管運(yùn)武,方 峻

(南京理工大學(xué),南京 210094)

0 引言

機(jī)構(gòu)動(dòng)作可靠性的含義是指在規(guī)定的使用條件及時(shí)間下,機(jī)構(gòu)可以準(zhǔn)確、快速、協(xié)調(diào)的完成相應(yīng)運(yùn)動(dòng)的能力[1]。關(guān)于可靠性的研究,Sergeyev[2]比較早地提出了機(jī)構(gòu)可靠性計(jì)算分析方法,在自動(dòng)武器方面。關(guān)于拋殼過程有不少學(xué)者做了相關(guān)的研究。曹煒[3]通過對某步槍閉鎖機(jī)構(gòu)動(dòng)作可靠性的研究,分析了不同因素影響下的故障率靈敏度,得出了影響閉鎖機(jī)構(gòu)動(dòng)作可靠性的主要因素有3個(gè):擊針簧初始壓力大小,機(jī)頭導(dǎo)柱大小、槍機(jī)框?qū)к壈霃?。鄒衍等[4]通過虛擬樣機(jī)模型對影響剛性拋殼機(jī)構(gòu)可靠性的速度參數(shù)、力學(xué)參數(shù)、結(jié)構(gòu)參數(shù)的全面研究,提出了一種剛性拋殼可靠性設(shè)計(jì)方法。駱佳光[5]根據(jù)某新型輕量化步槍三維實(shí)體模型在多體動(dòng)力學(xué)分析軟件中建立了自動(dòng)機(jī)仿真模型,模擬了彈性拋殼過程,分析了各動(dòng)力學(xué)參數(shù)對于拋殼過程的影響。赫雷等[6]借助多體動(dòng)力學(xué)分析軟件研究了某步槍彈性拋殼機(jī)構(gòu),分析了彈殼的運(yùn)動(dòng)狀態(tài),拋殼挺簧力、拋殼速度對于拋殼過程的影響。Yu等[7]針對坦克拋殼機(jī)構(gòu)建立虛擬樣機(jī)仿真模型,分析了影響拋殼機(jī)構(gòu)的因素,在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了可靠性評估。Yan等[8]設(shè)計(jì)了一種新的鎖緊機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型,并用多體動(dòng)力學(xué)分析軟件進(jìn)行模擬,對自動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)。Arafat[9]研究了槍機(jī)運(yùn)動(dòng)過程中復(fù)進(jìn)簧的影響。

卡殼故障[10]作為槍械故障之一,由于其故障因素復(fù)雜多變,在現(xiàn)有的自動(dòng)武器機(jī)構(gòu)動(dòng)作可靠性仿真建模理論方法中,關(guān)于不同工況條件下的機(jī)構(gòu)動(dòng)作可靠性理論建模和仿真研究[11]涉及較少。Feng[12]通過對不同工況下某自動(dòng)武器抽殼機(jī)構(gòu)的研究,通過對不同工況下拉殼鉤與彈殼脫落的摩擦因數(shù)臨界值分析,提出了一種抽殼故障率預(yù)測方法。但目前國內(nèi)外依舊缺乏關(guān)于槍械不同工況條件下卡殼故障的分析,所以有必要對拋殼過程進(jìn)行分析。

本文中以某型機(jī)槍剛性拋殼機(jī)構(gòu)為原型,通過多體動(dòng)力學(xué)的建模仿真方法研究了裝藥溫度、滑動(dòng)摩擦因數(shù)和氣室沖量效率這3個(gè)隨機(jī)工況條件影響下對拋殼的影響,提出了一種兼顧不同工況條件的拋殼挺與彈殼疊合量的設(shè)計(jì)方法,并通過槍械射擊試驗(yàn)的實(shí)測數(shù)據(jù)驗(yàn)證了理論模型的合理性,可以為同類武器設(shè)計(jì)提供一定思路。

1 運(yùn)動(dòng)參數(shù)計(jì)算與模型建立

本文中以某型機(jī)槍為原型,該型機(jī)槍采用剛性拋殼機(jī)構(gòu)、導(dǎo)氣式原理。由于該型機(jī)槍組件較多,形狀復(fù)雜,零部件和接觸較多,為了提高多體動(dòng)力學(xué)分析軟件的運(yùn)行求解速度、降低軟件的出錯(cuò)概率,在建立拋殼機(jī)構(gòu)虛擬樣機(jī)模型時(shí)對模型做了以下簡化:

