劉 強, 周克棟, 李東昊, 陸 野, 赫 雷, 任海鉞

(1.南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院, 南京 210094; 2.國營第二九六廠, 重慶 400050)

某埋頭彈機槍采用了彈膛與槍管分離的擺膛機構(gòu),用以發(fā)射塑料彈殼的埋頭彈。為了實現(xiàn)該槍的發(fā)射功能,將該槍后坐過程中的機構(gòu)動作依次安排為開鎖、擺膛、抽動推彈桿、輸彈,其中輸彈動作是本槍械后坐過程中的最后一個機構(gòu)動作,前面三個機構(gòu)動作在完成過程中消耗的自動機行程均很長,且四個機構(gòu)動作必須依次完成,相互之間不能有交疊部分?？紤]到全槍總長有限,故該槍在完成輸彈過程中,主動件槍機框的行程很短,如不對輸彈機構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計,則輸彈機構(gòu)難以平穩(wěn)運行。因此,本文對撥彈杠桿曲線槽理論輪廓線進行優(yōu)化設(shè)計,并對輸彈機構(gòu)的動力學(xué)特性進行分析。

對于傳統(tǒng)機槍輸彈機構(gòu)的設(shè)計及動力學(xué)分析,前人已經(jīng)做了很多研究及優(yōu)化,王瑞林等[1]出于對某機槍人機功效的考慮,為了降低槍械首發(fā)裝填的阻力,優(yōu)化了某機槍輸彈機構(gòu)的大杠桿曲線;靳天佑等[2]以輸彈機構(gòu)在輸彈過程中消耗自動機的動能為目標函數(shù),求出了撥彈杠桿的最優(yōu)解;姜奧等[3]通過優(yōu)化輸彈機構(gòu)的傳速比,減少了撥彈滑板的加速度;李洪強等[4]詳細研究了輸彈過程中輸彈阻力的變化規(guī)律;李世康等[5]選用5次函數(shù)曲線優(yōu)化了高射速轉(zhuǎn)管炮的凸輪曲線,但他僅用到了五次函數(shù)曲線的平滑性,并未從機構(gòu)力學(xué)特性入手,優(yōu)化5次函數(shù)曲線。本槍所面臨的主要矛盾與前面所述文獻不同,需要在更短行程內(nèi)完成輸彈動作,傳動件相互撞擊接觸力更大,工況更為惡劣。

1 輸彈機構(gòu)結(jié)構(gòu)特點

本槍采用了凸輪杠桿的撥彈方式,輸彈機構(gòu)如圖1所示。

圖1 輸彈機構(gòu)Fig.1 Feed transfer mechanism

本槍械所采用的輸彈機構(gòu)即傳統(tǒng)的單程輸彈機構(gòu),在槍機框后坐時,由槍機框上的導(dǎo)柱帶動撥彈杠桿回轉(zhuǎn),撥彈杠桿帶動撥彈滑板平動完成輸彈動作。

在研究過程中,發(fā)現(xiàn)本槍械撥彈杠桿中實際起到撥彈作用的曲線槽部分很短,這是埋頭彈槍撥彈行程過于靠近槍機框后坐結(jié)束所致?，F(xiàn)將同口徑88式5.8 mm通用機槍《自動循環(huán)圖》[6]中的撥彈行程圖部分與本文所述某埋頭彈機槍對比,對比圖如圖2所示。

圖2 撥彈行程對比Fig 2 Comparison of cartridge transferring travel

由圖2對比可以看到,88式5.8 mm通用機槍槍機框后坐總行程160 mm,槍機框后坐位移到達39 mm時,即開始帶動撥彈機構(gòu)進行撥彈,整個撥彈行程達99.18 mm;而本文所述某埋頭彈機槍槍機框后坐總行程130 mm,直到槍機框后坐位移到達81 mm時才開始撥彈,整個撥彈行程僅有38 mm。由于某埋頭彈機槍的撥彈行程短,撥彈杠桿曲線部平均斜率大,故工況相較于88式5.8 mm通用機槍更為惡劣。

