковые на поршне сделаны сплошными, величина поверхности определится из выражения
S=NRytg
Так как нарезка на поршне делается секторами, то обозначая через В ту часть окружности поршня, на которой сделаны нарезы, получим
На практике берут р=от 1/2 до 2/3.
Шаг нарезки Pi определим из выражения
pl=2nR1igi.
Если число витков нарезки поршня равно п, то длина нарез
ной части поршня
Наименьший диаметр нарезки А выбирается в зависимости от калибра, а именно
4=2a=源 + (3,5...7,0) мм,
где du ——диаметр дна каморы.
После определения элементов нарезки ее необходимо проверить на срез, изгиб и удельное давление. Обозначая через Rs допускаемое напряжение на срезание, можем написать
ЛнЛноткуда 2=霓21 =откуда 2=霓21 =—0г0/& = ^nDtnzRs, 4.2Рдн^к—0г0/& = ^nDtnzRs, 4.2Рдн^к(8・5)(8・5)42А42А
Лн
Лн
откуда 2=霓21 =
откуда 2=霓21 =
—0г0/& = ^nDtnzRs, 4
.2
Рдн^к
—0г0/& = ^nDtnzRs, 4
.2
Рдн^к
(8・5)
(8・5)
42А
42А
При Р= 1/2 получим
l=nz =
2DKs
При р=2/3 будем иметь
3 Р詆
D\Rs
На рис. 8. 13 показаны поперечные сечения поршней при р, равном и 2/3,
При расчете нарезки на изгиб виток можно представить в виде прямого стержня, имеющего на всем протяжении равномерную нагрузку (рис. 8. 14, 6).
Обозначая через Миз ——изгибающий момент, W — момент сопротивления и 7?в — допускаемое напряжение на изгиб, для одного витка можем напиеать
r4 £из 4 2〃W^^nD^.
Тогда
Подставляя в последнем выражении значение — из уравнения (8. 5), получимВо время выстрела витки не должны деформироваться, а поэтому удельное давление не должно превосходить определенной величины. Обозначая через N допускаемое напряжение на' сжатие, будем иметьПодставляя в последнем выражении значение — из уравнения (8. 5), получимВо время выстрела витки не должны деформироваться, а поэтому удельное давление не должно превосходить определенной величины. Обозначая через N допускаемое напряжение на' сжатие, будем иметьRd=N=Rd=N=Н〃кн°1Н〃кн°18阿佔九九(sin ct 4- / ccs a)8阿佔九九(sin ct 4- / ccs a)(8.6}(8.6}Величина N означает нормальное давление на опорной поверхности витка и может быть определена по формулеВеличина N означает нормальное давление на опорной поверхности витка и может быть определена по формулеN =N =PyPys：n a + / cos as：n a + / cos aгдегдеPyPyАн 冗 a；4sАн 冗 a；4sПренебрегая трением и принимая, что 匕 sin a -уравнение (8. 6) перепишем так:Пренебрегая трением и принимая, что 匕 sin a -уравнение (8. 6) перепишем так:Рдн^1Рдн^18仍?阿8仍?阿(8.7)(8.7)т трдн
Подставляя в последнем выражении значение — из уравнения (8. 5), получим
Во время выстрела витки не должны деформироваться, а поэтому удельное давление не должно превосходить определенной величины. Обозначая через N допускаемое напряжение на' сжатие, будем иметь
Подставляя в последнем выражении значение — из уравнения (8. 5), получим
Во время выстрела витки не должны деформироваться, а поэтому удельное давление не должно превосходить определенной величины. Обозначая через N допускаемое напряжение на' сжатие, будем иметь
Rd=N=
Rd=N=
Н〃кн°1
Н〃кн°1
8阿佔九九(sin ct 4- / ccs a)
8阿佔九九(sin ct 4- / ccs a)
(8.6}
(8.6}
Величина N означает нормальное давление на опорной поверхности витка и может быть определена по формуле
Величина N означает нормальное давление на опорной поверхности витка и может быть определена по формуле
N =
N =
Py
Py
s：n a + / cos a
s：n a + / cos a
где
где
Py
Py
Ан 冗 a；
4s
Ан 冗 a；
4s
Пренебрегая трением и принимая, что 匕 sin a -
уравнение (8. 6) перепишем так:
Пренебрегая трением и принимая, что 匕 sin a -
уравнение (8. 6) перепишем так:
Рдн^1
Рдн^1
8仍?阿
8仍?阿
(8.7)
(8.7)
Исключая из этого выражения —, пользуясь уравнением
(8. 7), получим•
Rd=^Rs・
Величина Rd для стали колеблется в пределах от 8 до 14 кгс/мм2.'
Для удобства открывания двухтактных поршневых затворов, угол поворота рукоятки не должен превышать 120°. Для предотвращения самопроизвольного открывания затвора во время выстрела рукоятка затвора сцепляется с рамой при закрывании затвора. Это достигается постановкой специальных стопоров механического или инерционного действия. Основное назначение подобных стопоров заключается в том, чтобы без каких-либо дополнительных манипуляций, если после спуска ударника не произошел выстрел, нельзя было бы открыть затвор.
Схема конструкции подобного инерционного предохранителя приведена на рис. 8. 15.
Во время выстрела под действием силы инерции корпуса предохранителя последний, снижая пружину, утапливается в гнездо казенника и тем самым освобождает гребенку затвора.
Рис. 8/15. Схема инерционного предохранителя:
/—казеииик： 2—гребенка； 3—ннерциюниый предохранитель； 4一пружина
Величину силы инерции предохранителя можно определить из выражения
/=f (Ri),
гдеq ——вес инерционного предохранителя；
Qo — вес откатных частей;
R — сила сопротивления откату;
^дн==5ртах — сила давления пороховых газов.
Сила сопротивления движению предохранителя будет складываться из силы сопротивления пружины и слагающей веса предохранителя, т. е.
°c===Ucp + g sin 屮щахЗ
где(pmax — максимальный угол возвышения;
ПСр—среднее значение усилия пружины предохранителя. Величина коэффициента запаса взводимости
〃=才•
У надежно работающих предохранителей п находится в пределах 45.
11442532T
Рис. 8. 16. Схема механизма полуавтоматики механического типаРис. 8. 16. Схема механизма полуавтоматики механического типастопором. В конце наката пружинастопором. В конце наката пружина
Рис. 8. 16. Схема механизма полуавтоматики механического типа
Рис. 8. 16. Схема механизма полуавтоматики механического типа
стопором. В конце наката пружина
стопором. В конце наката пружина
4. МЕХАНИЗМЫ ПОЛУАВТОМАТИКИ И ТРЕБОВАНИЯ К НИМ
В зависимости от источника энергии все механизмы полу автоматики могут быть разделены на две группы:
механизмы, работа которых совершается за счет энергии выстрела;
механизмы, работающие от постороннего источника энергии.
Рассмотрим более подробно лишь механизмы первой группы, как имеющие наиболее широкое применение у орудий сухопут
ной артиллерии.
В зависимости от характера использования энергии выстрела механизмы полуавтоматики первой группы делятся на инерционные, механические, смешанные или инерционно - механические.
Инерционные механизмы полуавтоматики в основном состоят из цилиндра, укрепленного на казенной части откатных частей, и тяжелого тела с пружиной, собранного в цилиндре. Во время выстрела в начале отката под действием сил инер ции тяжелое тело, стремясь остаться на ме-
сте, сжимает пружину.
В конце сжатия пружины тяжелое тело удерживается специальным начинает разжиматься, воз
вращает инерционное тело в первоначальное положение при помощи специальных рычагов открывает затвор и взводит закрывающую пружину. При открывании затвора экстрагируется стреляная гильза, и в конце открывания лапки выбрасывателя со своими выступами заскакивают на упоры на клине и удерживают его в этом положении.
При заряжании лапки выбрасывателя с клина сбиваются фланцем гильзы, и под действием закрывающей пружины клин закрывает канал ствола.
Полуавтоматика механического типа состоит из следующих основных частей (рис. 8.16): кулачка J и копира 2 с поджимом. Кулачок укреплен на оси кривошипа и вращается вместе с ней. На нижнем плече кулачка имеется шип со скосом. Копир располагается на люльке и в откате не участвует.
Копир или упор представляет рычаг с вертикальной осью вращения, закрепленной в кронштейне люльки.
Передняя часть копира находится под действием поджима, который рабочую (заднюю) часть копира прижимает к борту люльки.
Рабочая часть копира представляет собой толстую пластинку, имеющую рабочую грань фигурного очертания. При откате ствола кулачок скосом шипа отжимает рабочую часть копира в сторону и двигается дальше. При накате кулачок наталкивается на рабочую грань копира и под действием реакции копира начинает вращаться по часовой стрелке, поворачивая ось и открывающие рычаги. Вследствие этого происходит открывание затвора, экстрагирование гильзы и взведение закрывающей пружины. В дальнейшем работа затвора происходит * аналогично тому, как было описано выше.
В инерционно-механических механизмах взведение, например, закрывающей пружины может быть произведено инерционным телом, а открывание затвора — посредством копира или наоборот. Независимо от устройства к механизмам полуавтоматики предъявляют следующие основные требования:
надежное открывание затвора и экстрагирование стреляной гильзы при всех углах возвышения;
независимость работы полуавтоматики от условий заряжания;
наличие приспособления для включения и отключения рукоятки ручного открывания, которая при работе полуавтоматики должна занимать все время определенное положение.
При наличии у одного и того же орудия различных боевых зарядов и снарядов трудно создать такую конструкцию полуавтоматики инерционного типа, которая надежно работала бы при различных условиях заряжания. Кроме того, этот тип полуавтоматики является сложным по конструкции. Вследствие этих двух причин полуавтоматика инерционного типа в последнее время почти не находит применения. Наиболее полно указанным выше требованиям удовлетворяют механизмы полу автоматики механического или копирного типа, а поэтому они находят преимущественное применение у современных артиллерийских орудий.
Полуавтоматика состоит в основном из трех Механизмов: механизма автоматического закрывания затвора, механизма автоматического открывания его и выбрасывающего механизма.
Принципиальная схема работы механизма автоматического закрывания затвора приведена на рис. 8.17. Там же показана
диаграмма работы пружины. Подбор закрывающей пружины производится, исходя из уравнения работы пружины при закрывании затвора
где丿к — скорость клина в момент закрывания;
2к ——полный ход клина;
/ — коэффициент трения, равный 0,16... 0,2;
□зо и Пзт ——начальное и конечное усилия пружины;
53 — рабочий ход пружины.
Рис. 8.17. Схема работы закрывающего механизмаРис. 8.17. Схема работы закрывающего механизма
Рис. 8.17. Схема работы закрывающего механизма
Рис. 8.17. Схема работы закрывающего механизма
Для клина с горизонтальным движением 夕及2及=0, а поэтому
0H0H卜九=%广。最.卜九=%广。最.
0H
0H
卜九=%广。最.
卜九=%广。最.
При подборе пружины принимают стрелу предварительного сжатия Sq=S3. При этом получают
皿器叽S广告1130 ss•
Для. того чтобы затвор надежно закрывался, при расчетах принимают VK= 1,2 ... 1,5 м/с.
Рабочий ход S3 после выбора плеч и точек закрепления пружины можно определить при помощи графических построений.
После подбора пружины необходимо проверить возможность ручного открывания, исходя из уравнения моментов
POTAp=H30Z sin (% + %)•
Откуда-%=% 3 sin (% + %),
Лр
где Ат — усилие на рукоятке ручного открывания, которое должно быть не более 12 кгс;
Лр — длина плеча рукоятки ручного открывания; / — длина плеча ab.
Рассмотрим теперь работу полуавтоматики при открывании затвора. Пусть Oei ——теоретический профиль рабочей грани копира, на который набегает при накате кулачок полуавтоматики (рис. 8. 18).
Рис. 8. 18. Теоретический профиль рабочей грани копира
В общем случае кривая Ое】может быть выражена аналитически y=f(х). За начало кривой примем точку О, т. е. точку, в которой кулачок находит на рабочую грань копира. В этой точке расположим начало координатной системы XOY.
При накате ось А кривошипа будет иметь поступательную скорость, равную скорости и наката. При переходе из положения I в положение II кулачок АВ будет двигаться поступательно и вращаться с некоторой угловой скоростью (о вокруг точки Л. С такой же угловой скоростью вокруг точки А будут вращаться закрывающие рычаги АС.
При определении угловой скорости со примем: а=АВ ——длина кулачка;
6 — расстояние между траекторией LL оси кривошипа и осью ОХ.
0о и 0 — начальный угол наклона кулачка к вертикали и тот же угол в некоторый момент времени;
х, у — координаты точки В (конца кулачка) в некоторый момент;
и 6 — координаты точки Л в некоторый момент.
Если 6 меньше 〃，то &>0 и 0о>О.
В этом случае между величинами а,九 go, 60 будут существовать следующие зависимости
—==cos 80 и Eg=asin%
Если Ь = а, то в начальный момент % и 备 равны нулю..
Из рисунка непосредственно можем написать,, что,
х=Е —a sin 8; y = b —а cos %
Дифференцируя эти выражения по времени, будем иметь.
——acos0—;
at dtat
(8.8)
—=asin 0 —.
dtdt
Так как — = VA~скорость точки Д, а —=a>^ то^выраже*
Ния (8.8) перепишутся в следующем виде:
-^-=% —а<о cos 8;
sin 9.dt
Разделив второе уравнение на первое, получим.
子=U・(8.9)
dx Ид—3Q cos 8'
Так как рабочий профиль копира аналитически ^выражается как У=/(х), то ~^=尸(%). Имея в виду, что- VA=ut из. уравнения (8.9) получаем
尸(*)」
Так как^ (x)=tga, то
и
/ с sin 6 \a cos 0 +
\ tgQ 丿 ИЛИ
①仪 sin a— s sin a
q (cos 6 sin a + sin 6 cos a) a sin (a + 0)'
где a ——угол наклона касательной к кривой профиля： относик тельно оси ОХ.
Установим теперь зависимость между вертикальной скоростью клина Ук. в и скоростью наката и. Если через 几 обозначить скорость центра С ролика кривошипа, то можем написать, что
.丿K.B=bcSin 屮，
где 屮一угол наклона кривошипа.
Вообще при открывании клин будет иметь относительно казенника как вертикальную скорость, так и горизонтальную. Поскольку угол наклона направляющих клинового гнезда очень мал, то горизонтальной скоростью клина можно пренебречь и принять вертикальную скорость Vk. в клина, равной скорости %, к клина относительно казенника, т. е. УК1В=УК. к.
Так как
北=0)2,
то乙 к=乙 в=" sin Ф,
где / — длина кривошипа АС.
Подставляя в это выражение значение ①，получим
/ sin 屮 sin ау к.k=й
а sin (а + 6)
илиИКЖ=Ш,
. I sin 屮 sin а гдеz =.
q sin (а + 6)
Величина Z является передаточным числом от откатных частей к клину.
Если обозначить -=自 и 出0——=局， qsin (a + 6)
но»=自网 sin 屮.(8.10)
Коэффициент 论1 характеризует соотношение между плечами а и Z В современных конструкциях й^0,5. Коэффициент 々2 зависит от формы профиля рабочей грани копира. Отсюда вытекает, что скорость движения клина при заданной скорости наката можно менять, изменяя или соотношение — или профиль ра- бочей грани копира. Передаточное число i должно быть таким, чтобы к моменту удара клина по малому плечу лапок выбрасывателя скорость 货к. к клина была бы равна скорости %. °, при которой достигается требуемая скорость Уэ.г экстракции гильзы.
Зависимость между Уэ.г и %.о будет установлена ниже (см. разд. 8.6).
Для того чтобы уяснить характер работы механизма полуав- томатики, рассмотрим значение передаточного числа /с для мо-
мента страгивания клина. На основании формулы (8. 10) можем написать
厶=^sin% —(8. П) sin (ас + 6С)
где ас, 0С и 1|)с — значения соответствующих углов в момент страгивания клина.
Если конструкция кривошипного механизма установлена, то 々isinWc есть величина постоянная и 厶 будет зависеть от множи-
sin (ас + 6С)
При ас^О и 0С>О из формулы (8. 11) получаем, что 2c=0二 Скорость Ук. с страгивания клина также будет равна нулю;, так как Ук. c=ic«. Следовательно, в этом случае начнется плав* ное вступление в работу механизма полуавтоматики и плавное- движение клина.
Полуавтоматика, имеющая такой характер работы, называется полуавтоматикой плавного действия.
Если же Zc>0 или ас>0 и 0С>О, то плавности в работе полуавтоматики не будет. В этом случае работа полуавтоматики будет носить ударный характер и будет называться полуавтомати- кой ударного действия.
Можно добиться плавной работы полуавтоматики при различных криволинейных профилях копира. На практике чаще всего применяется полуавтоматика ударного действия.
5. СТРЕЛЯЮЩЕЕ ПРИСПОСОБЛЕНИЕ
Стреляющее приспособление служит для производства выстрела и состоит из ударного и спускового механизмов. По своему устройству эти механизмы бывают достаточно разнообразны. Независимо от устройства эти механизмы должны обеспечить, надежное воспламенение капсюля воспламенителя.
Ударные механизмы по принципу действия бывают ударнико- вые и молотковые. Молотковые ударные механизмы находят применение преимущественно в поршневых затворах, имеющих пластический обтюратор типа Банжа, и будут рассмотрены ниже.
Основными деталями ударникового механизма являются ударник с бойком и боевая пружина. Как боевая пружина, так и сам ударник должны быть подобраны так, чтобы обеспечить надежное пробитие капсюльной втулки (рис. 8. 19). При взведении ударник оттягивается назад на некоторую величину %, называемую рабочим ходом, которая не превышает 30 мм. Если через По и П1 обозначим начальное и конечное усилия боевой пружины, то количество аккумулированной пружиной энергии 4_ при взведении ударника определится из выражения
л= По + Щ
Эта энергия пружины должна сообщить ударнику, имеющему массу 加у, необходимую скорость V для надежного пробития капсюльной втулки. Если через т обозначим массу пружины, то можем написать
1
?_『2=项 + n1一 人.(8. 12)
22
ОткудаОткуда
Откуда
Откуда
Рис. 8. 19. Схема ударного механизма величины зазора А для капсюльныхРис. 8. 19. Схема ударного механизма величины зазора А для капсюльных
Рис. 8. 19. Схема ударного механизма величины зазора А для капсюльных
Рис. 8. 19. Схема ударного механизма величины зазора А для капсюльных
Из опыта установлено, что для надежного срабатывания латунной капсюльной втулки ударник в момент удара должен обладать энергией £у^ >450 кгс/мм. Следует иметь в виду, что для различных капсюльных втулок оптимальное значение энергии удара Еу неодинаково и зависит как ст конструкции капсюльной втулки, так и зазора А между дном капсюльной втулки и зеркалом затвора. Примерная зависимость этой оптимальной энергии удара от.
втулок КВ-4; КВ-5 и КВ-13 приведены на диаграмме (рис. 3.20) Нормальный выход бойка за поверхность зеркала затвора должен быть равен 2±0,2 мм.
Кроме того, ударные механизмы подобной конструкции должны быть так устроены, чтобы после удара по капсюльной втулке ударник отходил назад и конец бойка оказался бы утопленным не менее чем 0,5 мм от зеркала затвора. Если эти условия не -соблюдаются, то конструкция ударного механизма должна быть такой, чтобы при открывании затвора сначала бы взводился ударник и только после этого начиналось движение поршня или клина.
Боевая пружина обычно является цилиндрической винтовой пружиной, изготовленной из проволоки круглого, прямоугольного или канатного поперечного сечения.
Наиболее легкой пружина получается при П1=2По- Имея это в виду и принимая 马— , выражение (8. 12) можем переписать так:
1
зh0=-也.
X ту
ОткудаОткуда
Откуда
Откуда
Еу/25MЕу/25MРис. 8.20. Зависимость энергии удара от величины зазора дли втулок КВ-4, КВ-5 и КВ-13Рис. 8.20. Зависимость энергии удара от величины зазора дли втулок КВ-4, КВ-5 и КВ-13
Еу/25M
Еу/25M
Рис. 8.20. Зависимость энергии удара от величины зазора дли втулок КВ-4, КВ-5 и КВ-13
Рис. 8.20. Зависимость энергии удара от величины зазора дли втулок КВ-4, КВ-5 и КВ-13
Как выбирать величины Еу н А было указано выше и, следо вательно, формула дает возможность выбрать необходимые характеристики боевой пружины.
Спусковые механизмы могут быть- разделены на механические и электрические. Первые в свою очередь мо* гут быть разделены на ножные и ручные.
Ножные спусковые механизмы находят преимущественное применение- в танковых и в закрытых самоходных артиллерийских установках и обладают следующими недостатками:
большое время срабатывания механизма;
громоздкость конструкции;
необходимость приложения к ножной педали спускового механизма для производства выстрела большого усилия (редко менее 35 кгс).
Ручные спусковые механизмы g сравнению с ножными имеют значи
тельно меньшие габариты и по своему устройству проще. Они требуют небольшого усилия от стрелка для производства выстрела и обладают меньшим временем срабатывания.
Недостатком всех механических спусковых механизмов является то, что они требуют тщательной регулировки, так как. часть деталей их размещены в затворе, часть в казеннике, а часть их может быть размещена в третьем агрегате артиллерийского орудия.
Электрические спусковые механизмы могут быть подразделены на электромагнитные и электрозапальные.
Применение электромагнитного спускового механизма не требует существенного конструктивного изменения затвора и кап- 330
сюльной втулки. Принцип работы его заключается в том, что взведение ударника и удержание его в этом положении производится электромагнитом. В момент производства выстрела при нажатии на кнопку происходит размыкание электрической цепи и электромагнит прекращает удержание ударника во взведенном положении.
Может быть и другое использование электромагнита — воздействие его непосредственно для производства выстрела на механический спусковой механизм.
При применении электрозапального механизма необходимо им£ть специальную конструкцию затвора с изоляцией отдельных деталей и узлов, целую систему скользящих контактов и, наконец, специальную электрозапальную втулку с нихромовым или платиновым мостиком для воспламенения боевого заряда.
Существуют и такие конструкции стреляющих приспособлений, где помимо электрозапального механизма сохранен также механический ударный механизм.
При применении электрических приспособлений для производства выстрела в электрическую цепь могут быть включены различного рода предохранители, иногда называемые блокирующими устройствами. Такими предохранителями могут быть приспособления, размыкающие электрическую цепь во время отката или наката, при недостатке жидкости в тормозе отката и т. д.
При стрельбе по быстродвижущейся целй, а также при стрельбе с-хода из танковой пушки на действительность стрель- бы влияет целый ряд факторов, среди которых не малое значение имеет время запаздывания /3 выстрела, составной частью которого является время срабатывания стреляющего приспособления.
Под временем запаздывания /3 выстрела понимают промежуток времени, начиная от момента окончания наводки наводчиком до момента вылета снаряда из канала ствола.
Время запаздывания складывается из следующих четырех составляющих времени:
友一запаздывание самого наводчика;
为一срабатывания спускового механизма;
/з — срабатывания стреляющего механизма затвора;
我一воспламенения боевого заряда и движения снаряда по каналу ствола.
Из табл. 8. 2 видно, что время запаздывания у электрозапала почти в семь раз меньше, чем у механических стреляющих устройств. Следует заметить, что столь большая разница во временах запаздывания имеет существенное влияние на точность наводки по движущейся цели.
Поэтому вопросы исследования и разработки электрозапаль- еных механизмов не лишены основания.
Таблица &2
Числовые данные, характеризующие работу стреляющих приспособлений
Виды стреляющих механизмов
Составляющие %, с
Общее время запаздывания, с
Л
力2
厶
Механический
0,02
0,120
0,060
0,0085
0,200
Электромагнитный
0,02
0,080
0,060
0,0085
0,164
Электрозапальный
0,02
0,006
0,000
0,0085
0,034
£.6. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОБОСНОВАНИЯ УСТРОЙСТВА ВЫБРАСЫВАЮЩИХ МЕХАНИЗМОВ
Выбрасывающий механизм затвора предназначается для экстрагирования гильзы после выстрела. Чаще всего экстрагирование гильзы производится.во время наката (рис. 8. 21). Если через Uq обозначим скорость наката после экстракции гильзы..
Рис. 8.21. Схема экстрагирования гильзы
а через Va.r относительную скорость (относительно ствола) гильзы при экстракции, то можем для абсолютной скорости гильзы 匕.а написать следующее выражение
乙.2=乙.Г二吟，
Так как скорость наката 〃/ после экстракции мало отличается от скорости наката 〃з до экстракции, то можно принять иэ/=иэ и, следовательно,
^э.а=^э-г~иэ- (8. 13)
Величина Уэ. а должна быть такой, чтобы экстрагированная гильза была бы отброшена на такое расстояние 尤「от артилле- 332
рийского орудия, при котором она не мешает работе орудийного расчета. Для орудий полевой наземной артиллерии принято считать, что при угле возвышения <р=0 это расстояние хг=1,5... …2 M.
Рассматривая гильзу, как свободно падающее тело, и пренебрегая сопротивлением воздуха, можем написать следующие уравнения движения центра массы после экстракции:
(8- 14)
где Н— высота линии огня;
Т — время падения (полета) гильзы.
Исключая Т из первого уравнения системы (8. 14), получим
几.a=W }/急=嘗占■几.a=W }/急=嘗占■(8.15)(8.15)
几.a=W }/急=嘗占■
几.a=W }/急=嘗占■
(8.15)
(8.15)
Из выражения (8. 13) имеем
2,215.2,215.Следовательно, выражение (8. 15) для скорости экстракции гильзы напишется так
2,215.
2,215.
(8.16)
Для орудий полевой артиллерии можно в качестве средних значений принять: Я0=1,2 м и 〃з=0,5 м/с. Тогда из формулы (8. 16) простым расчетом получим, что при экстракции гильзы, если хг=2,0 м, ей должна быть сообщена скорость Уэ.г= = 5,0 ... 6,0 м/с.
В танковых и самоходных установках допускается 匕」= =1,0 ... 2,0 м/с.
При меньших скоростях 匕.「при стрельбе сходу появляется 《зависание》гильзы в казеннике, а при Уэ.г>2 м/с может произойти отскок гильзы от отражателя ограждения обратно в камору, что также приводит к задержке стрельбы.
У хорошо спроектированных артиллерийских орудий (не автоматических) при выстреле гильза не получает такой остаточной деформации, которая приводит к «заеданию» гильзы в каморе, что вызывает необходимость прилагать к фланцу гильзы большого усилия для извлечения последней из канала ствола. Поэтому при всех дальнейших рассуждениях о работе механизма выбрасывателя будем считать, что это усилие равно нулю.
Выбрасыватели можно разделить на рычажные и кулачко-
вые.
По характеру действия при экстрагировании гильзы выбра- сыватели бывают ударного и плавного действия с предварительным смещением гильзы.
В большинстве артиллерийских орудий, как отечественных, так и иностранных, чаще всего применяют рычажные выбрасы- ватели ударного действия. Конструкции этих выбрасывателей
Рис. 8.22. Конструкции рычажных выбрасывателей ударного действия
приведены на рис. 8. 22. Действие их сводится к следующему. Н конце открывания клинового затвора специальный выступ на клине ударяет по короткому плечу лапок выбрасывателя и сооб- щает последним вращательное движение вокруг оси выбрасы- вателя, закрепленного в казеннике. Длинные ветви лапок выбра- сывателя, находясь под закраиной фланца гильзы, ударяют по последней и тем самым экстрагируют стреляную гильзу, сооб- щая еи необходимую скорость 匕После экстрагирования гиль- зы специальные выступы на конце длинного плеча лапок выбра- 334 、
сывателя заскакивают за вырезы в клине затвора и удерживают его в открытом положении до последующего заряжания орудия.
В поршневых затворах удар по малым плечам лапок ,выбрасывателя производится специальными выступами на раме затвора или на ее оси.