1) 模型中槍械的射擊姿態(tài)為0°;

2) 將拋殼過程中不參與運(yùn)動(dòng)的部件省略。

由自動(dòng)武器射擊過程可知,模型中涉及到膛壓、氣室壓力、抽殼阻力等相關(guān)載荷的施加,以及槍機(jī)等運(yùn)動(dòng)速度的計(jì)算,如下文所示,并通過spline樣條曲線將抽殼阻力及運(yùn)動(dòng)曲線等參數(shù)導(dǎo)入到模型中。

1.1 膛壓的確定

根據(jù)內(nèi)彈道方程可以計(jì)算出彈殼內(nèi)火藥爆炸后產(chǎn)生的壓強(qiáng),不同溫度下的時(shí)間-膛壓曲線如圖1所示。

圖1 不同溫度下的時(shí)間-膛壓曲線

1.2 氣室壓力的計(jì)算

退殼過程中,槍機(jī)后坐到位,帶動(dòng)拉殼鉤,使彈殼與拋殼挺相撞之后從拋殼窗飛出,而槍機(jī)所需動(dòng)力可由導(dǎo)氣室壓力提供。根據(jù)布拉文經(jīng)驗(yàn)公式,氣室壓力計(jì)算公式[13]為:

式中:pd為彈頭經(jīng)過導(dǎo)氣孔的瞬時(shí)膛壓;b為膛壓沖量時(shí)間系數(shù);α為導(dǎo)氣裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)系數(shù);t為氣室壓力作用時(shí)間。

1.3 抽殼阻力

彈殼退殼時(shí)會(huì)受到抽殼阻力的影響,彈膛摩擦因數(shù)0.05,不同裝藥溫度時(shí)的抽殼阻力曲線如圖2所示[14]。

圖2 不同裝藥溫度時(shí)抽殼阻力曲線

圖3 運(yùn)動(dòng)簡化圖

1.4 槍機(jī)速度曲線計(jì)算

自動(dòng)機(jī)后坐過程包含槍機(jī)框自由行程、槍機(jī)開鎖行程、慣性后退、拋殼行程、撥彈行程等。對于整個(gè)槍機(jī)后坐過程,可以簡化為一個(gè)在彈簧作用下的運(yùn)動(dòng)零件進(jìn)行分析[15],自動(dòng)機(jī)等效為一個(gè)質(zhì)量為M的滑塊,受到導(dǎo)氣室壓力pq,滑動(dòng)摩擦阻力f、抽殼阻力F、彈簧力Fx共同作用。

則可以得到零件運(yùn)動(dòng)的微分方程式:

式中:M為每階段零件質(zhì)量;pq為導(dǎo)氣室內(nèi)燃?xì)鈮毫?sh為導(dǎo)氣室活塞面積;F1為彈簧預(yù)壓力;k為彈簧剛度;為滑動(dòng)摩擦阻力;為抽殼阻力。據(jù)此,可以求得槍機(jī)運(yùn)動(dòng)曲線,工況條件為裝藥溫度20 ℃、2號氣槽、槍機(jī)摩擦因數(shù)0.15時(shí)槍機(jī)速度曲線如圖4所示。

圖4 槍機(jī)速度-時(shí)間曲線

以槍膛軸線方向?yàn)閤軸,豎直向上為y軸,拋殼窗方向?yàn)閦軸,建立右手直角坐標(biāo)系。該模型由槍管、槍機(jī)、拋殼挺、拋殼窗、拉殼鉤及拉殼鉤簧組成,如圖5所示。該仿真模型中共有3個(gè)固定副、1個(gè)平移副、1個(gè)旋轉(zhuǎn)副、6個(gè)接觸副,表1為該虛擬樣機(jī)模型相關(guān)組件之間的約束關(guān)系。1個(gè)旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(dòng):添加在槍機(jī)與拉殼鉤之間,用于控制槍機(jī)回轉(zhuǎn)38°,完成開鎖動(dòng)作。1個(gè)線性驅(qū)動(dòng):添加于槍機(jī)和大地之之間,控制拋殼速度。彈殼及槍機(jī)運(yùn)動(dòng)方向如圖5所示,彈殼添加抽殼阻力F。將求解得到的抽殼阻力及槍機(jī)速度曲線通過spline樣條曲線導(dǎo)入到模型中,模型的重力為y軸向下。機(jī)槍拋殼過程示意圖如圖6所示。