在最初采用直線段作為某埋頭彈機槍撥彈杠桿曲線槽理論輪廓線(下文簡稱“理論輪廓線”)時,造成槍機框?qū)еM入杠桿曲線槽時對輸彈機構(gòu)的沖擊很大。這種沖擊會造成三個不利影響:①槍機框?qū)еM入撥彈杠桿曲線槽的過程中,槍機框速度會急劇下降,造成槍機框后坐能量不足;②槍機框?qū)е鶎軓椄軛U的沖擊引起連鎖反應(yīng),使得輸彈機構(gòu)其他相關(guān)零部件之間也產(chǎn)生沖擊,造成輸彈機構(gòu)中較薄弱的零件過早達到使用壽命或直接被損壞;③槍機框?qū)е查g沖擊撥彈杠桿,使得撥彈杠桿帶動撥彈滑板瞬間移動,撥彈滑板上鉸接的撥彈齒瞬間撥動輸彈機座上的塑料彈殼埋頭彈,可能造成彈殼外表面被撞傷,產(chǎn)生安全隱患。因此,輸彈機構(gòu)工作平穩(wěn),降低槍機框?qū)еM入撥彈曲線槽時對輸彈機構(gòu)的沖擊,是優(yōu)化理論輪廓線的關(guān)鍵所在。

2 優(yōu)化目標的確定

在機槍實際發(fā)射過程中,需要扣合輸彈機蓋,此時受彈機座上還有彈鏈,彈鏈完全遮擋了撥彈齒、撥彈滑板等結(jié)構(gòu),因此無法用高速攝影設(shè)備記錄輸彈機構(gòu)的運動曲線。但高速攝影可以拍攝槍機框的運動過程,從而得到槍機框的運動曲線。因此,關(guān)于輸彈機構(gòu)中撥彈杠桿、撥彈滑板的運動必須依靠試驗、仿真相結(jié)合的方式得到,即將試驗得到的槍機框速度曲線與仿真得到的槍機框速度曲線相互對比,當仿真結(jié)果在可接受的誤差范圍內(nèi)時,可認為仿真獲得了真實情況,此時,在試驗中難以測得的數(shù)據(jù)可以從仿真結(jié)果中間接獲得。

將本文所研究的埋頭彈機槍夾持在固定槍架上,并進行射擊試驗,用高速攝影設(shè)備拍攝槍機框運動過程,提取出槍機框后坐速度—時間曲線,然后將該試驗所得曲線與仿真得到的速度—時間曲線進行對比,對比如圖3所示。

圖3 槍機框速度實測、仿真對照Fig.3 Actual measurement and simulationcomparison of bolt carrier speed

圖3中,實測速度—時間曲線與仿真速度—時間曲線的關(guān)鍵值對比如表1所示。

表1 槍機框速度—時間實測、仿真關(guān)鍵值對照

由表1可以看出,槍機框速度—時間曲線關(guān)鍵值的實測值與仿真值的誤差≤5%,可以認為埋頭彈機槍仿真結(jié)果較為真實地反映了槍機框?qū)嶋H運動的特點,因此可以將仿真得到的輸彈過程中的關(guān)鍵數(shù)據(jù)提取出來,用于分析本埋頭彈機槍輸彈機構(gòu)的動力學(xué)特性。圖3中:槍機框速度到達點1時,槍機框?qū)е_始進入撥彈杠桿曲線槽;點1到點2的過程即槍機框?qū)еc撥彈杠桿曲線槽起始段相互撞擊的過程。可見,在這個過程中,槍機框速度有所損失,損失為0.94 m/s。

因仿真較為準確地描述了槍機框的運動規(guī)律,可由仿真結(jié)果提取出槍機框?qū)еc撥彈杠桿曲線槽之間的相互作用力及撥彈杠桿的角速度—時間曲線、該作用力及槍機框速度—時間曲線。曲線如圖4、圖5所示。