Обе лапки выбрасывателя могут изготовляться в виде одной детали или разъемными, с общей осью вращения. Последнее, очевидно, является более рациональным, ибо в случае поломки одной лапки； таковая может быть заменена новой, а вторая может быть использована для дальнейшей эксплуатации. Практика показывает, что подобного типа выбрасыватели хорошо работают в орудиях, где максимальное давление во время выстрела не превосходит 3500—4000 кгс/см2. При больших максимальных давлениях пороховых газов в канале ствола гильза все же получает некоторое остаточное расширение, а поэтому требуется приложить некоторое усилие к фланцу гильзы со стороны лапок выбрасывателя, чтобы стронуть ее с места. В этих случаях надежнее применять рычажные выбрасыватели плавного действия (рис. 8. 23).
Действие выбрасывателя подобного типа совершается в два Этапа. На первом этапе при открывании затвора под действием пологой грани клина (рис. 8. 23, а) лапки выбрасывателя поворачиваются на своей оси, одновременно перемещаясь относительно последней в пределах овального выреза в корпусе лапки выбрасывателя. Передняя же грань лапок в это время скользит по наклонной поверхности на передней поверхности клинового гнезда в казеннике. По мере поворота и перемещения лапок выбрасывателя происходит принудительное извлечение гильзы из каморы или вернее преодоления усилия《заедания》гильзы в каморе.
Клин этому незначительному выходу гильзы из каморы не препятствует, так как при наличии наклонных направляющих клинового гнезда клин при его открывании отходит несколько назад.
Во время второго этапа (рис. 8. 23, б) лапки выбрасывателя работают так, как у выбрасывателя ударного действия, ибо происходит удар выступа А клина о конец В малого плеча лапки выбрасывателя.
Необходимо отметить, что усилие, оказываемое большим плечом лапки выбрасывателя на гильзу в течение первого этапа работы выбрасывателя может достигать значительной величины, так как точка опоры на передней поверхности клинового гнезда в это время находится на малом расстоянии от точки С захвата лапками выбрасывателя фланца гильзы.
Выбрасыватель кулачкового типа (рис. 8. 24) состоит из двух независимых друг от друга кулачков одинаковой конструкции. В нижней части кулачка соосно расположены цапфы А. В со-
бранном виде кулачки располагаются между боковыми гранями клина и боковыми гранями клинового гнезда в казеннике.
Цапфа кулачка, обращенная к боковой поверхности клина, входит в фигурный паз SS клина, а цапфа, обращенная к боковой грани клинового гнезда, входит в дуговой паз LLb казеннике. При открывании затвора под действием грани фигурного паза на боковой поверхности клина цапфа заставляет кулачок, опираясь в точке В на передней грани клинового гнезда, поворачиваться и извлекает гильзу. В конце открывания клина заскакивает го-
Рис. 8.23. Рычажные выбрасыватели плавного действияРис. 8.23. Рычажные выбрасыватели плавного действияРис. 8.24. Выбрасыватель кулачкового типаРис. 8.24. Выбрасыватель кулачкового типа
Рис. 8.23. Рычажные выбрасыватели плавного действия
Рис. 8.23. Рычажные выбрасыватели плавного действия
Рис. 8.24. Выбрасыватель кулачкового типа
Рис. 8.24. Выбрасыватель кулачкового типа
ризонтальный участок, который имеется у паза SS на поверхности клина и удерживает последний в открытом положении. Следует заметить, что упомянутое заскакивание происходит под действием специального пружинного поджима, помещенного внутри щек казенника.
Очертание фигурного паза SS на поверхность клина таково, что в начале открывания затвора поворот кулачка происходит медленно и гильза незначительно извлекается из каморы. При дальнейшем перемещении клина поворот кулачка ускоряется, а в конце открывания затвора вследствие быстрого поворота кулачка его действие на гильзу носит ударный характер, и тильзе сообщается необходимая скорость экстракции Уэ. г*
Существенным недостатком выбрасывающего механизма подобного типа является его малый коэффициент полезного дейст- вня п，вследствие больших потерь на преодоление сил трения наиф кулачка в фигурных пазах клина и казенника и рабочей грани кулачков о переднюю грань клинового гнезда.
^Теоретические основания расчета рычажного выбрасывателя ударного действия
После общего обзора различных конструкции выбрасывателей рассмотрим более подробно теоретические основы проектирования тех, которые имеют наиболее широкое применение. Основным из них следует считать рычажный выбрасыватель ударного действия.
При выводе расчетных формул примем следующие допущения:
упругими свойствами обладает только большое плечо лапок выбрасывателя, остальная же часть лапок рассматривается как абсолютно твердое тело;
масса лапок выбрасывателя, по сравнению с массой гильзы и затвора, считается пренебрежимо малой;
движение клина в гнезде казенника совершается перпендикулярно оси канала ствола, а плечи лапок выбрасывателя расположены под прямым углом, причем плечо, воздействующее на гильзу, расположено перпендикулярно оси канала ствола;
сила 《заедания》 гильзы, а
Рис. 8.25. Графическая схема процесса экстракции гильзыРис. 8.25. Графическая схема процесса экстракции гильзытакже силы трения отсутсттакже силы трения отсутствуют.
Рис. 8.25. Графическая схема процесса экстракции гильзы
Рис. 8.25. Графическая схема процесса экстракции гильзы
также силы трения отсутст
также силы трения отсутст
При упомянутых допущениях процесс экстракции гильзы гра- -фически представлен на рис. 8. 25.
В дальнейшем расчетные формулы для рычажного выбрасывателя ударного действия будем выводить на основе классической теории косого удара.
Для того чтобы гильзе была сообщена необходимая скорость Уэ>г экстракции, очевидно, в момент удара клина по малым плечам лапок выбрасывателя, он должен обладать определенной кинетической энергией
=.0
где Ук. о — скорость клина в момент удара его по малому плечу лапок выбрасывателя.
Сам же выбрасывающий механизм должен быть так устроен, чтобы вся эта энергия была бы израсходована на сообщение гильзе скорости 匕.「и чтобы к моменту остановки лапок выбрасывателя при сцеплении их С клином скорость последнего была
бы равна нулю. Эти два основных положения и следует положить в основу устройства рычажных выбрасывателей ударного1 действия.
Напишем выражение для кинетической энергии Е системы выбрасыватель — гильза:
e+ 空fir(8. 17)
22
где /в — момент инерции лапок выбрасывателя;
. (о — угловая скорость лапок выбрасывателя.
Если через %. к обозначить окружйую или касательную скорость конца малого плеча лапок выбрасывателя, то можно написать
Имея это в виду, перепишем уравнение (8.17) в следующем виде:
П /bW.k I 尸盟呎2«пру2.к
厂 丁 2厂22
где 加пр — приведенная к точке А соударения масса гильзы и лапок выбрасывателя.
Для того чтобы не вводить в рассмотрение время удара 〃 воспользуемся импульсами удара /к клина и /Вп и напишем выражение изменения количества движения к концу удара клина по малому плечу лапок выбрасывателя:
для клина
加К "к.。一乙)=/к sin а,(8. 18)
для конца малого плеча лапок выбрасывателя
加叩匕.к=/пр sin (а + ?),(8. 19)'
где 吸一скорость клина после удара.
Практически можно принять, что /к=/пр (средние значения)F тогда на основании формул (8. 18) и (8. 19) получим
一吆必:吸)=_j_g_=在(8.20)
m^pVoM sin (а + у)
Величина k является коэффициентом передачи от клйна к выбрасывателю. Из формулы (8. 20) получаем
几.к=-т心凸).(8.21)
Известно, что между относительными скоростями соударяющихся тел до и после удара существует определенное соотношение, которое определяется коэффициентом восстановления и ве-
338.
личина которого зависит от физических свойств соударяющихся тел. Обозначая этот коэффициент через b и имея в виду, что до удара скорость концов малых плеч лапок выбрасывателя была равна нулю, можем написать
6= Vo.KsE(ct + ¥)— VKsinct .
VK.o sina
Если разделить числитель и знаменатель на sin(a+(p), то. sin a 厶
имея в виду, что получим
sin(a + <p)一
匕—PO.K 々Pк
ИЛИ
bkVK.0=V0.K-kVK, откуда V0X=k{bV^-}-V^.(8.22)
Скорость Vo. к, вычисленная по этой формуле, должна быть равна Ro.к, вычисленной по формуле (8. 21).
Из формулы (8. 21) имее/м
加 Мк.о -加 Мк= ктпрУ0Л.
Подставляя значение %.к из формулы (8. 22), получим
他МК.。-加иК=々小叩伊Ь乙。+々乙）=必ь团叩乙。+公团叩乙
ИЛИ
Ьк (炉加 dp+加 К)= (^K - f^bmnp) l/K.o.
Откуда
1114-14-方+ 1方+ 1加k一依方加叩〃
1
1
14-
14-
方+ 1
方+ 1
『К =. . 9 ^К.О
тк + 尿/Ипр
8 〃厶кр
или
乙=乙.。一一士一八
Й2/Ппр
Зная скорость 吸，подставим ее значения в формулу (8.22), и сделав соответствующие преобразования, будем иметь
几к几к(8.23)(8.23)々 e +1) [/
几к
几к
(8.23)
(8.23)
Го У К.о* й2/иПр
+加к
Так как Vs r= V0KТак как Vs r= V0KRR,то из последнего уравнения получим,то из последнего уравнения получимилиилиУэ.гУэ.гRR々(6 + 1)必/Илр ]+ ■々(6 + 1)必/Илр ]+ ■乙.。乙.。(8.23а)(8.23а)几.产匕几.产匕э.гэ.гг石г石1 + 为 2/дпрmk1 + 为 2/дпрmk
Так как Vs r= V0K
Так как Vs r= V0K
R
R
,то из последнего уравнения получим
,то из последнего уравнения получим
или
или
Уэ.г
Уэ.г
R
R
々(6 + 1)
必/Илр ]+ ■
々(6 + 1)
必/Илр ]+ ■
乙.。
乙.。
(8.23а)
(8.23а)
几.产匕
几.产匕
э.г
э.г
г
石
г
石
1 + 为 2/дпрmk
1 + 为 2/дпрmk
Эти уравнения дают возможность» зная конструктивные характеристики выбрасывателя, по заданной скорости Уэ.г экстракции гильзы определить необходимую скорость VK. 0 удара клина по малому плечу лапки выбрасывателя или перейти от скорости VK. о к скорости 14. г-
Выше было указано, что желательно, чтобы в конце удара скорость VK=0. Для удовлетворения этому условию на основании формулы (8. 23) необходимо, чтобы
1^^=0, откуда b=1^^=0, откуда b=■к^^пр■к^^прКоэффициент восстановления b примерно равен Так какКоэффициент восстановления b примерно равен Так как0,5... 0,&0,5... 0,&加"р加"р/вр + m 抵2/вр + m 抵2TO 6=々2 ('вр +忆必)TO 6=々2 ('вр +忆必)
1^^=0, откуда b=
1^^=0, откуда b=
■к
^^пр
■к
^^пр
Коэффициент восстановления b примерно равен Так как
Коэффициент восстановления b примерно равен Так как
0,5... 0,&
0,5... 0,&
加"р
加"р
/вр + m 抵2
/вр + m 抵2
TO 6=
々2 ('вр +忆必)
TO 6=
々2 ('вр +忆必)
Ввиду малости значения момента инерции /вр им можно пренебречь, после чего получим
6=丄&厂
威 mr R2
Решая это уравнение относительно —, будем иметь опти* мальное соотношение между длинами плеч лапок выбрасыва* теля
Пример 8.1. Даны: вес клина 以=4 кгс, весь гильзы %=0,36 кгс, большое плечо лапок выбрасывателя R=73 мм, скорость клина в момент удара по малому плечу лапок выбрасывателя VK.o = l,5 м/с коэффвциент восста- новления 6 = 0,8, передаточное число 々=1.
Решение. 1. Наивыгодиейшее значение 为卜^ = |—)
旦=工г й旦=工г й/訪=1//訪=1/40,8Q,36 = 3,74.40,8Q,36 = 3,74.
旦=工
г й
旦=工
г й
/訪=1/
/訪=1/
4
0,8Q,36 = 3,74.
4
0,8Q,36 = 3,74.
Длина г малого плеча лапки выбрасывателя
R^1оптR^1опт=丄邑=1,95 см.3,74=丄邑=1,95 см.3,74
R
^1опт
R
^1опт
=丄邑=1,95 см.
3,74
=丄邑=1,95 см.
3,74
Приведенный вес гильзы
击.пр =居久=3,742-О,3б = 5,04 кгс.
Скорость экстракции гильзы
^э.г =^э.г =穴也（1 + Ь） Рк.о^^г,пр и--穴也（1 + Ь） Рк.о^^г,пр и--3,74・1,8・1,55,043,74・1,8・1,55,04=4,06 м/с.=4,06 м/с.
^э.г =
^э.г =
穴也（1 + Ь） Рк.о
^^г,пр и--
穴也（1 + Ь） Рк.о
^^г,пр и--
3,74・1,8・1,5
5,04
3,74・1,8・1,5
5,04
=4,06 м/с.
=4,06 м/с.
Определим теперь те усилия, которые возникают при экстрагировании гильзы в системе клин — выбрасыватель — гильза. Положим, что выбрасыватель имеет две лапки одинаковых размеров, изготовленные из одного и того же материала.
Если коэффициент податливости каждой лапки равен & то уравнение прогиба под действием силы Q/2, приложенной к концу большого плеча лапки выбрасывателя, напишется как
/=吟. （8.24），
При «заедании» гильзы, когда экстракция последней не будет проведена, то Q = Qmax, и величина f=fmax стрелы прогиба каж^ дой лапки определится из выражения
/тах=С*・
Потенциальная энергия и изгиба
“ _ Qmax/max
2~
Подставляя значение /тах, получим
д Qmax一一2д Qmax一一2cQmax . cQmax~~4~cQmax . cQmax~~4~
д Qmax一一2
д Qmax一一2
cQmax . cQmax~~4~
cQmax . cQmax~~4~
Будем считать, что вся энергия & о удара клина переходит в потенциальную энергию деформации выбрасывателя, т.巳一 £к 0=ц. Следовательно, можем написать
人噥。
2~
или
2人唄.°=cQA откуда Qmax=VK,0|/ 晉.
зп
Оедовательно, на одну лапку выбрасывателя будет действо- гвать сила
Q]=*=^~乙.。(/竽=乙.。/ 赛.
Для выбрасывателя, имеющего одну лапку или ветвь, будем 1иметь
Qmax=乙.。]/^子* •
Для того чтобы определить величину силы Рктах (рис. 8. 25), действующую на клин со стороны малых ветвей выбрасывателя в месте соударения (точка А и точка В), составим уравнение моментов действующих сил, приложенных к выбрасывателю:
^maxrsin(a+?)=Qmax/?) откуда
=-如吗——旦=月一——•(8. 25)
sin (a + 丫) r sin (a + f)
Пренебрегая силами трения на оси выбрасывателя, силу Ро, действующую на ось выбрасывателя, можно определить как равнодействующую сил РКтах и Qmax графически (см. рис. 8. 25) лли по формуле
В=м 戸詳re2FRRE^^(8.26)
Лапки выбрасывателя имеют разнообразную конфигурацию, w поэтому для вычисления коэффициента податливости с в каждом частном случае необходимо составлять новую формулу для его определения. Ниже будет указан лишь общий путь для решения подобной задачи и приведены уравнения для определения коэффициента с для двух наиболее распространенных конфигураций лапок выбрасывателя.
Из курса теории сопротивления материалов известно, что на основании теоремы Кастильяно для упругой стрелы прогиба можем написать
Рассматривая большое плечо лапок выбрасывателя как консольную балку, нагруженную на свободном конце сосредоточенной силой Q (рис. 8. 26, а) можем написать следующие выражения:
для изгибающего момента
%H3r = Qx；
для потенциальной энергии
о
Имея это в виду, уравнение (8. 24) перепишем в следующее виде:
/=旦(變=J_(^£ = q(迎・(8.27}
оо0
Ранее нами уже рассматривалось выражение
/ = cQ, откуда с== ・Имея в виду уравнение(8.27), можно написать, что
—(x^dx о
Если ветвь лапки выбрасывателя (рис. 8.26, б) имеет постоянную толщину а и ширину, уменьшающуюся к концу по линейному закону, то переменная ширина где а=—~.
Момент инерции сечения для этого случая определится из выражения
Г=*(№・
12 г *2d*Еа \ (九о + ах)3 о12 г *2d*Еа \ (九о + ах)3 оСледовательно,
12 г *2d*
Еа \ (九о + ах)3 о
12 г *2d*
Еа \ (九о + ах)3 о
Положим z—hQ-[-ax. Тогда х=? 口。и dx—^-. Что касается- аа
пределов интегрирования, то необходимо иметь в виду, что если х меняется в пределах от 0 до /, новая переменная меняется в
пределах от 用。до %. Тогда выражение для определения коэффициента податливости с запишем в следующем виде:
(N—无0)2 dN аЗ?з(N—无0)2 dN аЗ?зdz =dz =1z.山&一2月一也斗-LЕааз L Ао 无1 I 21z.山&一2月一也斗-LЕааз L Ао 无1 I 2=吊訳"⑶卜g*啕｝.=吊訳"⑶卜g*啕｝.Обозначая *•=«, окончательно получимОбозначая *•=«, окончательно получим⑵3Ed屁(1 - g)3⑵3Ed屁(1 - g)3(2« — 0,5g2 — 2,31g 0 — 1,3).(2« — 0,5g2 — 2,31g 0 — 1,3).Если по длине лапка выбрасывателя (рис. 8. 26, 6)состоит 阴з двух участков, в которых сечения меняются по различным линейным законам, то для каждого участка значение а будет раз- -ЛИЧНО.Для первого участкаЕсли по длине лапка выбрасывателя (рис. 8. 26, 6)состоит 阴з двух участков, в которых сечения меняются по различным линейным законам, то для каждого участка значение а будет раз- -ЛИЧНО.Для первого участкаhh也1 一耳也1 一耳.Для второго участка.Для второго участка_(1一01)月 /1_(1一01)月 /1九2 ~一九1 工2九2 ~一九1 工2В этом случае для коэффициента податливости с получим ^следующее выражение:В этом случае для коэффициента податливости с получим ^следующее выражение:4屁(1 — 01)34屁(1 — 01)3(2% — 0,5% — 2,3 lg % — 1,5)+(2% — 0,5% — 2,3 lg % — 1,5)+
(N—无0)2 dN аЗ?з
(N—无0)2 dN аЗ?з
dz =
dz =
1z.山&一2月一也斗-L
Еааз L Ао 无1 I 2
1z.山&一2月一也斗-L
Еааз L Ао 无1 I 2
=吊訳"⑶卜g*啕｝.
=吊訳"⑶卜g*啕｝.
Обозначая *•=«, окончательно получим
Обозначая *•=«, окончательно получим
⑵3
Ed屁(1 - g)3
⑵3
Ed屁(1 - g)3
(2« — 0,5g2 — 2,31g 0 — 1,3).
(2« — 0,5g2 — 2,31g 0 — 1,3).
Если по длине лапка выбрасывателя (рис. 8. 26, 6)состоит 阴з двух участков, в которых сечения меняются по различным линейным законам, то для каждого участка значение а будет раз- -ЛИЧНО.
Для первого участка
Если по длине лапка выбрасывателя (рис. 8. 26, 6)состоит 阴з двух участков, в которых сечения меняются по различным линейным законам, то для каждого участка значение а будет раз- -ЛИЧНО.
Для первого участка
h
h
也1 一耳
也1 一耳
.Для второго участка
.Для второго участка
_(1一01)月 /1
_(1一01)月 /1
九2 ~一九1 工2
九2 ~一九1 工2
В этом случае для коэффициента податливости с получим ^следующее выражение:
В этом случае для коэффициента податливости с получим ^следующее выражение:
4
屁(1 — 01)3
4
屁(1 — 01)3
(2% — 0,5% — 2,3 lg % — 1,5)+
(2% — 0,5% — 2,3 lg % — 1,5)+
них имеет данные изних имеет данные из
них имеет данные из
них имеет данные из
где k= 1 —雲旦.
Пример 8.2. Выбрасыватель имеет две ветви и каждая из ^размеры a=il',5 см; Ai= 1,4 см, Ло=0,9 см; /=6 см. Остальные примера 1.
Коэффициент податливости
⑵зEahl(l~qy⑵зEahl(l~qy包=啞=0,6428： 1—0= 1 — 0,6428 = 0,3572; 0,4
⑵зEahl(l~qy
⑵зEahl(l~qy
12・63=2・106.1,5・1,43.0,3572312・63=2・106.1,5・1,43.0,35723(2g — 0,5^2—2,3 lg q— 1,5)=
12・63
=2・106.1,5・1,43.0,35723
12・63
=2・106.1,5・1,43.0,35723
(2,0-0,6428 — 0,5-0,64282 4-2,3.0,1917—1,5) =
=0,000131 см/кгс = 1,31-10—4 см/кгс,
Усилие Qi, действующее на лапку выбрасывателя в случае «заедания> гильзы,
旦娱 / 吆叭[/_手_.1,5 = 592 кге.
S 2|/ 2с • у 2-1,31.9,81
Наибольшая стрела прогиба
/max — с &；а丄=1,31* 10~4«592 = 0,77* мм.
Усилие, действующее на клин с обеих ветвей,,
Рктах =魁。пт<3тх = (圾)2Qi = 3,742 2 592 = 2290 KFCV
Сила Po max, действующая на ось выбрасывателя со стороны каждой( ветви выбрасывателя, может быть определена по формуле (& 26), которая, пользуясь формулой (8.25) и полагая sin(a+<p) —1,0 и cos a=l,0 (на пракг тике а=70...80°, а(р=15... 20), может быть приведена к виду
戶0 max =弩工(1 + 力)主 592 (1 + 3,742)仝 2800 кге.
Зная значение сил, приложенных к отдельным элементам' выбрасывателя, их можно рассчитать на прочность по обычным формулам, известным на курса сопротивления материалов. Если рассматривать большое плечо лапок, выбрасывателя, то для него:
изгибающий момент
2) напряжение изгиба М2) напряжение изгиба ММ = * Q*^x Z 工 Qi? — 592 • 6 = 3550 кгс • см;
2) напряжение изгиба М
2) напряжение изгиба М
М 3550°
==3700 кгс/см2.
也 0,96‘
Для того чтобы иметь коэффициент запаса прочности “=2；0, лапки выбрасывателя должны быть изготовлены из стали с пределом упругости ае= = 7500 кгс/см2. Кроме того, большая ветвь рассчитывается на кручение, ее головка на срез, а ось выбрасывателя иа изгиб.
Следует обратить внимание на то, что в случае «заеданиям гильзы, при котором^ она не экстрагируется, в деталях возникают очень высокие напряжения, что является причиной не только их деформирования, но и поломок. Все это лишний раз подтверждает необходимость обратить внимание на рациональную кон-
Рис. 8.27. Схема обтюратора БаижаРис. 8.27. Схема обтюратора Баижа
Рис. 8.27. Схема обтюратора Баижа
Рис. 8.27. Схема обтюратора Баижа
струкнню гильзы, ее доброкачественное производство и рациональное сопряжение с каморой ствола артиллерийского орудия. При нормальном функционировании гильзы она легко экстрагируется и напряжения в деталях выбрасывающего механизма уменьшаются в несколько раз.
УСТРОЙСТВО ПЛАСТИЧЕСКИХ ОБТЮРАТОРОВ ТИПА БАНЖА
В качестве обтюратора при картузном заряжании применяется пластический обтюратор типа Банжа. На рис. 8. 27 при- жедена принципиальная схема устройства обтюратора этого вида. Он состоит из следующих деталей: грибовидного стержня /, обтюраторной подушки 2, чашки 3 обтюраторной подушки, переднего разрезного кольца 4, заднего разрезного кольца 5, внутреннего кольца 6 и подкладных дисков 7. По оси грибовидный стержень имеет канал для воспламенения боевого заряда.
Во время выстрела грибовидный стержень своей головкой воспринимает давление пороховых газов и, перемещаясь под действием этого усилия назад, сжимает обтюраторную подушку. Последняя, будучи изготовленной из пластической массы, под действием давления грибовидного стержня во время выстрела, расширяется в радиальных направлениях и прижимается к скату каморы, чем и достигается обтюрация пороховых газов между казенником и затвором.
Для того чтобы обтюратор подобного устройства выполнял свое назначение, он должен удовлетворять следующим основным требованиям:
—давление со стороны подушки обтюратора на скат каморы должно быть больше, чем давление прорывающихся пороховых газов;
— для обеспечения плотного прилегания к скату обтюраторной подушки последняя должна быть изготовлена из пластичного и в то же время достаточно прочного материала;
』этот материал должен обладать достаточно высокой температурой плавления и не приставать к стенкам гнезда и к затвору;
—после выстрела обтюратор не должен препятствовать оа крыванию затвора и должен свободно извлекаться из гнезда*
Кроме того, обтюратор должен удовлетворять следующим^, требованиям:
—быть простым и дешевым в производстве, надежным в эксплуатации, не снижать технически возможной для данной системы скорострельности и легко поддаваться ремонту и замене- в боевых условиях.
Если принять допущение, что давление, передаваемое грибовидным стержнем на обтюраторную подушку, в массе ее распространяется по такому же закону, как в жидкости, то можем написать
Ан?=%6^(Н-暗，
где рдн •—давление пороховых газов на головку грибовидного* стержня;
Di диаметр головки грибовидного стержня;
de — диаметр хвостовой части грибовидного стержня;
Роб ——давление со стороны обтюраторной подушки на скат..
Решая это уравнение относительно рОб> получим
4一«с4一«сплипли〃о6 ，дн1 —〃о6 ，дн1 —1 _21 _2(8.28》
4一«с
4一«с
пли
пли
〃о6 ，дн
1 —
〃о6 ，дн
1 —
1 _
2
1 _
2
,то,тоЕсли допустим, что отношение 歹
,то
,то
_ 9
Роб 8 〃дн，
т. е. давление со стороны обтюраторной подушки на скат больше давления прорывающих пороховых газов, чем и удовлетворяется первое основное требование к обтюратору и обеспечивается надежность обтюрации.
Однако обтюраторная подушка обладает некоторой упругостью, а поэтому распространение давлений в подушке будет иным, чем в жидкости. Подушка представляет собой кольцо с фигурным поперечным сечением и состоит из разных материалов, а поэтому точное решение задачи о распределении напря-
Рис. 8.28. Упрощенная схема обтюраторной подушкнРис. 8.28. Упрощенная схема обтюраторной подушкнжений в ней, исходя из общих уравнений теории упругости, представляет весьма трудную математическую задачу. Как показывают исследования, можно решение этой задачи упростить, рассматривая обтюраторную подушку как кольцо с прямоугольным поперечным сечением (рис. 8.28), в котором при нажатии головки грибовидного стержня перемещение частиц происходит лишь в осевом направлении, а перемещения & — в радиальном направлении равны нулю. Подобное допугцение вполне возможно, так как во время выстрела эти перемещения малы по сравнению с осевыми перемещениями 6г.
Рис. 8.28. Упрощенная схема обтюраторной подушкн
Рис. 8.28. Упрощенная схема обтюраторной подушкн
Нам известны следующие выражения для нормальных напряжений:
(1 + n)(1 - 2n)
=a姦0二2/"小宀金 +丿；
（1工步）h2步）（1工步）h2步）[(1 —俨)％ + М j + 叫].[(1 —俨)％ + М j + 叫].Поскольку было принято допущение, что 6г=0, то
（1工步）h2步）
（1工步）h2步）
[(1 —俨)％ + М j + 叫].
[(1 —俨)％ + М j + 叫].
