槍械自動機沖擊疲勞試驗機加載機構設計優(yōu)化及性能分析

何玲，徐誠

(南京理工大學 機械工程學院，江蘇 南京210094)

自動機是槍械的核心部件，其主要承力構件的壽命問題一直受到廣泛關注。我國現(xiàn)在裝備的槍械中許多自動機主要承力構件的壽命低于全槍壽命，必須配備備份件［1］。自動機關重件工作時主要承受沖擊載荷，其破壞屬于沖擊疲勞破壞。因此，為研究沖擊載荷下自動機關重件的損傷、疲勞壽命及失效的規(guī)律、機理、影響因素和控制方法，研制自動機關重件沖擊疲勞試驗機具有重要意義［2］。

目前美國、日本、歐洲等國家和地區(qū)研制的沖擊試驗機水平較高，而國內沖擊試驗機的研制起步較晚，產(chǎn)品結構上基本相近于國外同類產(chǎn)品，但質量上存在一定差距。國內外沖擊試驗機大多數(shù)屬于單次沖擊試驗機或是沖擊頻率、沖擊能量較低的多次沖擊試驗機，也有一些科研機構研制出可進行多次沖擊的試驗機，如蘇州大學研制的多沖碰撞試驗機。該沖擊試驗機能夠提供較大的沖擊速度或沖擊能量，但沖擊頻率較低［3］。同時這些試驗機試驗對象大多為民用產(chǎn)品，試件結構較簡單、體積較大，不適于自動機關重件的沖擊疲勞研究。王學顏對自動武器疲勞強度做了專門研究，但所使用的沖擊疲勞試驗機沖擊脈沖不可調節(jié)［2］。目前暫無專用于槍械自動機關重件沖擊疲勞研究的試驗機，零部件設計過程盲目、費用高。因此，迫切需要研發(fā)一種槍械自動機沖擊疲勞試驗機用于對自動武器關重件進行沖擊疲勞試驗及實驗應力分析。有效地運用沖擊疲勞壽命模擬試驗與試驗應力分析方法，不僅能提高槍械自動機的安全度和可靠性，還能達到降低武器系統(tǒng)復雜性及質量的目的。

在研制沖擊疲勞試驗機過程中，核心問題是如何解決試驗機加載問題。加載機構即要求沖擊沖量可調，又要求沖擊脈沖幅值和幅寬可調。因此，本文以沖擊疲勞試驗機的沖擊加載機構為主要研究對象，提出一種實現(xiàn)方法，在理論上證明其可行。

1 沖擊疲勞試驗機加載機構設計

1.1 自動機沖擊載荷特性分析

槍械在連續(xù)射擊過程中，自動機各承載構件受到多種交變載荷作用，并且受高溫、交變溫度和腐蝕介質的影響。根據(jù)武器撞擊動力學，自動機關重件幾乎都是在撞擊狀態(tài)下完成工作循環(huán)過程即能量傳遞過程的(每發(fā)射1 發(fā)彈，各機構間將發(fā)生數(shù)次撞擊)。由槍械發(fā)射試驗可知，機槍、手槍、沖鋒槍中膛底最大壓力以機槍為大，口徑14.5 mm 機槍膛壓引起的峰值后坐力能夠達到14.85 ×104N.作用在自動機各關重件上的載荷為膛壓和撞擊力，作用時間從0.5～5.0 ms 不等，沖擊沖量最大可達100 N·s以上，最大沖擊速度10 m/s 以上。應變率在10-1～102s-1范圍內，故閉鎖片、擊針、擊錘等關重件受到的膛壓作用力和撞擊力均屬于沖擊載荷。由于撞擊載荷作用時間短，膛壓載荷上升的時間也很短暫，所以沖擊疲勞試驗中槍械自動機工作過程中所受膛壓作用力和撞擊力可用脈沖載荷來模擬［1-4］。

目前，測定沖擊載荷對零件疲勞強度的影響有2 種方法，即多次沖擊試驗法和施加平緩的周期性交變載荷法。本試驗機擬采用多次沖擊試驗法，進行零件沖擊疲勞試驗。目的是考核零件結構抗沖擊疲勞能力，找出影響沖擊疲勞強度的主要因素。在確定加載方案時盡量考慮按零件實際載荷和受力狀況加載，利用脈沖載荷進行沖擊模擬加載［2］。因沖擊速度較高且沖擊沖量較大，如沖擊速度完全按真實情況模擬，設計上有一定困難?？紤]到?jīng)_擊是能量載荷，故設計時對沖擊速度要求適當降低，通過調整其他變量保證沖擊沖量接近真實工況。

