李軍寧， 王倩， 韓卡， 陳武閣

(西安工業(yè)大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 陜西 西安 710021)

0 引言

主戰(zhàn)坦克的基本性能包括火力、機(jī)動和防護(hù)3個重要部分，其中打擊能力和射擊精度是火力性能的關(guān)鍵指標(biāo)[1]。炮塔座圈作為提高坦克打擊能力和射擊精度的關(guān)鍵部件，其在炮塔轉(zhuǎn)動和發(fā)射過程中的載荷傳遞方面承擔(dān)著重要作用，在作戰(zhàn)條件下座圈往往承受軸向載荷、徑向載荷、傾覆力矩及強(qiáng)沖擊載荷的聯(lián)合作用，在苛刻作戰(zhàn)環(huán)境中良好的潤滑是提高其工作性能和可靠性的關(guān)鍵。隨著坦克性能的改進(jìn)，對炮塔座圈技術(shù)要求越來越高，與之相應(yīng)地，復(fù)雜工況下炮塔座圈動力學(xué)行為和潤滑機(jī)理的分析研究也尤為重要。

包括炮塔座圈在內(nèi)的大型回轉(zhuǎn)軸承載荷分布一直是研究重點與難點。Li等[2]和李云峰等[3-5]以多種結(jié)構(gòu)類型回轉(zhuǎn)支承為研究對象，分析了游隙對回轉(zhuǎn)支承承載性能的影響，并提出多種載荷作用下回轉(zhuǎn)支承校核方法。G?ncz等[6]建立了對稱三列滾子回轉(zhuǎn)軸承有限元模型，對其內(nèi)部接觸載荷分布進(jìn)行了數(shù)值計算。邱明等[7]建立了單排交叉滾柱回轉(zhuǎn)支承軸系模型，研究了不同徑向游隙下載荷分布、回轉(zhuǎn)支承剛度、最小油膜厚度和壽命的演變規(guī)律。在炮塔座圈中，上、下座圈的相對運(yùn)動受到滾子和滾道之間接觸的限制。Yao等[8]將罰函數(shù)法和單邊非線性彈簧阻尼器模型應(yīng)用于軸承，獲得了不同載荷作用下回轉(zhuǎn)軸承的動態(tài)接觸力和沖擊力分布規(guī)律。Srinivasan等[9]基于Hooke Jeeves法求解炮塔座圈載荷計算公式，研究了不同發(fā)射角下各滾子載荷變化規(guī)律。Lin等[10]建立了炮塔座圈參數(shù)化動態(tài)模型，提出一種基于粒子群優(yōu)化算法的參數(shù)辨識方法，研究了不同仰角和不同載荷影響下炮塔座圈動態(tài)響應(yīng)。

脂潤滑由于其非牛頓流體動力學(xué)特性，潤滑性能更為復(fù)雜[11]。Karthikeyan 等[12]對脂潤滑軸承的等溫和熱彈性流體動力潤滑進(jìn)行了分析，結(jié)果表明潤滑脂與基礎(chǔ)油膜厚度、負(fù)荷和速度相關(guān)。 Vengudusamy等[13]對9種不同稠化劑、黏度和美國潤滑脂協(xié)會級(NLGI)潤滑脂的成膜性能和摩擦性能進(jìn)行了研究。Cen等[14]在球盤機(jī)中測試了不同類型的商用潤滑脂，并使用干涉法測量了其薄膜厚度，結(jié)果表明極低轉(zhuǎn)速下潤滑脂膜厚大于基礎(chǔ)油膜厚。

