典型回轉(zhuǎn)閉鎖自動(dòng)機(jī)開(kāi)鎖過(guò)程動(dòng)強(qiáng)度數(shù)值分析

牟奧敏，徐 誠(chéng)，唐劉建，楊宇召

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094)

【裝備理論與裝備技術(shù)】

典型回轉(zhuǎn)閉鎖自動(dòng)機(jī)開(kāi)鎖過(guò)程動(dòng)強(qiáng)度數(shù)值分析

牟奧敏，徐 誠(chéng)，唐劉建，楊宇召

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094)

在設(shè)計(jì)自動(dòng)武器時(shí)，往往重視閉鎖時(shí)期零部件的強(qiáng)度而忽視開(kāi)鎖階段慣性力和碰撞力引起的動(dòng)強(qiáng)度。針對(duì)某槍械回轉(zhuǎn)閉鎖機(jī)構(gòu)關(guān)鍵部件在開(kāi)鎖過(guò)程中相關(guān)零件斷裂問(wèn)題，采用數(shù)值分析的方法，建立了槍機(jī)、槍機(jī)框、開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱、擊針等零部件開(kāi)鎖過(guò)程的慣性應(yīng)力和撞擊應(yīng)力計(jì)算模型?；诜抡娼Y(jié)果分析了自動(dòng)機(jī)零部件強(qiáng)度薄弱處的等效動(dòng)應(yīng)力情況，為該自動(dòng)機(jī)部件結(jié)構(gòu)的改進(jìn)提供了理論依據(jù)以及數(shù)據(jù)支撐，也為類(lèi)似自動(dòng)機(jī)動(dòng)強(qiáng)度研究提供了分析方法。

自動(dòng)機(jī)強(qiáng)度；數(shù)值模擬；慣性應(yīng)力；閉鎖機(jī)構(gòu)

自動(dòng)機(jī)零部件的動(dòng)強(qiáng)度是槍械設(shè)計(jì)需要重點(diǎn)考慮的問(wèn)題，在自動(dòng)機(jī)的諸機(jī)構(gòu)中，開(kāi)閉鎖機(jī)構(gòu)的強(qiáng)度設(shè)計(jì)尤其重要?；剞D(zhuǎn)閉鎖機(jī)構(gòu)是槍械常采用的閉鎖機(jī)構(gòu)，在對(duì)其機(jī)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，常常重視閉鎖時(shí)期閉鎖支撐面的強(qiáng)度，忽視開(kāi)鎖階段慣性力和撞擊力引起的動(dòng)強(qiáng)度。其主要原因是閉鎖支撐面載荷確定和強(qiáng)度校核較為簡(jiǎn)單，開(kāi)鎖階段慣性載荷和撞擊力確定非常復(fù)雜，動(dòng)強(qiáng)度校核較為困難。近年來(lái)，由于非線性有限元的發(fā)展，使得進(jìn)行回轉(zhuǎn)閉鎖機(jī)構(gòu)開(kāi)鎖過(guò)程動(dòng)應(yīng)力和動(dòng)強(qiáng)度的計(jì)算成為可能。

非線性有限元方法已在槍械行業(yè)應(yīng)用。鄒衍等[1]建立了拉機(jī)柄在復(fù)進(jìn)過(guò)程中受力瞬態(tài)彎曲變形的有限元模型，對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)該有限元模型可以有效地模擬實(shí)驗(yàn)中碰撞產(chǎn)生的最大應(yīng)變；王永娟等[2]建立了考慮由熱載荷和壓力載荷共同影響的某小口徑槍械彈殼彈膛系統(tǒng)的數(shù)學(xué)和物理模型，采用非線性有限元法數(shù)值分析獲得了彈殼、彈膛系統(tǒng)在瞬態(tài)熱載荷和瞬態(tài)壓力載荷同時(shí)作用下彈殼、彈膛系統(tǒng)熱應(yīng)力特性；劉國(guó)慶等[3]建立狙擊步槍彈頭擠進(jìn)過(guò)程有限元計(jì)算模型，分析仿真結(jié)果得到了多組坡膛錐角與擠進(jìn)力間的關(guān)系，揭示了狙擊步槍彈擠進(jìn)力的作用機(jī)理；景銀萍等[4]應(yīng)用大型有限元分析軟件對(duì)某自動(dòng)武器的擊發(fā)過(guò)程進(jìn)行動(dòng)態(tài)仿真,得出該自動(dòng)武器可靠擊發(fā)時(shí)擊針需要具有的能量和速度；張克等[5]使用ABAQUS有限元分析軟件,建立起了包含彈殼彈膛系統(tǒng)、遷移式自動(dòng)機(jī)系統(tǒng)的全槍有限元模型，對(duì)關(guān)鍵部件進(jìn)行了強(qiáng)度與剛度分析。但是，關(guān)于回轉(zhuǎn)閉鎖機(jī)構(gòu)開(kāi)鎖過(guò)程的動(dòng)強(qiáng)度數(shù)值計(jì)算，未見(jiàn)有公開(kāi)報(bào)道。

