不同工況條件下剛性拋殼機構仿真建模分析

管運武,方 峻

(南京理工大學,南京 210094)

0 引言

機構動作可靠性的含義是指在規(guī)定的使用條件及時間下,機構可以準確、快速、協(xié)調(diào)的完成相應運動的能力[1]。關于可靠性的研究,Sergeyev[2]比較早地提出了機構可靠性計算分析方法,在自動武器方面。關于拋殼過程有不少學者做了相關的研究。曹煒[3]通過對某步槍閉鎖機構動作可靠性的研究,分析了不同因素影響下的故障率靈敏度,得出了影響閉鎖機構動作可靠性的主要因素有3個:擊針簧初始壓力大小,機頭導柱大小、槍機框?qū)к壈霃?。鄒衍等[4]通過虛擬樣機模型對影響剛性拋殼機構可靠性的速度參數(shù)、力學參數(shù)、結構參數(shù)的全面研究,提出了一種剛性拋殼可靠性設計方法。駱佳光[5]根據(jù)某新型輕量化步槍三維實體模型在多體動力學分析軟件中建立了自動機仿真模型,模擬了彈性拋殼過程,分析了各動力學參數(shù)對于拋殼過程的影響。赫雷等[6]借助多體動力學分析軟件研究了某步槍彈性拋殼機構,分析了彈殼的運動狀態(tài),拋殼挺簧力、拋殼速度對于拋殼過程的影響。Yu等[7]針對坦克拋殼機構建立虛擬樣機仿真模型,分析了影響拋殼機構的因素,在此基礎上進行了可靠性評估。Yan等[8]設計了一種新的鎖緊機構動力學模型,并用多體動力學分析軟件進行模擬,對自動機的結構進行了改進。Arafat[9]研究了槍機運動過程中復進簧的影響。

卡殼故障[10]作為槍械故障之一,由于其故障因素復雜多變,在現(xiàn)有的自動武器機構動作可靠性仿真建模理論方法中,關于不同工況條件下的機構動作可靠性理論建模和仿真研究[11]涉及較少。Feng[12]通過對不同工況下某自動武器抽殼機構的研究,通過對不同工況下拉殼鉤與彈殼脫落的摩擦因數(shù)臨界值分析,提出了一種抽殼故障率預測方法。但目前國內(nèi)外依舊缺乏關于槍械不同工況條件下卡殼故障的分析,所以有必要對拋殼過程進行分析。

本文中以某型機槍剛性拋殼機構為原型,通過多體動力學的建模仿真方法研究了裝藥溫度、滑動摩擦因數(shù)和氣室沖量效率這3個隨機工況條件影響下對拋殼的影響,提出了一種兼顧不同工況條件的拋殼挺與彈殼疊合量的設計方法,并通過槍械射擊試驗的實測數(shù)據(jù)驗證了理論模型的合理性,可以為同類武器設計提供一定思路。

1 運動參數(shù)計算與模型建立

本文中以某型機槍為原型,該型機槍采用剛性拋殼機構、導氣式原理。由于該型機槍組件較多,形狀復雜,零部件和接觸較多,為了提高多體動力學分析軟件的運行求解速度、降低軟件的出錯概率,在建立拋殼機構虛擬樣機模型時對模型做了以下簡化:

1) 模型中槍械的射擊姿態(tài)為0°;

2) 將拋殼過程中不參與運動的部件省略。

由自動武器射擊過程可知,模型中涉及到膛壓、氣室壓力、抽殼阻力等相關載荷的施加,以及槍機等運動速度的計算,如下文所示,并通過spline樣條曲線將抽殼阻力及運動曲線等參數(shù)導入到模型中。

1.1 膛壓的確定

根據(jù)內(nèi)彈道方程可以計算出彈殼內(nèi)火藥爆炸后產(chǎn)生的壓強,不同溫度下的時間-膛壓曲線如圖1所示。

圖1 不同溫度下的時間-膛壓曲線

1.2 氣室壓力的計算

退殼過程中,槍機后坐到位,帶動拉殼鉤,使彈殼與拋殼挺相撞之后從拋殼窗飛出,而槍機所需動力可由導氣室壓力提供。根據(jù)布拉文經(jīng)驗公式,氣室壓力計算公式[13]為:

