基于虛擬樣機技術(shù)的火炮炮閂沖擊試驗臺理論設(shè)計

楊艷峰，鄭 堅，狄長春，楊玉良，姚家駿

(1. 軍械工程學院.河北 石家莊 050003; 2. 62197部隊, 湖北 廣水 432722)

21世紀以來，盡管受到導彈等各種精確制導武器的挑戰(zhàn)，享譽“戰(zhàn)爭之神”的火炮依然深受世界各國的青睞，數(shù)量眾多的世界軍備庫存，以及新的型號不斷問世，已經(jīng)表明火炮的研究仍然方興未艾。炮閂作為火炮關(guān)鍵子組件之一，是一個典型的純機械組件，其性能的好壞直接決定了火炮作戰(zhàn)威力能否正常發(fā)揮，并且關(guān)系到武器本身完好性和操作人員的安全。據(jù)統(tǒng)計，炮閂故障率要占到全炮故障的30%以上[1]。因此，需要對炮閂的可靠性進行著重研究，從而獲取各機構(gòu)和零部件的可靠性特征，在發(fā)生故障或失效之前采取有效措施，確保人員的安全和火炮順利完成戰(zhàn)斗任務(wù)。

目前，對炮閂的研究主要以動力學理論為基礎(chǔ)，通過理論計算以及應(yīng)用有限元技術(shù)、虛擬樣機技術(shù)等技術(shù)對炮閂進行機構(gòu)動力學分析[2-3]、強度分析[4]、零部件故障分析預測[5-6]及優(yōu)化設(shè)計研究[7-8]等。但是，對炮閂的實體研究試驗仍進行得太少，這是由于在火炮射擊條件下很難對炮閂進行測試來獲取試驗數(shù)據(jù)。因此，若將火炮炮閂獨立提取出來建立試驗臺，進而對炮閂的各項指標進行測試來獲取試驗數(shù)據(jù)，并與設(shè)計說明書對比后進行調(diào)整改進，提高模擬真實火炮發(fā)射情況的可信度，那么，對炮閂各部件間的碰撞受力等各項指標的數(shù)據(jù)采集變得方便簡單。

本文主要利用虛擬樣機技術(shù)對炮閂沖擊試驗臺設(shè)計原理和開閂參數(shù)進行研究，以自動開閂獲得的炮閂動力學數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，依據(jù)受力分析和動力學理論，通過反向設(shè)計確定炮閂沖擊試驗臺開閂參數(shù)，為實物試驗臺的建立奠定理論基礎(chǔ)。

1 炮閂沖擊試驗臺設(shè)計原理

在建立炮閂沖擊試驗臺時，由于炮尾總質(zhì)量非常大，如若模擬實際的火炮炮尾復進過程，則需要大量的能量對其驅(qū)動，且大質(zhì)量的水平運動需要考慮大質(zhì)量、高強度的床身對其進行支撐和固定；而大質(zhì)量的高速運動又很難控制，容易發(fā)生撞擊后傾倒偏移等問題，必須考慮緩沖等安全問題。所以，若想利用試驗臺實現(xiàn)與火炮發(fā)射時相同的炮尾運動情況，難度很大，穩(wěn)定性較差，成本過高。

經(jīng)過論證研究，確定試驗臺設(shè)計原理為：采用開閂板為運動部分，撞擊曲柄，炮尾被整體固定在試驗臺上，這樣可以有效減少床身質(zhì)量和所需要的驅(qū)動能量，便于炮閂沖擊試驗臺的建造。

2 炮閂沖擊試驗臺理論模型建立

開關(guān)閂的基本含義就是閂體和炮尾間的相互作用，其余零部件均安裝在這兩個部件上，以限制其相互運動，或利用其相互運動完成動作。炮閂沖擊試驗臺理論模型的建立，主要通過改變已建立的炮閂自動開關(guān)閂模型約束關(guān)系來完成。

模型的建立首先基于三維實體建模軟件Pro/E建立炮閂實體模型，而后將其導入多體動力學軟件ADAMS中，依據(jù)炮閂物理樣機中各零件的動作施加約束和力，并對模型進行驗證和校核。