作戰(zhàn)條件下坦克炮塔座圈受到軸向、徑向、傾覆力矩和強(qiáng)沖擊載荷的聯(lián)合作用，可能會導(dǎo)致軸承撓度、接觸載荷和潤滑性能的顯著變化。國內(nèi)外相關(guān)文獻(xiàn)大多側(cè)重于炮塔座圈載荷分布、應(yīng)力場分布、壽命預(yù)測、偏載影響因素等方面的研究，而對于不同發(fā)射姿態(tài)(發(fā)射角)及關(guān)鍵接觸副間由于潤滑脂非線性流變特性所引起的接觸潤滑性能研究相對較少。因此本文進(jìn)行炮塔座圈受力、接觸半徑和運(yùn)動分析，并考慮不同發(fā)射角對炮塔座圈性能的影響，基于ADAMS 軟件進(jìn)行動力學(xué)仿真，分析強(qiáng)沖擊載荷作用下炮塔座圈最大接觸載荷分布規(guī)律，研究揭示不同發(fā)射角等多因素影響下的炮塔座圈潤滑特性變化規(guī)律。

1 炮塔座圈動力學(xué)和潤滑性能分析框架

軸承潤滑狀態(tài)的準(zhǔn)確分析離不開其動力學(xué)理論和彈流潤滑理論[15-16]。本文首先建立炮塔座圈各部件相互作用模型，考慮潤滑脂對炮塔座圈動力學(xué)仿真的影響，采用ADAMS軟件對炮塔座圈進(jìn)行準(zhǔn)確的動力學(xué)仿真分析，從而獲取炮塔座圈接觸微區(qū)力學(xué)參數(shù)和運(yùn)動參數(shù)。進(jìn)而以獲得的接觸微區(qū)工況作為主要輸入條件，并考慮潤滑脂的影響，進(jìn)行彈流潤滑分析，從而獲得不同發(fā)射角下炮塔座圈動態(tài)性能和彈流潤滑特性。炮塔座圈動力學(xué)和潤滑性能分析流程如圖1所示。

圖1 炮塔座圈動力學(xué)和潤滑性能分析流程Fig.1 Flow chart of dynamics and lubrication performance analysis of turret race

2 炮塔座圈運(yùn)動學(xué)和動力學(xué)分析

2.1 炮塔座圈受力分析

為了滿足更遠(yuǎn)的射程要求和從負(fù)斜面攻擊目標(biāo)，坦克需要在特定范圍內(nèi)升降主炮角度。炮塔座圈除了受到炮塔和武器系統(tǒng)的重力外，還受到射擊力的影響。射擊力主要來源于主炮的后坐力，主要取決于瞬時坦克發(fā)射角。在以炮塔座圈為中心的局部坐標(biāo)系中，作用于不同位置的射擊力、炮塔和武器系統(tǒng)重力以及坦克發(fā)射角對炮塔座圈的影響如圖2所示。圖2中，X、Y和Z為炮塔座圈坐標(biāo)系的3個軸，W為炮塔和武器系統(tǒng)的重力，F(xiàn)re為后坐力，F(xiàn)X為后坐力沿X軸方向的分力，F(xiàn)Z為后坐力沿Z軸方向的分力，φ為坦克發(fā)射角，a為坦克武器系統(tǒng)重心到炮塔座圈重心沿X軸方向的距離，b為坦克武器系統(tǒng)重心到炮塔座圈重心沿Y軸方向的距離，H為坦克武器系統(tǒng)重心到炮塔座圈重心的垂直距離，c為坦克炮尾重心到炮塔座圈重心沿X軸方向的距離，Hb為坦克炮尾重心到炮塔座圈重心的垂直距離。

圖2 炮塔座圈受力簡圖Fig.2 Forces acting on turret race

以單排交叉滾柱式炮塔座圈為研究對象，炮塔座圈受力[9]所受的軸向力Fa為

Fa=W+Fresinφ，

(1)

炮塔座圈所受的徑向力Fr為

Fr=Frecosφ.