圖4 撥彈杠桿角速度及導(dǎo)柱與撥彈杠桿間作用力Fig.4 The angular speed of the belt feed lever and the force between the guide post and the belt feed lever

圖5 槍機框速度及導(dǎo)柱與撥彈杠桿間作用力Fig.5 The speed of bolt carrier and the force between the guide post and the belt feed lever

由圖4、圖5可以看出,槍機框?qū)е谶M入撥彈杠桿曲線槽的一瞬間,與撥彈杠桿間作用力很大,為757 N,而后,在整個撥彈過程中,導(dǎo)柱與撥彈杠桿之間的相互作用力并不大,最高僅為200 N左右,這是由于槍機框?qū)еM入撥彈杠桿曲線段時,傳速比突變引起的,因此,必須優(yōu)化設(shè)計撥彈杠桿,使得槍機框?qū)еM入撥彈杠桿曲線時,傳速比變化連續(xù),且降低槍機框?qū)е鶎軓椄軛U的沖擊力。

本文對撥彈杠桿曲線槽的理論輪廓線進行優(yōu)化,選取撥彈過程中導(dǎo)柱對撥彈杠桿的最大沖擊力最小為目標函數(shù),通過算法優(yōu)化,尋求目標函數(shù)最小時對應(yīng)的曲線槽理論輪廓線。

3 撥彈杠桿優(yōu)化設(shè)計過程

3.1 優(yōu)化參數(shù)的確定

基于槍械結(jié)構(gòu)的約束,以及撥彈滑板運動行程的約束,理論輪廓線的起始坐標與終點坐標均已確定,優(yōu)化的目的在于優(yōu)化理論輪廓線的形狀。由機械原理可知,凸輪理論輪廓線的形狀決定從動件的運動規(guī)律,從動件常見的運動規(guī)律有:等速運動、等加速等減速運動、簡諧運動、正弦加速運動、多項式運動規(guī)律等。根據(jù)以上運動規(guī)律,理論輪廓線形狀的選取有多種方式,而多項式運動規(guī)律通用性較強,可以適應(yīng)較多的運動特性。因此,本文采用五次函數(shù)曲線作為理論輪廓線的形式,五次函數(shù)曲線槽迫使運動件加速度連續(xù),理論上不存在沖擊[7],五次函數(shù)曲線的表達式為

(1)

式中:x1,y1為理論輪廓線上點的坐標;坐標原點O1在理論輪廓線的起始點,如圖6所示。

圖6 撥彈系統(tǒng)坐標系Fig.6 The coordinate system of the cartridge feeding system

因坐標原點在理論輪廓線的起始點,即理論輪廓線過(0,0)點,故式(1)中a0=0;又因為導(dǎo)柱進入撥彈杠桿曲線槽時,需要消除剛、柔性沖擊,因此曲線在x1=0時,式(1)的一、二階導(dǎo)數(shù)均為0,即,a2=a1=0。至此,待確定參數(shù)為a3～a5的值,因為輸彈機構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)已知,即五次函數(shù)曲線的終點坐標(p,q)已知,在曲線上再取兩個點(p/3,y11),(2p/3,y12),y11與y12均為未知數(shù),若知道y11、y12的值,就可由曲線終點坐標及所取兩個點的坐標求解a3～a5的值,進而求出五次函數(shù)曲線的具體形式。

3.2 優(yōu)化中的基本假設(shè)

本文對撥彈杠桿的優(yōu)化將基于機構(gòu)的動力學(xué)特性進行,為了建立相對準確的動力學(xué)模型,做出如下假設(shè):

①槍機框?qū)е鶕軇訐軓椄軛U的過程中,導(dǎo)柱與撥彈杠桿間的撞擊普遍存在,本文將理論輪廓線離散為點集,并取兩者間的撞擊次數(shù)為曲線的離散點數(shù),事實上,本文將撥彈杠桿曲線槽實際輪廓線離散為321個點,并對每個點上,槍機框?qū)е欠駥軓椄軛U造成沖擊進行了判別,因此,這種處理方式較為準確地模擬了槍機框?qū)еc撥彈杠桿之間相互撞擊的情況;