2.1 炮閂自動開閂模型

炮閂自動開閂模型是利用炮尾的運動進行開閂，以模擬實際的火炮發(fā)射情況。在建立模型時，將開閂板固定在大地上，而炮尾在炮膛合力、反后坐裝置作用力下運動。在復進過程中，炮尾上的曲柄撞擊開閂板，而完成開閂，其作用過程如圖1所示。

圖1 炮閂自動開閂模型

2.2 炮閂沖擊試驗臺理論模型

炮閂沖擊試驗臺理論模型建立的指導思想為：根據(jù)自動開閂模型中炮尾的運動情況，反向定義開閂板的運動。

根據(jù)設(shè)計原理，在建模過程中，對炮閂模型進行改裝，將自動開閂模型中添加在炮尾的運動及力刪去，修改為炮尾不動，將開閂板定義為水平運動并賦予一定力或速度，沿原炮尾運動方向的逆方向撞擊曲柄，以達到開閂的目的，如圖2所示。

圖2 炮閂沖擊試驗臺理論模型

3 基于動力學理論反向設(shè)計

圖3 炮閂結(jié)構(gòu)

圖3所示為炮閂結(jié)構(gòu)。在自動開閂過程中，炮尾向前運動，其上曲柄上部的半圓形凸起與開閂板后端工作面接觸，由于開閂板固定不動，進而頂曲柄向后轉(zhuǎn)動，并通過拉桿帶動開啟杠桿、曲臂軸和曲臂轉(zhuǎn)動。閂體在自身重力和曲臂兩側(cè)滑輪的作用下相對炮尾向下運動，套在曲臂軸左端的關(guān)閉杠桿以其滑輪帶動關(guān)閉機支筒向下壓縮關(guān)閉彈簧，儲存了關(guān)閂能量。從整個過程來看，實現(xiàn)開閂必須克服的阻力主要是壓縮關(guān)閉彈簧的反向作用力。

3.1 受力分析

在不考慮曲臂軸與炮尾等零件間間隙條件下，曲臂軸做定軸轉(zhuǎn)動，對開閂過程中曲臂軸受力進行分析，如圖4所示，圖中省去了曲臂軸重力以及炮尾對曲臂軸的支持力。

圖4 曲臂軸受力分析

由受力分析可知，曲臂軸主要受到三個力作用：拉桿的作用力F1，閂體對曲臂滑輪的作用力F2(作用在曲臂兩側(cè)滑輪上)和支筒對關(guān)閉滑輪的作用力F3。由動量矩定理，可得三個力滿足下式：

F1l1+F2l2-F3l3=Jα

(1)

式中，li(i=1,2,3)分別為三個力的力臂，對應(yīng)開閂杠桿、曲臂和關(guān)閉杠桿；J和α分別為曲臂軸轉(zhuǎn)動慣量和轉(zhuǎn)動角加速度。

在動作過程中，由于曲柄、拉桿及開啟杠桿組成平行連桿機構(gòu)，曲柄可替代開啟杠桿直接作用在曲臂軸上，故拉桿作用力F1和力臂l1可直接替換為開閂力F及其力臂(曲柄)l，那么，式(1)變?yōu)?/p>

Fl+F2l2-F3l3=Jα

(2)

3.2 反向設(shè)計

對于閂體作用力而言，只有當閂體下降加速度大于重力加速度時，閂體作用力才為阻力。因此，為了實現(xiàn)開閂，首先需要克服支筒作用力。通過對炮閂自動開閂過程動力學仿真分析，得到支筒力及關(guān)閉杠桿與豎直方向的夾角隨時間變化曲線，如圖5所示。

從圖5中可以看出，支筒對關(guān)閉滑輪的作用力最大值為閂體下降到最低位置處，此時關(guān)閉彈簧壓縮量最大。在整個開閂過程中，力臂會先增大后減小，當t=0.137 7 s時，力臂與豎直方向的夾角為90°，即此刻力臂最大。由于二者達到最大值時刻不同，故力經(jīng)關(guān)閉杠桿傳遞到曲臂軸上的力矩最大值并不一定在閂體下降到最低位置處。通過測量開閂過程中力臂，并與支筒力做乘積，得到支筒力對曲臂軸的力矩隨時間變化曲線如圖6所示。