1.2 沖擊疲勞試驗機與加載原理

1.2.1 沖擊疲勞試驗機

沖擊疲勞試驗機采用機械式結構，圖1(a)為試驗機結構簡圖。試驗機機身為C 型開式機身，由驅動、傳動、沖擊加載等機構組成。圖1(b)為沖擊加載機構，其結構形式為凸輪滾子機構。圖1(c)為力脈沖發(fā)生器，發(fā)生沖擊作用時沖頭與試件直接接觸，用于提供滿足試驗要求的沖擊脈沖。圖中壓力簧將力脈沖發(fā)生器與頂桿壓緊，使之可隨頂桿同步運動。在發(fā)生沖擊時，壓力簧能夠使脈沖發(fā)生器與頂桿脫離。發(fā)生器中彈性體用于調整沖擊剛度，力傳感器可對沖擊力脈沖進行精確測量。

1.2.2 沖擊加載原理

沖擊加載以動量定理為理論依據(jù)進行。根據(jù)動量定理:物體在一段時間內所受合外力的沖量，等于物體在這段時間內動量的變化，其表達式為

式中:pf為沖擊頭撞擊試樣前動量;pa為沖頭撞擊試樣后動量。

因沖擊頭在沖擊作用時間Δt 內質量不變，則動量定理又可寫成

式中:m 為沖頭的質量;Δv 為沖頭撞擊前后速度變化量;F 為沖頭所受外力，主要包括與試件作用產(chǎn)生的沖擊力、碰撞后彈性體變形產(chǎn)生的阻力及其預壓力等阻力。

由此可知，沖擊動量變化直接導致沖量的變化。而當動量變化一定時，沖擊力與作用時間成反比關系。

圖2為沖頭與試件撞擊時，沖頭受力情況。為使沖頭壓緊在脈沖發(fā)生器上，發(fā)生器中的彈性體在安裝時有一個預壓縮量，并以預壓力的形式一直作用在沖頭上，即圖中Fp.沖頭與試件撞擊時，脈沖發(fā)生器中彈性體受壓縮變形后以阻力Fd作用在沖頭上。撞擊時受到?jīng)_擊力Fi的作用。其中，F(xiàn)p、Fd方向豎直向下，F(xiàn)i方向豎直向上。

根據(jù)動量定理，可得到?jīng)_頭與試件撞擊時的表達式

圖1 沖擊疲勞試驗機及主要部件圖Fig.1 Impact fatigue test machine and its main assemblies

變換后可得到

由此可見，沖擊沖量與沖頭質量、速度變化、彈性體預壓力和彈性體變形阻力有關。

根據(jù)上式對時間積分就可求出沖擊沖量。同時根據(jù)赫茲撞擊理論，撞擊過程可由彈簧及一個與彈簧并聯(lián)的阻尼器模擬，函數(shù)模型［5］

圖2 沖頭受力情況Fig.2 Force analysis of punch

式中:k 為撞擊剛度;s 為兩撞擊物體之間的瞬時穿透量;e 為非線性作用力指數(shù);c 為阻尼系數(shù);v 為瞬時穿透速度。

由此可見沖擊力與以上各參數(shù)間的關系，可通過調節(jié)這些參數(shù)改變沖擊脈沖。

1.2.3 結構優(yōu)化設計

機械優(yōu)化設計多為對目標函數(shù)的優(yōu)化，而具體問題中的函數(shù)類型往往各不相同，實踐中人們通常采用具體問題具體分析的方法，采用不同的傳統(tǒng)優(yōu)化算法求解。雖然這些算法經(jīng)過30 多年的發(fā)展，但算法本身的局限性導致了他們普遍存在魯棒性不強，通用性較差的特點。同時，很多傳統(tǒng)算法采用基于梯度進行探索的方法，易陷入局部最優(yōu)狀況。遺傳算法是模擬生物在自然環(huán)境中的遺傳和進化過程而形成的一種自適應全局優(yōu)化概率搜索算法［6］。遺傳算法不依賴于問題模型，尋優(yōu)過程具有自適應性及隱含的并行性，能夠解決復雜非線性問題的魯棒性，目前已廣泛應用于機械優(yōu)化設計領域。本文使用該方法對凸輪機構進行優(yōu)化設計計算。