②撞擊是瞬間完成的,在導(dǎo)柱對撥彈杠桿的撞擊過程中,不考慮撥彈阻力及其他阻力對撞擊的影響,所有阻力消耗的能量均在運動方程中考慮;

③撞擊模型為純彈性模型,不考慮撞擊中的能量損失,撞擊后,對撞物體可以瞬間恢復(fù)形變。

3.3 輸彈機構(gòu)接觸分析

為了描述撥彈杠桿曲線槽實際輪廓線的形狀,現(xiàn)建立坐標系(見圖6)。

由圖6可知,從槍機框上的導(dǎo)柱進入撥彈杠桿開始分析,在導(dǎo)柱截面圓心位置,即理論輪廓線起點O1位置建立定坐標系O1x1y1,x1軸指向為槍機框后坐方向。

在撥彈杠桿回轉(zhuǎn)中心O2建立定坐標系O2x2y2,x2軸方向與x1軸平行。

在撥彈杠桿回轉(zhuǎn)中心建立隨動坐標系Ocxcyc,該隨動坐標系與撥彈杠桿固連,在t=0時刻,Ocxcyc與O2x2y2重合。

假設(shè)導(dǎo)柱與撥彈杠桿的接觸點為P,O1P與x1軸的夾角為φ,則P點在坐標系O1x1y1中的矢徑為

R1=(s+r0cosφ,r0sinφ)T

(2)

式中:s為導(dǎo)柱位移,即槍機框位移;r0為導(dǎo)柱外圓半徑。

假設(shè)O1到O2的距離矢量為R0=(-a,b),則P點在定坐標系O2x2y2中的矢徑R2為

R2=R1-R0=(s+a+r0cosφ,r0sinφ-b)T

(3)

假設(shè)在t時刻,撥彈杠桿回轉(zhuǎn)角度為τ,則在動坐標系Ocxcyc中,P點的矢徑Rc為

Rc=ER2

(4)

式中,E為坐標變換矩陣,有

(5)

由以上諸式可以得到Rc的具體矩陣,矩陣中τ與s均為時間t的函數(shù),知道τ和s的表達式,就可以知道撥彈杠桿曲線槽理論輪廓線的函數(shù)表達式。

由上述方法求出的曲線方程,為該類曲線的曲線族方程,要進一步確定曲線的具體形式,就需要確定φ與曲線形狀的關(guān)系,即需要滿足接觸方程。由于導(dǎo)柱外圓與曲線槽曲線均光滑,根據(jù)微分幾何包絡(luò)理論,它們之間的接觸方程為

R12·n1=0

(6)

式中,V12為凸輪輪廓曲線與導(dǎo)柱輪廓曲線之間的相對滑移速度,n1為導(dǎo)柱輪廓曲線在接觸點的單位法向量,關(guān)于式(6)的詳細計算過程,參見參考文獻[7],由式(6)得

(7)

(8)

式中:v為槍機框后坐的平移速度;ω為撥彈杠桿擺動的角速度;s為槍機框位移;k為傳速比,可以看出,具體到曲線上某點時,φ只與結(jié)構(gòu)尺寸、槍機框位移及傳速比有關(guān),而傳速比由理論輪廓線方程決定。

3.4 輸彈機構(gòu)運動分析

輸彈過程中,除了槍機框、撥彈杠桿在運動,一起參與運動的還有撥彈滑板、彈鏈等零部件,為了研究撥彈滑板的運動,現(xiàn)對撥彈杠桿的尺寸標記如圖7所示。

圖7 撥彈杠桿尺寸標記Fig.7 Dimension marking of belt feed lever

在本槍械中,撥彈滑板只能做一個方向的平移運動,假設(shè)撥彈滑板的平移速度為vH,則有

vH=ωhcosτ=kvhcosτ=rv

(9)

