唐蓬博，王茂林，王開政，趙 靜

(西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099)

在某轉(zhuǎn)膛自動機研制初期射擊試驗中，第1個連接筒射擊7發(fā)、第2個連接筒射擊303發(fā)時，連接筒U形槽后下角部位斷裂，自動機停射。通過分析連接筒與滑板、推彈滑座等零部件之間的連接關(guān)系以及運動特性，在一定簡化與假設(shè)的基礎(chǔ)上，建立了多構(gòu)件連續(xù)撞擊模型，應(yīng)用撞擊變形能理論，對多次連續(xù)撞擊情況下的連接筒的受力情況進行了分析。通過在炮箱上增加限位塊等措施，減小了推彈滑座與連接筒在后坐到位時的撞擊力，提高了連接筒的使用壽命。

1 連接筒斷裂故障現(xiàn)象及工作過程分析

1.1 連接筒斷裂表現(xiàn)

射擊試驗中發(fā)現(xiàn)，連接筒在U形槽后下角部位斷裂，導(dǎo)致自動機停射。連接筒U形槽斷裂如圖1所示，兩個連接筒斷裂的位置和損壞情況基本相同。

1.2 連接筒的連接關(guān)系及工作過程

連接筒是連接自動機主動滑板與推彈滑座的零件，轉(zhuǎn)膛滑板下面的方形凸起插入主動滑板的方孔中，連接筒前端的T形凸起卡在主動滑板的T形槽中，二者之間有Δ1=0.208 mm間隙；連接筒后端的U形槽通過鍵與推彈滑座連接，二者之間的間隙為Δ2=0.232 mm。連接筒與其他零部件的連接關(guān)系如圖2所示。在火藥氣體和輸彈簧作用下，主動滑板、連接筒和推彈滑座共同后坐和復(fù)進，完成供彈、輸彈、閉鎖、擊發(fā)等機構(gòu)動作。

火炮連續(xù)射擊過程中，主動滑板(速度v1)后坐到位時，首先撞擊炮箱后限位面，爾后反彈復(fù)進。主動滑板剛反彈復(fù)進時，推彈滑座還在向后運動，主動滑板與連接筒T形凸起撞擊，帶動連接筒(速度v2)向前運動。連接筒U形槽后平面又與推彈滑座(速度v3)撞擊，使連接筒U形槽后平面受到向后的沖擊載荷。當(dāng)主動滑板復(fù)進到位時，首先撞擊炮箱前限位面，爾后反彈。主動滑板剛反彈時，推彈滑座還在向前運動，主動滑板與連接筒T形凸起撞擊。連接筒U形槽前平面又與推彈滑座撞擊，使連接筒U形槽前平面受到向前的沖擊載荷。

主動滑板后坐到位的速度為10.5～11.9 m/s，在輸彈簧作用下迅速復(fù)進；主動滑板復(fù)進到位時速度為5.5～6.5 m/s，向后反彈較小距離后最終停留在前方，待彈丸越過導(dǎo)氣孔后才開始后坐。由于主動滑板后坐到位的速度比復(fù)進到位的速度高，因此連接筒U形槽后下角部位裂開，而前下角部位未出現(xiàn)裂紋。

2 連接筒U形槽后平面碰撞應(yīng)力計算

2.1 主動滑板后坐到位期間多構(gòu)件撞擊機理分析

主動滑板后坐到位的撞擊是引起連接筒U形槽部位斷裂的主要原因，因此只分析主動滑板后坐到位時多構(gòu)件撞擊機理。當(dāng)主動滑板后坐到位時，先與炮箱后限位面撞擊，連接筒與主動滑板、連接筒與推彈滑座的間隙均排在后方(見圖2)。撞擊后主動滑板反彈復(fù)進，此時推彈滑座和連接筒還在向后運動，主動滑板與連接筒T形凸起撞擊(見圖3)，其后主動滑板帶動連接筒向前運動，連接筒U形槽后平面又與推彈滑座撞擊(見圖4)，使連接筒U形槽后平面受到向后的沖擊載荷。在多次連發(fā)射擊過程中，連接筒U形槽后平面受到不斷沖擊載荷而導(dǎo)致疲勞斷裂。

2.2 基本假設(shè)和模型簡化

為了便于理論分析，作如下假設(shè)[1]：

1) 各零件間的撞擊為柱體對心正撞擊。實際上，各零件的撞擊點并不一定是位移運動方向的質(zhì)心位置，但對撞擊部位的受力影響不大。

2) 計算撞擊過程的速度變化和撞擊力時不考慮其他常力的作用。

3) 不考慮零件的塑性變形。

根據(jù)變形能理論，最大撞擊力發(fā)生在變形最大的瞬間，也就是在壓縮階段之末。此瞬間兩構(gòu)件的速度達(dá)到一致，根據(jù)能量守恒及轉(zhuǎn)化定律，不考慮損失，則動能的減少量等于位能的增加量。由兩構(gòu)件接觸面的撞擊力所引起的變形位能，就可以求出撞擊力的大小[2]。