(2)

考慮作用在炮塔座圈上的力，并考慮到在不同發(fā)射角下炮塔座圈相對于主炮的偏移，作用在炮塔座圈上的力矩如圖3所示。圖3中，MY為炮塔座圈在Y軸方向受到的力矩，MX為炮塔座圈在X軸方向受到的力矩。

圖3 炮塔座圈受力示意圖Fig.3 Loads on turret race

結(jié)合圖2分析不同發(fā)射角下坦克武器系統(tǒng)重力和射擊力對炮塔座圈相對于主炮偏移的影響，可以得到炮塔座圈在X軸方向受到的力矩為

MX=Wb，

(3)

炮塔座圈在Y軸方向受到的力矩為

MY=Wa-Frecosφ(Hb-ctanφ)，

(4)

從而得到合力矩為

(5)

2.2 炮塔座圈接觸半徑分析

考慮傾斜角對接觸半徑的影響[17]，滾子與下座圈接觸示意圖如圖4所示。圖4中，Ro為上座圈滾道半徑，Ri為下座圈滾道半徑，Rc為下座圈與滾子的實際接觸半徑，Rr為滾子半徑，L為滾子長度，Dp為座圈節(jié)圓直徑，β為座圈接觸角。

圖4 炮塔座圈的滾子與下座圈接觸示意圖Fig.4 Contact between the roller and the lower turret race

根據(jù)圖4炮塔座圈滾子與下座圈的位置關(guān)系和接觸關(guān)系，可以得到下座圈滾道半徑為

(6)

下座圈與滾子的實際接觸半徑為

(7)

從而得到綜合曲率半徑為

(8)

2.3 炮塔座圈速度分析

假定炮塔座圈的下座圈以角速度ωi旋轉(zhuǎn)，上座圈靜止，則有：

1)滾子自轉(zhuǎn)速度[18]為

(9)

2)下座圈接觸點速度為

uvi=(Ri+hv)ωi，

(10)

式中：hv為下座圈與滾子端面接觸點的高度。

3)滾子接觸點速度為

uvr=(Rr-hv)ωr.

(11)

4)平均卷吸速度為

(12)

2.4 炮塔座圈動力學(xué)仿真

2.4.1 炮塔座圈虛擬樣機(jī)模型

以某型坦克為研究對象，主炮位于0°位置角，炮塔座圈的結(jié)構(gòu)形式為單排交叉滾柱式，滾子數(shù)為110，第1組滾子排布方式一致、滾子數(shù)55，第2組滾子排布方式與第1組相反、滾子數(shù)55，兩組滾子交叉排布。在三維建模軟件Solidworks中建立坦克炮塔座圈實體模型，將實體模型導(dǎo)入ADAMS軟件中，并設(shè)置各個零件的材料類型。根據(jù)圖2炮塔座圈受力分析結(jié)果，下座圈與大地應(yīng)保留沿X軸、Z軸的移動自由度和繞X軸、Y軸的轉(zhuǎn)動自由度，因此定義點面副約束下座圈沿Y軸的移動自由度及垂直副約束下座圈繞Z軸的轉(zhuǎn)動自由度。上座圈與大地固定，保持架與上座圈固定。實際情況下，滾子在上、下座圈內(nèi)進(jìn)行微幅的來回碰撞，由于滾子數(shù)目為110個，為減少運(yùn)算量和縮短仿真時間，將滾子和上座圈固定在一起，在滾子和下座圈之間添加接觸。定義滾子與下座圈的體- 體接觸類型并設(shè)置接觸參數(shù)，對下座圈施加炮塔座圈受力分析得到的力和力矩。本文建立的坦克炮塔座圈虛擬樣機(jī)模型如圖5所示。如圖6所示，在發(fā)射載荷作用下第1組滾子端面與下座圈下滾道的面接觸為接觸對1，第2組滾子側(cè)面與下座圈上滾道的線接觸為接觸對2.