式中:ω為撥彈杠桿擺動角速度;k為傳速比;v為槍機框后坐速度;τ為撥彈杠桿擺過的角度,r=khcosτ。

在槍機框帶動撥彈機構(gòu)運動的過程中,符合能量守恒定律,根據(jù)能量守恒定律,可以列出槍機框及撥彈桿桿的運動方程為

(10)

式中:MA為槍機框質(zhì)量;MB為從動件(包括撥彈滑板、撥彈齒、彈鏈)的質(zhì)量;JB為撥彈杠桿的轉(zhuǎn)動慣量;vA為槍機框位移為x時的速度;vA0為供彈階段開始時槍機框的運動速度;PA為作用到槍機框上的火藥燃氣的壓力;FA和FB為作用到槍機框和從動件上的阻力;ηp為傳動效率;k0為供彈階段開始時的傳速比,k0=0;

ηp取常數(shù)0.8;FA為復(fù)進簧簧力,由復(fù)進簧參數(shù)求得;FB為撥彈阻力,從仿真結(jié)果讀取。如若知道撥彈杠桿曲線段理論輪廓線的方程,即可知道槍機框?qū)е\動到曲線槽任意位置時的傳速比,進而可由式求出槍機框在任意位置時的速度vA。

3.5 法向接觸碰撞力模型

本文中采用Hertz接觸理論計算導(dǎo)柱與撥彈杠桿相互碰撞時產(chǎn)生的碰撞力,該模型認為接觸力是壓入深度的非線性函數(shù),且碰撞后參與部件可以彈性恢復(fù),不存在能量損失,接觸力表達式為[8]

Fn=Kδn

(11)

式中:δ為兩個接觸剛體之間的相對壓入量;K為接觸剛度系數(shù);n為力指數(shù),由接觸剛體的材料和接觸區(qū)域的幾何特性決定,對于金屬接觸,n值取1.5。剛度K的計算式為[9]

(12)

式中:Ri與Rj分別為導(dǎo)柱的半徑和導(dǎo)柱與撥彈杠桿接觸點的曲率半徑;σi、σj與導(dǎo)柱、撥彈杠桿的材料參數(shù)有關(guān),其計算式為

(13)

式中,vl,El分別為材料的泊松比和彈性模量。

假設(shè)導(dǎo)柱每次與撥彈杠桿撞擊以后,撥彈杠桿回轉(zhuǎn)一個角度Δτ,即在曲線槽實際輪廓線第i點,導(dǎo)柱與撥彈杠桿撞擊之前,撥彈杠桿的回轉(zhuǎn)角度為τi-1,撞擊之后為τi,有

Δτ=τi-τi-1

(14)

同理,在第i點發(fā)生撞擊之前,槍機框后坐的速度為vAi-1,撥彈杠桿回轉(zhuǎn)的角速度為ωi-1,撥彈杠桿上與導(dǎo)柱接觸點的速度為vBi-1;發(fā)生撞擊之后,槍機框后坐的速度為vAi,撥彈杠桿回轉(zhuǎn)的角速度為ωi,撥彈杠桿上與導(dǎo)柱接觸點的速度為vBi。槍機框?qū)еc撥彈杠桿之間的撞擊就是槍機框為撥彈杠桿傳速的過程。撞擊前,撥彈杠桿在接觸點Pi的速度方向如圖8所示。

圖8 撥彈杠桿與導(dǎo)柱接觸點速度方向Fig.8 Speed direction of the contact point between the belt feed lever and the guide post

如圖9所示,在Pi點,導(dǎo)柱與撥彈杠桿接觸力的方向為O0Pi方向(見圖6),在t=0時,O0與O1重合,O0為導(dǎo)柱圓心,O0Pi與槍機框后坐方向的夾角為φi,那么,撥彈杠桿上Pi點速度方向與O0Pi的夾角為αi+τi-1-φi,由Pi與O2的坐標求出O2Pi的長度為li,則此時導(dǎo)柱速度vAi-1與撥彈杠桿上Pi點的速度vBi-1在O0Pi方向的投影、分別為