表1 某型速射武器各組件間的約束副

圖5 拋殼機(jī)構(gòu)虛擬樣機(jī)模型

圖6 開鎖位置和拋殼位置示意圖(槍口方向)

2 仿真結(jié)果分析

2.1 不同工況下卡殼故障率仿真

為了評價(jià)槍械拋殼機(jī)構(gòu)動(dòng)作的可靠性,選取故障率作為評價(jià)拋殼機(jī)構(gòu)動(dòng)作可靠性優(yōu)劣的指標(biāo)。在自動(dòng)武器拋殼機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)仿真模型基礎(chǔ)上,考慮裝藥溫度、槍機(jī)框?qū)к壞Σ烈驍?shù)、氣室沖量效率(氣槽)3個(gè)隨機(jī)工況參數(shù)作為對拋殼機(jī)構(gòu)拋殼響應(yīng)量敏感的參數(shù)。拋殼故障率求解路線圖如圖7所示。

圖7 拋殼故障率求解路線圖

拋殼可靠一般指彈殼在與拋殼挺碰撞后順利從拋殼窗拋出,不出現(xiàn)卡殼現(xiàn)象。因此,本節(jié)建立的拋殼可靠判據(jù):拋殼結(jié)構(gòu)示意圖如圖8所示,以點(diǎn)O為坐標(biāo)原點(diǎn)建立坐標(biāo)系。該槍械在彈殼后退軸線和拋殼窗在Z方向的距離為Z0,彈殼后退過程與拋殼挺產(chǎn)生碰撞后的時(shí)間t內(nèi),彈殼質(zhì)心坐標(biāo)在z軸方向位移必須不小于Z0,同時(shí)槍機(jī)復(fù)進(jìn)到拋殼窗所需時(shí)間t1大于彈殼質(zhì)心位置(Z0+彈殼一半長度)時(shí)的時(shí)間t2,才能被認(rèn)定拋殼可靠,即:

圖8 某型機(jī)槍拋殼示意圖(從槍口方向觀察)

Z≥Z0mm,t1>t2

按照上文的方法得到工況條件為裝藥溫度50 ℃、摩擦因數(shù)0.15、不同氣室沖量的卡殼故障率如表2所示。

表2 裝藥溫度50 ℃時(shí)卡殼故障率

2.2 不同工況下相關(guān)因素分析

該型機(jī)槍涉及拋殼部分的結(jié)構(gòu)參數(shù)眾多,對這些參數(shù)的修改會(huì)直接影響到槍械的動(dòng)力學(xué)特性,所以本文選取拋殼挺與彈殼之間的疊合量,拉可鉤簧預(yù)壓力及剛度、拋殼窗位置等參數(shù)對自動(dòng)機(jī)影響較小的因素作為研究,通過蒙特卡洛法[16]對相關(guān)因素進(jìn)行大量仿真,得到相關(guān)參數(shù)仿真結(jié)果如表3所示。

表3 相關(guān)參數(shù)仿真結(jié)果

由表3中數(shù)據(jù)可得拋殼挺與彈殼之間的疊合量較于其他因素對拋殼過程影響更大,下文將對拋殼挺與彈殼間的疊合量進(jìn)行詳細(xì)分析。

該型機(jī)槍采用剛性拋殼機(jī)構(gòu),機(jī)構(gòu)的示意圖如圖8所示。其中的陰影區(qū)域?yàn)閺棜づc拋殼挺發(fā)生碰撞時(shí)的疊合區(qū)域,即彈殼與拋殼挺的疊合量。疊合量的大小可能會(huì)對拋殼過程產(chǎn)生影響。因此可以通過改變彈殼與拋殼挺碰撞時(shí)疊合區(qū)域的大小,計(jì)算彈殼質(zhì)心點(diǎn)到達(dá)拋殼窗平面時(shí)距拋殼窗頂點(diǎn)的距離,并觀察彈殼與拋殼挺碰撞后是否被卡住沒有及時(shí)從拋殼窗拋出來研究疊合量對于拋殼過程的影響。設(shè)拋殼窗的長為L,寬為H,彈殼質(zhì)心與拋殼窗邊框兩邊水平距離分別為x、y。如圖9所示。