圖5 炮塔座圈虛擬樣機(jī)模型Fig.5 Virtual prototype model of turret race

圖6 炮塔座圈接觸對示意圖Fig.6 Contact pair of turret race

2.4.2 炮塔座圈接觸參數(shù)設(shè)定

2.4.2.1 接觸載荷

滾子與炮塔座圈之間的contact接觸碰撞力采用Dubosky彈簧- 阻尼接觸鉸理論，法向接觸載荷為

(13)

式中：K為罰因子，即接觸剛度；g為接觸體的滲透量；e為非線性系數(shù)；c為阻尼系數(shù)，在ADAMS軟件中通過修改阻尼系數(shù)對模型進(jìn)行修正。定義阻尼系數(shù)為

c=step(g,0,0,Dmax,cmax)，

(14)

式中：Dmax為用戶設(shè)定的最大滲透量；cmax為阻尼系數(shù)全值，大小按材料特性選定。

2.4.2.2 炮塔座圈接觸剛度

在實際作戰(zhàn)條件下炮塔座圈的上、下座圈與滾子的各個接觸位置處均存在潤滑脂，因此在ADAMS軟件中座圈的接觸剛度應(yīng)同時考慮座圈本身的接觸變形剛度和潤滑脂的油膜剛度的影響。

線接觸區(qū)Hertz接觸變形剛度的計算公式為

Ki=0.356·E·L8/9，

(15)

在等溫且潤滑脂充足的條件下，線接觸彈流的無量綱最小油膜厚度Hmin[19]為

(16)

式中：U為無量綱速度參數(shù)；G為無量綱材料參數(shù)；Q為無量綱載荷參數(shù)。滾子與下座圈的最小油膜厚度為

hmin=Hmin·R，

(17)

式中：R為綜合曲率半徑。

綜合(16)式、(17)式，可得

(18)

式中：η0為常壓下的動力黏度；u為表面平均速度；α為黏壓系數(shù)。

根據(jù)剛度的定義可得油膜剛度為

(19)

接觸剛度為

(20)

由(15)式～(20)式可得炮塔座圈等效綜合剛度為7.309×106N/mm. 由于接觸副較多，本文使用宏定義方法采用cmd進(jìn)行接觸程序的編寫，編寫完的cmd程序?qū)階DAMS宏定義讀取模塊后，自動建立110個滾柱與上座圈的接觸副。

2.4.3 不同發(fā)射角下炮塔座圈動態(tài)接觸仿真分析

分析不同發(fā)射角下交叉滾柱座圈兩組滾子的最大接觸載荷Wmax隨施加在座圈上的沖擊載荷的變化規(guī)律，繪制兩組滾子在最大俯角-7°、0°角和最大仰角20°下的最大接觸載荷變化曲線分別如圖7、圖8、圖9所示。在相同邊界條件下分析不同發(fā)射角對滾子接觸載荷的影響。仿真時間0.5 s，仿真步數(shù)2 000.

圖7 發(fā)射角-7°時滾子最大接觸載荷分布圖Fig.7 Maximum contact load distribution of roller at launching angle of -7°

圖8 發(fā)射角0°時滾子最大接觸載荷分布圖Fig.8 Maximum contact load distribution of roller at launching angle of 0°

圖9 發(fā)射角20°時滾子最大接觸載荷分布圖Fig.9 Maximum contact load distribution of roller at launching angle of 20°

2.4.3.1 發(fā)射角-7°下炮塔座圈動態(tài)接觸仿真分析

從圖7中可以看出：在發(fā)射載荷作用下不同位置的滾子與座圈接觸載荷變化趨勢有明顯不同，在0°和180°處接觸對1和接觸對2接觸載荷分別達(dá)到其最大值12 718 N和10 663 N，主要原因是射擊過程中炮塔座圈后半部分需要抵消和平衡射擊載荷對回轉(zhuǎn)部分的徑向力和力矩。接觸對1的接觸載荷大于接觸對2，其主要原因是受交叉滾柱式炮塔座圈結(jié)構(gòu)的影響，接觸對1的接觸形式是面接觸，而接觸對2的接觸形式是線接觸。

2.4.3.2 發(fā)射角0°下炮塔座圈動態(tài)接觸仿真分析

從圖8中可以看出：在發(fā)射載荷作用下不同位置的滾子與座圈接觸載荷變化趨勢有明顯不同，在0°和180°處接觸對1和接觸對2接觸載荷分別達(dá)到最大值13 197 N和11 518 N，接觸對1的接觸載荷大于接觸對2.