Ет—— = 0 И £ =—- = 0гdr
и,следовательно,
%=UE,；
(1+步)(1一2步广
(1+步)(1一2步)‘1
Из этих выражений получим следующую зависимость между 5 и s：
(1 —Q(1 —Q(8.29)
(1 —Q
(1 —Q
Обозначая среднее давление гриба на подушку через /?Ср> можем написать
%=—Лб；
% = 〃ср・
Подставляя эти значения аг и az в выражение (8.28), будем иметь
P°6=j-Pcp・(8.30)
Давление рср найдется как частное от деления усилия на кольцевую площадь грибовидного стержня
Таким образом,Таким образом,尸居夕cp = ) =4н g_ 磋.尸居夕cp = ) =4н g_ 磋.
Таким образом,
Таким образом,
尸居
夕cp = ) =4н g_ 磋.
尸居
夕cp = ) =4н g_ 磋.
Подставляя это значение р^р в выражение (8. 30)Подставляя это значение р^р в выражение (8. 30),получим,получим
Подставляя это значение р^р в выражение (8. 30)
Подставляя это значение р^р в выражение (8. 30)
,получим
,получим
46 =亡户:d号 (&31)Из формулы (8.31) вытекает, что %р зависит не только от соотношения 厶〃九 но и от коэффициента Пуассона пластической массы обтюраторной подушки. При 卩= =0,5 формула (8.31) превращается в формулу (8.28).Соотношения между рОб и рд в зависимости от ц и от отношения d Л приведены в табл. 8. 3.Данные табл. 8.3 для большей наглядности нанесены на график (8.29).Рассматривая данные табл. 8.2 и кривые графика, можно сделать46 =亡户:d号 (&31)Из формулы (8.31) вытекает, что %р зависит не только от соотношения 厶〃九 но и от коэффициента Пуассона пластической массы обтюраторной подушки. При 卩= =0,5 формула (8.31) превращается в формулу (8.28).Соотношения между рОб и рд в зависимости от ц и от отношения d Л приведены в табл. 8. 3.Данные табл. 8.3 для большей наглядности нанесены на график (8.29).Рассматривая данные табл. 8.2 и кривые графика, можно сделатьРобРднРобРдн缈缈力力纟3勿85纟3勿85Рис. 8.29.Роб/РднРис. 8.29.Роб/Рдн2т.2т.7-2 7 -3- ="筋万7-2 7 -3- ="筋万.следующие выводы:—для получения рОб>Рдн при малых значениях 卩 необходимо брать большие соотношения dJDu.следующие выводы:—для получения рОб>Рдн при малых значениях 卩 необходимо брать большие соотношения dJDuс6 4Зависимость от цс6 4Зависимость от ц
46 =亡户:d号 (&31)
Из формулы (8.31) вытекает, что %р зависит не только от соотношения 厶〃九 но и от коэффициента Пуассона пластической массы обтюраторной подушки. При 卩= =0,5 формула (8.31) превращается в формулу (8.28).
Соотношения между рОб и рд в зависимости от ц и от отношения d Л приведены в табл. 8. 3.
Данные табл. 8.3 для большей наглядности нанесены на график (8.29).
Рассматривая данные табл. 8.2 и кривые графика, можно сделать
46 =亡户:d号 (&31)
Из формулы (8.31) вытекает, что %р зависит не только от соотношения 厶〃九 но и от коэффициента Пуассона пластической массы обтюраторной подушки. При 卩= =0,5 формула (8.31) превращается в формулу (8.28).
Соотношения между рОб и рд в зависимости от ц и от отношения d Л приведены в табл. 8. 3.
Данные табл. 8.3 для большей наглядности нанесены на график (8.29).
Рассматривая данные табл. 8.2 и кривые графика, можно сделать
Роб
Рдн
Роб
Рдн
缈
缈
力
力
纟3勿85
纟3勿85
Рис. 8.29.
Роб/Рдн
Рис. 8.29.
Роб/Рдн
2т.
2т.
7-2 7 -3- ="筋万
7-2 7 -3- ="筋万
.следующие выводы:
—для получения рОб>Рдн при малых значениях 卩 необходимо брать большие соотношения dJDu
.следующие выводы:
—для получения рОб>Рдн при малых значениях 卩 необходимо брать большие соотношения dJDu
с6 4
Зависимость от ц
с6 4
Зависимость от ц
Таблица 8.3
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
1 V
0,482
0,75
1,125
1,68
2,6
1
0,57
0,889
1,333
2,00
3,11
2
V
0,771
1,2
1,8
2,7
4,2
Таблица &《
Материал
步
Материал
步
Пробка
0,00
Медь
0,34
Алюминий
0,26
Бронза
0,36
Цинк
0,27
Каучук
047
Никель
0,33
Парафин
0,50
— при изготовлении обтюраторной подушки для одного и того же затвора необходимо стремиться к тому, чтобы механиче* ские качества подушек оставались постоянными;
—замена одной массы обтюраторной подушки другой при готовом грибовидном стержне не всегда может оказаться возг можной.
Как показывают многочисленные опыты, коэффициент Пуас* сона для различных материалов имеет различные значения. Средние значения его для отдельных материалов приведены в табл. 8. 4.
Исходя из представления о самом коэффициенте Пуассонаг можно сказать, что невероятно, чтобы существовал материал» у которого 卩>6,5, так как в этом случае тело, изготовленное из него, при растяжении уменьшалось бы в объеме. Отсюда можно, сделать вывод, что для того чтобы обеспечить -^〉1, необ-
Рдн
ходимо воспользоваться соотношениями, соответствующими уча^ сткам кривых (см. рис. 8. 29), расположенных выше и левее пря- мых ab и Ьс. Для того чтобы не создавать чрезмерно больших усилий в обтюраторной подушке, но обеспечить рОб>Рдн, можно】 рекомендовать делать грибовидный стержень так, чтобы было1 соблюдено неравенство 亠《-^—— . При указанных отно*
3 А 2
шениях коэффициент Пуассона должен быть в пределах. 0,45 …0,50.
Рассмотрев общие основания устройства и работы обтюратор- ров типа Банжа, обратимся к выбору конструктивных размеров； его отдельных деталей.
Одной из основных частей обтюратора является грибовидный1 стержень, который бывает двух типов (рис. 8. 30). У грибовидного стержня первого типа головка, входящая в камору, более длинная, т. е. размер S〔 больше, чем у грибовидного стержня второго типа, что приводит к некоторому удлинению каморы. Для того чтобы при втором типе увеличить площадь срезания головки, т. е. с целью увеличения размера S, последняя соединяется с хвостовой частью более пологим скатом.
Если через 4 обозначим диаметр дна каморы (горловины), то диаметр головки грибовидного стержня выбирается из соотношения
4=0,9974
Диаметр хвостовой части dc выбираем, исходя из соображений, которые были приведены выше. Среднее значение этого диа- метра, исходя из конструкции существующих обтюраторов, может быть определено из выражения rfc=0,35/)i+20 мм.
Размер S зависит от калибра орудия d и максимального давления в канале ствола. Его величиной определяются напряже-
Рис. 8.30. Схема грибовидного стержняРис. 8.30. Схема грибовидного стержня
Рис. 8.30. Схема грибовидного стержня
Рис. 8.30. Схема грибовидного стержня
ния на срез, которые не должны превосходить 1300 кгс/см2 при условии, что грибовидный стержень изготовлен из стали 0— 60 ... 0——65. У существующих обтюраторов S/d=0,25 • • • 0,35.
На рис. 8. 31 схематически показана обтюраторная подушка с кольцами для обоих типов грибовидного стержня.
Основные размеры могут быть выбраны из нижеследующих соотношений, установленных практикой:
Угол ската обтюратора а= 14°... 10°.
Полная высота обтюраторной подушки с чашкой или без нее /7=0,12+14 мм.
Высота разрезных колец спС3=0,04+1,5 мм.
Высота внутреннего кольца 九=0,75 %.
Наружный диаметр переднего разрезного кольца
5=A + 2〃tga・
Наружный диаметр заднего разрезного кольца
D3=Dn4-2AZ sin а.
Внутренний диаметр переднего разрезного кольца
cos аcos аrfn=Dn-2-^_.
cos а
cos а
Внутренний диаметр заднего разрезного кольца
'd=D3-2-^~.
cos а
Углы внутренних конусов переднего и заднего разрезных колец и угол внутреннего конуса внутреннего кольца
р『3=р = 36。.
Радиусы сопряжений обтюраторной подушки с грибовидным стержнем R工=0,07口+13 мм, Rn=0,025Q+16 мм.
Рис. 8. 31. Схема обтюраторных подушек с кольцами для разных типов грибовид* ных стержней
И. Передний конус обтюраторной подушки с грибовидным стержнем второго типа 0^150°.
Диаметр переднего конуса обтюраторной подушки второго типа Д)б = 0,85，.
Ширина поверхности прилегания обтюраторной подушки к обтюраторному скату F=^H — (с3+^п) зависит от калибра орудия, и у существующих обтюраторов отношение
*0,1.
Надежность работы пластического обтюратора типа Банжа в значительной степени зависит от качества массы, из которой изготовлена обтюраторная подушка. Как это вытекает из рас- суждений, приведенных выше, масса должна обладать достаточной пластичностью, не зависящей от температурь^ химической стойкостью и быть достаточно прочной.
Несмотря на то, что подобного рода обтюраторы существуют более полвека, все же рецептуру массы и ее изготовление нельзя считать окончательно установившимися.
С момента появления пластических обтюраторов испытанию были подвергнуты обтюраторные подушки, изготовленные из различного материала. Так, например, испытывался обтюратор, в котором обтюраторное кольцо представляло собой каучуковый мешок, наполненный ртутью. Однако подобная подушка оказалась очень непрактичной, а поэтому не получила широкого при- мекения.
Банж точно также подвергал испытанию подушки, изготовленные из каучука. Так, в одной из своих работ Банж отмечал, что автоматическая обтюрация была применена к винтовке, а также к орудиям с помощью использования каучукового кольца, помещенного между двумя твердыми и прочными пластинками. Результаты были удовлетворительны. Каучуковый обтюратор функционировал хорошо, и подушка выдержала 186 выстрелов, не приходя в негодность.
Существуют два необходимых условия, чтобы каучуковые подушки работали хорошо:
каучуковая подушка должна иметь одинаковые механические характеристики во всех точках поверхности, на которые опирается грибовидный стержень;
материал ствола в месте нахождения обтюратора должен иметь достаточную прочность, чтобы избежать раздутия.
Параллельно с испытанием обтюраторных колец, изготовленных из каучука, проводились опыты с кольцами, изготовленными из специальной массы, основой которой служил асбест . Как указывает сам Банж, асбест был предложен потому, что он температуроустойчив, волокна его достаточно прочны и хорошо удерживают при давлении клейкие вещества ——пластификаторы.
У многих артиллерийских орудий времен второй мировой войны масса обтюраторных подушек состояла из асбеста и пропитки. Так, например, масса обтюраторной подушки трофейной японской пушки имела следующий состав:
асбест — 70%, связующее вещество — 30%, состоящее из: жидкого жира (растительное масло или рыбий жир) — 70— 71,4%, неомыляемого вещества, типа воска— 13,6—14,0%, алюминиевого мыла — 10% и графита — 5—6%.
Все заграничные орудийные фирмы, изготовляющие обтюраторные подушки, применяют асбест лучшего качества (змеевиковый асбест типа Амозит и синий африканский капский). Наша промышленность изготовляет высококачественный асбест Крюд, который по своим качествам не уступает лучшим асбес-
там иноземного происхождения. Каждая орудийная фирма имеет свой рецепт изготовления подушки.
Следующим элементом обтюраторной подушки является ее обшивка, которая может быть парусиновой или металлической. Обшивка выполняет роль чехла, предохраняющего массу подушки от выкрашивания, а также от частичного дробления при сжатии подушки во время выстрела. Исходя из назначения обшивки, она должна:
——обладать достаточной эластичностью, чтобы не препятствовать изменению конфигурации подушки во время выстрела и плавно облегать узкие щели, имеющиеся в обтюраторном устройстве;•
——обладать определенной прочностью, чтобы не рваться над этими щелями под действием давления обтюраторной массы;
j—— быть огнестойкой, дабы не давать прожогов от случайна
Прорвавшихся к обтюраторной подушке пороховых газов.
丨В нашей артиллерии, а также английской фирмы《Виккерс»
для обшивки применялась парусина. Японцы и фирма «Шкода» применяли в качестве обшивки металлическую сетку.
Парусина должна иметь • граденаплевое переплетение, кото* рое при прочих равных условиях крепче тканей всех других пере* плетений.
Сетка изготовляется из медной проволоки с диаметром 0,3—— I0,33 мм и имеет 100—150 ячеек на 1 см2. Сетка в этом случае
должна иметь саржевое переплетение (переплетение в елочку). 丁Саржевое переплетение придает сетке меньшую прочность, но
*большую гибкость, так как нити не так часто перехвачены одна
Другой.
По прочности хорошая парусина и медная сетка практически равноценны. По огнестойкости парусина уступает медной сетке.
I.Однако применяемая металлическая чашка, которая облегает
подушку с передней поверхности, достаточно хорошо предохра- iняет парусиновую обшивку от прожогов. Основным недостатком
парусиновой обшивки является то, что она впитывает значитель* но больше влаги, чем медная сетка. Во время стрельбы происхо- 11|дит нагрев обшивки, которая, будучи увлажненной, приводит к
「I • некоторому разбуханию подушки, вследствие чего становится невозможным закрыть затвор. Для борьбы с этим нежелаемым явлением в процессе стрельбы необходимо обтюратор оберегать от атмосферных осадков (дождь, снег) и держать затвор по возможности закрытым. Если обтюраторная подушка изготовлена из материала, который сам противостоит прожиганию, то чашка не ставится. Кроме того, не все подушки делаются с обшивкой» это зависит от материала подушки.
Основным назначением переднего и заднего разрезных колец, а также внутреннего неразрезного кольца является предохранение от разрушения обтюраторной подушки, которое может произойти во время выстрела из-за вдавливания массы обтюратор* 354
ной подушки в щели между головкой грибовидного стержня и обтюраторным скатом, между последним и конусом поршня, а также в зазор между ножкой грибовидного стержня и стенками отверстия в поршне. Кроме этого, достаточно плотное и равномерное прилегание во время выстрела наружной поверхности переднего кольца к обтюраторному скату уменьшает возможность доступа пороховых газов к подушке, чем уменьшается вероятность прожига обшивки или самой обтюраторной подушки, если отсутствует обшивка.
Рис 8.32. Виды разрезов переднего разрезного кольца
Поперечное сечение указанных колец имеет вид треугольника.
Весьма существенным в конструкции разрезных колец явля- ется форма разреза. В существующих обтюраторах можно встре- тнть два вида разреза: прямой и косой. На рис. 8. 32 показаны оба вида разреза одного и того же переднего разрезного кольца.
Разрезные кольца наших орудий имеют прямой разрез, наиболее рациональной с технологической точки зрения. При этом тире разреза линия АВ совпадает с радиусом передней торцевой плоскости кольца, принимаемой за установочную базу, и имеет прямолинейное направление (линия ВС) * В заграничных обтюраторах (фирмы《Шкода》，японские и др.) применяется косой разрез,。у которого плоскость реза идет по окружности, центр которой смещен относительно центра кольца.
Производство подобного разреза значительно труднее. Каковы преимущества косого разреза по сравнению с прямым,— сказать трудно. Очевидно, что возможность перекоса концов кольца по месту разреза при наличии прямой формы более веро- ятна, чем при косой. При наличии же перекосов концов увеличивается возможность порчи подушки концами кольца. Кольца изготовляются из высоколегированной никелемолибденовой или хромоникелевой стали (ЗОХМЗ).
Пластические обтюраторы находят преимущественное применение при наличии поршневого затвора, конструкция которого
приведена на рис. 8. 33. Затвор состоят из рамы /, поршня 2, грибовидного стержня 3, гребенки затвора 4, оси рукоятки 5, оси рамы 6, стреляющего механизма 7 молоткового типа, боевой пружины, бойка 8 и подушки 9 обтюратора с кольцами. Момент сопротивления открыванию подобного поршневого затвора складывается из следующих моментов:
Рис. 8.33. Схема поршневого затвора с обтюратором
момента трения в нарезке поршня от усилия поджатия обтюратора
где ц — коэффициент трения, принимаемый равным 0,15;
момента трения между рамой и поршнем
где Qn — вес поршня;
仇一средний диаметр резьбы в раме;
момента трения на поверхности соприкосновения между передней поверхностью поршня и подкладными дисками
饵=卩
А6 + Pl Dr -源
% 一统 3
где Pi—усилие поджатия грибовидного стержня (усилие пружины);
%— диаметр поршня;
Рис. 8. 34. Конструкция молоткового ударного механизмаРис. 8. 34. Конструкция молоткового ударного механизма
Рис. 8. 34. Конструкция молоткового ударного механизма
Рис. 8. 34. Конструкция молоткового ударного механизма
момента трения в нарезке поршня от веса поршня
cos В 2
Таким образом общий момент сопротивления открыванию затвора
ТИс = Ml + 也2 + %з + 也4・
Зная момент MG и имея конструктивные данные рукоятки и механизма передачи движения от рукоятки к поршню, нетрудно определить усилие на рукоятке затвора при его открывании.
Конструкция молоткового ударного механизма (рис. 8. 34) состоит из подпружинного бойка /, молотка 2 с осью 3, поршня 4 с рейкой и боевой пружины 5. На кольце молотка укрепляется боевой шнур, которым молоток оттягивается, вращаясь вокруг своей оси против часовой стрелки. При этом молоток сцепляется зубчатым сектором с рейкой поршня, передвигает последний влево, вследствие чего происходит сжатие боевой пружины. В некоторый момент боевой шнур с кольца срывается, и боевая пружина, разжимаясь, сообщает молотку вращательное движение в обратном направлении. При ударе молотка по бойку последний приобретает определенную энергию, которая расходуется на разбивание капсюля.
Энергия, накапливаемая боевой пружиной, определяется из выражения
4= U。七匹入
2
где П1 — усилие пружины в момент срыва боевого шнура с кольца молотка.
Для определения угловой скорости ю молотка в момент встречи с бойком можем написать
n4=萼，n4=萼，
n4=萼，
n4=萼，
где т] — 0,9 — коэффициент полезного действия передачи;
Л)=川；厂——момент инерции подвижных частей относительно оси вращения молотка;
гим — масса молотка с учетом массы поступательно двигающихся частей.
Маеса風=人+m1/m，
где /Им — масса молотка;
т； —масса поршня;
/Пп —масса пружины;
г — расстояние от оси вращения молотка до его центра тяжести;
「1 — расстояние от оси поршня до оси вращения молотка.
Касательная скорость Ум молотка в момент удара по бойку найдется из выражения
吸=a叫
где。——расстояние от оси вращения молотка до оси бойка.
Полагая удар центральным для определения скорости ударника, можем воспользоваться известной из теории удара формулой
^MaV м^MaV м^ма + Sy^ма + Sy(У,(У,
^MaV м
^MaV м
^ма + Sy
^ма + Sy
(У,
(У,
где /има= — — приведенная масса молотка;
/Пу—масса бойка;
скорости, прини-скорости, прини-々一коэффициент восстановлениямаемый равным 0,5.
скорости, прини-
скорости, прини-
Энергия бойка в момент удара по капсюлю без учета потерь .определится из выражения
УСТРОЙСТВА ДОСЫЛАТЕЛЕЙ
Заряжение артиллерийского орудия в основном слагается из двух операций:
подачи унитарного патрона или отдельных элементов выстрела (снаряд и боевой заряд в картузе или в гильзе) на линию заряжания; 2) досылки патрона или элементов выстрела в камору ствола.
Подача патрона на линию заряжания в орудиях полевой артиллерии, как правило, выполняется вручную определенными номерами орудийного расчета. В танковых, самоходных, морских, а также в полевых орудиях подача элементов выстрела или унитарного патрона, может выполняться специальными механизмами, называемые механизмами подачи. Механизмы, производящие досылку элементов выстрела в канал ствола, называются досылателями. Работа этих механизмов во времени должна быть синхронной и связана с открыванием и закрыванием затвора.
По своему устройству механизмы подачи весьма разнообразны. У орудий, устанавливаемых в башнях на кораблях, эти механизмы могут представлять собой сочетание ленточных конвейеров с подъемниками, в танковых и самоходных установках — перемещающихся лотков различного устройства. В орудиях полевой артиллерии механизм подачи чаще всего состоит из лотка или каретки, на которую укладывается патрон, после чего лоток вручную или каким-либо движителем перемещается и устанавливает патрон на линию заряжания.
Применение подобной автоматизации повышает боевую скорострельность артиллерийских орудий. Особое значение автоматизация заряжания имеет для танковых пушек, где упомянутая скорострельность может быть повышена в 3—4 раза. Однако при автоматизации процесса заряжания у танковых орудий требуется наиболее рациональная укладка выстрелов, а подчас и новая общая компоновка боевого отделения.
Досылатели по принципу действия бывают трех типов:
с принудительной досылкой, действующие на унитарный патрон или отдельные элементы выстрела (снаряд, боевой заряд) на всем пути досылки в камору;
инерционные или бросковые, когда элементы выстрела часть пути досылки в канал ствола движутся по инерции;
комбинированные, применяемые при раздельном заряжании, когда снаряд досылается в канал ствола броском, а гильза —принудительно.
В танковых и самоходных орудиях могут применяться досылатели только для досылки снаряда, а гильза с боевым зарядом досылается вручную.
По своему конструктивному устройству ведущего звена досылатели могут быть разделены на: стержневые или штоковые, цепные или тросовые, роликовые, рычажные.
Наиболее частое применение находит первый тип досылателей, состоящих из стержня (штока) и ведущего рычага. На поршень стержня действует пружина, сжатый газ (воздух) или жидкость. Если длина унитарного патрона больше длины отката ствола, в процессе которого происходит взведение досылателя, то стержневой досылатель снабжается ускорителями, чаще всего гидравлического типа, позволяющим отвести стержень досылателя назад на величину, большую, чем длина отката.
В случае раздельного заряжания для танковых орудий и закрытых самоходных установок необходимо иметь два стержня досылателя работающих раздельно, так как располагать в о“ну линию снаряд — гильза невозможно вследствие малых габаритов боевого отделения.
Цепные и роликовые досылатели при работе не имеют холо* сто го хода, а поэтому могут быть осуществлены в небольших га* баритах боевого отделения танковых и самоходных орудий.
Кареточные досылатели находили применение у железнодорожных артиллерийских орудий крупного калибра, а также у морских орудий. '
Рычажными досылателями называются такие, у которых досылка выстрела производится вращающимся вокруг оси рычагом. Перед досылкой унитарный патрон, а при раздельном заряжании снаряд ——гильза, укладываются на дуговой лоток, и при досылке двигаются по дуге. Подобный досылатель занимает очень большое пространство около казенной части орудия, а поэтому может быть применен только в открытых артиллерийских установках.
К досылателю любой конструкции предъявляется общее тре* бование: надежность досылки снаряда, боевого заряда или унитарного патрона. При раздельном заряжании снаряд считается надежно досланным, когда он своим ведущим пояском заклинивается в соединительном или снарядном конусе, так, что при качании ствола в вертикальной плоскости не опускается в камору. Опытом установлено, что для этого необходимо, чтобы при под- ходе к коническому скату снаряд имел бы скорость порядка 1,5 …2,0 м/с. Досылка боевого заряда без гильзы должна производиться таким образом, чтобы заряд занял свое место в каморе, не нарушив своего устройства, а пороховые зерна не получили повреждений и сохранили бы свою форму.
При раздельном гильзовом заряжании возможно образова- ние «воздушной попушки》между досланным снарядом и досылаемой в камору гильзой с боевым зарядом, которая может вы- 360
бросить гильзу или помешать закрыванию затвора. Поэтому" необходимо производить принудительную досылку гильзы до конца или производить досылку одновременно снаряда и гильзы^ так, чтобы последняя толкала вперед себя снаряд. Минимальная； скорость досылки в этом случае так же, как при досылке унитарного патрона, должна быть такой, чтобы надежно сбивались лапки выбрасывателя с соответствующих выступов клина. Установлено опытом, что скорость гильзы в момент удара фланца по лапкам выбрасывателя 0,6... 1,0 м/с является достаточной.
Упомянутые выше скорости должны быть получены при наибольшем угле возвышения 屮max. В случае установки орудия на танке этот угол должен быть увеличен на угол крена или дифферента, принимаемый равным около 10°. Кроме этого, необходимо учесть затрачиваемую работу досылателем на преодоление сил? трения элементов выстрела о стенки лотка и каморы, а также сил трения подвижных частей досылателя, и сообщения последним необходимых скоростей.
Работу N, которую совершает досылатель при раздельном* заряжании, можно определить по формуле
/=^-+[/l，/c + /№Jr+/2Q厶]C0S (?max + S) + 2g
(Qu + 0r)蟾
+ (弘 + 0 Jr + QJJ Si11(%iax + б H ^F 尸ср*л，
де 夕,,2，Qa—соответственно вес снаряда, гильзы с боевым зарядом и подвижных частей досылателей;
/, /1，/ —соответствующие коэффициенты трения элемен- 2 тов выстрела о лоток и стенки каморы и подвижных частей досылателя;
%с， /「，/丛—пути движения снаряда, гильзы с боевым заря-дом и подвижных частей досылателя;
Di,守2一 соответственно конечные скорости снаряда, гильзы и подвижных частей досылателя;
•尸ср~ среднее усилие, необходимое для сбивания лапок выбрасывателя;
хл ——путь лапок от начального положения удержания жлина до его освобождения.
Зная необходимую величину работы Л и длину хода досылателя, нетрудно установить размеры пружины или мощность другого силового элемента. Надо все же отметить, что при проектировании досылателя приходится встречаться с рядом противоречивых требований. Одним из таких противоречивых требований являются предельно допустимая скорость удара фланца гильзы в торец орудийной трубы с одной стороны, и необходимая скорость окончательной досылки снаряда. Скорость ударам фланца в торец трубы не должна превышать 1,5 м/с, так при；
■большей скорости возможно выползание боевого заряда из гильзы, что может привести к дроблению пороховых зерен, о чем было указано выше. Поэтому необходимо всегда вопрос о скоростях движения элементов выстрела в различные периоды досылки весьма обстоятельно исследовать. При досылке унитарного патрона максимальная скорость 丫耳 в этот момент может иметь большее значение (около 2—3 м).
Рис. 8. 35. Схема соединения снаряда с гильзой в унитарном патронеРис. 8. 35. Схема соединения снаряда с гильзой в унитарном патроне
Рис. 8. 35. Схема соединения снаряда с гильзой в унитарном патроне
Рис. 8. 35. Схема соединения снаряда с гильзой в унитарном патроне
Максимальная допустимая скорость УДП1ах может быть определена по формуле (рис. 8. 35)
叭max叭maxллЕ%с6 (sin сс + / cosллЕ%с6 (sin сс + / cosа) -|- 2л£*/ {z—nc) ^ ;а) -|- 2л£*/ {z—nc) ^ ;
叭max
叭max
ллЕ%с6 (sin сс + / cos
ллЕ%с6 (sin сс + / cos
а) -|- 2л£*/ {z—nc) ^ ;
а) -|- 2л£*/ {z—nc) ^ ;
тде 9口 一 вес унитарного патрона, кг;
6 — толщина стенок дульца гильзы, см;
с — ширина канавки закатки, см;
① ——опытный коэффициент (^ ^ 50);
п — число канавок закатки;
А ——упругий натяг дульца гильзы;
°ср ——средний диаметр запоясковой, цилиндрической части снаряда;
о$=200б кгс/см3 для латуни.
Из-за недостаточно полной практической проверки указанной ^формулы, ею следует пользоваться для предварительных расчетов.