從圖6中可以看出，支筒作用力矩最大值是在t=0.166 2 s時，此刻閂體下降到距最低位置45.4 mm處，且力臂小于最大值。

圖5 支筒力及關(guān)閉杠桿的轉(zhuǎn)角

炮閂沖擊試驗臺設(shè)計的關(guān)鍵是確定可以實現(xiàn)開閂的作用力大小，即開閂過程中，為保證閂體下降到不同位置時，閂體處于平衡狀態(tài)所需的開閂力。因此，本文假設(shè)開閂過程中閂體下降緩慢(速度大于但無限接近0)，則加速度α近似為0，且閂體始終以重力作用于曲臂滑輪上，即

F2=mg

(3)

則由式(2)可以得到開閂所需的推力為

(4)

為了計算曲臂軸不同轉(zhuǎn)角位置軸上各力力臂，通過自動開閂模型仿真試驗，測量得到曲柄與水平方向夾角以及曲臂與豎直方向夾角隨時間變化曲線，如圖7所示。

將自動開閂過程中各力和力臂隨時間變化曲線不同時刻點數(shù)據(jù)代入式(4)進行計算，得到整個開閂過程開閂力曲線如圖8所示。

圖8 開閂力

圖8中，開閂力曲線初始值不為零，說明開閂力必須達到一定值才可以使閂體開始下降。由此也說明支筒力矩足以抵消閂體重力對曲臂軸的力矩而保證閂體在開閂前處于關(guān)閂位置。曲線最大值Fmax為2 427.4 N，均值Favg為1 499.2 N。即開閂力只要大于Fmax，就可以保證閂體下降到不同位置能夠保持靜止或具有繼續(xù)下降的趨勢，故必然可以實現(xiàn)開閂；當開閂力為Favg時，能否實現(xiàn)開閂需要通過試驗來確定。

3.3 仿真試驗

當給曲柄分別施加以水平方向大小為Fmax和Favg恒力時，通過仿真試驗得到閂體位移隨時間變化曲線如圖9所示。

從圖9中可以得到：在開閂力為Fmax下，閂體在t=0.132 9 s時位移達到最大，為210.3mm，此時曲臂前端平面抵在炮尾上，由于碰撞沖擊作用閂體會有一定上下波動；在開閂力為Favg下，閂體在t=0.239 6 s時位移最大，為207.0 mm，此時曲臂前端平面并沒有抵在炮尾上，閂體動能已降為零，之后由于閂體未達到平衡狀態(tài)，會有一定上下波動。通過觀察閂體動作，兩種工況下炮閂皆完成開閂動作。

炮閂沖擊試驗臺是通過開閂板撞擊曲柄來實現(xiàn)開閂，故將力施加在開閂板上進行仿真試驗，并定義開閂板與曲柄間的距離為40 mm。當給開閂板分別施加以水平方向大小為Fmax和Favg恒力時，仿真得到閂體位移隨時間變化曲線如圖10所示。

從圖10不難看出，在力Fmax下，閂體在t=0.152 6 s時位移達到最大，為210.3 mm，在與開閂板脫離接觸后上移一小段距離保持在開閂位置。在力Favg下，閂體在t=0.221 1 s時位移最大，為174.8 mm，此時閂體動能已降為零，而閂體未下降到開閂位置處；之后由于開閂力小于維持閂體平衡所需力，故閂體開始向上移動，開閂板被推回，未能實現(xiàn)開閂。

通過以上分析，可以得到：將力直接施加在曲柄上時，力所做的功全部用于開閂；而將力施加在開閂板上時，由于開閂板與曲柄的接觸和撞擊致使開閂能量的損耗，直接導致在均值工況下無法實現(xiàn)開閂。因此，在實際建立試驗臺時，必須考慮撞擊造成的能量損耗。