圖9 彈殼質(zhì)心點(diǎn)與拋殼窗兩邊的距離示意圖

彈殼質(zhì)心與拋殼窗水平距離x和豎直距離y分為以下4種情況:

仿真時(shí)發(fā)現(xiàn)當(dāng)彈殼與拋殼挺之間疊合量少于0.5 mm時(shí),彈殼與拋殼挺碰撞后由于拋殼挺與彈殼底緣接觸區(qū)域較少,彈殼無法順利從拉殼構(gòu)上脫落或是彈殼與閉鎖機(jī)構(gòu)分離時(shí)所需時(shí)間較長,從而導(dǎo)致彈殼與拋殼窗發(fā)生碰撞后未能從拋殼窗拋出,發(fā)生卡殼故障。如圖11所示。

圖11 卡殼故障圖

分析圖10(a)—圖10(c)可知溫度相同、氣槽型號相同時(shí)摩擦因數(shù)大時(shí)彈殼質(zhì)心與拋殼窗頂點(diǎn)之間的距離小,高溫時(shí),隨著氣室沖量效率的增加(1～3號氣槽) 彈殼質(zhì)心與拋殼窗頂點(diǎn)的距離有一種減小的趨勢;低溫時(shí)當(dāng)選擇3號氣槽時(shí)彈殼質(zhì)心與拋殼窗的距離在不同疊合量下變動(dòng)較大。由圖10可得隨著拋殼挺與彈殼之間的疊合量增大,彈殼質(zhì)心與拋殼窗的頂點(diǎn)距離總體上呈現(xiàn)出減小的趨勢。隨著彈殼質(zhì)心與拋殼窗頂點(diǎn)距離的減小,彈殼在飛離拋殼窗時(shí)會(huì)與拋殼窗邊緣發(fā)生碰撞,存在卡殼故障的風(fēng)險(xiǎn),根據(jù)仿真得到了圖12所示的彈殼質(zhì)心距離與拋殼故障率關(guān)系曲線。

圖12 彈殼質(zhì)心距離與拋殼故障率曲線

由圖12可知當(dāng)彈殼質(zhì)心距離在[10,10.75]mm時(shí)彈殼發(fā)生故障的概率較高,這是由于彈殼在與拋殼挺碰撞后飛向拋殼窗時(shí),彈殼質(zhì)心與拋殼窗的距離較小,彈殼易與拋殼窗發(fā)生碰撞,從而造成拋殼故障。而質(zhì)心距離在[12.5,13.5]mm時(shí)未發(fā)生拋殼故障。同時(shí)彈殼與拋殼挺發(fā)生碰撞時(shí),拋殼挺可能會(huì)由于沖擊過大發(fā)生變形,以工況條件裝藥溫度50 ℃、摩擦因數(shù)0.15、分析不同疊合量下彈殼與拋殼挺碰撞時(shí)拋殼挺頂端在Z軸及Y軸最大變形量,借助多體動(dòng)力學(xué)分析軟件可得如表4所示。

表4 50 ℃時(shí)不同疊合量拋殼挺最大變形量

由表4中數(shù)據(jù)可知拋殼挺變形量較小,結(jié)合上文分析可得如表5所示的不同工況下彈殼與拋殼挺的疊合量范圍。

表5 不同工況條件下拋殼疊合量范圍

由于該型機(jī)槍采用剛性拋殼挺,需要在槍機(jī)上開通槽,疊合量越大所需通槽的深度越大。這將對槍機(jī)的整體強(qiáng)度產(chǎn)生影響,不利于槍械的使用。所以綜合上文分析可得疊合量變動(dòng)范圍在[0.5,2.25]mm。

2.3 不同工況下彈殼角度分析

仿真時(shí)發(fā)現(xiàn)彈殼在后退過程中彈殼會(huì)發(fā)生一定的偏轉(zhuǎn),這可能是由于隨著工況條件的改變而引起槍機(jī)加速度的變化,導(dǎo)致彈殼在后退過程中會(huì)發(fā)生一定的偏轉(zhuǎn),如圖13所示,而彈殼偏轉(zhuǎn)可能會(huì)對拋殼過程產(chǎn)生影響,因此有必要分析不同工況條件下彈殼軸線與槍管軸線間的偏轉(zhuǎn)角度變化。圖14為彈殼運(yùn)動(dòng)過程中彈殼軸線于槍管軸線的角度變化,表6為不同工況條件下的彈殼與拋殼挺發(fā)生碰撞時(shí)的彈殼軸線偏轉(zhuǎn)角度。