本文結(jié)合實(shí)彈射擊中自動(dòng)機(jī)關(guān)鍵部件的破損問(wèn)題，應(yīng)用LS-DYNA有限元分析軟件建立與之對(duì)應(yīng)的有限元模型[6]、[7]，再現(xiàn)了開(kāi)鎖瞬間，自動(dòng)機(jī)各部件發(fā)生突然運(yùn)動(dòng)和接觸碰撞時(shí)的受力情況。數(shù)值計(jì)算獲得的危險(xiǎn)部位與實(shí)驗(yàn)破損情況的一致性較好，從而驗(yàn)證了數(shù)值方法的可行性和有效性。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步分析可能強(qiáng)度薄弱部位的等效動(dòng)應(yīng)力大小，給該自動(dòng)機(jī)部件結(jié)構(gòu)的優(yōu)化提供依據(jù)。

1 典型回轉(zhuǎn)閉鎖自動(dòng)機(jī)開(kāi)鎖數(shù)值計(jì)算模型

1.1 開(kāi)鎖過(guò)程簡(jiǎn)述

某槍械回轉(zhuǎn)閉鎖自動(dòng)機(jī)開(kāi)鎖過(guò)程[8-9]如圖 1所示。在開(kāi)鎖自由行程的起點(diǎn)(圖 1(a))，火藥氣體壓力通過(guò)活塞作用于槍機(jī)框的前端面，槍機(jī)框在火藥氣體壓力的作用下向后運(yùn)動(dòng)；槍機(jī)框中的開(kāi)閉鎖螺旋槽帶動(dòng)開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱與槍機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)；在開(kāi)鎖行程的終點(diǎn)，槍機(jī)框以6 m/s的速度與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱發(fā)生碰撞(該速度由高速攝影測(cè)得)，開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱與槍機(jī)以3 rad/s的速度順時(shí)針自轉(zhuǎn)；此時(shí)，槍機(jī)的閉鎖突榫由于自轉(zhuǎn)而與節(jié)套的閉鎖支撐面解脫，槍機(jī)與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱在接觸力和碰撞力的作用下與槍機(jī)框一起后坐。在開(kāi)鎖行程的終點(diǎn)，槍機(jī)框撞擊開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱，該碰撞力可能造成槍機(jī)框與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱相關(guān)部位破損；開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱在接觸力和碰撞力的作用下帶動(dòng)槍機(jī)突然運(yùn)動(dòng)，開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱與槍機(jī)之間的相互作用力可能造成開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱與槍機(jī)相關(guān)部位破損。本文針對(duì)開(kāi)鎖行程終點(diǎn)時(shí)刻自動(dòng)機(jī)各零部件的運(yùn)動(dòng)特性建立數(shù)值計(jì)算模型，重點(diǎn)關(guān)注開(kāi)鎖過(guò)程和開(kāi)鎖行程終點(diǎn)自動(dòng)機(jī)各相關(guān)零部件之間的慣性力與碰撞力的作用，研究自動(dòng)機(jī)各相關(guān)零部件的破損情況。