圖9 接觸點速度方向與接觸力方向夾角示意圖Fig.9 Schematic diagram of the angle between the speed direction of the contact point and the direction of the contact force

(15)

兩者的差值即在Qi點的O1Qi方向,導(dǎo)柱相對于撥彈杠桿的速度

(16)

式中,若Δv>0,則為導(dǎo)柱撞擊撥彈杠桿,撞擊力由式(17)及式(11)計算;參見式(11),由能量守恒即可求出導(dǎo)柱與撥彈杠桿間的最大穿透深度μ

(17)

將求得的最大穿透深度μ代回式,則可以求出兩者間的最大穿透力Fnm,即為所求撞擊力。

式(16)中,若Δv<0,則為撥彈杠桿撞擊導(dǎo)柱,撞擊面不在所求面上,又因為撥彈杠桿質(zhì)量遠小于槍機框質(zhì)量,撥彈杠桿對導(dǎo)柱的撞擊力可以忽略不計,因此直接取Fnm=0,事實上,輸彈機構(gòu)在輸彈過程中受到的阻礙更多,阻力大,質(zhì)量小,因此,撥彈杠桿每次被導(dǎo)柱撞擊后,撞擊增加的速度很快就會降下來,一般不會出現(xiàn)Δv<0的情況。

3.6 優(yōu)化過程

本文采用遺傳算法[10]對所求的撥彈桿曲線槽理論輪廓線進行優(yōu)化,其具體優(yōu)化過程為:如2.1節(jié)所述,首先由遺傳算法的賦值程序為y11、y12賦值,求出第一代五次函數(shù)曲線方程,并將該曲線離散為321個點。當槍機框?qū)е鶊A心處于第i點時,理論輪廓線與導(dǎo)柱圓心重合點Qi的坐標為(xi,yi),Qi到撥彈杠桿回轉(zhuǎn)中心O2的距離為ji,但此時需要按照前一個重合點Qi-1求解出撞擊前撥彈杠桿的回轉(zhuǎn)角度τi-1,Qi-1到撥彈杠桿回轉(zhuǎn)中心O2的距離為ji-1,τi-1如圖10所示。

圖10 撥彈杠桿回轉(zhuǎn)角度示意圖Fig.10 Schematic diagram of rotation angle of belt feed lever

(18)

式中,b值為3.3節(jié)中所述b值。取導(dǎo)柱在第i-1(i≥3)點時,導(dǎo)柱與撥彈杠桿間的傳速比為ki-1,有

(19)

將式(19)代入運動方程式(10),可以求出導(dǎo)柱在第i-1點完成傳速后的后坐速度vAi-1及撥彈杠桿的回轉(zhuǎn)角速度ωi-1,然后由2.5節(jié)中的方法,先求出理論輪廓線在i點的曲率半徑,進而求出導(dǎo)柱與撥彈杠桿在i點的撞擊力FNi,因為曲線被離散為321個點,除第一個點(第一個點傳速比為0,回轉(zhuǎn)角為0,默認無沖擊)外,可以求出320個撞擊力FNi(第二個點的沖擊載荷由槍機框?qū)еM入曲線槽時的速度單獨求出),取其中最大的一個撞擊力值FNmax為一次計算的返回值,用遺傳算法不斷迭代,即不斷更換五次函數(shù)曲線的方程,求FNmax的最小值,直至算法收斂,此時FNmax所對應(yīng)的五次函數(shù)曲線即為所求的最優(yōu)曲線。

4 優(yōu)化結(jié)果

將優(yōu)化后的結(jié)果與優(yōu)化前的結(jié)果相比較,有撥彈杠桿曲線槽理論輪廓線的對比如圖11所示。

圖11 優(yōu)化前后撥彈杠桿理論廓線展開線對比圖Fig.11 Comparison of the theoretical profile of the belt feed lever before and after optimization