2.4.3.3 發(fā)射角20°下炮塔座圈動態(tài)接觸仿真分析

從圖9中可以看出：在發(fā)射載荷作用下不同位置的滾子與座圈接觸載荷變化趨勢有明顯不同，在0°和180°處接觸對1和接觸對2接觸載荷分別達(dá)到最大值14 564 N和13 567 N，接觸對1的接觸載荷大于接觸對2；發(fā)射角20°與發(fā)射角-7°、0°相比炮塔座圈承載滾子數(shù)量增加。

2.4.3.4 不同發(fā)射角下炮塔座圈最大接觸載荷對比分析

為了揭示不同發(fā)射角下炮塔座圈承載性能變化規(guī)律，對比分析不同發(fā)射角下炮塔座圈兩組接觸對最大接觸載荷變化情況如圖10所示。從圖10中可以看出：炮塔座圈兩組接觸對的最大接觸載荷都隨發(fā)射角的增大而增大，在特定的打擊能力(后坐力)指標(biāo)下坦克發(fā)射角為-7°時炮塔座圈具有更好的承載性能。

圖10 不同發(fā)射角下炮塔座圈最大接觸載荷對比圖Fig.10 Comparison diagram of maximum contact load of turret ring at different launching angles

2.5 模型驗證

對交叉滾柱座圈所承受的最大靜接觸載荷仿真結(jié)果和理論計算結(jié)果進(jìn)行對比。對于單一載荷作用的軸承，用(21)式～(23)式對最大接觸載荷進(jìn)行計算[20]。經(jīng)驗公式計算結(jié)果和本文仿真結(jié)果如表1所示，從表1中可以看出二者誤差在5%以內(nèi)，在一定程度上驗證了本文模型的正確性。

表1 載荷計算驗證

單一載荷作用下交叉滾柱座圈最大接觸載荷計算公式如下：

軸向載荷作用下座圈最大接觸載荷為

(21)

徑向載荷作用下座圈最大接觸載荷為

(22)

傾覆力矩作用下座圈最大接觸載荷為

(23)

式中：Zr為滾柱數(shù)量。

3 炮塔座圈接觸微區(qū)彈流潤滑控制方程

1) Reynolds方程?；贠stwald模型潤滑脂的一維Reynolds方程為

(24)

式中：n為流變指數(shù)；ρ為潤滑脂的密度；h為油膜厚度；φ為塑性黏度；p為油膜壓力。

2) 油膜厚度方程。

(25)

式中：h0為中心油膜厚度；x0和xe為載荷p(x)的起點和終點坐標(biāo)；s為x軸上的附加坐標(biāo)，表示任意線載荷p(s)ds與坐標(biāo)原點的距離，p(s)為載荷分布函數(shù)。

3) 黏壓與密壓方程。目前還沒有廣泛認(rèn)可的潤滑脂黏壓方程和密壓方程，此處采用與潤滑油方程相同的計算方法：

φ=φ0exp{(lnφ0+9.67)[1+5.1×10-9ρ]z-1}，

(26)

式中：φ0為潤滑脂在常壓下的塑性黏度，相當(dāng)于潤滑油的黏度；z為常數(shù)，近似取0.68；潤滑脂的密度為常數(shù)，即ρ=ρ0.