1.2 有限元模型

建立自動(dòng)機(jī)部件在開(kāi)鎖行程終點(diǎn)瞬間，槍機(jī)框撞擊開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱帶動(dòng)槍機(jī)后坐時(shí)刻的有限元模型，在對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果影響不大的情況下對(duì)幾何模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，以提高計(jì)算效率。模型各部分名稱(chēng)見(jiàn)圖2。為了提高計(jì)算效率，將槍機(jī)框與仿真結(jié)果影響不大的部分略去，以質(zhì)量補(bǔ)償模塊取代。自動(dòng)機(jī)部件皆采用四面體網(wǎng)格模型。采用*INITIAL_VELOCITY_GENERATION關(guān)鍵字賦予槍機(jī)框6 m/s的初始速度(該初始速度由高速攝影所得，為槍機(jī)框開(kāi)鎖行程終點(diǎn)的真實(shí)速度)；由于開(kāi)閉鎖螺旋槽的存在，槍機(jī)與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱相對(duì)于槍機(jī)框轉(zhuǎn)動(dòng)，根據(jù)開(kāi)閉鎖螺旋槽的角度，計(jì)算出槍機(jī)與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱相對(duì)槍機(jī)框的轉(zhuǎn)速3 rad/s，并采用*INITIAL_VELOCITY_GENERATION關(guān)鍵字賦予槍機(jī)與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱；各個(gè)部件之間采用*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SERFACE定義接觸，該接觸類(lèi)型適用于可以預(yù)見(jiàn)的兩表面之間的接觸。

圖2 自動(dòng)機(jī)部件有限元模型

1.3 材料模型

自動(dòng)機(jī)部件采用JOHNSON_COOK材料模型[10]和GRUNEISEN狀態(tài)方程描述其材料特性。該模型綜合考慮了材料的應(yīng)變強(qiáng)化、應(yīng)變率效應(yīng)和熱軟化效應(yīng)，特別適合模擬金屬材料在高加載率下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。自動(dòng)機(jī)部件材料模型參數(shù)如表1所示。

質(zhì)量補(bǔ)償材料也采用表 1所列的材料參數(shù)數(shù)據(jù)，但材料密度不同，保證槍機(jī)框的總質(zhì)量與幾何模型修改之前相等。

表1 自動(dòng)機(jī)部件材料參數(shù)

2 數(shù)值結(jié)果分析

借助仿真結(jié)果，可以方便的再現(xiàn)該槍械開(kāi)鎖行程各零部件碰撞的過(guò)程，獲得開(kāi)鎖過(guò)程中自動(dòng)機(jī)各部件不同時(shí)刻、不同位置時(shí)的等效動(dòng)應(yīng)力。

2.1 槍機(jī)動(dòng)應(yīng)力變化情況

槍機(jī)在不同時(shí)刻的von Mises應(yīng)力云圖如圖3。在槍機(jī)與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱配合處的von Mises應(yīng)力明顯比槍機(jī)其他區(qū)域要大，故該處是槍機(jī)上強(qiáng)度薄弱的區(qū)域。槍機(jī)在仿真全過(guò)程的最大應(yīng)力為1200MPa左右，最大應(yīng)力出現(xiàn)在槍機(jī)與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱配合的圓孔位置。結(jié)合材料的屈服極限，由仿真結(jié)果可推斷該處網(wǎng)格單元可能已經(jīng)屈服。

圖3 槍機(jī)von Mises應(yīng)力云圖

該槍械在五連發(fā)射擊試驗(yàn)過(guò)程中，存在槍機(jī)斷裂的情況。槍機(jī)斷裂圖如圖4。從圖中可以看出，槍機(jī)與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱配合處圓孔發(fā)生斷裂，實(shí)際斷裂截面與理論強(qiáng)度最薄弱截面存在一個(gè)偏角。存在偏角的原因是槍機(jī)有自轉(zhuǎn)；仿真結(jié)果中，高應(yīng)力單元的分布也存在一個(gè)偏角。對(duì)比仿真所得應(yīng)力云圖與實(shí)彈射擊試驗(yàn)中槍機(jī)的斷裂情況，仿真結(jié)果顯示的危險(xiǎn)截面與實(shí)際結(jié)果吻合較好，所得仿真結(jié)果具有實(shí)際參考價(jià)值。