遺傳算法以優(yōu)化變量的編碼作為運算對象，同時使用多個搜索點搜索信息，它是基于進化論和遺傳學發(fā)展起來的一種高效的隨機搜索與優(yōu)化方法。由于傳統(tǒng)的遺傳算法只能求解無約束極大值問題，所以本文運用遺傳算法與罰函數(shù)相結合的方法進行優(yōu)化求解計算。為滿足沖擊加載機構空間體積最小化及系統(tǒng)慣性最小化要求，運用遺傳算法對該凸輪機構進行優(yōu)化計算。

在優(yōu)化計算過程中如參數(shù)太多或考慮更多的約束條件，人為因素對結果影響愈加嚴重，同時工作量加大且很難獲得結構的最優(yōu)解。本文以凸輪及滾子的體積V 最小作為目標函數(shù)，選擇凸輪基圓半徑rc、直動從動件滾子半徑rr、盤形凸輪輪廓厚度δc作為設計變量。以凸輪機構推程最大壓力角不超過許用值，防止輪廓變尖或出現(xiàn)運動失真，保證凸輪運動過程中凸輪副最大接觸應力不超過許用值，以及基圓半徑rc大于直動從動件滾子半徑rr為約束條件。由此得到如下方程組

式中:V 為凸輪體積;αmax為凸輪最大壓力角;［α］為許用壓力角;ρmin為凸輪最小曲率半徑;σcr，max為凸輪滾子結構的最大接觸應力。凸輪及滾子選用鋼制凸輪副，從動件上受到最大載荷為試驗機額定載荷Fr，［σcr］為許用接觸應力，［σcr］=Sf，lim/Sf，Sf，lim為接觸疲勞強度極限。

遺傳算法中，為體現(xiàn)染色體的適應能力，引入對問題中每個染色體都能進行度量的函數(shù)，即適應度函數(shù)。適應度函數(shù)要求能夠有效反映每個染色體與問題的最優(yōu)解染色體間的差距。為使尋優(yōu)過程盡快收斂且不易陷入局部最優(yōu)解，適應度函數(shù)的定義至關重要。

因遺傳算法只能求解極大值問題，故本文定義目標函數(shù)為

約束條件x∈Q={x∈E4|gi≤0，i=1，2，3，4}，E4為自變量可行域。引入罰函數(shù)

建立適應度函數(shù)，

凸輪機構初始參數(shù):rc=101.6 mm，rr=30 mm，δc=20 mm，凸輪及滾子體積為2.588 3 ×105mm3.優(yōu)化得到結果為rc=100 mm，rr=40 mm，δc=10 mm，凸輪及滾子體積為1.863 6 ×105mm3，比原體積減小28%.

圖3為適應度函數(shù)值與遺傳代數(shù)的關系，由圖可知適應度函數(shù)值在尋優(yōu)過程中能夠穩(wěn)定且一致地收斂到最優(yōu)結果。適應度函數(shù)從第5 代開始收斂，收斂速度很快，由此說明所選取的適應度函數(shù)是合理的。通過對不同組初始串集多次計算，各結構參數(shù)收斂趨勢和最優(yōu)解與上述結果一致，可以認為得到的結果是全局最優(yōu)解。

圖3 進化曲線Fig.3 Evolutional curve

2 沖擊加載機構性能仿真

自動機沖擊疲勞試驗關鍵問題在于實現(xiàn)沖擊沖量、沖擊脈沖峰值和脈寬可調。運用多體動力學分析軟件ADAMS 對經(jīng)參數(shù)優(yōu)化后的沖擊加載機構與試件的沖擊過程進行仿真計算，以找到控制沖擊脈沖的方法。如圖4所示，以凸輪滾子機構的主要零件建立模型，包括凸輪、凸輪軸、滾子、頂桿、力脈沖發(fā)生器、試件。分析中作如下假設，試件為剛體且全約束，滾子與凸輪間無摩擦，非線性作用力指數(shù)2.2，沖頭與試件間無瞬時穿透量，力脈沖發(fā)生器中彈性體預壓力500 N.