4) 載荷方程：

(27)

(28)

式中：ω為單位長度載荷；W′為量綱一化載荷；pd為量綱一化壓力。

4 結(jié)果及分析

炮塔座圈單位長度載荷W*=Wmax/L，炮塔座圈與滾子接觸點處的綜合速度us=0.109 m/s，炮塔座圈綜合曲率半徑R=16 mm，綜合彈性模量E=206 GPa，工作溫度T0=303 K(30 ℃)。潤滑脂選用極壓鋰基脂，其塑性黏度φ0=13.02 Pa·s，流變指數(shù)n=0.64，初始密度ρ0=780 kg/m3.Gauss-Seidel迭代松弛因子和Jacobi迭代松弛因子均取0.17. 在相同初始條件下，以接觸對2為例，研究不同發(fā)射角(-7°，0°，20°)下載荷和流變指數(shù)對炮塔座圈油膜壓力和油膜厚度的影響。

4.1 發(fā)射角-7°下炮塔座圈油膜壓力、油膜厚度分布規(guī)律

根據(jù)圖7中發(fā)射角為-7°時的滾子最大接觸載荷分析結(jié)果，以3個受力較大的滾子為算例，此處流變指數(shù)n=0.64. 圖11所示為發(fā)射角為-7°時載荷對油膜壓力和油膜厚度的影響規(guī)律。從圖11(a)中可以看出：油膜壓力曲線與 Hertz 接觸壓力曲線形狀非常相似，在入口區(qū)緩慢增加，曲線光滑的達(dá)到壓力峰值，然后緩慢下降，在出口區(qū)出現(xiàn)微幅波動，即出現(xiàn)了二次壓力峰，與經(jīng)典彈流潤滑理論相吻合。從圖11(b)中可以看出：不同載荷下油膜厚度在接觸中心區(qū)均保持水平，在出口區(qū)出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象；當(dāng)載荷較小時平均油膜厚度較大，當(dāng)載荷增大時平均油膜厚度變小。

圖11 發(fā)射角-7°下載荷對炮塔座圈潤滑特性的影響Fig.11 Effect of load on the lubrication characteristics of turret race at launching angle of -7°

圖12所示為發(fā)射角-7°下流變指數(shù)對油膜壓力和油膜厚度的影響規(guī)律。取極壓鋰基脂在30 ℃、50 ℃和70 ℃時的流變指數(shù)0.64、0.71、0.77計算其對油膜的影響[21]，此處W*=338 508 N/m. 從圖12(a)中可以看出：流變指數(shù)較小時壓力曲線出口處變化比較平緩，油膜二次壓力峰隨著流變指數(shù)的增大而變得明顯。從圖12(b)中可以看出：在不同流變指數(shù)下油膜厚度在出口處均有頸縮現(xiàn)象，并且油膜厚度隨著流變指數(shù)的增大而增大。流變指數(shù)n是流體牛頓性的反映，n值越小，流體的非牛頓性越強(qiáng)。潤滑脂的流變指數(shù)越小，其非牛頓特性越強(qiáng)，從而會造成座圈接觸微區(qū)的油膜厚度減小，這與一般規(guī)律相符[22]。

圖12 發(fā)射角-7°下流變指數(shù)對炮塔座圈潤滑 特性的影響Fig.12 Effect of rheological index on the lubrication characteristics of turret race at launching angle of -7°

4.2 發(fā)射角0°下炮塔座圈油膜壓力、油膜厚度分布規(guī)律

根據(jù)圖8發(fā)射角0°下滾子最大接觸載荷分析結(jié)果，以3個受力較大的滾子為算例，此處n=0.64. 圖13所示為發(fā)射角0°時載荷對油膜壓力和油膜厚度的影響規(guī)律。從圖13(a)中可以看出，隨著載荷的增大油膜壓力增大。從圖13(b)中可以看出，隨著載荷的增大，最小油膜厚度出現(xiàn)的位置越靠近出口區(qū)，油膜厚度減小。

圖13 發(fā)射角0°下載荷對炮塔座圈潤滑特性的影響Fig.13 Effect of load on the lubrication characteristics of turret race at launching angle of 0°