表6 不同工況下彈殼軸線偏轉(zhuǎn)角度

圖13 拋殼前彈殼軸線偏轉(zhuǎn)示意圖

圖14 槍機(jī)運(yùn)動(dòng)過程彈殼的傾斜角度

表6中1～3號氣槽的氣室沖量效率是逐漸變大的,仿真結(jié)果表明隨著氣室沖量效率的增大,彈殼的傾斜角度趨于一種變大的趨勢,彈殼質(zhì)心與拋殼窗的距離是在減小的。由上文分析可知,彈殼質(zhì)心與拋殼窗距離越小,彈殼易與拋殼窗發(fā)生碰撞,存在卡殼故障的風(fēng)險(xiǎn)。

彈殼在后退過程中可分為加速與減速兩個(gè)階段,在槍機(jī)加速過程中,彈殼底緣會(huì)與拉殼鉤鉤齒外側(cè)相互接觸。在槍機(jī)減速過程中,彈殼底緣會(huì)與鉤齒內(nèi)側(cè)接觸,這時(shí)彈殼主要受到慣性力影響,槍機(jī)后退時(shí)負(fù)加速度較大,彈殼傾斜角度也大,如圖15(a)所示,在彈殼與拋殼挺發(fā)生碰撞的瞬間,如果彈殼的彈殼傾斜角度較大,則彈殼拋出時(shí)的軌跡方向容易發(fā)生偏斜,從而產(chǎn)生卡殼故障。

圖15 彈殼運(yùn)動(dòng)過程傾斜圖

3 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的可信度,可以通過對比計(jì)算出的槍機(jī)速度曲線和試驗(yàn)測得槍機(jī)速度曲線、仿真所得的不同工況條件下的卡殼故障率和試驗(yàn)所得卡殼故障率。

3.1 槍機(jī)速度曲線對比

這里以溫度20 ℃,2號氣槽為例,試驗(yàn)所得槍機(jī)速度曲線可以通過高速攝像機(jī)對圖像進(jìn)行光電信號轉(zhuǎn)換,傳輸至計(jì)算機(jī)進(jìn)行圖像處理,計(jì)算與實(shí)測的槍機(jī)速度關(guān)系曲線如圖16所示。

圖16 計(jì)算與實(shí)測槍機(jī)速度-時(shí)間曲線圖

通過對比發(fā)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)測得的最大槍機(jī)速度為8.2 m/s,理論計(jì)算所得的最大槍機(jī)速度為8.4 m/s。二者相差不大。

3.2 卡殼故障率對比

不同工況下仿真與實(shí)驗(yàn)卡殼故障率如表7所示。從表7可以看出,仿真與實(shí)驗(yàn)相比,都是高溫時(shí)3號氣槽故障率高,而1號氣槽卡殼故障率低,基本能夠證明理論仿真模型的合理性。

表7 不同工況條件下仿真與實(shí)驗(yàn)卡殼故障率

4 結(jié)論

1) 本文中以某機(jī)槍的剛性拋殼機(jī)構(gòu)為研究案例,提出了一種兼顧不同工況條件的拋殼挺與彈殼疊合量的設(shè)計(jì)方法?？紤]了裝藥溫度、滑動(dòng)摩擦因數(shù)和氣室沖量效率這3個(gè)隨機(jī)工況條件,以對故障最敏感的設(shè)計(jì)參數(shù)(彈殼-拋殼挺疊合量)為例,采用多體動(dòng)力學(xué)的建模仿真方法研究了不同工況條件下疊合量對拋殼過程的影響,得到了兼顧不同工況的疊合量設(shè)計(jì)范圍。

2) 通過仿真發(fā)現(xiàn):發(fā)生卡殼故障的主要原因是隨著工況條件的改變導(dǎo)致彈殼加速度的改變,引起了彈殼軸線偏轉(zhuǎn)角度的變化。最后通過槍械射擊試驗(yàn)的實(shí)測數(shù)據(jù)驗(yàn)證了理論模型的合理性。