Кроме этого общего требования, к досцлателям предъявляется ряд специфических требований, вытекающих из условий боевой работы артиллерийского орудия. Так, для орудий, стрельба ■из которых производится при помощи приборов управления ог- ：нем (зенитных, береговых и корабельных),требуется, чтобы время досылки при всех условиях стрельбы было бы постоянным.
По своему устройству досылатели весьма разнообразны. Конструкция их в значительной мере зависит от типа артиллерийского орудия (танковая или самоходная пушка, зенитное орудие 362
млн орудие крупного калибра сухопутной или морской артиллерии), для которого они преднагначаются.
Все наиболее широко распространенные досылатели могут быть разделены в зависимости от источника энергии на два класса. К первому классу относятся досылатели, работа которых совершается за счет аккумулированной части энергии выстрела. Ко второму классу могут быть отнесены все досылатели, работа которых совершается за счет постороннего источника энергии. Аккумуляторами энергии выстрела для работы досылателей могут быть или пружины или сжатый воздух (газ), и в
Рис. 8. 36. Принципиальная схема пружинного досылателя
зависимости от этого досылатели первого класса подразделяются на пружинные и пневматические или гидропневматические. Аккумулирование энергии в этих досылателях совершается во время отката или наката ствола, когда происходит взведение досылателя, т. е. оттягивание лапы досылателя в рабочее положение.
Для досылателей второй группы источниками энергии могут >быть баллоны со сжатым воздухом и различного рода электроприводы.
Рассмотрим определение элементов досылки для досылателей, наиболее часто применяемых у орудий сухопутной артиллерии.
На рис. 8. 36 представлена принципиальная схема пружинного досылателя. В этой конструкции цилиндр / досылателя закреплен неподвижно на качающейся часта орудия, а на конце лапы 2 досылателя имеется пружинный буфер 3. В общем слу-
чае работа такого досылателя при досылке снаряда может быть разделена на четыре периода:
I — от начала движения досылателя до соприкосновения буфера с дном снаряда;
II ——период сжатия пружины буфера, т. е. от момента соприкосновения буфера с дном снаряда до момента начала совмест- ного движения снаряда и досылателя;
— совместного движения снаряда и досылателя (от нача- ла совместного движения до момента начала торможения или остановки досылателя, т, е, до начала отрыва дна снаряда от буфера);
——движения снаряда по инерции до момента остановки его после заклинения в соединительном конусе.
Такие же периоды будут и в том случае, если производится досылка унитарного патрона. Четвертый, последний пернод» в данном случае закончится в момент упора фланца гильзы в казенный срез каморы. Чаще всего такие досылатели работают имея два или три последних периода.
Примем следующие обозначения:
Мд； Qx— масса и вес досылателя;
/п, q— масса и вес снаряда (патрона);
加и, ^п——масса и вес пружины досылателя;
I，х——перемещения досылателя и снаряда;
/, Vc — скорости досылателя и снаряда;
刀 ——жесткость пружины досылателя;
По — жесткость пружины буфера.
Имея в виду эти обозначения, можно написать следующие выражения усилия П пружины досылателя и усилия Пб пружины буфера
и=%-пе；
4=% (Е — Ei —%),
где Птах — усилие, развиваемое пружиной в момент полного взведения досылателя;
& — перемещение досылателя к концу первого периода. Следует заметить, что на практике 刀6＞斗
При определении усилия Пь оказываемого пружиной на досылатель, будем учитывать массу пружины, а поэтому примем, что
Щ=П^加 £'•(8.32)
Что касается массы пружины буфера, то ею можно пренебречь.
Для дальнейших выводов выберем систему координатных осей с началом О в центре тяжести досылателя, а сами оси направим так, как это показано на чертеже.
Для определения реакций М н № в направляющих втулках штока досылателя напишем сумму проекций всех сил на ось Оу
N、一 N£= —Qu cos ср.N、一 N£= —Qu cos ср.(8.33)(8.33)
N、一 N£= —Qu cos ср.
N、一 N£= —Qu cos ср.
(8.33)
(8.33)
Составим также сумму моментов всех сил, в том числе и сил трения fNi и fN2 в направляющих втулках относительно центра О тяжести в следующем виде:
(8.34)(8.34)[—ЩАз + / (-^1 + -^2)] &—“2(。2十习 ++ "I (。1+Е) 一 h 力2=Q
(8.34)
(8.34)
где j ——коэффициент трения штока в направляющих втулках. Решая совместно уравнения (8.33) и (8. 34), получим
Пб五2 + М五 1 + Qa cos 屮(Е + 仪2— "1)
(8.35)(8.35)Q] — @2 - 2/五]
(8.35)
(8.35)
Пб五2 + X五 1 + Qa cos 屮(E + 〃i — /五 i)一仪2 + 2"i
При дальнейших выводах нам придется пользоваться суммой Nl и №, а поэтому составим ее выражение, пользуясь уравнениями (8. 35):
2Пб五2 + 2П也 + Qn cos 屮(2g + a】+ 做一2"i)a1 一做+ 2/五1
Следует заметить, что как М и М, так и их сумма М+№ являются переменными величинами и зависят от перемещения 自 досылателя.
После этих предварительных рассуждений приступим к более детальному рассмотрению работы досылателя.
Рассмотрим расчет элементов досылки снаряда, когда досылатель не имеет буфера, и до начала досылки лапа досылателя плотно прилегает ко дну снаряда.“u
В этом случае будут существовать лишь третий и четвертый периоды, и усилие Пб, оказываемое на лапу со стороны снаряда, не будет зависеть от пружины буфера.。
Первый период будем называть периодом принудительной до、 снлкн, а второй — периодом движения снаряда (патрона) по инерции.
Период принудительной досылки будет характеризоваться следующей системой уравнений:
а) для досылателя
7m产=n1- Щ -QAsin ▼一/(N1 + n2)；
<6) для снаряда (патрона)
m^—mxr,=H6 — /№ cos 屮一g sin %(8.37)
где fi ——коэффициент трения снаряда или патрона о лоток.
Складывая левые и правые части этих уравнений, получим
(餌 + 加)}=工一Qasin ?一/(m + 区)一，(/icos<p4-sin?) или
(他+mE"=Ui-QAsEcp — /(Ni + Mj — w,
где£~/1cos sin cp.
Подставляя в последнее уравнение значение N1+N2 из урж- нення (8. 36) и сделав соответствующие алгебраические преобразования, будем иметь
W+加)n]—— a1 -a2 + 2/五1西一做+ 2/五1
-Ql2T:七一Qx(Sin ?+ 上Y(的 +『"]))
Для сокращения написания формул и дальнейших преобра* зований введем следующие обозначения:
а = ―^1—Е2； p = sin<p + qWi+a2~~2"i)-
〃1-做 + 2/门1a\ - a2 + 2/Zfi '
厶1 - g2 + 2/也 I
屮—2/cosy .a1 一做+ 2/五1
Величины сс, В，у н 屮 для данного угла возвышения ф явля* ются постоянными и могут быть заранее подсчитаны, а поэтому в формулах они будут фигурировать в виде численных коэффициентов. Имея в виду принятые нами обозначения, формула (8. 38) перепишется в следующем виде:
(Мд+/и)Е"=а!11 — уПб — QQ^e — BQa — eg.(8.39>
Значение П1 получим из выражения (8. 32) подстановкой в. нее значения П
口工-Umax - nЕ^m 任".
Значение же Пб запишется в следующем виде:
n6 =3"+0(«a cos ▼+ sin 叫=廟"+ё饮
После подстановки значений П1 и Пд в уравнение (8.38) и преобразований получим
[m"+(1 + Y)加 + "!•加"卜"+ 中Qa = a (Umax - 唯)一
(8₽40)(8₽40)—呎入一（1+y）w・
(8₽40)
(8₽40)
Означенное уравнение необходимо проинтегрировать для принудительного периода досылки, имеющего продолжитель^ ность
Если обозначим через V скорость движения снаряда и досылателя в этом периоде, то уравнение (8. 38) можно переписать следующим образом:
一 nЕ)戏一一 nЕ)戏一-［贝什(1 + Y)吻介-［贝什(1 + Y)吻介
一 nЕ)戏一
一 nЕ)戏一
-［贝什(1 + Y)吻介
-［贝什(1 + Y)吻介
Так как к концу принудительного периода досылатель проходит путь gn и достигает скорости 匕，то для интегрирования уравнение перепишется так
「1Iрп加
［加“+(1 + Y)优+•^优)丿"丿+屮Qj 颐=a卜111Mx一哨成一
一【限人+(1 + Y)喃，"E，' (8. 38aА
В правой части уравнения интеграл
j (叫啓-词磽=昌
О
представляет собой ту энергию пружины досылателя, которая была затрачена для сообщения к концу первого принудительного* периода досылателю и снаряду скорости Vn.
Имея в виду это и проинтегрировав уравнение (8.38а), получим
［伍+(1 + Y)加+^~%］^+乩/ =走一［限+(1 + Y)吻爲•
I，」(8.41}
Если известны характеристики пружины досылателя и конструктивно выбран путь принудительной досылки 自口，то эта формула дает возможность определить скорость снаряда в начале периода движения снаряда по инерции. Обозначая эту скорость 〃о можем написать
(8.42)(8.42)
(8.42)
(8.42)
При известных значениях % и 自口 из формулы (8. 42) также жожем получить
七=十]ma+(1 + Y)加+ ~!~卜]寸+告Q君+
+ [PQa+(1 + V)^] U-(8-43)
Рассмотрим период движения снаряда по инерции, который начинается с момента отрыва дна снаряда от лапы досылателя и заканчивается в момент остановки снаряда или патрона.
Пренебрегая углом наклона каморы, можем написать тхг,———夕(/2 cos屮 + sin 屮)=—e^.(8.44)
Если же угол 6 наклона образующей каморы большой, что жмеет место при большом коэффициенте уширения каморы, то инерционный период досылки следует, в свою очередь, разбить на два подпериода: подпериод движения снаряда по лотку и под- иериод движения снаряда в каморе. Уравнение движения снаряда в первом подпериоде будет таким же, как уравнение (8.44), 2 для второго подпериода получим
mxrr= —q [/2 cos (ср+ 9) 4-sin (屮 + 削，
где % — коэффициент трения при движении снаряда в каморе.
Подобный усложненный период инерционного движения снаряда рассматривать не будем.
Возвращаясь к уравнению (8.44) движения снаряда, напишем его в форме уравнения живых сил
mudu=—吋壮尤(8.45)
Обозначая через 〃н скорость снаряда или патрона в конце досылки, а через % соответствующий путь снаряда, уравнение (8.45) для интегрирования будет иметь вид
«к &
т J udu———£0 J %х：к・
u0О
Проинтегрировав, получим
4" (ио-ик)加=_ 吋&・(8. 46)
Для того чтобы досылка была бы надежной, необходимо чтобы снаряд в конце досылки обладал бы определенной конечной энергией
mi^=q/i,(8.47)
где h ——некоторый коэффициент, выраженный в линейных размерах.
Опытом установлено, что для надежной досылки необходимо, чтобы 九=3。мм = 0,03 м.
Выражая вес снаряда q через массу, уравнение (8. 47) перепишем так:
Ес = ~~- muK = 0,03mg.Ес = ~~- muK = 0,03mg.(8.48)(8.48)
Ес = ~~- muK = 0,03mg.
Ес = ~~- muK = 0,03mg.
(8.48)
(8.48)
Из последнего выражения можем написать, что
—mui=0,05mg
илиОткудаилиОткуда忌=0,06g.
или
Откуда
или
Откуда
〃K=M0,06g = 0,8 м/с.
Таким образом, при проектировании досылателя конечная скорость 〃к досылки будет величиной заданной. Известной величиной будет и &, а поэтому уравнение (8.46) дает возможность определить ту скорость w0=Vn, которую необходимо сообщить снаряду или патрону к концу предшествующего принудительного периода досылки. Перепишем уравнение (8. 46) в следующем виде:
(8.49)
Однако для того чтобы досылка была бы надежной, перед правой частью уравнения вводят некоторый коэффициент 启一 коэффициент надежности досылки больший единицы. Величина коэффициента зависит от степени полноты учета всех сил, действующих на досылатель и снаряд в процессе досылки. При расчетах можно принять k— 1,15...1,2.
На основании изложенного уравнение (8.49) запишем
Откуда
«к
吆 к
Если же иметь в виду значение и0 для случая досылки, определяемое формулой (8. 48), то получим, что
—2,06g-eg%].
Полное время 左 досылки определится из выражения
где £口 一 продолжительность периода принудительного движения снаряда (патрона);
4 ——продолжительность периода движения снаряда (патрона) по инерции.
Для того чтобы определить 力口, выразим & как функцию от / и с этой целью перепишем уравнение (8. 40) так:
Е" J 屮Qn + 5 Е = allmax — BQa — (1 十 Y)旳 (8.50)
^Д + (1 -h Y) ^ + — /wn ^Д + (1 + Y) ^ + — ^П
Для удобства введем следующие обозначения:
屮Qa + ат= $2. аПтак — 3、л — (1 + Y)旳 =入.aa
Мд + (1 + Y)m + 七 /ПпМд + (1 + Y) m 十干 /Пп
Тогда уравнение (8. 50) примет следующий вид:
E" + S2g.
Интегрируя это уравнение, получим
^=Д cosS/-pfi sin S/+专， откуда
& =丿■= — 4S sin S/ + BS cos S/.
При f=0,自=0 и B=0, а поэтому 4=—展 и 8 = 0. Следовательно,
Е ~~^2(1 — cos Sf)； &】=&" =( 1 — cos S/J
Из последнего выражения имеем
S2cosS/n=l—-у$п.
Это уравнение дает возможность определить продолжительность /口 принудительного периода досылки, так как путь движения снаряда или патрона за этот период выбирается конструктивно. Для того чтобы определить 力口，из уравнений (8. 44) имеем
尘 ё=-沼.
Интегрируя это уравнение дважды, получаем
и%=一吆-|" + e/+".
При /=0 значение w=«o= Vn и х=0, вследствие чего Ci = Wo И С2=0.
Следовательно,
〃 = % —mg/, x = U^~^g —.
При £=% значение w=wK, следовательно,
Общее время досылки определится из выражения
Таким образом, получены все элементы, характеризующие досылку снаряда или унитарного патрона для пружинного досылателя, если досылка состоит из двух периодов принудительного и инерционного.
Рис. 8. 37. Схема рычажно-пружинного досылателя
Рассмотрим выбор некоторых основных данных для расчета элементов досылки патрона на определенном типе досылателя, принципиальная схема которого приведена на рис. 8. 37. В этой конструкции ствол откатывается на длину отката %. Вместе со стволом откатывается цилиндр досылателя.
При накате ствола и цилиндра лапа досылателя удерживается в крайнем заднем положении, вследствие чего происходит сжатие пружины досылателя. Одновременно с этим происходит подача на лоток патрона так, чтобы дно гильзы упиралось бы в лапу досылателя. В некоторых конструкциях фланец гильзы с двух сторон захватывается специальными зацепами, которые в конце принудительного периода досылки расходятся в стороны, вследствие чего происходит расцепление патрона с лапой досылателя. В конце наката выступ а ударяет по концу рычага Ь、 лапа досылателя освобождается и под действием взведенной пру-
жины начинается досылка. Подобного типа досылатель встречается в некоторых артиллерийских автоматах.
Если через 厶口 обозначим полный путь досылки патрона, то можем написать
4=/"+a/+入+仆，
где /п— длина патрона без толщины фланца;
&аз — длина затворной части казенника;
九——длина отката ствола;
А/ ——величина зазора в конце отката ствола между казенным срезом и концом патрона.
Величина зазора Д/ должна быть выбрана такой, чтобы при отката 九шах казенный срез не соприкасался бы с передним концом патрона.
Следующей величиной, кото- оую необходимо выбрать, явля-
наибольшей возможной длиненаибольшей возможной длинеРис. 8. 38. Циклограмма работы досылателяРис. 8. 38. Циклограмма работы досылателяется величина конечной скорости Мд досылки.
наибольшей возможной длине
наибольшей возможной длине
Рис. 8. 38. Циклограмма работы досылателя
Рис. 8. 38. Циклограмма работы досылателя
Выбрав предельно допустимую конечную скорость 〃д досылки, необходимо решить вопрос о том, как проводить досылку.
Во-первых, можно так устроить досылатель, чтобы скорость досылки на всем пути £д возрастала от нуля до 〃д (рис. 8.38, кривая /). В этом случае путь %口 принудительной досылки должен быть равен £д.
Во-вторых, можно весь период досылки разбить на два периода: период принудительной досылки и период, движения патрона по инерции. Досылатель можно устроить так, чтобы в течение первого периода на пути % сообщить патрону скорость досылки 4>〃д, но по величине такую, чтобы в течение второго периода на пути хи стала бы равной ид (кривая //).
В-третьих, можно при досылке патрона на первом участке пути скорость досылки довести до 〃тах значительно превосходящую цд, а на остальной части пути, искусственно притормозив, довести ее до скорости 〃д (кривая ///)・
В этом случае на всей длине £д досылка должна быть принудительной, и патрон должен быть сцеплен с лапой досылателя, и лишь в самом конце досылки должно произойти отсоединение патрона до досылателя.
Соответствующим выбором способа досылки патрона можно сократить время досылки.
Известно, что
о
Из рисунка (8. 38) видно, что наименьшее значение £д получается при третьем способе досылки ибо иСрз>иСр2>^срь
Следовательно, этот способ досылки с точки зрения увеличения скорострельности или темпа стрельбы артиллерийских автоматов является наиболее выгодным. Принудительность досылки на всей длине £д также является положительным свойством, так как движение патрона в течение всего периода досылки может быть направлено желательным образом, что в артиллерийских автоматах и автоматическом оружии вообще приводит к снижению общего процента задержек. К недостаткам этого способа досылки следует отнести необходимость создания специального механизма, тормозящего досылатель и патрон в периоде замедленного движения досылателя и патрона. Вследствие этого указанный способ досылки не получил широкого распространения.
На практике чаще всего досылку патронов производят по первому или по второму способу. Наличие во втором случае участка, на котором движение патрона совершается по инерции, имеет тот недостаток, что возможны случаи утыкания патронов и тем самым увеличение общего количества задержек досылки.
Окончательный расчет элементов досылки возможно будет произвести лишь после того, как будет достаточно полно выявлена конструкция досылателя.
Аналогичным способом можно получить необходимые зависимости для случая пневматического досылателя или для случая изменения значения П1 по любому закону в зависимости от t
Вопросам скорострельности полевых артиллерийских орудий в иностранных армиях в настоящее время удаляется большое внимание. Об этом свидетельствует ряд литературных источников. Так, например, в американском журнале приведены сведения о разработке для американской артиллерии 115-мм гаубицы с автоматическим заряжанием, где для этого применен шестикаморный вращающийся барабан. Как видно в основу этой конструкции положен примерно тот же принцип, который удде- стизарядного револьвера типа 《Наган》. Заряжание барабана производится вручную. Во время стрельбы при помощи специ-
ального механизма каждая камора барабана автоматически устанавливается в боевое положение.
В упомянутом выше источнике приводятся также сведения а двух проектах автоматизации 105-мм гаубицы. В одном из них автоматическая досылка производится из лотка с пятью патро* нами, расположенного на люльке, из которого после каждого наката ствола производится автоматическая досылка очередного патрона в канал ствола. Другой проект автоматизации заряжа~ ния той же гаубицы предусматривает создание устройства, со~ стоящего из лотка и вращающегося механизма на пять выстре- лов. Для производства очереди из шести выстрелов один патрон укладывается на лоток, а пять——в магазине. Во время стрельбы лоток совершает возвратно-поступательные движения, и происходит транспортировка очередного патрона из магазина в канал ствола. Насколько реальны упомянутые проекты сказать трудно. Однако они показывают, что в американской артиллерии проблеме повышения скорострельности орудий среднего калибра, полевой артиллерии уделяется большое внимание.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Ларман Э. К. Проектирование и производство артиллерийских систем, М., Воениздат, 1949, ч. I. Проектирование орудийных стволов и затворов, 395 с.
Ларман Э. К* Проектирование и расчет орудийных стволов и затворов, М., Оборонгиз, 1939, 164 с.
Проектирование ракетных и ствольных систем. Под ред. Орлова Б. В* М., «Машиностроение», 1974, 827 с.
Глава 9
ПРОЕКТИРОВАНИЕ ДУЛЬНОГО ТОРМОЗА, КОМПЕНСАТОРА УСТОЙЧИВОСТИ
И ЭЖЕКЦИОННОГО УСТРОЙСТВА
Газовые устройства различного назначения применяются в артиллерийских системах для поглощения избыточной кинетической энергии подвижных частей автоматических пушек или откатных частей артиллерийских орудий или для увеличения скорости их движения, в том случае, когда у подвижных частей не хватает кинетической энергии для завершения заданного цикла автоматики.
Рассмотрим группу надульных газовых устройств, которые органически связаны со стволом и определяют его конструкцию: дульные тормоза и локализаторы, реактивные и активные ускорители отката, а также компенсаторы устойчивости пространственного положения оружия в процессе стрельбы.
Под надульными газовыми устройствами будем понимать дульные (газовые) тормоза, предназначенные для уменьшения величины импульса отдачи от выстрела— |/я=20a и применяемые в некоторых малокалиберных автоматических пушках (оружии), усилители отдачи для увеличения этого импульса в том случае, когда его не хватает для приведения в действие механизмов автоматики. Несмотря на разность целей, газодинамический принцип действия как дульных тормозов, так и усилителей отдачи одинаков. Для проектирования газовых компенсаторов, несмотря на различие своего назначения и по сравнению с тормозом или усилителем отдачи, также не требуется самостоятельной теории в силу физической общности газодинамических процессов, протекающих в них.
В автоматическом оружии малого калибра (dv23 мм), когда энергии отдачи ствола недостаточно для обеспечения заданного цикла отката и наката ствола, применяют газовые усилители отдачи (ускорители), которые делятся на активные и реактивные.
Первый — представляет собой полузамкнутый цилиндр, размещенный впереди дульного среза ствола и охватывающий за-
крепленный на конец ствола поршень. После вылета снаряда сила отдачи ствола с таким надульным устройством возрастает- на величину реакции от действия на площадь поршня статического давления потока пороховых газов, вытекающих из канала ствола через полузамкнутый цилиндр усилителя отдачи в атмосферу.
Реактивный усилитель отдачи работает как сопло ракетного двигателя (РД), т. е. увеличение силы отдачи ствола происходит за счет статического давления потока пороховых газов на стенки конического насадка (диффузора сопла). В соответствии с третьим принципом механики Ньютона это увеличение силы отдачи будет равно абсолютному приращению величины полной реакции потока газа в диффузорной части сопла. Здесь мы имеем полную1 аналогию с процессом периода последействия тяги РД; при этом объем канала ствола следует рассматривать как камеру двига- телй^а сопло, размещенное на конце ствола, как сопловой блок РД.
В дульном тормозе величина полной реакции пороховых газов изменяется за счет диаметрально симметричного отвода части их в стороны под заданным углом к оси канала ствола. Таким образом тянущее усилие тормоза возникает в результате изменения направления движения (истечения) некоторой части порохового газа, вытекающей из канала ствола. Количество газа, отводимого в стороны, и направление отвода определяются заданной' энергетической или импульсной эффективностью дульного тор- моза.：
Известно, что ^дульный тормоз наряду с простотой своей конструкции в отличие от тормозных устройств, связанных с лафетом, обладает только ему присущим свойством уменьшения импульса выстрела, действующего на лафет орудия. Это свойство дульного тормоза, как известно, позволяет облегчить конструкцию лафета и, таким образом, снизить массу орудия. Однако на практике весьма затруднительно, а иногда вообще невозможно, построить дульный тормоз высокой эффективности. Основное затруднение в” создании высокоэффективного тормоза носит принципиальный характер и заключается в существенном превы* шении количества движения снаряда ^— 0°) над импульсом силы реакции порохового газа(Р上 0“・ Кроме этого, предел допустимого избыточного давления (0,4 кгс/см2) ударной волны на местах ббевого расчета орудия ограничивает величину угла отво*
дЗ порохового газа в стороны от направления выстрела (屮V < 135°). По этой причине оказывается возможным построить дульцьй тормоз относительно высокой эффективности только для орудий с высокой начальной скоростью снаряда (у0> >1000 м/с) или большим относительным весом заряда^— >0,5^,
т. е. для орудий, у которых импульс полной реакции порохового газа в дульном срезе превышает начальное? количество движения снаряда 一
Существуют ствольные дульные _ тормоза, окна которых выполняются непосредственно в стенках ствола и по всей длине иногда занимают более половины длины ствола. Такие длинные тормоза не следует применять и прежде всего потому, что замет、 ным образом растет вес заряда. В противном случае при общей заданной длине ствола существенно снизится дульная скорость снаряда. Кроме того, для заданной баллистики орудия навинт- ной дульный тормоз в несколько раз； будет короче ствольного и сбеспечит более низкие избыточные давления на местах орудийного расчета. В тех случаях, когда от дульного тормоза требуется небольшая эффективность, его можно выполнить в виде ствольного, если нет особых технологических трудностей.
В целях обеспечения устойчивости работы компрессора, турбореактивного двигателя (ТРД) в процессе стрельбы пушек, расположенных поблизости к воздухозаборникам двигателя, на дульную часть ствола ставят специальное устройство, напоминающее по своей форме дульный тормоз. Это надульное устрой^ ство предназначается для симметричного отвода порохового газа, вытекающего из канала ствола в направлении выстрела, в сторону безопасной зоны для работы компрессора. Без такого надульного устройства струя порохового газа, вытекающего из канала ствола и имеющая расход, соизмеримый с расходом воздуха (а иногда существенно его превышает) через компрессор, порождает периодический отсос воздуха от воздухозаборника. Поэтому во время стрельбы на входе в компрессор образуется пульсация воздушного потока, приводящая к помпажу ТРД^ и как следствие этого •— к полному прекращению его функционирования как на земле, так и в воздухе. Иногда такое надульное устройство называют глушителем или локализатором.
Локализаторы авиационных пушек, в отличие от дульных тормозов, обеспечивают отвод порохового газа в стороны до 98% при наименьшем эффекте торможения или при заданной его величине. Поэтому обычно локализаторы имеют угол отвода газов в стороны значительно меньше 90°.
Большие скорости самолетов требуют, чтобы локализатор имел аэродинамическую форму с малым коэффициентом лобового сопротивления. Вследствие этого локализаторы имеют вытянутую форму при минимальном поперечном сечении и большое количество боковых щелей.
Для авиационной пушки среднего калибра (d>23 мм), имеющей избыточную энергию отдачи, функции дульного тормоза и -локализатора совмещают. В тех случаях, когда энергия отдачи
незначительна, воздействие локализатора на подвижной ствол не допускается, его крепят не на дульной части ствола, а непосредственно к кожуху автомата или станку (установке).
В целях стабилизации устойчивости оружия во время выстрела очень часто на надульную часть ствола ставят специальные газовые устройства — компенсаторы. При прохождении порохового газа через такое надульное устройство возникает усилие, компенсирующее динамический мо-мент выстрела.
Динамический момент, нарушающий во время выстрела положение оси канала ствола в пространстве» возникает по причине несовпадения центра массы оружия с линией действия силы отдачи выстрела.
Если оружие имеет дульный тормоз, то для стабилизации его устойчивости при выстреле делают комбинированное надульное устройство, в котором функции компенсатора и тормоза совмещены.
Компенсатор целесообразно выполнить в виде дульного тормоза с явно несимметричным или односторонним отводом пороховых газов по отношению к оси канала ствола.
Эжекционное устройство в некотором смысле можно отнести ко второй группе газовых устройств, если его рассматривать как механический ускоритель процесса очистки канала ствола от пороховых газов за время между очередными выстрелами. В действительности эжекционное устройство является струйным насосом, недопускающим после открывания затвора истечения порохового газа из канала ствола через его казенный срез и удаляющим их через дульный срез.