式中:pd為彈頭經(jīng)過導氣孔的瞬時膛壓;b為膛壓沖量時間系數(shù);α為導氣裝置結構參數(shù)系數(shù);t為氣室壓力作用時間。

1.3 抽殼阻力

彈殼退殼時會受到抽殼阻力的影響,彈膛摩擦因數(shù)0.05,不同裝藥溫度時的抽殼阻力曲線如圖2所示[14]。

圖2 不同裝藥溫度時抽殼阻力曲線

圖3 運動簡化圖

1.4 槍機速度曲線計算

自動機后坐過程包含槍機框自由行程、槍機開鎖行程、慣性后退、拋殼行程、撥彈行程等。對于整個槍機后坐過程,可以簡化為一個在彈簧作用下的運動零件進行分析[15],自動機等效為一個質(zhì)量為M的滑塊,受到導氣室壓力pq,滑動摩擦阻力f、抽殼阻力F、彈簧力Fx共同作用。

則可以得到零件運動的微分方程式:

式中:M為每階段零件質(zhì)量;pq為導氣室內(nèi)燃氣壓力;sh為導氣室活塞面積;F1為彈簧預壓力;k為彈簧剛度;為滑動摩擦阻力;為抽殼阻力。據(jù)此,可以求得槍機運動曲線,工況條件為裝藥溫度20 ℃、2號氣槽、槍機摩擦因數(shù)0.15時槍機速度曲線如圖4所示。

圖4 槍機速度-時間曲線

以槍膛軸線方向為x軸,豎直向上為y軸,拋殼窗方向為z軸,建立右手直角坐標系。該模型由槍管、槍機、拋殼挺、拋殼窗、拉殼鉤及拉殼鉤簧組成,如圖5所示。該仿真模型中共有3個固定副、1個平移副、1個旋轉副、6個接觸副,表1為該虛擬樣機模型相關組件之間的約束關系。1個旋轉驅(qū)動:添加在槍機與拉殼鉤之間,用于控制槍機回轉38°,完成開鎖動作。1個線性驅(qū)動:添加于槍機和大地之之間,控制拋殼速度。彈殼及槍機運動方向如圖5所示,彈殼添加抽殼阻力F。將求解得到的抽殼阻力及槍機速度曲線通過spline樣條曲線導入到模型中,模型的重力為y軸向下。機槍拋殼過程示意圖如圖6所示。

表1 某型速射武器各組件間的約束副

圖5 拋殼機構虛擬樣機模型

圖6 開鎖位置和拋殼位置示意圖(槍口方向)

2 仿真結果分析

2.1 不同工況下卡殼故障率仿真

為了評價槍械拋殼機構動作的可靠性,選取故障率作為評價拋殼機構動作可靠性優(yōu)劣的指標。在自動武器拋殼機構動力學仿真模型基礎上,考慮裝藥溫度、槍機框?qū)к壞Σ烈驍?shù)、氣室沖量效率(氣槽)3個隨機工況參數(shù)作為對拋殼機構拋殼響應量敏感的參數(shù)。拋殼故障率求解路線圖如圖7所示。

圖7 拋殼故障率求解路線圖

拋殼可靠一般指彈殼在與拋殼挺碰撞后順利從拋殼窗拋出,不出現(xiàn)卡殼現(xiàn)象。因此,本節(jié)建立的拋殼可靠判據(jù):拋殼結構示意圖如圖8所示,以點O為坐標原點建立坐標系。該槍械在彈殼后退軸線和拋殼窗在Z方向的距離為Z0,彈殼后退過程與拋殼挺產(chǎn)生碰撞后的時間t內(nèi),彈殼質(zhì)心坐標在z軸方向位移必須不小于Z0,同時槍機復進到拋殼窗所需時間t1大于彈殼質(zhì)心位置(Z0+彈殼一半長度)時的時間t2,才能被認定拋殼可靠,即:

圖8 某型機槍拋殼示意圖(從槍口方向觀察)