從圖11可以看出,撥彈杠桿曲線槽起始段明顯較為平緩,理論輪廓線斜率從0開始逐漸增大,使得槍機框?qū)еM入撥彈杠桿曲線槽時,理論上沒有沖擊。

按照圖11所得的優(yōu)化后理論輪廓線重新進行動力學(xué)仿真,得到槍機框速度-時間及導(dǎo)柱、撥彈杠桿間沖擊力的曲線如圖12所示。

圖12 優(yōu)化后,槍機框速度及導(dǎo)柱與撥彈杠桿間作用力Fig.12 The speed of bolt carrier and the force between the guide post and the belt feed lever after optimization

按照圖11所示理論輪廓線重新加工撥彈杠桿,并做射擊試驗,將兩次試驗得到的槍機框速度圖線進行對比,對比圖線如圖13所示。

圖13 撥彈杠桿曲線槽優(yōu)化前后槍機框速度對比圖Fig.13 Comparison diagram of the bolt carrier speed before and after the optimization of the curve slot of the belt feed lever

結(jié)合圖13、圖14及前文中的圖3,在理論輪廓線優(yōu)化前,槍機框?qū)еM入撥彈杠桿曲線槽時,速度從點1下降到點2,速度損失為0.94 m/s;優(yōu)化后,該過程中,速度從點1下降到點3,速度損失為0.28 m/s。優(yōu)化后的速度損失為優(yōu)化前的29.79%。

圖14 圖13局部放大圖Fig.14 Partial enlarged view of figure 13

將修改后的撥彈杠桿重新代入仿真計算,得到優(yōu)化前后,槍機框?qū)еM入撥彈杠桿曲線槽時,導(dǎo)柱對撥彈杠桿的沖擊對比,如圖15所示。

圖15 優(yōu)化前后導(dǎo)導(dǎo)柱對撥彈杠桿沖擊力對比Fig.15 Comparison of the impact force of the guide post on the belt feed lever before and after optimization

優(yōu)化后,最大沖擊力由優(yōu)化前的757 N降低到了252 N,導(dǎo)柱進入撥彈杠桿曲線的沖擊力約等于原來的1/3,可見,用控制碰撞力的方法,達到了優(yōu)化的目的。

5 結(jié) 論

本文針對槍機框?qū)еM入撥彈杠桿曲線槽時沖擊大,槍機框速度下降嚴重進行了研究分析,并對撥彈杠桿曲線槽的理論輪廓線進行了優(yōu)化設(shè)計,利用槍械射擊試驗驗證了優(yōu)化結(jié)果的可信性及有效性,得出以下主要結(jié)論:

(1)通過建立動力學(xué)模型,可以較為準確地模擬槍械實際后坐過程,從而從仿真結(jié)果中提取出試驗難以測量得到的數(shù)據(jù)。

(2)采用五次函數(shù)曲線作為撥彈杠桿曲線槽理論輪廓線的曲線形狀有利于降低導(dǎo)柱進入彈膛螺旋槽時的沖擊。

(3)通過將理論輪廓線離散為點集的形式,可以通過Hertz接觸理論計算出導(dǎo)柱在每個點上撥彈杠桿曲線槽之間的撞擊力,從而檢索出導(dǎo)柱與曲線槽相互作用過程中的最大撞擊力。

(4)通過遺傳算法優(yōu)化撥彈杠桿曲線槽理論輪廓線的具體形狀,使導(dǎo)柱與曲線槽之間的最大撞擊力最小,即得到本文所需要的最優(yōu)曲線。按照最優(yōu)曲線形狀重新加工撥彈杠桿槽,并做試驗,得出導(dǎo)柱在與撥彈杠桿曲線槽相互作用的整個過程中,槍機框速度損耗由優(yōu)化前的0.91 m/s降低到優(yōu)化后的0.28 m/s。并由仿真分析得出,優(yōu)化后,導(dǎo)柱與撥彈桿桿曲線槽之間的最大沖擊力降低為優(yōu)化前的1/3,達到了優(yōu)化目的。