Принцип действия та кого насоса заключается в создании вакуума в дульной части канала ствола при помощи высокона- порной с низким статическим давлением газовой струи, обеспечивающей интенсивный подсос воздуха атмосферы через казенный срез.
Эжекционные устройства бывают надульные (см. рис. 2.4) и ствольные (см. рис 2.6).
Ствольное эжекционное устройство размещается на стволе на расстоянии 8—10 калибров от дульного среза. Такие эжекционные устройства обычно применяются для неавтоматических танковых и казематных орудий среднего и крупного калибров. В автоматических пушках малого калибра используют эжекционные устройства надульной конструкции, заметным образом снижающие задымленность на местах боевого расчета.
9.1. РАСЧЕТ ДУЛЬНЫХ ТОРМОЗОВ
И ЛОКАЛИЗАТОРОВ
Проектирование и проверочный расчет надульного устройства основаны на использовании закона изменения полного импульса порохового газа, вытекающего из канала ствола через
эти устройства. Известно, что полные импульсы порохового газа орудия с надульным устройством /н.у и без него /в связаны зависимостью
/щу=а/в=ар —
Под термином полный импульс порохового газа понимают ту часть полного импульса силы отдачи Р, которая является следствием инерционных свойств порохового газа.
Величина этого импульса численно равна количеству движения порохового газа, вытекающего из канала ствола без надульного устройства в направлении движения снаряда.
Расчет эффективного дульного тормоза
В -общем случае конструктивно-импульсная характеристика дульного тормоза выражается формулой
_ т _
。=长0户 + £ Кб 后卢 1% • • • %—1 (1 — °Z)COS 屮внх，(9・ 1)
гдеaz =?-=доля газов, оставшаяся в полости
+ в；'6f дульного тормоза после гряда боковых каналов;
Sgt=^- — отношение суммарной площади наи- 尸。 меныпих сечений баковых каналов
力 ряда к площади снарядного окна;
F0=(l, 2 ... 1,25)5 — площадь снарядного окна надульного устройства;
S ——площадь поперечного сечения канала ствола;
g)
—отношение удельных расходов газов через боковые каналы i ряда и снарядное окно при
屮w90。；(9.2)
АГ К」^闻(J署砌『-т。Же咿屮＞90。；(9.3)
^i = \i cos 屮j BX ——-коэффициент скорости газов на входе в баковой канал;
入a i — коэффициент скорости газов в центральной полости тормоза в области ，ряда баковых каналов;
屮у 一 угол захода газового потока в баковые каналы;
^= 1,25— показатель адиабаты Пуассона;
*i = 0,8 ... 0,85— коэффициент согласования для диапазона углов 70ypBxW135°；
Кб 尸手2—относительный” коэффициент реак- К° тивности боковых каналов;
屮вых—угол выхода газового потока из бокового канала по месту основания косого среза (рис. 9.1).
Для,дульных тормозов и локализаторов а<1. Высокоэффективные тормоза имеют а<0 (до 0,6). При а<= 1 значение а= L Зто означает, что ствол не имеет надульного устройства.
Рис. 9. 1. Схема щелевого дульного тормоза большой 1 мощности с криволинейными осями боковых каналов:
^вх<00°； 4>вых>90°
Для расчета коэффициента реактивности Кб бокового канала, выполненно г о в форме сопла (см. рис. 9.1), следует пользоваться формулой
«6 = Xi [1~кХ2Хз(Кв.н — 1)],где Xi = °，98 ——коэффициент, ，учитывающий диссипативныесилы;
Iri sec26'„
%2=—коэф|фициент, учитывающим двухмерность тече-
tglНИЯ；
8 — угол раструба бокового канала (см. рис. 9. 1);
Хз— °,50— коэффициент, учитывающий нестационар- 士 ность истечения газов из канала ствола;
д11
«н 产一^^ —коэффициентреактивности идеального
'2 сопла.
Его величина находится с помощью газодинамических таблиц из уравнения неразрывности течения
где ^б.вых—площадь поперечного сечения бокового канала по месту основания косого среза;
尸б.вх — площадь наименьшего' поперечного сечения бокового канала;
Хв.и—коэффициент скорости потока газов по месту основания косого среза.
Рис. 9.2. Схема дульного тормоза с прямолинейными осями боковых каналов
Коэффициент & учитывающий эффект расширения газов в области косого *среза> определяется по формуле
E=l-tg%.ctgAW，（9・4）
где Ар ——дополнительный угол отклонения бокового газового потока на выходе из зоны косого среза;
2k c = 2bi>ix—■ угол косого среза （см. рис. 9.1）;
'Значения А屮（Кб；屮）и Е（«б；屮；厶屮）представлены в табл. 9.1.
Если ось бокового канала прямолинейна, а внешняя форма корпуса тормоза представляет собой поверхность кругового цилиндра （рис. 9.2）, будем иметь:
屮вх = %нх =屮；屮KC = W・
Для коэффициента реактивности газового потока по месту дульного среза в момент вылета снаряда t справедлива формула
J寸 9 寸 9 9 超运％逅星 о о о о ©罡мSgg NоOl CO ^寸口CN9co8超运逸熒逐落 ооОоо o'о c?J? J0со§ Й g 2 ^ g g oo 00 00 СТ) СЪ О О 0 0 0 0 0 0 s承。审君冷顫®W 患^ 9 I 0CNS^sg<§s§ OOOOOOOO令廟 К 名 EE 9aoI2£2*史8 6 6 К ооооооооо令fes § §§ 5 g g gО^ooooooocTo令8V ^S^ 器^ 二 8CNOJ寸 9 寸 9 9 超运％逅星 о о о о ©罡мSgg NоOl CO ^寸口CN9co8超运逸熒逐落 ооОоо o'о c?J? J0со§ Й g 2 ^ g g oo 00 00 СТ) СЪ О О 0 0 0 0 0 0 s承。审君冷顫®W 患^ 9 I 0CNS^sg<§s§ OOOOOOOO令廟 К 名 EE 9aoI2£2*史8 6 6 К ооооооооо令fes § §§ 5 g g gО^ooooooocTo令8V ^S^ 器^ 二 8CNOРис. 9.3. Двухкамерный дульный тормоз с отбойными тарелямиРис. 9.3. Двухкамерный дульный тормоз с отбойными тарелями
J
寸 9 寸 9 9 超运％逅星 о о о о ©
罡
мS
gg N
оOl CO ^
寸
口CN9co8
超运逸熒逐落 ооОоо o'
о c?J? J0
со
§ Й g 2 ^ g g oo 00 00 СТ) СЪ О О 0 0 0 0 0 0 s
承。审君冷顫®
W 患^ 9 I 0
CN
S^sg<§s§ OOOOOOOO
令
廟 К 名 EE 9ao
I
2£2*史8 6 6 К ооооооооо
令
fes § §§ 5 g g g
О
^ooooooocTo
令
8V ^S^ 器^ 二 8CNO
J
寸 9 寸 9 9 超运％逅星 о о о о ©
罡
мS
gg N
оOl CO ^
寸
口CN9co8
超运逸熒逐落 ооОоо o'
о c?J? J0
со
§ Й g 2 ^ g g oo 00 00 СТ) СЪ О О 0 0 0 0 0 0 s
承。审君冷顫®
W 患^ 9 I 0
CN
S^sg<§s§ OOOOOOOO
令
廟 К 名 EE 9ao
I
2£2*史8 6 6 К ооооооооо
令
fes § §§ 5 g g g
О
^ooooooocTo
令
8V ^S^ 器^ 二 8CNO
Рис. 9.3. Двухкамерный дульный тормоз с отбойными тарелями
Рис. 9.3. Двухкамерный дульный тормоз с отбойными тарелями
Коэффициент скорости %д вычисляется по формулам
左+ 1\ 1/2
a“=/W；； R瘍=(力-1)槃，
где 屮=1,05-|——коэффициент фиктивности массы 3 q
снаряда.
Обычно камеры дульного- тормоза имеют одинаковую форму и размеры. При расчете и проектировании их следует пользоваться формулой
а=3+К 鳥(1-/)«М.
Дульные тормоза с неравновеликими камерами не представляют практического интереса, так как они при одинаковой эффективности с тормозом подобной геометрии, имеющим равновеликие камеры, имеют большую массу.
На рис. 2.7, б и 9.3 показаны схемы двухкамерною дульного тормоза. Схемы многорядных дульных тормозов показаны на рис. 9.1, 2.7, а и 9.4. На рис. 9.5 приведена схема многорядного дульного тормоза с окнами в виде отверстий круглой формы.
Иногда тормоз по типу, показанному на рис 2.7, а и 9.4, называют цилиндрическим щелевым, а дульный тормоз по типу, показанному на ряс. 9.5 ——цилиндрическим дырчатым.
Для тормозов камерного типа число камер обычно не превышает двух (п=2), а для цилиндрических тормозов число рядов окон не превышает восьми (/п=8).
Вследствие этого дульные тормоза полевых орудий в большинстве случаев имеют 仃扌修吃 и ip^ 120°. В танковых и авиационных пушках могут применяться дульные тормоза с вп^0Д
Рис. 9. 4. Многорядный щелевой дульный тормоз с ipBx = 90°; 2в Н х〉90°
и i|)^ 150°, т. е. с а= (0,5.. ..0,4). Дульные тормоза с боковыми окнами сопловой формы применяются очень редко. Поэтому, как правило 凡=1. Величину Кв также мсжно принимать равной единице.
Рис. 9.5. Многорядный дульный тормоз с боковыми каналами круглой формы
Таким образом, расчетная формула конструктивной характеристики может быть записана в виде
a =户 + & (1，-户)cos 少.
Заметим，что величины 6 и 5t весьма чувствительны к значению коэффициентов скоростей Хц на входе в полость камеры тормоза, т. е. к углу 9 раструба диф'фузора (рис. 9.6).
Величины Хц и 9 связаны соотношен и я м и' в ид а
%=Кв+Мк"1；
Кв=0,95 Г1 + 0,9 (Кв.н— 1)
где /(^=^: коэффициент реактивности одномерного по-
2 тока идеального газа.
Если поток при выходе из канала ствола не претерпевает внезапного расширения, а двигается по плавному коническому переходу от дульного среза ствола до полости камеры тормоза, его параметр 九 ц определяетсяЕсли поток при выходе из канала ствола не претерпевает внезапного расширения, а двигается по плавному коническому переходу от дульного среза ствола до полости камеры тормоза, его параметр 九 ц определяется尸Рис. 9. 6. Однокамерный дульный「" — 4，тормоз尸Рис. 9. 6. Однокамерный дульный「" — 4，тормоз
Если поток при выходе из канала ствола не претерпевает внезапного расширения, а двигается по плавному коническому переходу от дульного среза ствола до полости камеры тормоза, его параметр 九 ц определяется
Если поток при выходе из канала ствола не претерпевает внезапного расширения, а двигается по плавному коническому переходу от дульного среза ствола до полости камеры тормоза, его параметр 九 ц определяется
尸Рис. 9. 6. Однокамерный дульный
「" — 4，тормоз
尸Рис. 9. 6. Однокамерный дульный
「" — 4，тормоз
где Fq——площадь поперечного сечения полости камеры по месту начала боковых окон (каналов).
Величину Хц можно найти также с помощью табл. 9.2.
Таблица 9.2
1,00
1,25
1,50
1,75
2,00
2,25
2,50
3,0
1,00
1,07
1,32
1,89
3,30
7,80
28,2
8
Если параметр 九口 необходимо определить с учетом внезапного уширения сечения входного канала, образованного перепадом площадей от S до-尸& то следует использовать формулу [2]:
гдегде
где
где
На практике этой формулой пользуются при 8》60°.
Коэффициент реактивности диффузора бокового канала (Кб) находится таким же образом，как и величина Кв (см. выше).
При входе в боковой канал газовый поток центральной полости испытывает механическое воздействие, под влиянием которого его сверхзвуковая скорость 入口>1 скачкообразно уменьшается почти в соответствии с кинематическим соотношением Прандтля ХцХц1= 1. Поэтому при определении параметра 6 следует вместо Хц подставлять ее обратное значение^ •
Рассмотрим другой способ определения параметров а и 6- Их величины мюжно найти непосредственно из уравнения равновесия газового потока на входе его в боковой канал надульного устройства:
左一1 了
й + 1 °б«б °б^б«б с—云
=cos 屮eT j 6,
左 g g %丁 2左g хц
где
尸ц — площадь поперечного сечения центральной полости надульного устройства по месту бокового канала.
Полагая
/=啞@/4=与^ >
получимполучим0 =0 =k"К …ВХk"К …ВХ11Й ,, 戸6 / 左一1 +"61 -入u COS 屮Bx+ Z一 I 1 -入:IA + 1 Y 2ХЦ \ 左+ 1 11 丿Й ,, 戸6 / 左一1 +"61 -入u COS 屮Bx+ Z一 I 1 -入:IA + 1 Y 2ХЦ \ 左+ 1 11 丿
получим
получим
0 =
0 =
k
"К …ВХ
k
"К …ВХ
1
1
Й ,, 戸6 / 左一1 +"6
1 -入u COS 屮Bx+ Z一 I 1 -入:I
A + 1 Y 2ХЦ \ 左+ 1 11 丿
Й ,, 戸6 / 左一1 +"6
1 -入u COS 屮Bx+ Z一 I 1 -入:I
A + 1 Y 2ХЦ \ 左+ 1 11 丿
ОткудаОткуда
Откуда
Откуда
k — 1 2
1 —X：
k
1 — 2;入н cos 屮вх
Здесь значение Хц^1. В том случае, когда Хц>1, в уравнение для 6 следует подставлять 入］'• Так как переходной конус между каналом ствола и полостью надульного устройства обычно имеет угол раствора более 6(У\ то в этом случае, как показывают теоретические исследования, величину Хц можно считать равной единице.
Поэтому очень часто в практических расчетах принимают Хц=1. Так как площадь снарядного окна 户°VF4, то при расчете величин а и 6 необходимо положить 尸口=7%.
Особое внимание следует обратить на определение коэфЛи- инента 士 (см. формулу 9.4), учитывающего эффект расширения газа в косом срезе 上
Е=1 土 tg%./gA屮，
rne 屮к.с ——угол наклона косого среза выходного сечения бокового канала к его оси.rne 屮к.с ——угол наклона косого среза выходного сечения бокового канала к его оси.Рис. 9. 7. Зависимость угла отклонения потока 厶屮 и функции Е на выходе из каналов с косым срезом от угла наклона косого среза 屮 н коэффициента реактивности ЛоРис. 9. 7. Зависимость угла отклонения потока 厶屮 и функции Е на выходе из каналов с косым срезом от угла наклона косого среза 屮 н коэффициента реактивности Ло
rne 屮к.с ——угол наклона косого среза выходного сечения бокового канала к его оси.
rne 屮к.с ——угол наклона косого среза выходного сечения бокового канала к его оси.
Рис. 9. 7. Зависимость угла отклонения потока 厶屮 и функции Е на выходе из каналов с косым срезом от угла наклона косого среза 屮 н коэффициента реактивности Ло
Рис. 9. 7. Зависимость угла отклонения потока 厶屮 и функции Е на выходе из каналов с косым срезом от угла наклона косого среза 屮 н коэффициента реактивности Ло
мума е (少=勺=注^0,385.мума е (少=勺=注^0,385.Знак этого параметра всегЗнак этого параметра всегда положительный, а величина параметра ограничена предела- мн rh《g・да положительный, а величина параметра ограничена предела- мн rh《g・Для дульных тормозов (локализаторов) при 2K.e=屮(рис. 9.7) график кривой параметра 自(Ар,屮^储)в диапазоне углов наклона -бокового канала OWWWx изменяется симметрично от- носительно значенияф=—, при котором она достигает мини-
мума е (少=勺=注^0,385.
мума е (少=勺=注^0,385.
Знак этого параметра всег
Знак этого параметра всег
да положительный, а величина параметра ограничена предела- мн rh《g・
да положительный, а величина параметра ограничена предела- мн rh《g・
Отсюда следует, что наличие косого среза на выходе боковых каналов приводит к изменению эффективности дульного тормо- за: при ?< — она возрастает, а приФ> —— уменьшается.
У тормозов (рис 9.8) наблюдается обратная，картина: при1 Ф< -у косой срез на выходе бокового канала снижает эффек-
тивность (величина ативность (величина аувеличиваетувеличиваетвозрастает) и при 屮〉—возрастает) и при 屮〉—Рис. 9.8. К определению влияния косого среза на эффективность дульного тормоза в зависимости от угла 屮Рис. 9.8. К определению влияния косого среза на эффективность дульного тормоза в зависимости от угла 屮
тивность (величина а
тивность (величина а
увеличивает
увеличивает
возрастает) и при 屮〉—
возрастает) и при 屮〉—
Рис. 9.8. К определению влияния косого среза на эффективность дульного тормоза в зависимости от угла 屮
Рис. 9.8. К определению влияния косого среза на эффективность дульного тормоза в зависимости от угла 屮
(величина а уменьшается), так как для дульных тормозовтакой конструкции величина g во всем диапазоне углов от 0 до ф больше нуля.
Частный случай
Расчет дульного тормоза, построенного по схеме, показанной на рис. 9.9, при
屮=90。，屮к《<°°・
Длядакого тормозаДлядакого тормозаЕ= 1 —tg Ntg%=Е= 1 —tg Ntg%=cos (屮 + A屮) cos A屮 cos 屮cos (屮 + A屮) cos A屮 cos 屮
Длядакого тормоза
Длядакого тормоза
Е= 1 —tg Ntg%=
Е= 1 —tg Ntg%=
cos (屮 + A屮) cos A屮 cos 屮
cos (屮 + A屮) cos A屮 cos 屮
.Ecos】 = c°s« + ^=_tgA屮;.
cos A屮
Ct]^= a 一(1 — o)tg 厶屮•
При изменении направления косого среза •—屮к.с>° (рис~ 9.10) формула конструктивной характеристики для дульных тормозов этого класса принимает вид
% = 0 + (1 -o)tg N.
При ЭТОМ电〉0r
Такие дульные тормоза могут быть с успехом применены. Их изготовление не вызывает особых затруднений, наоборот* при их производстве могут применяться такие высокопроизводительные технологические процессы как штамповка, сварка и прочие-
Можно применять также литье (из стали 4ОХЛ) с внутренней обработкой только пескоструйным аппаратом.
С эксплуатационной точки зрения эти дульные тормоза являются наиболее выгодными, так как обеспечивают наименьшее
избыточное давление на местах расположения орудийного расчета. Наиболее целесообразно иметь диаметр боковых каналов равным диаметру центрального канала. Угол косого среза ^к.с в зависимости от мощности орудия можно выбирать в пределах
屮=90° н *фк.с<90°2 = 90° н 2к.с〉90°
При косом срезе, обращенном назад, имеют место большая эффективность и большие избыточные давления. При косом срезе, обращенном вперед, эффективность дульного тормоза и избыточные давления понижены.
Для орудий с начальной скоростью снаряда и。V1000 м/с плоскость косого среза направляется назад; при у0>11|000 м/с, чтобы сохранить избыточные давления в пределах допустимого, плоскость косого среза -следует направлять вперед.
Дульные тормоза можно создать самой разнообразной геометрии, так как в соответствии с выражением для а многие размеры полости камер тормоза и его боковых каналов остались между собой совершенно не связанными. К таким размерам в первую очередь следует отнести диаметры полостей камер тормоза £>ц и снарядного окна Ро, длину / и ширину боковых каналов Ь, углы их наклона на входе《вх и выходе *фвых газового потока. Длину боковых каналов и отбойных тарелей с также нельзя назначить произвольно.
Все перечисленные размеры тормоза должны быть выбраны и увязаны между собой так, чтобы они обеспечили отвод потребного количества порохового газа в стороны под заданным углом рвых при минимальных габарите и массе тормоза.
Всякое отклонение размеров, вызывающее увеличение габарита и массы тормоза, нельзя считать полезным. По этой причине не допустимо «проскальзывание» газового потока через боковые окна большой длины, при которой их пропускная способность заметно превышает отражательную. Пропускная способность бокового канала определяется площадью его поперечного сечения, а отражательная —размером поверхности, воспринимающей удар отводимого в стороны газового потока.
Рис. 9. .11. К определению зависимости толщины стенок дульного тормоза от размеров боковых каналовРис. 9. .11. К определению зависимости толщины стенок дульного тормоза от размеров боковых каналовРис. 9. 12. К определению зависимости ширины отбойной турели от ширины бокового каналаРис. 9. 12. К определению зависимости ширины отбойной турели от ширины бокового канала'Условие равенства пропускной способности боковых каналов -и отражательной (для камеры тормоза) приводит к следующим дополнительным соотношениям:
Рис. 9. .11. К определению зависимости толщины стенок дульного тормоза от размеров боковых каналов
Рис. 9. .11. К определению зависимости толщины стенок дульного тормоза от размеров боковых каналов
Рис. 9. 12. К определению зависимости ширины отбойной турели от ширины бокового канала
Рис. 9. 12. К определению зависимости ширины отбойной турели от ширины бокового канала
—для тормозов, изображенных на рис. 9.6.
尸з > 8F6 или А= |/ Т”б+М)；(9.5)
f》“cos(ji 一屮)+ з sin 屮］;
(9.6)
^cos(n —^3 sin 屮］;
(9.7)
—для тормозов, изображенных на рис 9.12,
c>Zcos (л —ф)；
(9.8)
с >8/.
(9.9)
—для тормозов, изображенных на рис. 9. И
В указанных формулах значении 6 определяются по форму- -лам (9.2), (9.3).
书90
Уравнение (9.6) справедливо для тормозов с боковыми каналами прямоугольной формы, а уравнение (9.7)——круговой формы.
Для тормоза (схемы, показанной на рис. 9.12) формула (9.8) выражает условие отвода потока с помощью отбойной та- рели под углом 取 равным углу наклона тарели, а соотношение (9.9)——достаточность отражающей поверхности этой тарели. Диаметр полости камеры такого тормоза должен быть рассчитан по формуле (9.5).
Расчет дульного тормоза на прочность
Основными силами, нагружающими корпус тормоза по месту опасного сечения первой камеры, являются тянущее усилие
ar=(1-q)Q
и статическое давление в полости камеры
S
изгибающие боковые перемычки между ее окнами.
На величину тянущего усилия должно рассчитываться крепление тормоза к стволу.
Во второй камере величины ARt и рц уменьшаются в соответствии с зависимостями:
△ Rt2=& —Q)Кд,
где а^/С^-]- (1 — о1) cos ^ — коэффициент импульсной эффективности первой камеры;
% =1 —доля газа, поступающего из первой.
+камеры во вторую.
尸о
В тормозах щелевых многорядных (-см. рис. 2.7, а и 9.4) параметры АКд и рц вдоль тормоза изменяются примерно так:
A凡,・=(叫一a) ад；
，u尸 пT，Д P- •
Здесь
а,・т=KbJt — Е (1 — ®z-i) cos 屮，
где z — номер камеры, отсчитываемый от дульного среза* ствола.
В расчетах полную реакцию газового потока в момент вылета допустимо принять равной:
где /кн—— длкна канала ствола;
Рп ——дульное давление.
Допустимое напряжение растяжения по месту опасного сечения соединения дульного тормоза со стволом с учетом динамического нагружения может быть выражено формулой
тде /— площадь опасного сечения;
▽ =1, 2,... 1,6 — коэффициент динамического нагружения.
Приближенно величину V можно вычислить по формуле
v= 1Тv= 1Т
v= 1Т
v= 1Т
являющейся результатом решения волнового уравнения 02y9 /у
—~- для упругого стержня，с заделанным концом, к сво- T0人*
б одном у концу которого приложена сила, меняющаяся по закону 凡=(1 — a) S/\ (t~bt + ае-2 扰)•
Здесь
.flCT = 5000 м/с — -скорость звука в стали.
Изложенная методика расчета дульного тормоза справедлива и для локализатора. При этом для заданного значения параметра а стремятся обеспечить минимальную величину о7n за счет числа рядов т и угла р. Сила отдачи ствола с любым на
дульным устройством ^н.у =+ (« — 1)———е-2&/,
*g/кн
где
匕—gS尸ану & .
(0 — 0,5)Zk.h
2. РАСЧЕТ ГАЗОВЫХ УСИЛИТЕЛЕЙ ОТДАЧИ
Обычно различают два типа усилителей отдачи: реактивный (рис. 9.13) и активный (рис. 9.14). Инюгда усилители отдачи, применяемые в автоматических пушках, называют газовыми ускорителями.
Реактивный усилитель отдачи имеет форму конического соплового насадка. Часто такой насадок называют пламегасителем.
Активный усилитель отдачи п(редставляет сабой конструкцию, состоящую из полузамкнутого цилиндра 3 и размещенного в нем поршня 2. Цилиндр закреплен на неподвижных частях пушки, а поршень укреплен на конце ствола Л В цилиндре для прохода снаряда (или пули) имеется круглое отверстие (окно)» называемое центральным или снарядным.
Рис. 9. 13. Схема реактивного усилителя отдачиРис. 9. 13. Схема реактивного усилителя отдачиРис. 9. 14. Схема активного усилителя отдачиРис. 9. 14. Схема активного усилителя отдачи
Рис. 9. 13. Схема реактивного усилителя отдачи
Рис. 9. 13. Схема реактивного усилителя отдачи
Рис. 9. 14. Схема активного усилителя отдачи
Рис. 9. 14. Схема активного усилителя отдачи
При проектировании орудия на основании его кинетического анализа выясняется требуемая величина энергетической эффективности усилителя' отдачи АЕ. Конструктивная характеристика а усилителя отдачи и его импульсная эффективность Д/у, а также баллистические параметры орудия Э связаны зависимостью
а=1 + 0у(1+^)〉1,
где д7у= V04y ~ 1 — приращение импульса отдачи;
уО4у=-2^ — относительное увеличение скорости свободно 匕4го отката,
с q з 1 ЗООсо一.
При а>;1,35 следует выбирать усилитель отдачи активного типа. Реактивный усилитель отдачи не может обеспечить получение конструктивной характеристики а>1,35, так как в этом случае его размеры будут практически неприемлемыми.
Конструктивная характеристика усилителей отдачи рассчи- тывается по формулам вида:
——для усилителей реактивного типа
ар=Кв・
——для усилителей активного типа.
a人=1 + R2-1), где 2K2=%+寸1；
^- + 1/4—L~； e=l+—
Для реактивного усилителя отдачи методика расчета велн- рннн ар изложена в разд. 9.1.
Величина Ор не может быть больше 1,3 в то время как значение qa иногда превышает 2,5. Откуда следует, что активный усилитель отдачи, выполненный в приемлемых габаритах, приблизительно в два-три раза эффективмее реактивного газового ускорителя (пламегасителя).
Зависимость конструктивно-импульсной характеристики ад активного усилителя отдачи от его размеров при Ад=1 показана в табл. 9.3 и на ри-с. 9.15.
Таблица 9.3
s/尸。
尸u/尸。
S/&
尸u/尸。
1
2
3
4
5
1
2
3
4
5
1
1
1,445
1,89
2,335
2,775
0,4
1,127
1,34
1,552
1,765
1,975
0,9
1,032
1,338
1,665
1,982
2,3
0,3
1,141
1,343
1,545
1,746
1,95
0,8
1,056
1,337
1,618
1,9
2,18
0,2
1,154
1,348
1,541
1,735
1,927
0,7
1,077
1,334
1,59
1,845
2,105
0,1
1,166
1,351
1,536
1,722
1,907
0,6
0,5
1,095
1,112
1,334
1,336
1,572
1,56
1,812
1,772
2,08
2
0
1,178
1,356
1,534
1,71
1,89
Наибольшая реакция усилителя отдачи активного типа, пе-редаваемая непосредственно на лафет, выражается формулой^а.л=(«а.л— 1)凡，
гдеаА.л — 1 = (АГ0 — 1) ^~~- •
尸о—S
Сила Ка.л направлена вперед и стремится сдвинуть лафет в сторону движения снаряда.