圖14所示為發(fā)射角0°流變指數(shù)對油膜壓力和油膜厚度的影響規(guī)律，此處W*=365 651 N/m. 從圖14(a)中可以看出，油膜壓力二次峰隨著流變指數(shù)的增大而變得明顯。從圖14(b)中可以看出，油膜厚度隨著流變指數(shù)的增大而增大，并且油膜厚度對流變指數(shù)的變化很敏感。

圖14 發(fā)射角0°下流變指數(shù)對炮塔座圈潤滑特性的影響Fig.14 Effect of rheological index change on the lubrication characteristics of turret race at launching angle of 0°

4.3 發(fā)射角20°下炮塔座圈油膜壓力、油膜厚度分布規(guī)律

根據(jù)圖9發(fā)射角20°下滾子最大接觸載荷分析結(jié)果，以3個受力較大的滾子為算例，此處n=0.64，圖15所示為發(fā)射角20°下載荷對油膜壓力和油膜厚度的影響規(guī)律。從圖15(a)中可以看出，隨著載荷的增大油膜壓力增大；從圖15(b)中可以看出，隨著載荷的增大，油膜厚度減小。

圖15 發(fā)射角20°下載荷對炮塔座圈潤滑特性的影響Fig.15 Effect of load on the lubrication characteristics of turret race at launching angle of 20°

圖16所示為發(fā)射角20°時流變指數(shù)對油膜壓力和油膜厚度的影響規(guī)律，此處W*=430 698 N/m. 從圖16(a)中可以看出，油膜壓力二次峰隨著流變指數(shù)的增大而變得明顯；從圖16(b)中可以看出，油膜厚度隨著流變指數(shù)的增大而增大。

圖16 發(fā)射角20°下流變指數(shù)對炮塔座圈潤滑特性的影響Fig.16 Effect of rheological index change on the lubrication characteristics of turret race at launching angle of 20°

4.4 不同發(fā)射角下炮塔座圈潤滑性能對比分析

為了揭示炮塔座圈潤滑性能，以接觸對1中受力最大滾子為例，對比分析了不同發(fā)射角下油膜壓力和油膜厚度變化情況，如圖17所示。從圖17中可以看出，隨著發(fā)射角的增大，最大油膜壓力pmax呈增大趨勢，最小油膜厚度hmin呈減小趨勢，其原因在于不同發(fā)射角下實際接觸載荷數(shù)值對其油膜壓力和油膜厚度分布產(chǎn)生影響。油膜厚度是衡量摩擦副潤滑狀況的重要指標(biāo)，在相同后坐力條件下，油膜厚度越大對炮塔座圈微接觸區(qū)的潤滑狀況越有利。研究表明在特定的打擊能力(后坐力)指標(biāo)之下發(fā)射角-7°下炮塔座圈具有更好的潤滑性能。

圖17 不同發(fā)射角下最大油膜壓力和最小 油膜厚度對比圖Fig.17 Comparison of maximum oil film pressures and minimum film thicknesses at different launching angles

5 結(jié)論

本文分析了不同發(fā)射角下炮塔座圈的最大接觸載荷變化規(guī)律，并研究了載荷和流變指數(shù)對炮塔座圈油膜壓力、油膜厚度等潤滑性能的影響機(jī)制，進(jìn)而對不同發(fā)射角下炮塔座圈動力學(xué)行為及潤滑性能開展了系統(tǒng)化研究。得到主要結(jié)論如下：

1)炮塔座圈的最大接觸載荷隨發(fā)射角的增大而增大，在特定的后坐力下坦克發(fā)射角為俯角時炮塔座圈具有更好的承載性能。

2)隨著載荷的增大，油膜壓力逐漸增大而油膜厚度減??；隨著流變指數(shù)的增大，油膜二次壓力峰變得明顯且油膜厚度增大。

3)隨著發(fā)射角的增大，炮塔座圈滾子最大接觸載荷和最大油膜壓力呈增大趨勢，最小油膜厚度呈減小趨勢，在特定的打擊能力(后坐力)指標(biāo)之下坦克發(fā)射角為俯角時炮塔座圈具有更好的潤滑和工作性能。