槍機(jī)斷裂處選定單元的等效動(dòng)應(yīng)力(von Mises應(yīng)力)隨時(shí)間的變化曲線如圖5所示。開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱與槍機(jī)的碰撞發(fā)生在第20 μs，碰撞發(fā)生后等效應(yīng)力開(kāi)始攀升，經(jīng)過(guò)大概15 μs的時(shí)間，等效動(dòng)應(yīng)力達(dá)到最大值1 200 MPa，然后以1 200 MPa保持大約10 μs左右的時(shí)間。此后等效動(dòng)應(yīng)力開(kāi)始下降到800 MPa左右，然后重新攀升到1 200 MPa左右，之后等效動(dòng)應(yīng)力開(kāi)始下降，最低時(shí)為50 MPa左右，然后等效應(yīng)力值繼續(xù)有一個(gè)回升。從等效應(yīng)力數(shù)值的變化可以看出，開(kāi)鎖行程終點(diǎn)槍機(jī)與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱應(yīng)該有多次的碰撞，在30 μs到75 μs的時(shí)間段內(nèi)，等效動(dòng)應(yīng)力的數(shù)值都處于800 MPa以上。

圖4 槍機(jī)斷裂圖

圖5 槍機(jī)斷裂處選定單元的von Mises應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線

2.2 槍機(jī)框動(dòng)應(yīng)力變化情況

槍機(jī)框部件的von Mises應(yīng)力云圖如圖6。不難發(fā)現(xiàn)，槍機(jī)框上存在三處危險(xiǎn)部位。危險(xiǎn)部位1是開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱與槍機(jī)框發(fā)生碰撞的位置；危險(xiǎn)部位2是直接受碰撞所產(chǎn)生的應(yīng)力波沖擊的位置；危險(xiǎn)部位3是槍機(jī)框上厚度最薄的位置，撞擊產(chǎn)生的應(yīng)力波傳播到此處也可能破壞此處結(jié)構(gòu)。從理論上分析，這三處也是最可能發(fā)生塑性變形的位置。

該槍械在五連發(fā)射擊試驗(yàn)過(guò)程中，發(fā)現(xiàn)槍機(jī)框上有些位置出現(xiàn)了裂紋。圖7為其中一處裂紋的照片，該處裂紋出現(xiàn)在危險(xiǎn)部位1與危險(xiǎn)部位2的連線上。危險(xiǎn)部位3處也有裂紋出現(xiàn)，但是裂紋較細(xì)，無(wú)法在圖片中顯示。對(duì)比仿真結(jié)果與槍機(jī)框?qū)崗椛鋼艉蟮牧鸭y情況，二者結(jié)果能較好的吻合，所得仿真結(jié)果具有實(shí)際參考價(jià)值。

槍機(jī)框危險(xiǎn)部位選定單元von Mises應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線如圖8。A單元von Mises應(yīng)力的最大值為780 MPa，這個(gè)值是三個(gè)單元中最大的，該應(yīng)力數(shù)值與屈服極限非常接近；B單元von Mises應(yīng)力的最大值與C單元的von Mises應(yīng)力最大值差不多大，都為590 MPa左右。相對(duì)于槍機(jī)上的von Mises應(yīng)力，槍機(jī)框上的von Mises應(yīng)力情況要稍好一些，最大von Mises應(yīng)力在材料屈服極限之內(nèi)。由于每一發(fā)彈的裝藥量存在差別，個(gè)別槍彈在發(fā)射時(shí)所產(chǎn)生的膛壓可能比一般情況要大，導(dǎo)致槍機(jī)框的開(kāi)鎖速度變大產(chǎn)生裂紋。

圖6 槍機(jī)框von Mises應(yīng)力云圖

圖7 槍機(jī)框裂紋

圖8 槍機(jī)框危險(xiǎn)部位選定單元von Mises應(yīng)力 隨時(shí)間變化曲線

2.3 開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱動(dòng)應(yīng)力變化情況

開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱不同時(shí)刻的應(yīng)力云圖如圖9。從圖中可以看出，開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱應(yīng)力較大的位置為開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱與槍機(jī)框碰撞部位，該部位有可能存在塑性變形。經(jīng)實(shí)彈射擊后，開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱沒(méi)有出現(xiàn)斷裂或存在裂紋的情況，但是開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱上出現(xiàn)一條撞擊紋路與仿真結(jié)果中的高應(yīng)力單元分布區(qū)域相吻合。開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱危險(xiǎn)部位選定單元von Mises應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線如圖11所示。從圖中可以看出，選定單元的最大應(yīng)力為800 MPa左右，達(dá)到材料的屈服極限所以該處有可能存在塑性變形，是危險(xiǎn)部件。