Z≥Z0mm,t1>t2

按照上文的方法得到工況條件為裝藥溫度50 ℃、摩擦因數(shù)0.15、不同氣室沖量的卡殼故障率如表2所示。

表2 裝藥溫度50 ℃時卡殼故障率

2.2 不同工況下相關因素分析

該型機槍涉及拋殼部分的結構參數(shù)眾多,對這些參數(shù)的修改會直接影響到槍械的動力學特性,所以本文選取拋殼挺與彈殼之間的疊合量,拉可鉤簧預壓力及剛度、拋殼窗位置等參數(shù)對自動機影響較小的因素作為研究,通過蒙特卡洛法[16]對相關因素進行大量仿真,得到相關參數(shù)仿真結果如表3所示。

表3 相關參數(shù)仿真結果

由表3中數(shù)據(jù)可得拋殼挺與彈殼之間的疊合量較于其他因素對拋殼過程影響更大,下文將對拋殼挺與彈殼間的疊合量進行詳細分析。

該型機槍采用剛性拋殼機構,機構的示意圖如圖8所示。其中的陰影區(qū)域為彈殼與拋殼挺發(fā)生碰撞時的疊合區(qū)域,即彈殼與拋殼挺的疊合量。疊合量的大小可能會對拋殼過程產(chǎn)生影響。因此可以通過改變彈殼與拋殼挺碰撞時疊合區(qū)域的大小,計算彈殼質(zhì)心點到達拋殼窗平面時距拋殼窗頂點的距離,并觀察彈殼與拋殼挺碰撞后是否被卡住沒有及時從拋殼窗拋出來研究疊合量對于拋殼過程的影響。設拋殼窗的長為L,寬為H,彈殼質(zhì)心與拋殼窗邊框兩邊水平距離分別為x、y。如圖9所示。

圖9 彈殼質(zhì)心點與拋殼窗兩邊的距離示意圖

彈殼質(zhì)心與拋殼窗水平距離x和豎直距離y分為以下4種情況:

仿真時發(fā)現(xiàn)當彈殼與拋殼挺之間疊合量少于0.5 mm時,彈殼與拋殼挺碰撞后由于拋殼挺與彈殼底緣接觸區(qū)域較少,彈殼無法順利從拉殼構上脫落或是彈殼與閉鎖機構分離時所需時間較長,從而導致彈殼與拋殼窗發(fā)生碰撞后未能從拋殼窗拋出,發(fā)生卡殼故障。如圖11所示。

圖11 卡殼故障圖

分析圖10(a)—圖10(c)可知溫度相同、氣槽型號相同時摩擦因數(shù)大時彈殼質(zhì)心與拋殼窗頂點之間的距離小,高溫時,隨著氣室沖量效率的增加(1～3號氣槽) 彈殼質(zhì)心與拋殼窗頂點的距離有一種減小的趨勢;低溫時當選擇3號氣槽時彈殼質(zhì)心與拋殼窗的距離在不同疊合量下變動較大。由圖10可得隨著拋殼挺與彈殼之間的疊合量增大,彈殼質(zhì)心與拋殼窗的頂點距離總體上呈現(xiàn)出減小的趨勢。隨著彈殼質(zhì)心與拋殼窗頂點距離的減小,彈殼在飛離拋殼窗時會與拋殼窗邊緣發(fā)生碰撞,存在卡殼故障的風險,根據(jù)仿真得到了圖12所示的彈殼質(zhì)心距離與拋殼故障率關系曲線。

圖12 彈殼質(zhì)心距離與拋殼故障率曲線

由圖12可知當彈殼質(zhì)心距離在[10,10.75]mm時彈殼發(fā)生故障的概率較高,這是由于彈殼在與拋殼挺碰撞后飛向拋殼窗時,彈殼質(zhì)心與拋殼窗的距離較小,彈殼易與拋殼窗發(fā)生碰撞,從而造成拋殼故障。而質(zhì)心距離在[12.5,13.5]mm時未發(fā)生拋殼故障。同時彈殼與拋殼挺發(fā)生碰撞時,拋殼挺可能會由于沖擊過大發(fā)生變形,以工況條件裝藥溫度50 ℃、摩擦因數(shù)0.15、分析不同疊合量下彈殼與拋殼挺碰撞時拋殼挺頂端在Z軸及Y軸最大變形量,借助多體動力學分析軟件可得如表4所示。

