某火炮自動(dòng)機(jī)高速機(jī)構(gòu)的熱-結(jié)構(gòu)耦合效應(yīng)仿真分析

戴涌，錢(qián)林方，吳曉金，徐亞棟

（1.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇南京210094；2.重慶望江工業(yè)有限公司軍品研發(fā)中心，重慶400071）

某火炮自動(dòng)機(jī)高速機(jī)構(gòu)的熱-結(jié)構(gòu)耦合效應(yīng)仿真分析

戴涌1，2，錢(qián)林方1，吳曉金2，徐亞棟1

（1.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇南京210094；2.重慶望江工業(yè)有限公司軍品研發(fā)中心，重慶400071）

針對(duì)某高射速自動(dòng)機(jī)在樣機(jī)實(shí)彈射擊時(shí)出現(xiàn)的周期性停射故障，應(yīng)用熱膨脹經(jīng)典理論和有限元計(jì)算方法，對(duì)高射速自動(dòng)機(jī)進(jìn)行了熱-結(jié)構(gòu)耦合分析。結(jié)果表明：將結(jié)構(gòu)尺寸作適當(dāng)?shù)恼{(diào)整，不僅能滿足現(xiàn)階段射速的要求，而且有進(jìn)一步提高射速的空間。結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案改進(jìn)后的驗(yàn)證樣機(jī)，經(jīng)多輪實(shí)彈試驗(yàn)測(cè)試，沒(méi)有出現(xiàn)周期性停射現(xiàn)象，故障得到解決。將熱-結(jié)構(gòu)耦合方法應(yīng)用于工程實(shí)踐，以期在解決類似故障和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的分析方法上有所借鑒。

兵器科學(xué)與技術(shù)；自動(dòng)機(jī)；有限元；熱-結(jié)構(gòu)耦合

0　引言

火炮自動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)在受熱狀態(tài)下，不僅受外載荷產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)應(yīng)力影響，還受到溫度場(chǎng)產(chǎn)生的熱應(yīng)力影響，并可能導(dǎo)致結(jié)構(gòu)功能失效或破壞，分析這些問(wèn)題時(shí)，必須考慮溫度場(chǎng)的變化對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、剛度和承載能力的影響。如今，有很多方法可以來(lái)進(jìn)行熱-結(jié)構(gòu)耦合分析，如有限元方法。該數(shù)值模擬方法結(jié)合實(shí)際試驗(yàn)所帶來(lái)的最大好處是能夠節(jié)約大量的研制成本，對(duì)武器系統(tǒng)的設(shè)計(jì)具有很好的指導(dǎo)作用。目前，熱-結(jié)構(gòu)耦合研究應(yīng)用主要集中在航空航天領(lǐng)域，國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究報(bào)道也比較多［1-4］，而在常規(guī)武器裝備設(shè)計(jì)方面的應(yīng)用研究則較少。

傳統(tǒng)火炮自動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過(guò)程中，一般不考慮熱過(guò)程，通常情況下這樣不會(huì)產(chǎn)生問(wèn)題。但是任何材料都有不同程度的熱脹冷縮現(xiàn)象［5］，尤其是對(duì)于運(yùn)動(dòng)配合受約束較多的機(jī)構(gòu)在工作過(guò)程中，由熱膨脹引起的故障日益突出，如某型裝備在試驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)的周期性停射故障。該裝備的某連續(xù)高速運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)由箱體、基體和前后襯套等零件組成，機(jī)構(gòu)工作時(shí)在基體內(nèi)產(chǎn)生高溫高壓氣體，并以極高的頻率消失和生成，基體和箱體固定不動(dòng)，而前后襯套須在高溫高壓氣體作用下完成往復(fù)運(yùn)動(dòng)以使整個(gè)機(jī)構(gòu)完成預(yù)定的動(dòng)作；當(dāng)往復(fù)運(yùn)動(dòng)持續(xù)一段時(shí)間后，起初處于室溫狀態(tài)的箱體、基體和前后襯套的溫度得到不同程度的升高，由于它們的溫升變形量引起襯套的運(yùn)動(dòng)出現(xiàn)卡死，機(jī)構(gòu)停止運(yùn)動(dòng)；間隔一段時(shí)間后，溫度下降到臨界點(diǎn)，卡滯消失，機(jī)構(gòu)又恢復(fù)運(yùn)動(dòng)。此故障現(xiàn)象具有一定的周期性和原因不確定性，嚴(yán)重地影響了裝備的正常運(yùn)行，并對(duì)操作人員的人身安全造成極大的威脅，必須予以排除。

