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    某自動(dòng)機(jī)連接筒斷裂原因分析

    2012-11-22 01:16:56唐蓬博王茂林王開政
    關(guān)鍵詞:滑座形槽撞擊力

    唐蓬博,王茂林,王開政,趙 靜

    (西北機(jī)電工程研究所,陜西 咸陽 712099)

    在某轉(zhuǎn)膛自動(dòng)機(jī)研制初期射擊試驗(yàn)中,第1個(gè)連接筒射擊7發(fā)、第2個(gè)連接筒射擊303發(fā)時(shí),連接筒U形槽后下角部位斷裂,自動(dòng)機(jī)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(yùn)動(dòng)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(duì)多次連續(xù)撞擊情況下的連接筒的受力情況進(jìn)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(shí)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(yàn)中發(fā)現(xiàn),連接筒在U形槽后下角部位斷裂,導(dǎo)致自動(dòng)機(jī)停射。連接筒U形槽斷裂如圖1所示,兩個(gè)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(dòng)機(jī)主動(dòng)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(dòng)滑板的方孔中,連接筒前端的T形凸起卡在主動(dòng)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(dòng)滑板、連接筒和推彈滑座共同后坐和復(fù)進(jìn),完成供彈、輸彈、閉鎖、擊發(fā)等機(jī)構(gòu)動(dòng)作。

    火炮連續(xù)射擊過程中,主動(dòng)滑板(速度v1)后坐到位時(shí),首先撞擊炮箱后限位面,爾后反彈復(fù)進(jìn)。主動(dòng)滑板剛反彈復(fù)進(jìn)時(shí),推彈滑座還在向后運(yùn)動(dòng),主動(dòng)滑板與連接筒T形凸起撞擊,帶動(dòng)連接筒(速度v2)向前運(yùn)動(dòng)。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(dòng)滑板復(fù)進(jìn)到位時(shí),首先撞擊炮箱前限位面,爾后反彈。主動(dòng)滑板剛反彈時(shí),推彈滑座還在向前運(yùn)動(dòng),主動(dòng)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(dòng)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(jìn);主動(dòng)滑板復(fù)進(jìn)到位時(shí)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(dòng)滑板后坐到位的速度比復(fù)進(jìn)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(jì)算

    2.1 主動(dòng)滑板后坐到位期間多構(gòu)件撞擊機(jī)理分析

    主動(dòng)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(dòng)滑板后坐到位時(shí)多構(gòu)件撞擊機(jī)理。當(dāng)主動(dòng)滑板后坐到位時(shí),先與炮箱后限位面撞擊,連接筒與主動(dòng)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(dòng)滑板反彈復(fù)進(jìn),此時(shí)推彈滑座和連接筒還在向后運(yùn)動(dòng),主動(dòng)滑板與連接筒T形凸起撞擊(見圖3),其后主動(dòng)滑板帶動(dòng)連接筒向前運(yùn)動(dòng),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(duì)心正撞擊。實(shí)際上,各零件的撞擊點(diǎn)并不一定是位移運(yùn)動(dòng)方向的質(zhì)心位置,但對(duì)撞擊部位的受力影響不大。

    2) 計(jì)算撞擊過程的速度變化和撞擊力時(shí)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(dòng)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(gè)構(gòu)件撞擊后速度計(jì)算

    取后坐速度的平均值11.0 m/s為主動(dòng)滑板、連接筒和推彈滑座共同后坐時(shí)速度,主動(dòng)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(dòng)量守恒原理求解得到,主動(dòng)滑板反彈速度4.4 m/s;主動(dòng)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(shí)(如圖4),二者相對(duì)速度為12.3 m/s。

    2.4 應(yīng)力計(jì)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(dòng)能總量為原有動(dòng)能和速度達(dá)到一致時(shí)的動(dòng)能之差:

    (2)

    式中:U1、U2為兩柱體的最大變形位能。

    每個(gè)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(shí),兩個(gè)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(diǎn)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(shí)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(diǎn)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(jìn)措施與試驗(yàn)驗(yàn)證

    通過對(duì)兩個(gè)構(gòu)件碰撞內(nèi)力的分析計(jì)算,連接筒U形槽后下角部位裂斷的主要原因?yàn)椋?/p>

    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(dòng)滑板后坐到位時(shí)與剛性限位撞擊,爾后反彈,帶動(dòng)連接筒向前運(yùn)動(dòng),而推彈滑座此時(shí)仍然向后運(yùn)動(dòng),二者相對(duì)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(dòng)機(jī)的空間限制,連接筒的結(jié)構(gòu)尺寸不宜作較大變動(dòng)。根據(jù)以上分析,采取如下結(jié)構(gòu)改進(jìn)措施:

    1)將連接筒根部圓角改為R5,同時(shí)將圓角處的粗糙度改為Ra0.4(拋光)。

    2)在炮箱上增加一個(gè)限位塊(如圖6所示),要求主動(dòng)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(dòng)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(jìn),此時(shí)主動(dòng)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(jìn)速度的相對(duì)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(yàn)驗(yàn)證,連接筒使用壽命從303發(fā)提高到1 700發(fā)(此時(shí)連接筒完好)以上,說明改進(jìn)措施有效。

    4 結(jié)束語

    根據(jù)轉(zhuǎn)膛自動(dòng)機(jī)主動(dòng)滑板、連接筒、推彈滑座等零部件之間的連接關(guān)系以及運(yùn)動(dòng)特性,應(yīng)用撞擊變形能理論,計(jì)算主動(dòng)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(jìn)速度的相對(duì)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(yàn)驗(yàn)證,連接筒使用壽命從303發(fā)提高到1 700發(fā)以上,改進(jìn)措施有效。

    參考文獻(xiàn)(References)

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    [2] 劉鴻文.材料力學(xué)[M].北京:高等教育出版社,2004.

    LIU Hong-wen.Mechanics of materials[M].Beijing:High Education Press,2004.(in Chinese)

    [3] 于道文,趙澤全,王學(xué)顏,等.自動(dòng)武器學(xué)(固體動(dòng)力學(xué)分冊(cè))[M].北京:國防工業(yè)出版社,1990.

    YU Dao-wen,ZHAO Ze-quan,WANG Xue-yan,et al.Automatic weapon (solid mechanics)[M].Beijing:National Defense Industry Press,1990.(in Chinese)

    [4] 韓魁英.火炮自動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)[M].北京:國防工業(yè)出版社,1988.

    HAN Kui-ying.Design of automatic mechanism[M].Beijing:National Defense Industry Press,1988.(in Chinese)

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