圖4 凸輪機構Fig.4 Cam mechanism

本文用沖擊脈寬、沖擊脈沖峰值、沖擊沖量描述沖擊脈沖，以沖頭與試件發(fā)生沖擊時的接觸剛度kc、力脈沖發(fā)生器中彈性體的剛度ke、沖擊質量、沖擊速度為調節(jié)變量。

2.1 kc 對沖擊脈沖的影響

更換沖頭的材料可實現(xiàn)對kc的調節(jié)。圖5和表1在力脈沖發(fā)生器中的彈性體剛度5 kN/mm，沖頭質量10 kg，凸輪軸轉速1 000 r/min 時，改變kc得到。其中kc分別為2、5、8 kN/mm 和100 kN/mm.在沖擊質量和沖擊速度等其他條件不變時，隨著kc的增大，沖擊脈沖寬度反比減小，脈沖峰值正比增大，而沖擊沖量反比于kc.由此可知，改變kc可以調節(jié)沖擊脈沖的寬度，并獲得與自動機膛壓曲線上升段相當?shù)臎_擊載荷及沖擊沖量。

圖5 kc 對沖擊脈沖的影響Fig.5 Effects of kc on impact pulse

表1 kc 對沖擊脈沖影響Tab.1 Effect of kc on impact pulse

2.2 沖擊質量和沖擊速度對沖擊脈沖的影響

沖擊沖量正比于沖擊質量和沖擊速度，改變沖擊質量和沖擊速度均能夠改變沖擊沖量。更換沖擊頭可改變沖擊質量，改變凸輪軸轉速可改變沖擊速度。

通過計算得到如圖6所示，不同沖擊質量下的沖擊脈沖曲線圖。其中凸輪軸轉速1 000 r/min，kc=100 kN/mm，ke=5 kN/mm，曲線在沖頭質量分別為1、3、5、8、10 kg 時得到。由圖可知，沖擊脈沖峰值正比于沖頭質量，沖擊脈寬與沖擊質量無關，脈沖作用面積即沖擊沖量明顯增加。沖擊質量對沖量的調節(jié)作用顯而易見，增大沖擊質量能夠增大沖擊沖量。

沖擊速度也正比于沖擊沖量，加載機構的沖擊速度由凸輪軸轉速控制。當沖擊頻率根據(jù)要求確定時，沖擊速度也隨之確定。但因沖擊是能量載荷，可通過改變沖擊質量滿足沖擊沖量的要求。

表2為不同轉速和kc值條件下，對應的沖擊脈沖及沖擊沖量，此時沖擊質量為10 kg.分析表中數(shù)據(jù)可知，沖擊速度確定時，kc只能在一定范圍內對沖擊脈寬進行調節(jié)。凸輪轉速越低，kc對沖擊脈寬的調節(jié)范圍越大。凸輪轉速從600～1 000 r/min，kc從2～100 kN/mm，脈寬調節(jié)幅度從4.2～2.5 ms.沖擊所獲得的沖量正比于沖擊速度，反比于接觸剛度kc.

圖6 沖擊質量對沖量的影響Fig.6 Effect of impact mass on impulse

表2 不同沖擊速度下kc 對脈沖的影響Tab.2 Effect of kc on pulse at different impact velocities

2.3 ke 對沖擊脈沖的影響

根據(jù)赫茲理論，沖擊脈沖峰值正比于沖擊剛度。因此，改變力脈沖發(fā)生器中彈性體剛度ke的值，可改變沖擊脈沖峰值。圖7是在kc分別為2、5、8、100 kN/mm，ke取不同值時得到的沖擊脈沖曲線圖。此時沖擊質量10 kg，凸輪軸轉速1 000 r/min。

圖7 ke 對沖擊脈沖的影響Fig.7 Effects of ke on impact pulse

由圖可知，沖擊脈寬與ke無關，但其對沖擊脈沖峰值有較大影響，且正比于脈沖峰值。ke對脈沖峰值的調節(jié)能力是有限的，當ke大于5 kN/mm 時，脈沖峰值增幅減小。圖中ke增大時，沖擊脈沖向時間軸左側移動。這是由于ke越大，力脈沖發(fā)生器中彈性體的變形量越小，沖擊脈沖開始作用的時間也就越早。同時，由圖可知沖擊所獲得的沖擊沖量正比于ke.由此可知，ke對沖擊脈寬無影響，正比于沖擊脈沖峰值和沖擊沖量。

2.4 沖擊脈沖的調節(jié)