本文針對(duì)上述問(wèn)題，采用有限分析方法先對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱傳導(dǎo)分析，得到結(jié)構(gòu)內(nèi)部的溫度場(chǎng)分布；再進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析，得到由溫度產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)應(yīng)力；最后通過(guò)分析反推結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)的公差配合關(guān)系。

1　結(jié)構(gòu)熱分析

結(jié)構(gòu)熱分析是求解溫度場(chǎng)對(duì)結(jié)構(gòu)中應(yīng)力、應(yīng)變和位移等物理參數(shù)的影響，即利用現(xiàn)有的技術(shù)方法，對(duì)處于某種溫度載荷下的結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱應(yīng)力和結(jié)構(gòu)應(yīng)力的耦合分析。對(duì)于熱結(jié)構(gòu)分析，在有限元方法中通常用順序耦合分析，即先進(jìn)行熱分析求得結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)，再進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析。將熱分析求得的溫度場(chǎng)作為載荷加到結(jié)構(gòu)分析中，求解結(jié)構(gòu)中的應(yīng)力分布。

在三維問(wèn)題中，瞬態(tài)溫度場(chǎng)的場(chǎng)變量φ（x，y，z，t）在直角坐標(biāo)中應(yīng)滿足的微分方程為

式中:ρ為材料密度；c為材料比熱容；t為時(shí)間；kx、ky、kz是材料沿著3個(gè)主方向的導(dǎo)熱系數(shù)；Q=Q（x，y，z，t）是物體內(nèi)部的熱源密度。

求解瞬態(tài)溫度場(chǎng)問(wèn)題是求解在初始條件下，即在φ（x，y，z，t）=φ0（x，y，z）條件下，滿足瞬態(tài)熱傳導(dǎo)方程及其邊界條件的場(chǎng)函數(shù)φ，φ應(yīng)是坐標(biāo)與時(shí)間的函數(shù)。

針對(duì)上述三維問(wèn)題中瞬態(tài)熱傳導(dǎo)微分方程和邊界條件，建立起等效積分形式:

式中:w、w1、w2、w3是任意函數(shù)，按照伽遼金法選擇任意函數(shù)，設(shè)Γ1上已經(jīng)滿足強(qiáng)制邊界條件，則w1= 0，并且不失一般性，可以令

將（3）式代入（2）式中，并且對(duì)其中第一項(xiàng)中Ω內(nèi)積分的第2～4項(xiàng)進(jìn)行分部積分，則可得到（2）式等效積分的“弱”形式為

利用（4）式可以建立起瞬態(tài)溫度場(chǎng)有限元的一般格式。首先將空間域離散為有限個(gè)單元體，在單個(gè)單元內(nèi)溫度可以用節(jié)點(diǎn)溫度插值得到，即

式中:n為單元體內(nèi)節(jié)點(diǎn)數(shù)；N為形函數(shù)；θ為溫度自變量。

將（5）式代入（4）式中，并且考慮到δφ的任意性，可以得到離散后的瞬態(tài)熱傳導(dǎo)有限元求解方程為

式中:C為熱容矩陣；K為熱傳導(dǎo)矩陣；P是溫度載荷向量；φ為節(jié)點(diǎn)溫度向量是節(jié)點(diǎn)溫度向量對(duì)時(shí)間的導(dǎo)數(shù)。C、K以及P中的元素由單元的相應(yīng)的矩陣元素集成為