圖9 開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱von Mises應(yīng)力云圖

圖10 實(shí)彈射擊后的開(kāi)閉鎖滾柱

圖11 開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱危險(xiǎn)部位選定單元von Mises應(yīng)力 隨時(shí)間變化曲線

3 結(jié)論

建立了本回轉(zhuǎn)閉鎖自動(dòng)機(jī)開(kāi)鎖過(guò)程有限元計(jì)算模型，計(jì)算獲得的零部件危險(xiǎn)部位與實(shí)彈射擊零部件破損情況基本一致，驗(yàn)證了模型的正確性。數(shù)值計(jì)算表明，開(kāi)鎖過(guò)程中槍機(jī)最大動(dòng)應(yīng)力出現(xiàn)在與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱配合的圓孔處，在第40 μs時(shí)達(dá)到最大應(yīng)力值，為1 200 MPa；槍機(jī)框最大動(dòng)應(yīng)力出現(xiàn)在槍機(jī)框與開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱直接碰撞的部位，在第65 μs時(shí)達(dá)到最大應(yīng)力值，為780 MPa；開(kāi)閉鎖導(dǎo)柱最大動(dòng)應(yīng)力出現(xiàn)在與槍機(jī)框碰撞的部位，在第75 μs時(shí)達(dá)到最大應(yīng)力值，為800 MPa。本文計(jì)算揭示了該回轉(zhuǎn)閉鎖自動(dòng)機(jī)開(kāi)鎖過(guò)程關(guān)鍵部件的損壞機(jī)理，為該自動(dòng)機(jī)零部件結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供了科學(xué)依據(jù)，也為類(lèi)似自動(dòng)機(jī)開(kāi)鎖過(guò)程動(dòng)強(qiáng)度研究提供了分析方法。

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(責(zé)任編輯周江川)

NumericalAnalysisofDynamicStrengthofTurningBlockAutomaticMechanismatUnlockingTime

MOU Aomin, XU Cheng, TANG Liujian, YANG Yuzhao

(School of Mechanical Engineering， Nanjing University of Science and Technology， Nanjing 210094, China)

Turning block automatic mechanism spare parts are important parts of turning block automatic weapon，and they require a high safety factor. During the design of an automatic weapon，more importance has been attached to the strength of the spare parts at locking time，but the dynamic strength problems caused by inertia force and impact force during unlocking time often were ignored. Aimed at the problem that a firearm turning block mechanism’s key component fractured at the locking time, a computational model is built by using numerical analysis method to compute inertia force and impact force of action, action frame, lock and unlock column, firing pin during locking time. Based on simulation results, the equivalent dynamic stress of the weak parts of automatic mechanism spare parts has been obtained. The results of the simulation can provide theoretical basis and data support for the improvement of the automatic mechanism spare parts’ structure.

automatic mechanism’s strength; numerical analysis; inertia force; locking mechanism

2017-03-29；

：2017-05-06

：企業(yè)合作項(xiàng)目

牟奧敏(1992—)，男，碩士研究生，主要從事自動(dòng)武器數(shù)值模擬研究。

徐誠(chéng)(1962—)，男，博士，教授，南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院博士生導(dǎo)師，輕武器學(xué)會(huì)副主任委員、兵工學(xué)報(bào)編委。

10.11809/scbgxb2017.09.011

format:MOU Aomin, XU Cheng, TANG Liujian, et al..Numerical Analysis of Dynamic Strength of Turning Block Automatic Mechanism at Unlocking Time[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(9):53-57.

TJ23

：A

2096-2304(2017)09-0053-05

本文引用格式：牟奧敏，徐誠(chéng)，唐劉建，等.典型回轉(zhuǎn)閉鎖自動(dòng)機(jī)開(kāi)鎖過(guò)程動(dòng)強(qiáng)度數(shù)值分析[J].兵器裝備工程學(xué)報(bào)，2017(9):53-57.