4 結(jié) 論

本文通過分析火炮實際射擊條件下運動情況，確定了建立炮閂沖擊試驗臺的原理：以開閂板撞擊炮尾上的曲柄來實現(xiàn)開閂；在對已有自動開關(guān)閂模型進行修改基礎(chǔ)上建立了炮閂沖擊試驗臺理論模型；基于炮閂自動開閂動力學數(shù)據(jù)，并結(jié)合受力分析和動力學理論確定了炮閂實現(xiàn)開閂所需的開閂力，并分別在曲柄和開閂板上施加作用力進行仿真試驗，結(jié)果表明將力最大值和均值作用在曲柄上時，兩種工況下皆可以實現(xiàn)開閂；而將力作用于開閂板時，在最大值工況下可以實現(xiàn)開閂，而在均值工況下，未能實現(xiàn)開閂，其原因為撞擊消耗了開閂能量。研究結(jié)果為炮閂沖擊試驗臺實物的建立和開閂參數(shù)的確定提供理論支撐。

[1]曹立軍, 秦俊奇, 王興貴. 炮閂系統(tǒng)故障仿真預測系統(tǒng)研究[J]. 火炮發(fā)射與控制學報, 2002, (2): 50-53.

CAO Li-jun, QIN Jun-qi, WANG Xing-gui. Research of fault simulation and prediction system for breech mechanism[J]. Gun Launcfi & Control Journal, 2002, (2): 50-53.

[2]石明全, 劉雷, 陳運生. 火炮開閂過程動力學分析[J]. 彈道學報, 2003, 15(2): 23-28.

SHI Ming-yuan, LIU Lei, CHEN Yun-sheng. Research on process of opening block and ejecting container of a certain gun[J]. Journal of Ballistics, 2003, 15(2): 23-28.

[3]杜中華, 王興貴, 馬吉勝. 基于虛擬樣機技術(shù)的某型火炮開閂過程動力學特性研究[J]. 機械工程學報, 2004, 40(6): 123-126.

DU Zhong-hua, WANG Xing-gui, MA Ji-sheng. Research on gun’s breech-opening process dynamic characteristics based on prototype technology[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2004, 40(6): 123-126.

[4]謝鋒, 何行. 基于有限元模型的炮閂結(jié)構(gòu)的靜力學強度分析[J]. 科技情報開發(fā)與經(jīng)濟, 2007, 17(9): 182-183.

XIE Feng, HE Hang. Analysis on the static strength of the breechblock structure based on FEM[J]. Sci-tech Information Development & Economy，2007, 17(9): 182-183.

[5]張景新, 郭新宇. 楔式炮閂自動擊發(fā)原因分析[J]. 兵工學報, 2006, 27(4): 626-629.

ZHANG Jing-xin, GUO Xin-yu. An Analysis on factors leading to auto-firing in wedged breach[J]. Acta Armamentarii, 2006, 27(4): 626-629.

[6]張金忠, 叢孟凱, 張雙喜等. 125mm坦克炮炮閂抽筒裝置故障仿真分析[J]. 火力與指揮控制, 2012, 37(7):155-157.

ZHANG Jin-zhong, CONG Meng-kai, ZHANG Shuang-xi, et al. Research on failure analysis based on simulation about 125mm tank gun breechblock extractor mechanism [J]. Fire Control & Command Control, 2012, 37(7):155-157.

[7]陳永才, 李鵬, 熊宜光. 炮閂閂體擊針孔強度仿真計算與結(jié)構(gòu)改進[J]. 軍械工程學院學報, 2009, 21(2): 38-40.

CHEN Yong-cai, LI Peng, XIONG Yi-guang. Analyzing the strength of gun breech block and upgrading the structure of gun firing pin[J]. Journal Of Ordnance Engineering College, 2009, 21(2): 38-40.

[8]張建，唐文獻，徐省省,等. 火炮炮閂抽筒子結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計[J]. 兵工學報, 2012, 33(6):647-651.

ZHANG Jian, TANG Wen-xian, XU Xing-xing, et al. Structural optimization design for breechblock extractor[J]. Acta Armamentarii , 2012, 33(6):647-651.