通過(guò)上述公式，已經(jīng)將時(shí)間域和空間域的偏微分方程在空間域內(nèi)離散為用節(jié)點(diǎn)溫度表示的常微分方程。

2　自動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)熱故障分析

自動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)時(shí)考慮氣體密封性等原因，各零件間間隙量都進(jìn)行了嚴(yán)格控制，以保證各項(xiàng)戰(zhàn)斗指標(biāo)滿足規(guī)定要求。部分結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖1所示。

連續(xù)高速射擊后，自動(dòng)機(jī)各部分零件溫度都有不同程度的升高?；w、后襯套、前襯套與箱體的熱膨脹對(duì)自動(dòng)機(jī)機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)的影響［6］，引起自動(dòng)機(jī)工作故障。

2.1后襯套熱膨脹分析

由于后襯套結(jié)構(gòu)相對(duì)簡(jiǎn)單，可應(yīng)用理論計(jì)算方法得到其熱膨脹量。為對(duì)比有限元熱分析方法和理論計(jì)算結(jié)果的一致性，分別運(yùn)用有限元方法和理論計(jì)算來(lái)分析后襯套的熱膨脹軸向伸長(zhǎng)量［7-8］。

假定后襯套與前襯套端面的最大實(shí)測(cè)間隙量為Δmax，當(dāng)后襯套溫度為θbu時(shí)，前襯套與后襯套之間的熱變形過(guò)盈量為

圖1　結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.1 Structural diagram

式中:ΔLrb為后襯套在θbu時(shí)的伸長(zhǎng)量；ΔLfb為前襯套的有效熱伸長(zhǎng)量。

運(yùn)動(dòng)開(kāi)始位置，機(jī)構(gòu)作用力在基體上形成前推動(dòng)力扭矩Tbtf:

式中:F為外力；β為作用力壓力角；dbtf為力作用法線到機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)軸線間的距離。

阻力扭矩包括熱變形過(guò)盈量作用于基體上形成阻力扭矩Tbrf和由于基體與箱體熱膨脹產(chǎn)生的阻力矩（作用在基體上）Tbcrf，其表達(dá)式分別為

式中:f為前襯套與后襯套間的靜摩擦系數(shù)；Ab為基體配合端截面積；db為襯套軸線到機(jī)構(gòu)旋轉(zhuǎn)軸線間的距離；d為配合面到機(jī)構(gòu)旋轉(zhuǎn)軸線間的距離；L= Lfb+Lrb；Fbu為后襯套上產(chǎn)生的變形力為

Arb為后襯套截面積，E為彈性模量。

當(dāng)后襯套溫度為tbu時(shí)，熱變形過(guò)盈量作用于基體形成阻力扭矩（Tbrf+Tbcrf）大于外力作用在基體上形成運(yùn)動(dòng)扭矩Tbtf時(shí)，則基體被鎖死，機(jī)構(gòu)不能完成預(yù)定的動(dòng)作。