Наибольшее давление в цилиндре усилителя отдачи равно
k — 1 2
S Хд
尸0入0I 左一1
Принимая"
入=1; ^= 1,25; —=~ f尸04
пОлучим 凡е0,6/\.
Наружный диаметр цилиндра можно определить по формуле п =П I / 3% + 2w
ц・н ц У 3%_4p*v，
где 'И= 1,25 — запас прочности;
▽ =i,2—1,6 ——-коэффициент динамического нагружения.
Рис. 9. 15. Зависимость конструктивно-импульсной характеристики сса от размеров, активного усилителя отдачи
Толщина диафрагмы цилиндра принимается ранггойс
…2,
Напряжение растяжения по месту крепления корпуса1 цилиндра усилителя отдачи к лафету подсчитывается по формуле
% = п 争Lr.
Для снижения усилия рывка вперед, т. е. для компенсации силы Ка.л, сразу же за снарядным окном размещают пламегаситель, жестко закрепленный на корпусе цилиндра усилителя отдачи. В этом случае результирующая сила
Д^?2—&л—KbQ・
Величины Кв рассчитывают по той же методике, что и коэф* фициент ар реактивного усилителя отдачи. При этом в расчетные формулы вместо S подставляют F&
При наличии табл. 9.3 или кривых конструктивных характеристик (см. рис 9.15) расчет и прсектирование активного усилителя отдачи заметно упрощается. По значениям S/Fo и ад не- лосредственно определяют величину F^Fq.
С помощью таблицы и кривых(ia(S/F^ F^F仆 также просто решается и обратная задача, т. е. нахождение значения конструктивной характеристики по заданным значениям S/Fo и 尸口/尸о.
9.3. РАСЧЕТ ГАЗОВЫХ КОМПЕНСАТОРОВ
Надульное устройство, предназначенное для несимметричного отвода порохового газа в стороны от оси канала ствола с целью стабилизации положения оружия при стрельбе, называют газовым компенсато|ром или стабилизатором.
При несимметричном отводе газа возникает наряду с продольной поперечная составляющая реакции надульного устройства на ствол или на тело, к которому крепится это устройство. На рис. 2.8 представлены схемы возможных конструкций газового компенсатора устойчивости оружия или его носителя.
Согласно этим схемам Несимметричный отвод газа достига- •ется с помощью несимметрично расположенных боковых окон или косого среза на выходе пульного (снарядного) окна. В отдельных случаях, когда требуется значительная поперечная составляющая реакции на ствол (или носитель), одновременно используют и то и другое.
Особенности расчета компенсатора типа «лоток»
(см. рис. 2.8, г)
Такой компенсатор можно рассчитывать по формулам для косо срезанной цилиндрической насадки. При этом угол 巾 находят из условия равенства боковых площадей косого среза, подверженных одностороннему воздействию газового потока:
:%=4dotg 中.
Отсюда эквивалентный угол косого среза цилиндрической насадки
где Z —длина ялоткаа; 、
% = 1/ —尸。—диаметр канала компенсатора;
Для дульных тормозов-компенсаторов наиболее целесообразная их конструктивная схема приведена на рис. 2.8, в. Вертикальная составляющая, действующая на ствол и прижимающая «го к аемле, подсчитывается по. формуле
гдегдеРу = Кб tg(A 屮+ *),
где
где
屮 у = 90° — угол разворота боковых полок в вертикальной плоскости；
克6=(l——<jm)Rjd ——текущая реакция бокового потока;
%%J gSp&H (В — 0,5) 3%J gSp&H (В — 0,5) 3%@=5@=5—текущая реакция потока в дульном срезе;
%
%
J gSp&H (В — 0,5) 3%
J gSp&H (В — 0,5) 3%
@=5
@=5
—'давление газов на дно канала в момент вылета снаряда;
баллистическое (среднее) давление в «канале ствола;
коэффициент интенсивности падения давления в канале ствола;
расход газов через дульный срез ствола в момент вылета снаряда.
Эта конструкция дульного тормоза хороша еще и тем, что вследствие взаимодействия бокового газового потока с лотком- экраном направление движения газов отклоняется в сторону от земли и тем самым снижается уровень запыленности после выстрела орудия.
Суммарная боковая (Ру) и Ьсевая (Рх) составляющие воздействия на оружие комбинированного надульного устройства -«компенсатор-тормоз» при его закреплении на стволе для случая одинаковой геометрии боковых каналов (рис. 9.16) описываются «ютвегственно формулами
尸У=鼻纟+夕^=(%纟+a加凡厶尸У=鼻纟+夕^=(%纟+a加凡厶叱宀叱宀(9. 10)(9.11)(9. 10)(9.11)
尸У=鼻纟+夕^=(%纟+a加凡厶
尸У=鼻纟+夕^=(%纟+a加凡厶
叱宀
叱宀
(9. 10)
(9.11)
(9. 10)
(9.11)
гдеPy尸 “Ra— боковая составляющая реак
ции тормоза;
qy^KsEg (1 —") sin 屮6 — коэффициент эффективности боковых каналов /п-рядного тормоза, создающего поперечную составляющую реакции воздействия газового потока на оружие;、
Ркд = а®Кд£ —боковая составляющая реакции на ствол по месту косого среза снарядного окна；
% 产 Ko"1 tg A 屮 —коэффициентэффективности
косого среза снарядного окна;
Коу1,ОЗ — коэффициент реактивности потока на входе в канал снарядного окна;
0= 1+tg дфб ctg Фб-т- коэффициент, учитывающий влияние косого среза боковых каналов на боковую реаюцию; Qt#=Kojm + (1 —— 皿)&Кб cos 屮6 ——конструктивнаяхарактери
стика компенсатора как дульного тормоза [см. формулу (9.1)];
о=— доля газа, остающаяся в ка- 1 + &尸внале «компенсатора-тормоза»
после каждого ряда (бокового окна);
6 ~ .左 —7"：— относительная плотность по-
+( —cos屮&тока газа в боковых каналах
一尸 伊= 1,25);
/^б—^_—отношение площади бокового 0 канала каждого ряда к пло
щади снарядного окна;
&= 1 ——tg A% tg 屮6 ——/коэффициент,учитывающий
влияние косого среза боковых каналов на осевую реакцию; Фб — угол наклона боковых каналов относительно оси ствола;
屮一угол косого среза канала снарядного окна.
Величины углов Д-ф и А-фб, а также коэффициентов g и ^ определяют с помощью табл. 9.1 линейной интерполяцией.
Полные импульсы отдачи «компенсатора-тормоза» соответственно будут:
в осевом направлении
в поперечном направлении
/产%羽*■%
где
%』= %{/ + %{/=Ко" tg А屮+К&(1 — °m) sin 屮6・ Обычно
Рассмотрим некоторые частные зависимости для Р» и &.
Снарядное окно не имеет косого среза (屮=90°, Лф=&). В этом случае изменится только выражение для боковой составляющей
Рис. 9. 16. Схема сил, действующих на «компенсатор-тормоз»
При отсутствии косого среза (А屮产。；Еу=1) на выходе боковых каналов цилиндрической формы (Кб— 1) реакции воздействия потока газа на ствол определяются уравнениями:
где
皿=Ко tg &2优 + (1 — / ) sin %,
Sx = K『m + (1 — ") COS 屮『
При отсутствии боковых каналов вообще (戸6=0； о=1) расчетные зависимости для параметров ау и ах совпадают с соответствующими формулами для косо срезанного цилиндрического насадка.
По величине избыточного давления на местах боевого расчета компенсатор, выполненный в виде дульного^ тормоза -с односторонним расположением боковых каналов, имеет явное преимущество перед кососрезанной цилиндрической насадкой. В сравнении с этой насадкой «компенсатор-тормоз» обеспечива- •ет большее боковое усилие Ру и уменьшает силу отдачи оружия /х в периоде последействия.
Некоторое снижение действия баллиститеской волны от боковых каналов на стреляющего достигается уменьшением их угла наклона -фб до 45°.. .30° и устранением косого среаа 0加=0), восполняя при этом неизбежное падение величины силы 户撃 соответствующим увеличением числа их рядов т.
Особенности расчета эффективности компенсатора типа дульного тормоза при наличии симметрично расположенных боковых окон
Такое надульное устройство (рис. 9.17) отличается от устройства, показанного на рис. 9.16,, наличием симметрично расположенных окон вдоль оси z Эти добавочные боковые окна увеличивают реакцию воздействия на ствол Рх и снижает Р^-
Ряс. 9. |17. Схема компенсатора с боковыми окнами
В этом случае усилия Рх и Ру выражаются прежними уравнениями (9.10) и (9.11), в которых коэффициенты, аффективностн подсчитываются пю формулам:
a/=K0o7tgA? + K6&(l — %sin：te；'
%* =к0嚟 + 厶K6(1 - 0?)e。5屮6，
где (см. рис. 9.17)
~=1；。…1 + 宣戸6；^=?Г^=
=а『*+什］】尸6=(" u冗.十戸$
尸 б% = 'бд，
〃 =3 -— общее количество боковых окон в каждом ряду.
При от<0,5 угол 屮 следует принять равным 90°, так как эф- фект от косого среза на выходе снарядного окна становится не* значительным. В этом случае tgAip = O.
4. РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ЭЖЕКЦИОННЫХ УСТРОЙСТВ
Эжекционные устройства на танковых пушках, СО и дру- гих типах орудий предназначены для уменьшения загазованно* 400
сти боевых отделений пороховыми газами. Оно состоит из ресивера (см. рис. 2.4), соединенного с каналом ствола в общем случае посредством нескольких сопловых и одного или двух клапанных отверстий, имеющих суммарные площади проходных сечений %* и /Кл соответственно. Теоретические исследования показали, что основные геометрические характеристики эжектора находятся в следующих пределах: объем ресивера Wp= (0,12ч- 0,22)%, fc*=(0Q03+0,005)S, &л=(0,01+0,015)5；肌=150 … 160°; -фкл^ЮО... 110°.
Сопловые отверстия эжекционного устройства выполняются обычно во вкладышах, закрепляемых в стенках ствола. Они имеют диаметры d*= (2+4) мм и могут иметь диффузор с уши-< рением до v= 10; каналы клапанов эжекционного устройства предназначаются для ускорения процесса заполнения ресивера. В период опорожнения ресивера они закрываются шариками.
Об эффективности работы эжекционного устройства судят по коэффициенту надежности продувания канала ствола
где /Зф — эффективное время работы эжектора, отсчитываемое от конца открывания затвора；
Gi — расход воздуха через канал ствола в период его продувания;
Yb — плотность воздуха.
Весь процесс работы эжектора разбивается на два периода: наполнение и опорожнение его ресивера. Процесс наполнения происходит при движении снаряда по каналу ствола и в периоде последействия, а опорожнение начинается с того момента времени, когда давление в ресивере станет больше давления пороховых газов в канале ствола. Продувание канала ствола происходит только после открывания затвора.
Надежность продувания канала ствола определяется действием эжекционного устройства после момента полного открывания затвора.
Период наполнения ресивер а
При расчете периода наполнения ресивера необходимо определить максимальное давление в ресивере р°2, количество газов в нем мог и их полную энтальпию /2=—^-7^2^02 (или темпе- 々2 — 1
ратурный комплекс RTQ • Указанные параметры находятся при решении уравнения сохранения энергии газов в ресивере
Qc^-aF, （^ -Лг） = -4 ^；， （仇 12）
Г—注 尸 Ркн ——приход газов из канала ствола гд— 丿 М^Т^ в ресивер;
/2 -
厶1= ]/ kg （——j*-1постоянная расхода;
/*=ВкД/кл+2с/： ——суммарная площадь проходных с сечений, через которые наполняется ресивер;•
卩9='一 — приведенные коэффициенты рас-
с，кл 14-^[14-cos（180° —фсЖЛ）] хода через сопла и клапанные отверстия;
Ркн и Гкн — статические давление и температура газов в канале ствола по ме- . сту расположения эжектора;
а—ау — коэффициент теплоотдачи от газов к стенкам ресивера;
! ккал-дм
1— постоянная коэффициента тепло-
кгсК отдачи;
Y — плотность порохового газа в ресивере;
尸р ——площадь внутренней поверхности ресивера;
尸р=М（& + “2）+ ^ 储一畸；
Т, Тст — соответственно текущие температуры порохового газа в ресивере и его внутренней стенки；
р — текущее давление порохового газа в ресивере; 々2= 1,25 …1,3 — показатель адиабаты для газов в ресивере.
Для периода движения снаряда по каналу ствола можно принять
— 師（磋一и） .
〃KH —'， E KH〃KH，
где v — скорость снаряда в месте расположения эжектора; / — расстояние от дульного среза до эжектора
/ /кл + /с
-2■
402
Тогда с учетом выражений для G, Ль а, ркн, КТкн, используй уравнение состояния, уравнение (9.12) может быть приведено к ваду
гдегдеax~kAxf^ax~kAxf^*/n (磋—V2)*/n (磋—V2)(9. 13)(9. 13)
где
где
ax~kAxf^
ax~kAxf^
*/n (磋—V2)
*/n (磋—V2)
(9. 13)
(9. 13)
&=4^伍一1)/;
7
v= 1—^0,7,
т
Интегрируя уравнение (9.13), получим давление в ресивере в момент вылета снаряда из канала ствола:
0ra—D+…,
где b=bx/Wp — показатель интенсивности наполнения ресивера;
/]=_—— __ время движения снаряда от эжектора до дульно- и + % го среза.
При наполнении ресивера в период последействия величины Ркн и RTkh определяются зависимостями
Ркн=PS^^ RTkh=RT队;，(9.14*
где 卩=了頁 丁咨^ р Д (力—1) -—- -^——коэффициент интенсиг- ности истечения газа из канала ствола через дульный срез и учетом теплоотдачи.
Интегрируя уравнение (9.13) с учетом соотношений (9.14), получим максимальное давление в ресивере, равное давлению в, канале ствола к моменту окончания периода наполнения ресивера, с учетом теплоотдачи
#02 = Р队#02 = Р队而+叫31 +门Ri丿而+叫31 +门Ri丿
#02 = Р队
#02 = Р队
而+叫3
1 +门Ri丿
而+叫3
1 +门Ri丿
глеp\== pjp热孔=附/的f；几f*[S;厶w=取p/取кн；
0 一 ьр - о
% = У应—коэффициент интенсивности истечения га-
^о (1 +入Д)
зов из канала ствола через дульный срез без учета теплоотдачи (о=0).
Максимальное давление в ресивере без учета теплоотдачи определится соотношением
Поскольку давление р°2 в ресивере устанавливается в момент достижения такого же давления в канале ствола, то время наполнения ресивера составит где，
为=丄1口 J
В Р02
Количество газов в ресивере в момент времени /н равно 「02% 而)2，
где*=叫吗
24Q(o24Q(oA乙=依一1)4Q
24Q(o
24Q(o
Период опорожнения ресивера
В период опорожнения ресивера давление в нем падает согласно уравнению
p=%卢7叱
где р2=〃ср + У%~^——коэффициент интенсивности истечения
газов из ресивера в канал ствола;
瓦р 弋(0,4 + 0,5) 1/с — теоретическое значение коэффициента, учитывающего теплообмен в ресивере；
(?о2=2/4 /о?一начальный расход газов из ресивера.
У仪02
Без учета дозвукового периода (вследствие его малости) истечения газов из ресивера время опорожнения ресивера составит
丄 1П&-財 e
где
片2
网=得（一^-）3，局=1，3・
Тогда эффективное вре血я работы эжектора определится уравнением
где ^о.з — время от начала опорожнения ресивера до момента открывания затвора.
Расход воздуха из боевого отделения через канал ствола определяется следующей системой уравнений: уравнение сохранения вещества
01 + 02=4；(9. 15)
уравнение сохранения импульса
% + %(:。5[180。一"一3)]=%；(9. 16)
уравнение сохранения энергии
Oi/i+O2/2-G3/3；(9. 17)
равенство статических давлений в дозвуковом потоке воздуха в канале ствола
〃=Рз・(9.18)
В приведенных уравнениях
G — текущий расход газов;
R ——полная реакция газового потока;
Л*ф — угол отклонения газового потока на выходе из сопла при наличии косого среза [2].
Индекс《1》относится к воздушному потоку в плоскости казенного среза,《2》—к потоку эжектирующего газа, 《3》一к смешанному потоку в'области дульного среза.
Из соотношения (9.18) с погрешностью порядка 1 % можно принять
(9.19)
где 斯，入з — безразмерные скорости соответственно воздушного и смешанного потоков;
自=1,4;危=1,35;凡= 29,27：^岑；Г01=Га=293 К; кгс-К
G = I/ 許Г g%Ta； W = у 盖 g®%
Из уравнений (9.15), (9.17) можно получить
&3 — 1 GJ1 +<?2,2
гдегде&35+<?2
где
где
(9.20}(9.20}厶=彳^飞乙；厶=£^旦Ар,
(9.20}
(9.20}
rj^=rt02—
In空
P2
Тогда критическая скорость звука в смешанном потоке запишется
Л 2 辰diR/a + &欠272cp
a^v^g——•
Безразмерная скорость смешанного потока Аз согласно уравнению (9.19)
>入 1 F丄「、GiR/a + G2R2T232D
Из уравнения (9.16) следует
虻已也(1 + 冷 ^Q^ cos [180° — (d с - 厶叫=
=电十变1( 1 +喲.(9. 22)
浓入3 、 浦
Для расхода воздуха через казенный срез справедлива формула
G = Y/1—(9.23)
Система уравнений (9.21), (9.22), (9.23) решается с помощью ЭВМ. или графическим способом. При решении ее получаются величины Gb 入i и Аз.
Для определения величины , Q^lt^ входящей в выражение оо
для коэффициента надежности продувания, необходимо найти
функцию G](f). В первом приближении вполне допустимо принять
J G^dt= О1ср^эф» о
где
q^ | 仆1 + од
G(h； GKi — расходы воздуха через канал ствола при давлениях в ресивере 加 и Р； соответственно.
В этом случае коэффициент надежности продувания канала ствола
(^01 + а】)£?ф
^Yb^kh
При проектировании эжекционных устройств как правило определяются объем ресивера 取р и площади /*； /кл, исходя из требуемой надежности продувания и соответствующей степени разрежения газов в канале ствола перед соплами Ар = ра—Рь
Указанные геометрические характеристики определяются при решении следующей системы уравнений:
< ^о.в»
@〉0, ДР>0;
1,3.。
Здесь первое уравнение определяет условие полного опорож-
второе — отсутствие время от начала оповторое — отсутствие время от начала опонения ресивера до очередного выстрела, режима запирания канала ствола; %田 一
второе — отсутствие время от начала опо
второе — отсутствие время от начала опо
рожнения ресивера до очередного выстрела.
Полученное решение не будет однозначным, и поэтому при выборе окончательного варианта W^ /*, /кл необходимо отдать предпочтение тому, где имеет место наибольшая степень разрежения Ар.
Кроме эжекционных устройств, задымление боевого отделения может быть резко уменьшено применением пневматических
Значение Gi можно также определить и по уравнению
механизмов продувания, работающих до открывания затвора или экстракции гильзы. Эти механизмы подают в канал ствола через специальные сопла в его казенной части сжатый воздух под давлением 10... 40 кгс/см2, который частично или полностью удаляет пороховые газы из канала ствола. Расход воздуха на одно продувание в зависимости от калибра орудия составляет (1,2... 0,4)取岡
5. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
Пример 9.1. Определить размеры активного усилителя отдачи, имеющего конструктивную характеристику a~J,5 при 尸o/S=l,2 и &=5/4.
Коэффициент скорости потока на выходе в атмосферу'
гдегдеk—1/ S \,6=1+ — = 1 +k—1/ S \,6=1+ — = 1 +J*)…9.J*)…9.
где
где
k—1/ S \,
6=1+ — = 1 +
k—1/ S \,
6=1+ — = 1 +
J*)…9.
J*)…9.
Коэффициент реактивности потока при Х2= 1,36
1,充 + 1,36-11,充 + 1,36-122=1,049.=1,049.
1,充 + 1,36-1
1,充 + 1,36-1
2
2
=1,049.
=1,049.
Площадь поршня определяется из уравнения
а=1+(/<2—1)а=1+(/<2—1)尸n 一 S尸о —S尸n 一 S尸о —S尸 ua — 1Откуда 万=1 十 Е尸 ua — 1Откуда 万=1 十 Е0,510,2=3,04.十 0,0490,510,2=3,04.十 0,049
а=1+(/<2—1)
а=1+(/<2—1)
尸n 一 S
尸о —S
尸n 一 S
尸о —S
尸 ua — 1
Откуда 万=1 十 Е
尸 ua — 1
Откуда 万=1 十 Е
0,5
10,2=3,04.
十 0,049
0,5
10,2=3,04.
十 0,049
Для 23-мм пушки, имеющей в момент вылета снаряда дульный расход газа /=— 15,5 кгс/с при ро = 900 кгс/см2 и v0 = 700 м/с наибольшая си
ла отдачи
сGovoс 15,5-700
戶=aS"o + (a—1)= 1,5*4,155-900+0,5 —^-^— = 6150 кгс.
Пример 9.2. Показать практическую невозможность применения реактивного (соплового) усилителя отдачи для условий примера 9.1.
В соответствии с условиями примера 9.U коэффициент реактивности соплового насадка Кв= 1,5. С учетом потерь величина коэффициента реактивности сопла составит
订】Кв— 1Х2Хз订】Кв— 1Х2Хз+ 1 — 1,565,+ 1 — 1,565,
订】Кв— 1
Х2Хз
订】Кв— 1
Х2Хз
+ 1 — 1,565,
+ 1 — 1,565,
где 心=0,96 — коэффициент, учитывающий неполную' работу диффузора сопла вследствие нестационарности истечения газа из канала орудия;
%2=0,98 — коэффициент, учитывающий потери импульса потока от радиального расширения в диффузоре при 0=!11°;
%[ = 0,98 — коэффициент диссипативных сил.
Коэффициент скорости на выходе из сопла
= Кв.н + У%.н— 1 - 2,77.
А^21.А^21.吟吟Площадь выходного сечения сопла для k —1,25:
А^21.
А^21.
吟
吟
/ = ■2tg6/ = ■2tg6d，51d*.d，51d*.Длина диффузора сопла
/ = ■
2tg6
/ = ■
2tg6
d，51d*.
d，51d*.
Сопло длиной, равной 51 калибру ствола, строить нецелесообразно, так как оно соизмеримо с длиной ствола.
Пример 9.3. Найти размеры надульного устройства," позволяющего снизить импульс отдачи орудия на 50%. Тип тормоза — щелевой пилиндриче- ский (см. рис. 2. 7, а).
Искомое снижение импульса отдачи выстрела
一Э
д/в==(1-а)—= 0,5.
Примем коэффициент 3=0,7.
Решая уравнение для Д/в относительно а, получим
-1 + Э1,7 с
а = 1 — Д/в —~— == 1 — 0,5= — 0,21.
В соответствии с уравнением (9. 1)
Кв— ЕКб cos 屮
Из конструктивных соображений примем 屮=135。； Кв = Кб = L При 屮=135° параметр g=0,59 и Aip = 25°. Для /п = 8 получим о=0,79.
Относительна^ площадь боковых щелей каждого ряда:
尸 61 — О сIс
^0,83, где 3—=0,32.
尸口6а«1 +^(1 — cos 屮)
Условие равенства производительности боковых каналов и отражательной способности экрана диафрагмы (см. рис. 9.7) дает связь между диамет* ром полости тормоза и размерами боковых каналов:
~-弋 тЪ —— = 8 • 0,32• 0,83 = 2,125; Z)口 = Рл 1 / 1 4- -— /пб — 1,92%, ГцГцуЛ Гц
где Qo — диаметр снарядного окна.
Угол отклонения бокового потока от оси канала ствола составит:
屮 с =屮一Дф^НО0.
Пример Я. 4. Оценить снижение эффективности тормоза, рассмотренного в примере 9. 3, вызываемое косым срезом боковых каналов.
Пользуясь формулой (9. 1) при Е=,1 и ог=О(79 имеем
a j= ат 4- (1 一 ат) cos 屮=—0,46;
Э一
А，в=(1—а) = 0,6 [вместо Д/в — 0,5.
13
Откуда искомое снижение эффективности надульного устройства составляет приблизительно 17%.
Пример 9.5. Определить стабилизирующее усилие компенсатора Ру (см. рис. 2. 8, е) в момент вылета снаряда нз канала ствола для следующих произвольных данных,
rf = 23 мм; S = 4,16 см2； /кн=1,6 м； ш = 0,03 кгс;
Рдн = 2500 кгс/см2； % ^ 700 м/с; m = 3; фб = 90°;
В=20 мм — длина «лотка»;
Л= 12 мм — высота бокового окна;
с=6 мм — ширина бокового окна;
do=30 мм — диаметр полости компенсатора.
Угол косого среза на выходе из боковых каналов
屮=л/2—屮кс = п/2— arctg 上=-^-— arctg -^- =31。.
Отклонение реакции потока на выходе из боковых каналов (определяется по табл. 9. 1 при Ко=1)： А” = 23°.
Дульный расход газа
с0,03-700 с
— = ——— = 13,1 кгс/с.
%кн
Реакция потока в дульном срезе в момент вылета снаряда
р е ( ^AVA 4 16 с"С а3,1.700
5рдн+= 4,Id-2500 4- ——-—= 11335 кгс.
g9,81
Относительное количество газов, оставшееся в центральном канале после боковых окон при ХЦ=Я; ip6=90° и Л== 1,25
гдегде1 a =1 +—V尸1t1 a =1 +—V尸1t=0,92191+木器=0,92191+木器传+1、。，5传+1、。，5=2=2一厂=2用一厂=2用
где
где
1 a =
1 +—
V尸1t
1 a =
1 +—
V尸1t
=0,9219
1+木器
=0,9219
1+木器
传+1、。，5
传+1、。，5
=2
=2
一厂=2用
一厂=2用
/7б = 2сА = 2-0,6-1,2= 1,44 см2;
冗必冗32
^ц = ~—= -— = 7,07 см2.44
Боковая реакция газового потока
& = (1 — am)欠入=(1 — 0,9213)11335 = 2480 кгс.
Стабилизирующее усилие компенсатора
Ру =欠6 tg 厶屮=2480 tg 23。= 1060：кгс.
Максимальное среднее значение давления на «лотки» в момент вылета «наряда
—147 кгс/см?.—147 кгс/см?.尸 у1060
—147 кгс/см?.
—147 кгс/см?.
Ртахср = -^--—0(6(2
Полный стабилизирующий импульс
ОО
/ст = f (1 —严)&f tg 厶屮df —b
(1 一产)(spg ef + ^- e-咖)tg ^dt^
гдегдеtga屮=tga屮=+ 2^9,81-3570+ 2^9,81-35704,16-250013,1-7004,16-250013,1-700= (1 — 0,9213)= (1 — 0,9213)35703570tg 23° = 0,272 кгс-с,tg 23° = 0,272 кгс-с,6 = _£^_ (В — 0,5) з&д6 = _£^_ (В — 0,5) з&д9,81-4,16.25009,81-4,16.2500(1,86-0,5)0,03-70013001300(1,86-0,5)0,03-70013001300=3570 1/c;=3570 1/c;而i，86・而i，86・
где
где
tga屮=
tga屮=
+ 2^9,81-3570
+ 2^9,81-3570
4,16-250013,1-700
4,16-250013,1-700
= (1 — 0,9213)
= (1 — 0,9213)
3570
3570
tg 23° = 0,272 кгс-с,
tg 23° = 0,272 кгс-с,
6 = _£^_ (В — 0,5) з&д
6 = _£^_ (В — 0,5) з&д
9,81-4,16.2500
9,81-4,16.2500
(1,86-0,5)0,03-700
13001300
(1,86-0,5)0,03-700
13001300
=3570 1/c;
=3570 1/c;
而i，86・
而i，86・
Пример 9. 6. Рассчитать надежность продувания мощи эжекционного устройства.Исходные данные:Пример 9. 6. Рассчитать надежность продувания мощи эжекционного устройства.Исходные данные:канала ствола при по-канала ствола при по-
Пример 9. 6. Рассчитать надежность продувания мощи эжекционного устройства.