表4 50 ℃時不同疊合量拋殼挺最大變形量

由表4中數(shù)據(jù)可知拋殼挺變形量較小,結合上文分析可得如表5所示的不同工況下彈殼與拋殼挺的疊合量范圍。

表5 不同工況條件下拋殼疊合量范圍

由于該型機槍采用剛性拋殼挺,需要在槍機上開通槽,疊合量越大所需通槽的深度越大。這將對槍機的整體強度產(chǎn)生影響,不利于槍械的使用。所以綜合上文分析可得疊合量變動范圍在[0.5,2.25]mm。

2.3 不同工況下彈殼角度分析

仿真時發(fā)現(xiàn)彈殼在后退過程中彈殼會發(fā)生一定的偏轉,這可能是由于隨著工況條件的改變而引起槍機加速度的變化,導致彈殼在后退過程中會發(fā)生一定的偏轉,如圖13所示,而彈殼偏轉可能會對拋殼過程產(chǎn)生影響,因此有必要分析不同工況條件下彈殼軸線與槍管軸線間的偏轉角度變化。圖14為彈殼運動過程中彈殼軸線于槍管軸線的角度變化,表6為不同工況條件下的彈殼與拋殼挺發(fā)生碰撞時的彈殼軸線偏轉角度。

表6 不同工況下彈殼軸線偏轉角度

圖13 拋殼前彈殼軸線偏轉示意圖

圖14 槍機運動過程彈殼的傾斜角度

表6中1～3號氣槽的氣室沖量效率是逐漸變大的,仿真結果表明隨著氣室沖量效率的增大,彈殼的傾斜角度趨于一種變大的趨勢,彈殼質(zhì)心與拋殼窗的距離是在減小的。由上文分析可知,彈殼質(zhì)心與拋殼窗距離越小,彈殼易與拋殼窗發(fā)生碰撞,存在卡殼故障的風險。

彈殼在后退過程中可分為加速與減速兩個階段,在槍機加速過程中,彈殼底緣會與拉殼鉤鉤齒外側相互接觸。在槍機減速過程中,彈殼底緣會與鉤齒內(nèi)側接觸,這時彈殼主要受到慣性力影響,槍機后退時負加速度較大,彈殼傾斜角度也大,如圖15(a)所示,在彈殼與拋殼挺發(fā)生碰撞的瞬間,如果彈殼的彈殼傾斜角度較大,則彈殼拋出時的軌跡方向容易發(fā)生偏斜,從而產(chǎn)生卡殼故障。

圖15 彈殼運動過程傾斜圖

3 模型驗證

為了驗證模型的可信度,可以通過對比計算出的槍機速度曲線和試驗測得槍機速度曲線、仿真所得的不同工況條件下的卡殼故障率和試驗所得卡殼故障率。

3.1 槍機速度曲線對比

這里以溫度20 ℃,2號氣槽為例,試驗所得槍機速度曲線可以通過高速攝像機對圖像進行光電信號轉換,傳輸至計算機進行圖像處理,計算與實測的槍機速度關系曲線如圖16所示。

圖16 計算與實測槍機速度-時間曲線圖

通過對比發(fā)現(xiàn)實驗測得的最大槍機速度為8.2 m/s,理論計算所得的最大槍機速度為8.4 m/s。二者相差不大。

3.2 卡殼故障率對比

不同工況下仿真與實驗卡殼故障率如表7所示。從表7可以看出,仿真與實驗相比,都是高溫時3號氣槽故障率高,而1號氣槽卡殼故障率低,基本能夠證明理論仿真模型的合理性。

表7 不同工況條件下仿真與實驗卡殼故障率

4 結論

1) 本文中以某機槍的剛性拋殼機構為研究案例,提出了一種兼顧不同工況條件的拋殼挺與彈殼疊合量的設計方法?？紤]了裝藥溫度、滑動摩擦因數(shù)和氣室沖量效率這3個隨機工況條件,以對故障最敏感的設計參數(shù)(彈殼-拋殼挺疊合量)為例,采用多體動力學的建模仿真方法研究了不同工況條件下疊合量對拋殼過程的影響,得到了兼顧不同工況的疊合量設計范圍。

2) 通過仿真發(fā)現(xiàn):發(fā)生卡殼故障的主要原因是隨著工況條件的改變導致彈殼加速度的改變,引起了彈殼軸線偏轉角度的變化。最后通過槍械射擊試驗的實測數(shù)據(jù)驗證了理論模型的合理性。