為此，要使基體不被鎖死，則阻力扭矩Tbrf必須不大于復(fù)進(jìn)扭矩Tbtf，計(jì)算可得臨界熱變形過(guò)盈量為

因此，在設(shè)計(jì)過(guò)程中只要熱變形過(guò)盈量不大于ΔL0，就能夠保證各機(jī)構(gòu)的正常工作。

2.2臨界溫度計(jì)算

假定后襯套與前襯套間的初始間隙為ΔLini，則消除此間隙量的溫度為

式中:α為材料的熱膨脹系數(shù)。在消除該間隙量的溫度下，到達(dá)臨界熱變形過(guò)盈量ΔL0所需溫度增量為

因此滿足機(jī)構(gòu)正常工作的臨界溫度為

式中:θ0為室溫。

由此可知:如果后襯套的實(shí)際溫度小于臨界溫度Δθc時(shí)，能保證各機(jī)構(gòu)的正常運(yùn)行。出現(xiàn)故障時(shí)，襯套實(shí)測(cè)溫度為θbu，其高于由（24）式所計(jì)算的臨界溫度值Δθc；自動(dòng)機(jī)構(gòu)停止工作后，隨著溫度在自然狀態(tài)下不斷下降，機(jī)構(gòu)恢復(fù)工作。至此，自動(dòng)機(jī)停射故障發(fā)生的根本原因得以明確:從熱膨脹伸長(zhǎng)量這一方面來(lái)說(shuō)，當(dāng)溫度下降到正常工作溫度后，自動(dòng)機(jī)重新開(kāi)始工作；從理論計(jì)算角度來(lái)說(shuō)，故障得以復(fù)現(xiàn)。

2.3結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

前述計(jì)算時(shí)溫度為θcf，如果溫度升高到θmax（試驗(yàn)測(cè)試的最高炮口溫度），按各零件的溫度分布關(guān)系估算后襯套、前襯套的計(jì)算溫度為θrbc和θf(wàn)bc及相應(yīng)的熱膨脹量為Δrbc和Δfbc，見(jiàn)表1.

表1　溫度θmax零件估算溫度及熱膨脹量Tab.1 Calculated temperature and thermal expansion amount atθmax

由此可算得熱膨脹后零件間的變形增加量La為

為了保證溫度在θmax下機(jī)構(gòu)也能夠正常工作，須滿足尺寸關(guān)系:

式中:Lt為前襯套及后襯套理論間隙；X為后襯套磨削量。

由（26）式得

為了保證自動(dòng)機(jī)正常工作，X的取值須大于0.457mm（圓整為0.5 mm），也就是說(shuō)須將后襯套磨短0.5mm.

3　算例

3.1自動(dòng)機(jī)溫度場(chǎng)仿真

射擊停止后，用紅外測(cè)溫儀測(cè)量各零件不同位置的溫度，計(jì)算用材料性能參數(shù)及溫度見(jiàn)表2.

表2　計(jì)算用材料性能參數(shù)及溫度Tab.2 Performance parameters and temperatures of materials used for calculation

圖2　后襯套熱膨脹分析Fig.2 Thermal analysis of rear bushing

圖3　前襯套熱膨脹分析Fig.3 Thermal analysis of front bushing

利用有限元軟件（ABAQUS）及表2所列的材料參數(shù)和溫度條件分別對(duì)前后襯套、基體和箱體進(jìn)行有限元分析，計(jì)算結(jié)果如圖2～圖5所示（圖中所示為位移量，單位mm），對(duì)應(yīng)的計(jì)算結(jié)果如表3所示。

圖4　基體熱膨脹分析Fig.4 Thermal analysis of basic body

圖5　箱體熱膨脹分析Fig.5 Thermal analysis of box

表3　熱膨脹量Tab.3 Thermal expansion amount

3.2試驗(yàn)

為了充分驗(yàn)證結(jié)構(gòu)改進(jìn)是否能滿足各項(xiàng)性能指標(biāo)要求，分別進(jìn)行了常規(guī)試驗(yàn)和最高溫度極限試驗(yàn)。

3.2.1常規(guī)試驗(yàn)

裝彈100發(fā)，按每組15發(fā)間隔6 s連續(xù)進(jìn)行多組實(shí)彈射擊試驗(yàn)，當(dāng)炮口溫度達(dá)到220℃時(shí)停止射擊，試驗(yàn)狀態(tài)數(shù)據(jù)如表4所示。

表4　15發(fā)連續(xù)5組射擊試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Firing rate and muzzle temperature in the firing of15 projectiles in each group