分析比較以上各圖、表中數(shù)據(jù)可知，4 個調節(jié)變量中kc和沖擊速度可調節(jié)沖擊脈寬，而ke和沖擊質量與沖擊脈寬無關。比較kc和沖擊速度以相同比例變化時沖擊脈寬的變化幅值，可得到?jīng)_擊脈寬對沖擊速度的變化更敏感。但當沖擊頻率一定時，沖擊速度也隨之確定，此時只能通過改變kc值調節(jié)沖擊脈寬。所以，試驗時用kc調節(jié)沖擊脈寬。但因為前面提到的沖擊速度與kc調節(jié)脈寬能力的關系，用kc調節(jié)脈寬時要考慮這個因素。

4 個調節(jié)變量對沖擊脈沖峰值均有影響，且4變量都正比于脈沖峰值。比較4 個變量同比例變化時所得到的沖擊脈沖峰值變化幅值，以脈沖峰值變化幅值由大到小排列依次為:沖擊質量、沖擊速度、kc、ke.由此可知，沖擊質量對沖擊脈沖峰值的影響最大。所以在試驗時，沖擊脈寬確定后，用沖擊質量調節(jié)沖擊脈沖峰值。

4 個調節(jié)變量中，除kc反比于沖擊沖量外，其余3 個變量均正比于沖擊沖量。比較4 個變量同比例變化時所得沖擊沖量變化幅值得到，沖擊質量、沖擊速度對沖擊沖量的調節(jié)能力基本相當，ke對應的沖量變化幅值略小于沖擊質量和沖擊速度，kc引起沖擊沖量反向變化。試驗時，如調定相關參數(shù)后的沖擊脈沖峰值和沖擊脈寬不能完全滿足相應沖擊沖量的要求，可用ke作為輔助調節(jié)變量對沖量進行適當調節(jié)。

4 個變量對沖擊脈沖有著不同的影響，同時4 個變量間還有相互關聯(lián)。沖擊頻率確定沖擊速度，沖擊速度影響著kc對沖擊脈寬的調節(jié)能力及ke對沖擊沖量的調節(jié)能力，沖擊速度越大kc對脈寬的調節(jié)能力越小，對ke也是如此。因沖擊質量與沖擊脈寬無關，所以沖擊質量與kc相對應的沖擊脈沖峰值有關，對ke的影響也同樣如此。也就是說，沖擊質量越大，對應的kc、ke所得到的沖擊脈沖峰值越大。

綜合以上分析結果，可得結論:沖擊速度由沖擊頻率確定，沖擊脈寬由kc調節(jié)，沖擊脈沖峰值由沖擊質量調節(jié)，ke可作為沖擊沖量的輔助調節(jié)變量。

根據(jù)自動機工作特性，設計沖擊疲勞加載機構性能參數(shù)為:沖擊頻率600～1 000 次/min;沖擊脈沖峰值5～200 kN;沖擊脈寬0.5～5.0 ms;沖擊沖量4～120 N·s.調節(jié)沖擊脈沖的4 個調節(jié)變量的調節(jié)范圍為:沖擊速度3.9～6.5 m/s，沖擊質量1～12 kg，沖擊接觸剛度kc為1～100 kN/mm，沖擊剛度ke為0.5～8.0 kN/mm.沖擊脈沖與調節(jié)變量間主要關系如表3所示(表中數(shù)據(jù)經(jīng)取整處理)。表中Fi，max和Fi，min分別為當前頻率和沖擊速度下對應的沖擊脈沖峰值上限和下限，Δtmin、Δtmax分別為當前頻率和沖擊速度下對應的沖擊脈寬下限和上限，F(xiàn)Δtmin、FΔtmax分別為當前頻率和沖擊速度下對應的沖擊沖量下限和上限。

表3 沖擊脈沖與調節(jié)變量的關系Tab.3 Relation between impact pulse and adjustment variables

3 結論

文中所設計的新型自動機沖擊疲勞試驗機，可對機頭、節(jié)套、擊錘、擊針等槍械自動機關重件直接進行沖擊疲勞壽命試驗。為解決試驗機需要的特殊沖擊加載問題，對沖擊加載機構進行了設計和優(yōu)化計算。對優(yōu)化后的沖擊加載機構進行動力學沖擊性能分析，計算結果表明沖擊加載機構完全能夠滿足沖擊疲勞試驗的加載要求。通過調整沖擊剛度、沖擊質量、速度等參數(shù)，可方便地解決沖擊疲勞試驗加載問題，對沖擊脈寬、沖擊脈沖峰值及沖擊沖量進行調節(jié)。文中建立的沖擊加載機構的仿真模型，為建立槍械自動機關重件沖擊疲勞壽命試驗系統(tǒng)提供了理論及技術參考。

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