2.3 各個構(gòu)件撞擊后速度計算

取后坐速度的平均值11.0 m/s為主動滑板、連接筒和推彈滑座共同后坐時速度，主動滑板質(zhì)量為m1=13.1 kg，連接筒質(zhì)量為m2=3.3 kg，推彈滑座質(zhì)量為m3=6.1 kg，考慮恢復(fù)系數(shù)b=0.4。由動量守恒原理求解得到，主動滑板反彈速度4.4 m/s；主動滑板與連接筒撞擊后，二者共同速度為1.3 m/s；連接筒與推彈滑座撞擊時(如圖4)，二者相對速度為12.3 m/s。

2.4 應(yīng)力計算

兩物體在碰撞的最大變形瞬間，二者的共同速度可由(1)式確定：

(1)

式中：M1、M2為兩物體的質(zhì)量；v1、v2為物體碰撞前的速度。

在壓縮階段之末，變形位能的動能總量為原有動能和速度達(dá)到一致時的動能之差：

(2)

式中：U1、U2為兩柱體的最大變形位能。

每個柱體的變形能為：

(3)

式中：S1、S2為兩柱體的橫斷面面積；l1、l2為兩柱體的長度。

將式(1)和式(3)代入式(2)，并考慮碰撞恢復(fù)系數(shù)b時，兩個柱體撞擊最大作用力為：

(4)

連接筒內(nèi)徑d=40 mm，外徑D=48 mm，求得連接筒圓環(huán)形斷面面積S1=553 mm2。連接筒長度l1=350 mm，推彈滑座長度l2=230 mm，推彈滑座斷面面積S2=2 210 mm2。鋼鐵彈性模量為E=2.1×1011MPa，將上述數(shù)據(jù)代入式(4)，求得連接筒U形槽根部撞擊力為P=2.41×105N。

連接筒U形槽后端面所受的撞擊力作用點為Q(如圖5所示)，連接筒既承受拉力，又承受彎矩。連接筒U形槽根部受到應(yīng)力最大，撞擊時該斷面的最大應(yīng)力為[3]：

(5)

連接筒與推彈滑座撞擊力作用點距離連接筒中心h=45 mm，由公式(5)求得U形槽根部的應(yīng)力為σ=1 395 MPa。

連接筒使用材料為40CrNiMoA，其硬度為50HRC，屈服極限為1 370 MPa。由公式(5)求得連接筒U形槽根部的撞擊應(yīng)力為σ=1 395 MPa，略大于材料的屈服極限，多次撞擊后材料斷裂失效[4]。

3 改進措施與試驗驗證

通過對兩個構(gòu)件碰撞內(nèi)力的分析計算，連接筒U形槽后下角部位裂斷的主要原因為：

1)連接筒斷裂部位的圓角R2較小，且圓角R2處的粗糙度Ra3.2較差，存在應(yīng)力集中降低了疲勞壽命。

2)主動滑板后坐到位時與剛性限位撞擊，爾后反彈，帶動連接筒向前運動，而推彈滑座此時仍然向后運動，二者相對速度較大，連接筒U形槽后下角部位受到很大的沖擊載荷。U形槽后下角部受到撞擊力的軸向拉伸和彎曲的共同作用，在多次沖擊載荷作用下，導(dǎo)致連接筒斷裂。

由于自動機的空間限制，連接筒的結(jié)構(gòu)尺寸不宜作較大變動。根據(jù)以上分析，采取如下結(jié)構(gòu)改進措施：

1)將連接筒根部圓角改為R5，同時將圓角處的粗糙度改為Ra0.4(拋光)。

2)在炮箱上增加一個限位塊(如圖6所示)，要求主動滑板與炮箱后限位面接觸，推彈滑座推向前方，推彈滑座后端面與限位塊之間的間隙Δ3=0.05～0.15 mm。由于Δ3小于Δ1、Δ2，這樣在主動滑板后坐到位反彈后與連接筒T形凸起撞擊前，推彈滑座就與限位塊發(fā)生撞擊，向前復(fù)進，此時主動滑板與連接筒撞擊后一起向前的速度與推彈滑座向前的復(fù)進速度的相對速度差(3.1 m/s)較小，減小了連接筒U形槽后下角部受到的撞擊力和應(yīng)力水平，從而可提高連接筒的使用壽命。

采取上述措施后，經(jīng)射擊試驗驗證，連接筒使用壽命從303發(fā)提高到1 700發(fā)(此時連接筒完好)以上，說明改進措施有效。

4 結(jié)束語

根據(jù)轉(zhuǎn)膛自動機主動滑板、連接筒、推彈滑座等零部件之間的連接關(guān)系以及運動特性，應(yīng)用撞擊變形能理論，計算主動滑板后坐到位期間各構(gòu)件的撞擊力，分析了連接筒U形槽根部的斷裂失效原因。通過加大U形槽根部圓角半徑和在炮箱加裝限位塊方法，減小連接筒與推彈滑座向前的復(fù)進速度的相對速度差，從而減小了連接筒U形槽后下角部受到的撞擊力和應(yīng)力水平。采用該方法后，經(jīng)試驗驗證，連接筒使用壽命從303發(fā)提高到1 700發(fā)以上，改進措施有效。

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