上述試驗(yàn)在寒區(qū)進(jìn)行，室外溫度-1.6℃.從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，射速滿足設(shè)計(jì)要求（由于此高射速自動(dòng)機(jī)采用內(nèi)能源形式，射速是其最重要的一項(xiàng)性能指標(biāo)。然而由于結(jié)構(gòu)尺寸縮短，結(jié)構(gòu)間間隙量增加，設(shè)計(jì)改進(jìn)是否影響射速必須予以重點(diǎn)關(guān)注）。試驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)炮口溫度達(dá)到甚至超過(guò)220℃時(shí)，該自動(dòng)機(jī)仍能正常工作。

3.2.2最高溫度極限試驗(yàn)

按常規(guī)射擊方式，進(jìn)行多輪多組實(shí)彈試驗(yàn)，試驗(yàn)狀態(tài)數(shù)據(jù)如表5所示。

表5　3輪5組試驗(yàn)射擊結(jié)果Tab.5 Firing rate and muzzle temperature in 3 rounds of test

從試驗(yàn)結(jié)果可以看出（寒區(qū)，室外溫度-5.6℃），修改了前后襯套的配合間隙量后，射速滿足設(shè)計(jì)要求，當(dāng)炮口溫度達(dá)到384℃時(shí)（超過(guò)結(jié)構(gòu)修前的臨界溫度220℃），該自動(dòng)機(jī)仍能正常工作。

4　結(jié)論

由自動(dòng)機(jī)工作原理和相關(guān)力學(xué)計(jì)算可知，當(dāng)溫度為θbu時(shí)，因熱變形而作用于基體上的扭矩大于外力（來(lái)自于復(fù)進(jìn)機(jī)構(gòu)的彈簧力）作用于基體上的扭矩，故在此溫度時(shí)，機(jī)構(gòu)鎖死，出現(xiàn)停射故障。

當(dāng)后襯套上的臨界溫度為220℃，臨界熱變形過(guò)盈量為ΔL，此時(shí)要使機(jī)構(gòu)能穩(wěn)定地正常工作，必須將后襯套尺寸減小0.5 mm.在不同的試驗(yàn)條件下，該自動(dòng)機(jī)都能滿足性能指標(biāo)的要求，設(shè)計(jì)改進(jìn)達(dá)到預(yù)期目標(biāo)，進(jìn)而有效地驗(yàn)證了本文所采用的熱-結(jié)構(gòu)耦合仿真分析方法的適用性，因而此方法對(duì)于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及其改進(jìn)有現(xiàn)實(shí)的指導(dǎo)意義。

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Analysis about Thermal-structure Coupling Effect of High Firing Rate Automatic Mechanism of a Gun

DAI Yong1，2，QIAN Lin-fang1，WU Xiao-jin2，XU Ya-dong1
（1.School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，Jiangsu，China；2.Product Research and Development Center，Chongqing Wangjiang Industry Co.，Ltd.，Chongqing 400071，China）

The prototype of a high firing rate automatic mechanism of a gun has a periodic fire stop failure during firing.The classical thermal expansion theory and the finite element method are used for the thermal-structure coupling analysis of high firing rate automatic mechanism.The analysis results show that the size of its structure can be appropriately adjusted to meet the requirement of the current firing rate and further improve the rate of fire.The improved structural design of demonstration prototype has non periodic fire stop phenomenon after several rounds of live ammunition tests.Thermal-structure coupling method can be used to solve similar failures in engineering practice.

ordnance science and technology；automatic mechanism；finite element；thermal-structure coupling

TJ303+.3

A

1000-1093（2016）09-1738-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2016.09.026

2016-01-07

中國(guó)兵器裝備集團(tuán)公司“十二五”預(yù)先研究項(xiàng)目（JP606）

戴涌（1968—），男，研究員級(jí)高級(jí)工程師，博士研究生。E-mail:daiyong@cqwj.com；錢(qián)林方（1961—），男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail:lfqian@vip.163.com