Исходные данные:
Пример 9. 6. Рассчитать надежность продувания мощи эжекционного устройства.
Исходные данные:
канала ствола при по-
канала ствола при по-
d = 76,2 мм;S = 0,463 дм2;/д — 26,87 дм;"=4,1 дм;%== 1,92 дм3;Wkh== 14,07 дм3;d = 76,2 мм;S = 0,463 дм2;/д — 26,87 дм;"=4,1 дм;%== 1,92 дм3;Wkh== 14,07 дм3;取р = 3,9 дм3； /*= 18,84 мм2； Лл= 78,5 мм2;Фе = 155°；屮К』=105。；/ = 7,14 дм;取р = 3,9 дм3； /*= 18,84 мм2； Лл= 78,5 мм2;Фе = 155°；屮К』=105。；/ = 7,14 дм;Zp = 500 мм;д= 150 мм;壮2 = 112 ММ； 入 2 = 2,22;vA = 662 м/с;и = 640 м/с;Zp = 500 мм;д= 150 мм;壮2 = 112 ММ； 入 2 = 2,22;vA = 662 м/с;и = 640 м/с;q = 6,5 кгс;со = 1,08 кгс；^оз = 0,5 с;рд = 570 кгс/см?;ср = 1 f 08*q = 6,5 кгс;со = 1,08 кгс；^оз = 0,5 с;рд = 570 кгс/см?;ср = 1 f 08*
d = 76,2 мм;
S = 0,463 дм2;
/д — 26,87 дм;
"=4,1 дм;
%== 1,92 дм3;
Wkh== 14,07 дм3;
d = 76,2 мм;
S = 0,463 дм2;
/д — 26,87 дм;
"=4,1 дм;
%== 1,92 дм3;
Wkh== 14,07 дм3;
取р = 3,9 дм3； /*= 18,84 мм2； Лл= 78,5 мм2;
Фе = 155°；
屮К』=105。；
/ = 7,14 дм;
取р = 3,9 дм3； /*= 18,84 мм2； Лл= 78,5 мм2;
Фе = 155°；
屮К』=105。；
/ = 7,14 дм;
Zp = 500 мм;
д= 150 мм;
壮2 = 112 ММ； 入 2 = 2,22;
vA = 662 м/с;
и = 640 м/с;
Zp = 500 мм;
д= 150 мм;
壮2 = 112 ММ； 入 2 = 2,22;
vA = 662 м/с;
и = 640 м/с;
q = 6,5 кгс;
со = 1,08 кгс；
^оз = 0,5 с;
рд = 570 кгс/см?;
ср = 1 f 08*
q = 6,5 кгс;
со = 1,08 кгс；
^оз = 0,5 с;
рд = 570 кгс/см?;
ср = 1 f 08*
Суммарная площадь, через которую происходит наполнение ресивера, в предположении, что ведущий поясок снаряда мгновенно проходит расстояние между клапаном и соплами
尸=廿"：+ Нкл/кл = 1 + &[1+8S (180。一屮 с)「九 +
+ 1 T^ [14- cos (180о-^фкл)]九』=1 + 1,2 [1 4- cos (180° — 155°)Г ‘弘 +
++78,5 = 37 мм2.78,5 = 37 мм2.1
+
+
78,5 = 37 мм2.
78,5 = 37 мм2.
1 + 1,2 [1 4-cos (180° — 105°)]
Значения k—cv/cv выбирают следующим образом: для периода движения снаряда по каналу ствола k= 1,2, для периода последействия 也=1,25, для периода опорожнения ресивера &=!,3; для смешанного потока 尼=1,35.
Значение комплекса ркн МКТкн：
¥现（吟一日2）¥现（吟一日2）Г"「外h—0・5SZ]"5Г"「外h—0・5SZ]"51,08-6,5(6622—6402) ]1,5Г 14,07.10-3—0,5-0,463.10-2.0,714 ]。，51,08-6,5(6622—6402) ]1,5Г 14,07.10-3—0,5-0,463.10-2.0,714 ]。，5一 9,81*2.0,463.10-2.0,714 一=5,8-108 кгс/м1)5*Внутренняя поверхность ресивера一 9,81*2.0,463.10-2.0,714 一=5,8-108 кгс/м1)5*Внутренняя поверхность ресивера1,081,08尸р = Мр (dp + ④)+ ^" (* — d，= п・0,5 (0,15+0,112) +尸р = Мр (dp + ④)+ ^" (* — d，= п・0,5 (0,15+0,112) ++ 三(0,152 — 0,1122) = 0,427Показатель интенсивности истечения газов из+ 三(0,152 — 0,1122) = 0,427Показатель интенсивности истечения газов изм2.м2.канала ствола в ресиверканала ствола в ресивергдегдеva 尸p6=(&—1)/r — = (1,2-1)427va 尸p6=(&—1)/r — = (1,2-1)4270,7- 0,10,7- 0,10,4270,427303,9-10-з303,9-10-з=21,8 1/с,=21,8 1/с, с ккал-мv = 0,7; a = 0,1 кгс-с с ккал-мv = 0,7; a = 0,1 кгс-с欠=30欠=30кгс -мкгс -мKFC ・КKFC ・К
¥现（吟一日2）
¥现（吟一日2）
Г"「外h—0・5SZ]"5
Г"「外h—0・5SZ]"5
1,08-6,5(6622—6402) ]1,5Г 14,07.10-3—0,5-0,463.10-2.0,714 ]。，5
1,08-6,5(6622—6402) ]1,5Г 14,07.10-3—0,5-0,463.10-2.0,714 ]。，5
一 9,81*2.0,463.10-2.0,714 一
=5,8-108 кгс/м1)5*
Внутренняя поверхность ресивера
一 9,81*2.0,463.10-2.0,714 一
=5,8-108 кгс/м1)5*
Внутренняя поверхность ресивера
1,08
1,08
尸р = Мр (dp + ④)+ ^" (* — d，= п・0,5 (0,15+0,112) +
尸р = Мр (dp + ④)+ ^" (* — d，= п・0,5 (0,15+0,112) +
+ 三(0,152 — 0,1122) = 0,427
Показатель интенсивности истечения газов из
+ 三(0,152 — 0,1122) = 0,427
Показатель интенсивности истечения газов из
м2.
м2.
канала ствола в ресивер
канала ствола в ресивер
где
где
va 尸p6=(&—1)/r — = (1,2-1)427
va 尸p6=(&—1)/r — = (1,2-1)427
0,7- 0,1
0,7- 0,1
0,427
0,427
303,9-10-з
303,9-10-з
=21,8 1/с,
=21,8 1/с,
с ккал-мv = 0,7; a = 0,1
кгс-с
с ккал-мv = 0,7; a = 0,1
кгс-с
欠=30
欠=30
кгс -м
кгс -м
KFC ・К
KFC ・К
Время движения снаряда на участке длиной I
2/2/2-0,7142-0,714'一 ％ + и 662 + 640'一 ％ + и 662 + 640=1,1「0-з с.=1,1「0-з с.
2/
2/
2-0,714
2-0,714
'一 ％ + и 662 + 640
'一 ％ + и 662 + 640
=1,1「0-з с.
=1,1「0-з с.
7.7.срез в период последействия:а) без учета теплоотдачисрез в период последействия:а) без учета теплоотдачи"（1+底）"（1+底）2,587\=246 1g2,587\=246 1g
7.
7.
срез в период последействия:а) без учета теплоотдачи
срез в период последействия:а) без учета теплоотдачи
"（1+底）
"（1+底）
2,587\=246 1g
2,587\=246 1g
6.6.Давление в ресивере к моменту вылета снаряда из канала ствола
6.
6.
Л=犷^* (1 - е*') + Рае*』
=1,2・2,02・5,8・108.37，10-6-21Ло,ооп),
—21,8-3,9-Ю-зI/十
+ 1.e-21，8由，加y2,38 KFC，CM2,
где
4 = 2,02 м"2/с・
Показатель интенсивности истечения пороховых газов через дульиыЗ
с учетом теплоотдачи
△va 4
В = Bi + (力一1) Л = 246 +
R d
4-(1,25— 1)4274-(1,25— 1)4270,7-0,10,7-0,144300,762-10-1300,762-10-1= 259,. 1 1/с.= 259,. 1 1/с.
4-(1,25— 1)427
4-(1,25— 1)427
0,7-0,1
0,7-0,1
4
4
300,762-10-1
300,762-10-1
= 259,. 1 1/с.
= 259,. 1 1/с.
Относительные величины: а) давления
_ S 2,38 pi = — == 0,00416;
必570
коэффициента
Bi246
== 1,039:
В —6 259,1-21,8'
коэффициента
- 卩 259,1
8 = 口 = 259,]_21,8=1'°91； г) площади
/*37-10-6
勾=T=石砌к =°，。。798； д) объема ресивера
nwnw取 Р3,9.10-8取 Р3,9.10-8^"кн^"кн14,07-Ю-з14,07-Ю-з= 0,276;= 0,276;
nw
nw
取 Р3,9.10-8
取 Р3,9.10-8
^"кн
^"кн
14,07-Ю-з
14,07-Ю-з
= 0,276;
= 0,276;
е) коэффициента
-nf n =-—-nf n =-—0,00798 с
-nf n =-—
-nf n =-—
= 0,0288.
0,276
Максимальное давление в ресивере: а) без учета теплоотдачи
仍+几 1^ 0,00416 + 0,0288 с с
◎=刃 1 亠才=570 —「亠 п 価网~ = 18，3 кгс/см2;
1 十1 + U, UZoo
с учетом теплоотдачи
lpi+n?i^ /0,00416+0,0288 ・1,039\ 1,091
№ =5 \ 1 +0,0288-1,039 )= 13,4 kfc/cm.
Количество газов в ресивере к моменту достижения максимального давления
「02%「02%13,4'Ю4-3,9.10-з
「02%
「02%
—一—^= 0,0114 кгс,
4,68-104
где
叫 2= RT? —=6,37.104叫 2= RT? —=6,37.104К&=/К&=/1 —(々一1)1 —(々一1)Р22 1吵吸Р22 1吵吸13,4= 4,68 -104 м1о, о13,4= 4,68 -104 м1о, о2Ж?з2Ж?з「l,08・6,5・6622 I= 105 i —(i,25—1)—:I ' 丿 2-105.9,8blf08「l,08・6,5・6622 I= 105 i —(i,25—1)—:I ' 丿 2-105.9,8blf08
叫 2= RT? —=6,37.104
叫 2= RT? —=6,37.104
К&=/
К&=/
1 —(々一1)
1 —(々一1)
Р2
2 1
吵吸
Р2
2 1
吵吸
13,4
= 4,68 -104 м
1о, о
13,4
= 4,68 -104 м
1о, о
2Ж?з
2Ж?з
「l,08・6,5・6622 I
= 105 i —(i,25—1)—:
I ' 丿 2-105.9,8blf08
「l,08・6,5・6622 I
= 105 i —(i,25—1)—:
I ' 丿 2-105.9,8blf08
= 6,37.104 м.
Время наполнения ресивера
…+小鳴…表…+小鳴…表570"寸0…•570"寸0…•
…+小鳴…表
…+小鳴…表
570
"寸0…•
570
"寸0…•
Критическое давление в ресивере
02 = Ра02 = Ра例 + IfLi ] /1,3+1例 + IfLi ] /1,3+12222】,з1,3—1р = 1,765 кгс/см2-】,з1,3—1р = 1,765 кгс/см2-
02 = Ра
02 = Ра
例 + IfLi ] /1,3+1
例 + IfLi ] /1,3+1
2
2
2
2
】,з
1,3—1
р = 1,765 кгс/см2-
】,з
1,3—1
р = 1,765 кгс/см2-
Среднее значение комплекса R272 cp для периода опорожнения ресивера [см. формулу (9.20)]:
021,765
1 - —1 —.
欠2「2ср =欠丁02— = 4,68*104 : = 2,1 ♦ 104 М.
[13,4
in *In -
尸21,765
Средняя критическая скорость звука
■2ср=■2ср=/ 2 1 3
■2ср=
■2ср=
7 纟欠272cp - 1/ ——7—9,81-2,1.104 = 483 м/с.
1|/1, J + 1
Средняя безразмерная скорость на выходе из сопл
入 cp2=入 cp2=入 2 + 12,22+1入 2 + 12,22+12 J2 J22=1,61.=1,61.
入 cp2=
入 cp2=
入 2 + 12,22+1
入 2 + 12,22+1
2 J
2 J
2
2
=1,61.
=1,61.
Угол отклонения реакции эжектирующего газа на выходе из сопл, согласно табл. 9. 1 или графика (см. рис. 9. 7) [2].
△屮 ^25。.
Р02 + Р； 13,4 + 1,765Р02 + Р； 13,4 + 1,76522^7,6 кгс/см2.^7,6 кгс/см2.Среднее давление в ресивере
Р02 + Р； 13,4 + 1,765
Р02 + Р； 13,4 + 1,765
2
2
^7,6 кгс/см2.
^7,6 кгс/см2.
2
Начальный расход газов из ресивера
仇2 = \*| V^T = °'95• 18，84• 10-2.2,09 у^^ = 0,0238 кгс/с.
Коэффициент интенсивности истечения газов из ресивера
?2 = &ср * М的 ~ = 0,5 十 У1,3?2 = &ср * М的 ~ = 0,5 十 У1,3w0220. Время опорожнения ресивера₽2/2,96w0220. Время опорожнения ресивера₽2/2,960,0238° 寸— = 2,96 1/c.0,01140,0238° 寸— = 2,96 1/c.0,011413,41中=°'675 以13,41中=°'675 以
?2 = &ср * М的 ~ = 0,5 十 У1,3
?2 = &ср * М的 ~ = 0,5 十 У1,3
w02
20. Время опорожнения ресивера
₽2/2,96
w02
20. Время опорожнения ресивера
₽2/2,96
0,0238° 寸
— = 2,96 1/c.
0,0114
0,0238° 寸
— = 2,96 1/c.
0,0114
13,4
1中=°'675 以
13,4
1中=°'675 以
Средняя величина расхода газов из ресивера через наклонные сопла: а)
0cp=/&f；6)0cp=/&f；6)Р2срР2срV A27 2срV A27 2ср=2,09・0,95・18,84・10-2=2,09・0,95・18,84・10-27,67,6у 2,1-104у 2,1-104=0,0197 кгс/с.=0,0197 кгс/с.
0cp=/&f；
6)
0cp=/&f；
6)
Р2ср
Р2ср
V A27 2ср
V A27 2ср
=2,09・0,95・18,84・10-2
=2,09・0,95・18,84・10-2
7,6
7,6
у 2,1-104
у 2,1-104
=0,0197 кгс/с.
=0,0197 кгс/с.
0,0114
0^^z=而=°'°17 кГе/e.
Зависимость критической скорости смешанного потока （。3*） от расхода эжектируемого воздуха G】
GiAiTaScpA 272cp q + g2cpGiAiTaScpA 272cp q + g2cp
GiAiTaScpA 272cp q + g2cp
GiAiTaScpA 272cp q + g2cp
2-1,35 cc 1,35 4- 1 9,812-1,35 cc 1,35 4- 1 9,81529,27・293 + 0,0197・2,1-1供Gi 4-0,0197529,27・293 + 0,0197・2,1-1供Gi 4-0,0197
2-1,35 cc 1,35 4- 1 9,81
2-1,35 cc 1,35 4- 1 9,81
529,27・293 + 0,0197・2,1-1供Gi 4-0,0197
529,27・293 + 0,0197・2,1-1供Gi 4-0,0197
414 4-860001 0,0197 4-Of414 4-860001 0,0197 4-Of
414 4-860001 0,0197 4-Of
414 4-860001 0,0197 4-Of
Расход воздуха через казенный срез ствола
11/ 財一1 °i = Yb（i — ^77/ 財一1 °i = Yb（i — ^77入岗=1,25(1—寝后y X入岗=1,25(1—寝后y X
1
1
/ 財一1 °i = Yb（i — ^77
/ 財一1 °i = Yb（i — ^77
入岗=1,25(1—寝后y X
入岗=1,25(1—寝后y X
1 - —~ 入 J- 1,8入住（入 i）：
где
丄包_gA/a=]/ ——9,81-29,27.293 = 310 м/с
財 + 1I/ 1,4—1
Yb=U,25 кгс/м3 — плотность воздуха на уровне Земли.
24. Выражение для безразмерной скорости смешанного потока24. Выражение для безразмерной скорости смешанного потока
24. Выражение для безразмерной скорости смешанного потока
24. Выражение для безразмерной скорости смешанного потока
Уравнение сохранения импульса потока в канале ствола
团+1
d。；g入1
（1 +入?） +—L4pX2cPcos n80。一（%一厶屮）］=
1
（И；
1,4+1
2n
G「310
「工一
（1 + 入;）+0,0197-483，1,61 cos [180。 - （155°一23）：
1,35 + 12-1,35
亜产g…)； 入3
266
5
（1 + х2） 4-9,85=0,87
0,0197+ G
入3
(1 +电。；.
26. Решение системы расчетных уравнений
414 + 860叫 0,0197 + G
G = 1,8入f (入 1)；
=^Г F(0,0197 + Gi) (8600G! + 414)；
G ・
团=266 L(1 + 入：)+9,85;
c —°，°197 + G 一 八
员=387"3 (1 + 入》
入3
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
е (>-1)
0,99584
0,98342
0,96292
0,93466
0,89907
0,85668
кгс/с
0,1792
0,354
0,520
0,673
0,8091
0,925
Q；, м/с
330,3
320,5
317,0
315,2
314,2
313,6
入3
0,1187
0,2191
0,3196
0,4202
0,5211
0,6222
Bj, кгм/с2
491,4
499,5
512,4
529,0
547,9
567,7
в2, КГС/С2
488,4
498,5
513,3
531,4
552,9
574,7
Таблица 9.4
Задается значение Ai==0,l ... 0,6, по таблицам газодинамических функций для 財=1,4 определяется e(Xi), находятся значения G【,а3* и Хз. Затем стро-
По таблицам газодинамических функций находится величина pi = = л(Х1) =0,9668 кг с/см2 и проверяется правильность решения по формуле 《9. 24)
& г &. ^гс/с
纟 5 - 560
550
%Z7
5J0
520
0,3 - 510
500
490 «2 -
0,18 〃30
Рис. 9. 18. Зависимости 九з(九i), &(Ai), Bi(Ai), B2(Xi) для эжекционного устройства
0,4 кгс/с.
Погрешности расчета объясняются неточностью графического метода определения искомых параметров и неточностью вычисления подкоренного вы- фажения в формуле при Gi. Иногда замыкающее уравнение при расчете периода опорожнения ресивера выбирается из условия рз=ра, а не "з=р1・ Для этого случая получены следующие результаты Х1=0Д645; Хз=0,204; Gi = ^=0,275; pi=0,9843 кгс/см2.
Коэффициент надежности продувания канала ствола
2Ув%сн
0,4(0,675—0,5) 2・1,25・10-3.14,07 ~ ''
тде
@ср = 3
ятся графики В】(储)и 62(X1). Точка их пересечения определит искомое значение Xi, по которому находится средний расход воздуха G〔 через канал ствола в период его продувания.
Результаты вычислений сведены в табл. 9. 4.
По данным таблицы строятся графики Bi(3), В2З1), G[(九必入式及) (рис. 9. 18) и по ним находятся значения 儿=0,24; Gi = 0,42 кгс/с; Х3=0»26.
. ИЗБЫТОЧНОЕ ДАВЛЕНИЕ НА МЕСТАХ
ОРУДИЙНОГО РАСЧЕТА
Процесс истечения порохового газа из канала ствола яв- .ляется весьма кратковременным. Его продолжительность /п составляет несколько сотых долей секунды. В первом приближе-
нии время истечения газа из канала ствола может быть найдено по формуле
/ 5/кн 5"Ча • % •
За это время давление порохового газа в канале ствола уменьшится приблизительно в 150 раз, а скорость его истечения —только в 1,5 раза.
Большие величины давления горячего газа и скорости его движения вызывают сильное возмущение окружающей атмосферы. Скорость движения и объемное расширение струи порохового газа относительно атмосферы в несколько раз превышает скорость распространения в ней звука. По этой причине возникает ударное уплотнение воздуха, которое распространяется вокруг орудия со скоростью, значительно превышающей скорость звука. Будем считать, что возникшая ударная волна является сферической с радиусом R, а ее отражение от поверхности Земли достаточно слабым. В этом случае интенсивность ударной волны уменьшается пропорционально R3, а интерференцией прямой и отраженной от Земли волн допустимо пренебречь.
Далее примем, что скорость истечения порохового газа из канала ствола является постоянной и равной среднему импульсному значению
0
где Rf—Sp^-^^e-2w полная реакция потока газа в дульном срезе.
Величина коэффициента полного действия газов ,р определяется по формулам, приведенным в работе [2].
Так как 0рд много больше скорости распространения слабых возмущений （звуковых） в окружающей орудие атмосфере, то возникает сильное ударное сжатие воздуха и кратковременное повышение давления.
Для удобства исследования процесса действия ударной волны принимают, что ее фронт неподвижен, а газ набегает на него со скоростью р аспростр а нения волны в неподвижной атмосфере. （0, = В0д）. Согласно теории прямого скачка уплотнения при встрече потока с неподвижной преградой динамическое уплотнение его составит:
管-1）乌=击（m2- 1儿， где
№ = 2&М2—候一i）..
a
P2 — давление во фронте ударной волны;
Pi — статическое давление в набегающем потоке;
а — скорость звука в воздухе.
Величина р, найдена из условия, что это есть давление и《厂 рохового газа в объеме W перед фронтом скачка уплотнения. Для этого объема при малых углах возвышения и условия, что R>h, в первом приближении будет справедлива зависимость
где Л — высота линии огня.
Окончательно получим
“ = -^—(М2—1"д 竺！J
где рл= °^~ — дульное давление порохового газа;
U7KH —объем канала ствола.
Вследствие неравномерности объемного расширения в атмосфере истекающей из ствола струи газа, поверхности изобар заметно будут отличаться от сферической формы. Будем считать, что они сжаты в направлении выстрела. Предположим также, что величина избыточного давления в зависимости от координат контрольной точки (R, ср) подчиняется уравнению
А〃=А〃=22(М2-1)Л(М2-1)Л^К!^К!Л^2Л^21 + COs2<p/221 + COs2<p/22
А〃=
А〃=
2
2
(М2-1)Л
(М2-1)Л
^К!
^К!
Л^2
Л^2
1 + COs2<p/2
2
1 + COs2<p/2
2
Здесь угол ф отсчитывается от направления выстрела. При наличии дульного тормоза, отводящем часть газового потока (1—ат) в стороны под углом 电 поле изобар будет более равномерным и в первом приближении распределение избыточного давления опишем формулой
д^ = —V(M2-l)^(a, % 屮，а
々+ 1
Для выявления вида функции / произведем ее качественный анализ. При отводе газового потока в стороны избыточное давление будет повышаться в направлении под углом 屮 и тем больше, чем больше отводится газа в стороны. Возмущение атмосферы газом, вытекающим в направлении выстрела, очевидно, сохранится таким же, как и при выстреле из орудия без дульного тормоза. Этому условию удовлетворяет функция вида
где П1 и П2 — опытные коэффициенты.где П1 и П2 — опытные коэффициенты.1 „т1 — 0〃21 „т1 — 0〃2（中。《联）］，（中。《联）］，
где П1 и П2 — опытные коэффициенты.
где П1 и П2 — опытные коэффициенты.
1 „т
1 — 0
〃2
1 „т
1 — 0
〃2
（中。《联）］，
（中。《联）］，
При сравнительной теоретической оценке величин Ар длят различных орудий значения nj и П2 в первом приближении можно принять равным П1 = п2=2.
Пример 9* 7. Найти распределение избыточного давления при выстреле- из орудия с дульным тормозом и без него для следующих исходных данных:.
%н = 0,05 м3;般几=1000 м/с; рд = 800 кгс/см2;
九=1,5 м; <р = 0°, 90° и 180°;屮= 90°;
am — 0,4； % = 6м; a = 326 м/с; & =1,4: п\ = n^ = 2.
Для орудия без дульного тормоза (*ф = 0; orm = 1) величина избыточного давления на расстоянии Ri = 6 м от дульног^ среза ствола в направлении, выстрела без учета баллистической волны от снаряда составит (①=0°).
1“0,05-2
=5~i 伴一］)800—= 0,8 кгс/см2,.
'4冗62 传 6+ 1,5)
гдегде昵n1300
где
где
М=— =4；
а326
—в стороне от орудия (ф=90°)
1 + COs2<P/2
△Pi == 0,6 КГС/СМ2;
—сзади орудия (ф=180°)
1 + cos2 <р/2Др2 = Аро= 0,4 КГС/СМ2.
Для орудия с дульным тормозом, отводящим 60% порохового газа а， стороны под углом 2=90°, будем иметь соответственно
—в направлении выстрела (屮=0)
М2— 1取кнГ /ф \
А网T=КТ% -^Г 0m(1+852万)+
几欠2(可欠+九)L \)
+ (1 — om) (1 + co. 2-~^-jj = 0,4(0,4・2 + 0,6・l,5)= 0,68 кгс/см2,‘
где1 —am = 0,6;
в стороне от орудия (ф—90°)
ар1Tа。,4(0,4。1,5 +0,8。2)=0,88 кгс/см2;
—сзади орудия (ф=180°)
△р2т=仇4 (0,4 + 0,61,5) = 0,52 кгс/см2.
Сопоставление величин Ар2 и Ар2T показывают, что дульиый тормоз на* 30% повысил избыточное давление в зоне боевого расчета орудия.
Пример 9.8. Для исходных данных примера 9.7 найти избыточное давление на расстоянии R?=7 м. В этом случае Дрг уменьшается
m+九丿[7丿8,5
Таким образом, на расстоянии 7 м избыточные давления по сравнению с найденными в йримере 9. 7 для расстояния 6 м уменьшается на 35% и соответственно составят:
А"о=О,52 кгс/см?; А"1=0,Э9 кгс/см2; Дрг=0,26 кгс/см2; Ар°т=0,44 кгс/см2; Др1т = 0,57 кгс/см2; Ар2T=0,337 кгс/см2.
Пример 9.9. Найти величину избыточного давления в области стрелка (Ф= 180°), стреляющего из винтовки стоя, для следующих исходных данных: рд=8而 кгс/см2; Од=4000 м/с； R=0,5 м； 取кн=2,2・ 10-5 м^； р=1,3; &=1,4; М2—1 = 15 (см. пример 9. 7).
Для случая 九力R искомая величина избыточного давления находится по формуле
Д/?=—丝号В】+8S2T
~4& + 1 ~爪 л2?з ｛丁 2
^0,21 кгс/см2.^0,21 кгс/см2.3 15 c 2210-5 =800
^0,21 кгс/см2.
^0,21 кгс/см2.
4 2,4Л0,53
. УПРУГАЯ РЕАКЦИЯ МЕТАЛЛА ДУЛЬНОГО ТОРМОЗА ПО МЕСТУ ЕГО КРЕПЛЕНИЯ НА СТВОЛЕ
Реакция потока порохового газа практически мгновенно прикладывается к дульному тормозу. Иными словами моменты вылета снаряда из канала ствола и возникновения наибольшего тянущего усилия тормоза совпадают. В процессе истечения газа из канала ствола тянущее усилие меняется согласно уравнению [2]:
Р=(1 —а)( 5PS~bt + —^ ^~2bi ^ -
Упругую реакцию металла тормоза N и коэффициент его дина- мического нагружения V определим из олномер-
(1 — a) R爪 ного волнового уравнения
/匹.(9.25)
» о дуI 丿
44Для случая е=х；《Со при q—q0—-— эта зависимость лег- ко получается из уравнений сохранения вещества и количества движения для одномерного стационарного потока
4
4
Дифференцируя первое уравнение по t, а второе ——по х,
лучим
()2Q.()2
» 1 dtdy ^'
⑺ Н〃)+^-(Q炉)=0.
OyGtdy < dg *丿 办2
Так как
dp _C2 ge H 。2 — a dy 0 dy “ dydt d£dy '
то совместное их решение приводит к зависимости
"0 0g2十0次丿
Отсюда вследствие малости члена (М) имеем
@2Q =产
Подставляя вместо q его выражение через %, получим зависимость (9.25). Решение волнового уравнения в общем виде выразим с помощью тригонометрического ряда
x=^^(4 sin 孔力 + 品x=^^(4 sin 孔力 + 品SE&SE&卜2cos卜2cos
x=^^(4 sin 孔力 + 品
x=^^(4 sin 孔力 + 品
SE&
SE&
卜2cos
卜2cos
Уподобим ствол стержню с заделанным концом, имеющему постоянную площадь поперечного сечения 尸 и длину I, равную длине канала ствола.
Значения постоянных Аг и Bi определяются начальными условиями (хо=хо = О), а С/ Dg— граничными 匂=厶 х=Х, у=0,
/ = 0) •
деформа-деформа-(9.2G)(9.2G)В этом случае при частотах колебания zz = i -^ ция ствола определяется функцией
деформа-
деформа-
(9.2G)
(9.2G)
Обобщенную функцию ,$ отыщем с помощью уравнения Лагранжа.
d дт { дТ , ^ _р di dqi 1 dqt dq^ ”
где
—кинетическая энергия;
потенциальная энергия деформации ствола.
Подставляя в уравнение Лагранжа вместо 7 и U их выражения, получим
° л2Сп2
幻 + 汴一 力 i 4/2戶Q"
Решение этого уравнения имеет вид
qi = Ai cos & %+ 吕 sin-^--|-—\ Q,X
X sE — r)九
В нашем случае в соответствии с начальными условиями
Ai = В1 = 0»
Обобщенная сила
Qt = (1 — a) Aw=(1 — a) Sq (e-勿 + ae'2W), где
—諷S二Ь,5Г'1， L / .
После подстановки выражений Qi и ^г в уравнение (9.26) будем иметь
「8f *
х = (1— a) J^s ^^ — sin ^― \ e 北 sin nz (/ —r)rfr4-
с L 1,3,5...о
8ft-
+ 曰三5由е Га sin n^t — x^dx ,
где
2匕
Интегрируя и полагая у = 1, получим деформацию ствола по месту крепления тормоза
1+1中:ё1+1中:ё-«Лcosп^ + V —Г2 е г=-«Лcosп^ + V —Г2 е г=厶厶(sin /г/ —(sin /г/ —1 + 冠 Т；1 + 冠 Т；
1+1中:ё
1+1中:ё
-«Лcosп^ + V —Г2 е г=
-«Лcosп^ + V —Г2 е г=
厶
厶
(sin /г/ —
(sin /г/ —
1 + 冠 Т；
1 + 冠 Т；
X (sin 几川一几/2 cos п^}.
Функция х имеет максимум (хт) при 九"=，л, т. е. при /=~. п
В нашем случае коэффициент динамической перегрузки
1」V 丄-1-X2(1 - a)sрн(1 + a) 1+а h2z2 1+(2几71)-2L 1,3,51」V 丄-1-X2(1 - a)sрн(1 + a) 1+а h2z2 1+(2几71)-2L 1,3,5
1」V 丄-1-X
2(1 - a)sрн(1 + a) 1+а h2z2 1+(2几71)-2
L 1,3,5
1」V 丄-1-X
2(1 - a)sрн(1 + a) 1+а h2z2 1+(2几71)-2
L 1,3,5
При мгновенном приложении постоянной силы (1-—а)Кд±=:
—const), характеризуемой условием Т^ = ^^ = Ь—09 величина
так кактак как总L 8总L 8Поскольку значение параметра 1 + {inT)-2, расчеты, очень близко к единице, то для весьмаПоскольку значение параметра 1 + {inT)-2, расчеты, очень близко к единице, то для весьмакак показали6 ыстр о сходяще-как показали6 ыстр о сходяще-
так как
так как
总L 8
总L 8
Поскольку значение параметра 1 + {inT)-2, расчеты, очень близко к единице, то для весьма
Поскольку значение параметра 1 + {inT)-2, расчеты, очень близко к единице, то для весьма
как показали
6 ыстр о сходяще-
как показали
6 ыстр о сходяще-
гося рядагося рядавправе принятьвправе принять
гося ряда
гося ряда
вправе принять
вправе принять
У-L—1—=V—=У-—
々标 1 + (Е7)-2 丄/2„2 & /2 加
13・・1,3... Z2 + — 1,3...i 富/2 +
献П2
Поэтому
孔2版+62孔2版+62n2a几2 + 4/n2a几2 + 4/
孔2
版+62
孔2
版+62
n2a
几2 + 4/
n2a
几2 + 4/
так как для артиллерийских систем й^ОЛп.
В первом приближении величина V зависит только от начальной скорости снаряда, так как при
1 a= Р-0,51 a= Р-0,5Ь—Л==== 0Ь—Л==== 0С。С。
1 a= Р-0,5
1 a= Р-0,5
Ь—
Л==== 0
Ь—
Л==== 0
С。
С。
Поэтому для практических расчетов V можно пользоваться простой формулой
v= 1 -fv= 1 -f1 + ае~"д1 + a1 + ае~"д1 + aе-%・е-%・Пример 9.10. Найти величину V «для гипотетической щими данными:—дульная скорость снаряда;—вес снаряда;—вес заряда;——дульное давление;——длина ствола;—площадь поперечного сечения канала ствола;—КПД орудия;—скорость распространения звука в материале ствола.Частота продольных колебаний стволаПример 9.10. Найти величину V «для гипотетической щими данными:—дульная скорость снаряда;—вес снаряда;—вес заряда;——дульное давление;——длина ствола;—площадь поперечного сечения канала ствола;—КПД орудия;—скорость распространения звука в материале ствола.Частота продольных колебаний стволапушки со следую-Ьд=1500 м/с д=0,5 кгс<о = 0,6 кгс рд = 800 кгс/см2 2=3 м 5=11 см2Пд—0(2 с0=5000 м/спушки со следую-Ьд=1500 м/с д=0,5 кгс<о = 0,6 кгс рд = 800 кгс/см2 2=3 м 5=11 см2Пд—0(2 с0=5000 м/с吟 n = 2Z吟 n = 2ZЛ50002-3Л50002-3= 2620 1/с.= 2620 1/с.Коэффициент действия газовКоэффициент действия газов1500 「 с …§ =К1 — “I = 0,894.。41500 「 с …§ =К1 — “I = 0,894.。4Показатель интенсивности истечения порохового газа из канала стволаПоказатель интенсивности истечения порохового газа из канала стволаgSp 双9,81.11-800=(В— 0,5) 3女=0,394-0,6-1500gSp 双9,81.11-800=(В— 0,5) 3女=0,394-0,6-1500243 1/с.243 1/с.Отношение динамической составляющей полной реакции потока газа в момент вылета снаряда к статическойОтношение динамической составляющей полной реакции потока газа в момент вылета снаряда к статическойGr“ g1500gi^=偉 - 0,5)4 = 0,394，243•3Gr“ g1500gi^=偉 - 0,5)4 = 0,394，243•3так кактак как^д = —^д = —
v= 1 -f
v= 1 -f
1 + ае~"д
1 + a
1 + ае~"д
1 + a
е-%・
е-%・
Пример 9.10. Найти величину V «для гипотетической щими данными:
—дульная скорость снаряда;
—вес снаряда;
—вес заряда;
——дульное давление;
——длина ствола;
—площадь поперечного сечения канала ствола;
—КПД орудия;
—скорость распространения звука в материале ствола.
Частота продольных колебаний ствола
Пример 9.10. Найти величину V «для гипотетической щими данными:
—дульная скорость снаряда;
—вес снаряда;
—вес заряда;
——дульное давление;
——длина ствола;
—площадь поперечного сечения канала ствола;
—КПД орудия;
—скорость распространения звука в материале ствола.
Частота продольных колебаний ствола
пушки со следую-
Ьд=1500 м/с д=0,5 кгс
<о = 0,6 кгс рд = 800 кгс/см2 2=3 м 5=11 см2
Пд—0(2 с0=5000 м/с
пушки со следую-
Ьд=1500 м/с д=0,5 кгс
<о = 0,6 кгс рд = 800 кгс/см2 2=3 м 5=11 см2
Пд—0(2 с0=5000 м/с
吟 n = 2Z
吟 n = 2Z
Л50002-3
Л50002-3
= 2620 1/с.
= 2620 1/с.
Коэффициент действия газов
Коэффициент действия газов
1500 「 с …
§ =К1 — “I = 0,894.
。4
1500 「 с …
§ =К1 — “I = 0,894.
。4
Показатель интенсивности истечения порохового газа из канала ствола
Показатель интенсивности истечения порохового газа из канала ствола
gSp 双9,81.11-800
=(В— 0,5) 3女=0,394-0,6-1500
gSp 双9,81.11-800
=(В— 0,5) 3女=0,394-0,6-1500
243 1/с.
243 1/с.
Отношение динамической составляющей полной реакции потока газа в момент вылета снаряда к статической
Отношение динамической составляющей полной реакции потока газа в момент вылета снаряда к статической
Gr“ g1500
gi^=偉 - 0,5)4 = 0,394，243•3
Gr“ g1500
gi^=偉 - 0,5)4 = 0,394，243•3
так как
так как
^д = —
^д = —
гдегде5. Коэффициент динамическоб перегрузки5. Коэффициент динамическоб перегрузкиLrb[3(l+eF+r^F(i+eF]=l，54,Lrb[3(l+eF+r^F(i+eF]=l，54,京=О =(^^)2= 8'6Т°т； e ." = e-6 292 =0,742；京=О =(^^)2= 8'6Т°т； e ." = e-6 292 =0,742；е-0,584 = 0,555е-0,584 = 0,555Пример 9.11. Определить коэффициент ▽ 1939 г., имеющего характеристики ид=800 м/с; =4,7 м; т)д=0,36; рд=600 кгс/см2; 5=58 см2.1. Частота колебанибПример 9.11. Определить коэффициент ▽ 1939 г., имеющего характеристики ид=800 м/с; =4,7 м; т)д=0,36; рд=600 кгс/см2; 5=58 см2.1. Частота колебанибдля 85-мм(о=2,5 кгс;для 85-мм(о=2,5 кгс;орудия образца д=9,2 кгс； /=орудия образца д=9,2 кгс； /=лллс0 л50003,14-500лс0 л50003,14-500212.4,22-4,2212.4,22-4,21870 1/с.1870 1/с.
где
где
5. Коэффициент динамическоб перегрузки
5. Коэффициент динамическоб перегрузки
Lrb[3(l+eF+r^F(i+eF]=l，54,
Lrb[3(l+eF+r^F(i+eF]=l，54,
京=О =(^^)2= 8'6Т°т； e ." = e-6 292 =0,742；
京=О =(^^)2= 8'6Т°т； e ." = e-6 292 =0,742；
е-0,584 = 0,555
е-0,584 = 0,555
Пример 9.11. Определить коэффициент ▽ 1939 г., имеющего характеристики ид=800 м/с; =4,7 м; т)д=0,36; рд=600 кгс/см2; 5=58 см2.
1. Частота колебаниб
Пример 9.11. Определить коэффициент ▽ 1939 г., имеющего характеристики ид=800 м/с; =4,7 м; т)д=0,36; рд=600 кгс/см2; 5=58 см2.
1. Частота колебаниб
для 85-мм(о=2,5 кгс;
для 85-мм(о=2,5 кгс;
орудия образца д=9,2 кгс； /=
орудия образца д=9,2 кгс； /=
л
л
лс0 л50003,14-500
лс0 л50003,14-500
212.4,22-4,2
212.4,22-4,2
1870 1/с.
1870 1/с.
Коэффициент действия газов 1500 ,
В = —У 1 —加=1,50.
gs?"gs?"9,81-58.600 л‘ ‘ ——u 170 1 /с10-2,5-800 一 /9,81-58.600 л‘ ‘ ——u 170 1 /с10-2,5-800 一 /Показатель интенсивности истечения газа из канала ствола
gs?"
gs?"
9,81-58.600 л
‘ ‘ ——u 170 1 /с
10-2,5-800 一 /
9,81-58.600 л
‘ ‘ ——u 170 1 /с
10-2,5-800 一 /
(В—0,5)叫
Величина параметра
а =а =860860(В —0,5)6/ 一 1,0-170.4,7(В —0,5)6/ 一 1,0-170.4,7= 1,00.= 1,00.
а =
а =
860
860
(В —0,5)6/ 一 1,0-170.4,7
(В —0,5)6/ 一 1,0-170.4,7
= 1,00.
= 1,00.
Коэффициент динамической перегрузки
=1,65,=1,65,丄[_Ц1+еН) +亠(1+е，
=1,65,
=1,65,
VV1 +。[1 + 62 '丿 1+4械 '
V
V
где
%2=4,5・10—з； е%2=4,5・10—з； еЛЛ2к&
%2=4,5・10—з； е
%2=4,5・10—з； е
Л
Л
=0,56.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Мамонтов M. А. Течение газа в проточных сосудах. М., Оборонгиз, 1962, 703 с.
Проектирование ракетных и ствольных систем. Под ред. Б. В. Орлова, М_, «Машиностроение», 1974, 827 с.
Сергеев М. М. Теория дульных тормозов. М., Оборонгиз, 1939, с. 272.
Серебряков М. Е. Внутренняя баллистика. М., Оборонгиз, 1962, 703 с.
Толочков А. А. Проектирование лафетов. М., Оборонгиз, I960, 264 с.
ПРИЛОЖЕНИЕ
СООТНОШЕНИЕ МЕЖДУ ЕДИНИЦАМИ ИЗМЕРЕНИЙТЕХНИЧЕСКОЙ И МЕЖДУНАРОДНОЙ СИСТЕМ ЕДИНИЦ
Величина
Размерность величины
Коэффициент перевода
техническая система единиц
система СИ
Масса Длина Время Температура Плотность Вес, сила Давление газа Механическое напряжение
Модуль упругости материала
Момент инерции массы
Момент инерции площади'
Скорость
Угловая скорость Ускорение .
Работа, кинетическая энергия'
Внутренняяэнергия
газа, количество тепла
Мощность
Удельная теплоемкость Энтропия, теплоемкости Коэффициент теплоотдачи (теплопередачи)
Энтальпия
Коэффициент теплопроводности
кгс - с2/м м*
с ℃ кгс • с2/м4 кгс кгс/см2 кгс/мм2
кгс/м2
кгс • с2 • м м&
м/с рад/с м/с2 кгс • м
ккал
кгс • м/с ккал/(кгс • К) ккал/К
ккал/(м2-ч-К)
ккал/кгс ккал/(м-ч-К)
кг м
с К кг/м3 н
Па Па
н/м2
КГМ2 м&
м/с рад/с м/с2 Дж
Дж
Вт
Дж/(кг- К) Дж/К Вт/(м2-К)
Дж/кг Вт/(м-К)
9,81
1
1
Т[℃]-Т [К]—273.15
9,81
9,81
9,81.10*
9,81.10е
9,81
9,81
1
询
4,187 - 103
9,81
4,187 -103
4,187.103
1,163
4,187 - 103
1,163
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А Автофретирование
—определение 32
—технология 22
—расчет 115, 123
Б Боекомплект 19
Бутылочность каморы 44, 45, 89
В Взвод ударника 300 Выбрасыватели —плавного действия расчет 336. устройство 332
—рычажные
расчет 334
устройство 334
Г Гильза, характеристики 43, 46 Глубина
——канавок системы охлаждения
25
—нарезов 50
Гребенка поршневого затвора 300
Д Давление
—в системе охлаждения 231
—произведенное 99 Деформации —осевые 72
—относительные 72
—пластические 73, 74, 115, 116
—радиальные 72
—тангенциальные 72
трубы 98
кожуха 98
—температурные 240
—упругие 72, 116
Досылатели
—виды 359“
—устройство 363
—расчет 361
Ж Живучесть ствола
—критерии 49
—определяющие факторы 251
—расчетные формулы 263—255
3 Затвор
—клиновой
——р асчет 309—313
требования ?01
устройство 307
—поршневой
расчет 317, 320
——~ требования 301
устройство 300
К Казенник
—для клинового затвора
расчет 270
——устройство 259
—для поршневого затвора
расчет 280
устройство 259
Канал ствола
—устройство 23
Камора зарядная
—картузного заряжания 48
—раздельного заряжания 48
—унитарного заряжания 47
Категория прочности 40
—определение 95
Клин затвора
—расчет прочности 306
—характеристики 304
Колебания
—конусной консоли 166
—цилиндрической консоли 165
—усеченного конуса 172 Комплекс артиллерийский —состав 19—20
—характеристики 21—23 Компенсатор устойчивости
—назначение 53
—расчет 396
—типы 54
—устройство 54
Коэффициент
—динамичности 392
—запаса прочности казенника 269 ствола 86
——линейного расширения 234
—Пуассона 74, 81
—темп ер ату р опр оводиости 198
—теплоотдачи 203
—теплопроводности 197
——трения 61
Критерий прочности
—Бельтрами 74
—Галилея 73
—Губера—Мизеса—Генки 75
—Кулона—Треска 74
—Сен—Венана 74
Крутизна нарезов
——в дульной части 55
——постоянная 49
—смешанная 61
——с постоянством истирания ВП 61
—с постоянным усилием давления на боевую грань 59
■Л Лейнер 13, 37
ЛА Матернал ствола 6—9, 40 Механизм
——выбрасывающий 332'
—закрывающий 308
—открывающий 308
—полуавтоматики 332
—предохранительный 321
——ударный 328
-Миномет 25
Моэдент
——инерции 55
——опрокидывающий аэродинамический 55
И Нагревание стенок ствола
—расчет 199—215
Напряжения в стенках ствола
——главные 73
—радиальные 73
—радиальные приведенные 73
—скрепления 99
—тангенциальные 73
——тангенциальные приведенные 73
—температурные 233
Нарезка ствола
—виды 49
—расчет 55—71
——характеристики 50
Натяг
—абсолютный 31
—относительный 98
Q Обтюратор Банжа 346
Омеднение канала ствола 62
Орудие артиллерийское
—гаубица 25
—динамо — реактивное 26
,—миномет 25
—пушка 25
—самоходное 25
П Перестабилизацня 56—57
Поле
—допуска 108
—нареза 50
—температурное в стенке ствола 199, 215
Поршень затвора
—расчет 318
—устройство 313
Поясок ведущий 48, 50
Предел сопротивления
—возможного 97, 100
—упругого 73, 97
Прогиб 176
Р Размеднение канала ствола 62
С Сила давления ВП на боевую грань 57
Ствол
—автофретнрованный 32, 115, 123
—моноблок
расчет 93
устройство 30
——скрепленный
расчет 96, 125
устройство 30
——с * межслойным охлаждением*
расчет 110
устройство 86
—со свободной трубой
расчет 102, 125
устройство 37
Т Теория прочности
—вторая 82
—пятая 84
—третья 82
—четвертая 83
Тепло
——количество, поступающее в стенки ствола 206——215
Тормоз дульный
—проектирование 390
—прочность 391
—расчет 380—384
—типы 53, 380
—устройство 380—384
У Угол
—вылета 175
—клина 309
—наклона нарезов 58
Э Эжектор 51
ОГЛАВЛЕНИЕ
Сгр.
Предисловие 3
Введение 5
Условные обозначения17
Глава L Общие сведения об артиллерийских комплексах и орудийных стволах
1- Общие сведения об артиллерийских комплексах 19
L 2. Основные требования к орудийным стволам. Конструктивные схемы стволов артиллерийских орудий 23
L 3. Общие сведения об орудийной стали н производстве орудийных труб39
Список литературы . .. *:.：42
Глава 2 Конструкция и устройство артиллерийских стволов .43
I. Конструкция стволов и гильз43
Расчет крутизны нарезов*55
Примеры расчета нарезов；66
Список литературы:::71
Глава 3. Расчет прочности ствола 72
1. Основные понятия 72
* 3.2. Вывод рабочих формул для расчета толстостенных труб на ос- нове теории наибольших деформаций и эиергоформоизменения 77 3. 3. Расчет на прочность ствола-моноблока на основе теории наибольших деформаций88
Расчет скрепленных труб по теории Сен-Венана .「：：：96
Расчет прочности стволов со свободной трубой или лейнером по теории Сен-Венана 102
Методика расчета на прочность скрепленного двухслойного ствола по теории Сен-Венана 104
3. 7. Прочность ствола с межслойным охлаждением по теории Сен-
、7 "нана но
3./. прочность ствола с межслойным охлаждением по теории Сен- Венана
3. 8. Расчет прочности ствол а-моноблока в области эжекционного устройства U3
3.9. Сопротивление автофретированного ствола по теории Сен- Веиана
g. 1°. Расчет прочностистволов потеории энергоформоизменення122
g」lL Особенности расчетастволов,разборныхпо длине ...129-
3.12. Рабочие формулыичисловыепримерырасчета стволовна
прочность . ..⑶
Список литературы .；]56
Глава 4. Колебания и изгиб стволов 158
4. 1. Радиальные колебания .. 一 158
4.2. Поперечные колебания:::::163
Колебания кручения*
Угол вылета
Примеры расчета
Список литературы
Глава 5. Нагрев и охлаждение стволов
5. 1. Современное состояние и основные задачи теории теплообмена и термоупругости
Понятие о расчете температурного поля
Нагрев ствола в процессе стрельбы
Влияние нагрева ствола на кучность и точность стрельбы .
5. Охлаждение стволов
6. Температурные напряжения при плоском деформированном состоянии
7. Напряжения в стволе, неравномерно нагретом по длине и в радиальном направлении
Список литературы
Глава 6. Живучесть орудийных стволов
Общие сведения о живучести стволов
Методы расчета живучести
Список литературы
Глава 7. Казеииики
1. Основные требования и классификация
2. Расчет нагрузки
3. Расчет навинтной части казенника .
4. Расчет казенников с клиновыми затворами
Расчет казенников с поршневыми затворами
6. Динамическая прочность казенника
Примеры расчета .
Список литературы
Глава 8. Затворы артиллерийских орудий, механизмы полу автоматики и досылатели
1. Общие требования к затворам
Закрывающий и открывающиб механизмы клиновых затворов
Устройство закрывающего механизма поршневого затвора и поршневого гнезда
Механизмы полуавтоматики и требования к иим .
5. Стреляющее приспособление
Теоретические обосновании устройства выбрасывающих механизмов
Устройство пластических обтюраторов типа Банжа ....
8. Устройства досылателей Список литературы
Глава 9 Проектирование дульного тормоза, компенсатора устойчивости и эжекционного устройства,
Расчет дульных тормозов и локализаторов
Расчет газовых усилителей отдачи-
Расчет газовых компенсаторов
Расчет и проектирование эжекционных устройств .
Примеры расчета
Избыточное давление на местах орудийного расчета ....
7. Упругая реакция металла дульного тормоза по месту его крепления на стволе
Список литературы
Приложение
Предметный указатель，
L 35Q2 3
W 7 79 9 9
4 6 9 13
9 9 9 2 2
1112 2
3 36 7 736 7 81200788 ^ ^^ ^242525^2526262728282829
11 ОО
9 0 0
2 33
328 2 6 9 4 5 826087
12 2 3 4 5 7 7 7 9 9 0 0 1 3333333 3333444
16 7 8
2 2 2 2
4 4 4 4
"二”飞»一二
Борис Викторович Орлов, Эмиль Карлович Ларман,Василий Георгиевич Маликоа
УСТРОЙСТВО И ПРОЕКТИРОВАНИЕ СТВОЛОВ
АРТИЛЛЕРИЙСКИХ ОРУДИЙ
Редактор издательства Г. П. ФилипповскаяХудожник Е. Г. Шубенцо&
Технический редактор Н. Н. СкотниковаКорректор А. И. Карамышкина-
Сдано в набор 28/XI 1975 г.Подписано к печати 9/11 1976 г.Т—03053
Формат 60 x 90/6Бумага № 1Печ. л. 27,0Уч.-изд. л. 24,54
Цена 1 р. 02 к.Тираж 3000 экз.Изд. заказ 3972
Авт^скне нспр&влення
Стр.
Строка ]
1 Напечатано|
Следует читать
75
11 сжизу
_「2
2£ •
76
3 снизу
«% — Q#)2 (% — Qz)Z・
…®—Q*y+(0LQzA
82
10 снизу
£L =
Pl
Pu 一…
5 сверху
Wl 1
芸一1
101
走ag
出處-1 1-(1
109
7 снизу
W1 — 1 9 2。31 - 1
134
12 сверху
%2%2
..«21 —或；岳1 —4
«el f / Q《1
、1
1
135
4 сверху
］一世
If
149
3 сверху
P；=…
讨
159
4 сверху
...82+|Ux
..局一階T
5 сверху
179
Формула (4.56)
••••••
Формула (4.59)
〃&р
dGro'
181
… dt …
dt "'
204
9 сверху
Зн
a2 =-；
Ym
做=；
一 一上4-
206
7 сверху.
...2c；u + M) 1
…...2陋-吟-
210
7 снизу
...(1+跳)…
...(1 -а/)…
211
4 сверху
严…
)—0,2 …
215
13 сверху
••脸1
220
3 сверху
.../(S/K)2 =『.•
264
И сверху
an =
280
Ш сверху
'Qnp = %：十 Q#
Qup = Q* + Qu
c& + Kl
283
11 сверху
Ro- %
Ro—
306
Таблица 8.1
и
c
369
12 снизу
Заказ 4425/3972
3. Для скрепленной трубы： а) относительный иатяг
, АнР2 也0,06
4. Коэффициент теплоотдачи от стенки Лейнера к воде
УДК 623.42.001.2(075.8)
Рецензент д-р техн, наук Ю. В. Чуев-
Орлов Б. В” Ларман Э. К., Маликов В. Г. Устройство и проектирование стволов артиллерийских орудий. М., Машиностроение, 1976, 432 с.
В книге изложены теоретические основы устройства н проектирования стволов и затворов артиллерийских орудий.
Приведены типовые конструктивные схемы современных стволов, казенников, затворов, механизмов полуавтоматики, а также дульных и эжекционных устройств и изложены методы их расчета. - ■
Особое внимание уделяется влиянию нагрева и охлаждению стволов на их прочность и живучесть, а также влиянию колебаний и изгиба стволов на динамическую прочность н кучность стрельбы. .
Учебник предназначен для студентов вузов и может быть полезен специалистам, занимающимся проектированием и. эксплуатацией современных артиллерийных орудий.
Табл. 15, ил. 155, список лит. 51 назв.
Гос. публичная научно -техническжя библиотека ССОР екзЕмпляр ЧИТАЛЬНОГО ЗАЛАГос. публичная научно -техническжя библиотека ССОР екзЕмпляр ЧИТАЛЬНОГО ЗАЛА
Гос. публичная научно -техническжя библиотека ССОР екзЕмпляр ЧИТАЛЬНОГО ЗАЛА
Гос. публичная научно -техническжя библиотека ССОР екзЕмпляр ЧИТАЛЬНОГО ЗАЛА
，一泌г6Ж1
О
11204-210
038(01)-76
210-76
© Издательство «Машиностроение», 1976 г.