基于無坐力炮復合身管上瞄準鏡座的系統(tǒng)可靠性研究

孫向東,戴泓源,梁 勇,胡永軍,王 佳,趙 強

(河北燕興機械有限公司, 河北 張家口 075000)

0 引言

無坐力炮配裝瞄準鏡能夠實現(xiàn)瞄準與射擊的快速性和準確性,同時提高對惡劣戰(zhàn)場環(huán)境的適應性,進而發(fā)揮武器系統(tǒng)對目標的毀傷能力,而無坐力炮與瞄準鏡的連接座是保證系統(tǒng)效能實現(xiàn)的重要保障。傳統(tǒng)無坐力炮身管采用鋼結構,其與瞄準鏡座(以下簡稱“鏡座”)采用機械連接[1-4],而后將瞄準鏡固定于鏡座上,穩(wěn)定性好,可靠性高。然而,在金屬內(nèi)襯外纏碳纖維的復合身管上,與瞄準鏡連接的鏡座是先粘接再通過玻璃纖維纏繞綁縛固定的。在無坐力炮射擊時,瞄準鏡對鏡座產(chǎn)生復雜的作用力,可能導致綁絲松脫、崩絲,鏡座出現(xiàn)松動,而重復安裝瞄準鏡和循環(huán)射擊會導致鏡座與瞄準鏡的接觸面出現(xiàn)磨損,接觸間隙增大,這些原因均會影響瞄準精度;鏡座與復合身管連接處在受瞄準鏡的拉扯作用下,可能會造成膛線尺寸變化,使得彈丸在膛內(nèi)的運動形式變化,出現(xiàn)彈丸與內(nèi)膛某處的摩擦力變化,加速內(nèi)膛磨損,影響復合身管壽命。因此,需要對采用復合身管的鏡座工作可靠性進行試驗,以驗證其在壽命周期內(nèi)能否實現(xiàn)復合身管與瞄準鏡的可靠連接,以便指導該類型武器的研制和使用。

本文中通過在復合身管鏡座處粘貼應變片、在瞄準鏡上安裝三軸加速度傳感器,完成射擊試驗的數(shù)據(jù)采集。利用測得的變形率來判別鏡座處身管的變形情況和對炮膛尺寸的影響;通過測得的振動加速度,確定復合身管配裝瞄準鏡的沖擊試驗參數(shù);以無坐力炮使用壽命作為沖擊試驗基數(shù)進行沖擊試驗,對鏡座的結構、強度、及其與無坐力炮復合身管的綁縛連接、復合身管內(nèi)膛尺寸以及無坐力炮系統(tǒng)瞄準的可靠性進行評估,為鏡座的優(yōu)化提供數(shù)據(jù)支撐。相關研究可為其他類似火炮上鏡座的可靠性驗證提供參考依據(jù)。

1 射擊試驗數(shù)據(jù)采集與分析

1.1 試驗目的

鏡座綁縛于復合身管上的局部圖如圖1所示。無坐力炮射擊時,瞄準鏡會隨身管運動狀態(tài)的變化對鏡座產(chǎn)生反作用力,同時將該作用力傳遞至鏡座綁縛部位,在應力作用下可能造成綁縛鏡座的玻璃纖維松脫、崩絲以及身管內(nèi)膛尺寸超差,綁縛松脫、崩絲造成鏡座晃動影響瞄準,內(nèi)膛尺寸偏差造成彈丸膛內(nèi)運動姿態(tài)變化,影響射擊精度與身管壽命。因此,需要對鏡座綁縛處進行應變測試,用以分析身管的局部變形;并對瞄準鏡的加速度測試,為可靠性試驗提供基礎數(shù)據(jù)。

圖1 鏡座與身管綁縛連接示意圖

1.2 試驗方案

使用配裝瞄準鏡的無坐力復合身管炮進行射擊試驗,實時采集鏡座綁縛處的身管應變和瞄準鏡的加速度。如圖1所示,應變片布置于身管軸線方向鏡座的前端測試點a、后端測試點b和身管環(huán)向鏡座的前端測試點c、后端測試點d;將三軸加速度傳感器安裝于瞄準鏡上,從炮口向炮尾看,傳感器的X方向與炮膛軸線平行,Y、Z方向分別與X方向垂直,傳感器3個方向的具體指向如圖2所示。

圖2 傳感器布置示意圖

本文中選用日本共和KFGS-5-120-C1-11L1M2R系列應變片,靈敏度系數(shù)為2.11;選用JF110壓電式加速度傳感器,其為三方向振動、沖擊型傳感器,X方向靈敏度為12.8 pC/g,Y方向靈敏度為11.6 pC/g,Z方向靈敏度為12.7 pC/g,頻率范圍為1～5 000 Hz(±10%),諧振頻率為30 kHz,量程2 000g,該傳感器具有頻率響應范圍寬、靈敏度高、動態(tài)特性好、橫向靈敏度低、抗干擾能力強等特點,在振動、沖擊等動態(tài)測試場合使用較廣。

1.3 測試結果與數(shù)據(jù)分析

射擊過程中,鏡座綁縛處身管應變變化曲線見圖3。分析表明:在鏡座綁縛處的軸向測試點a和b的最大變形率分別為0.082%和0.064%,環(huán)向測試點c和d的最大變形率分別為0.061%和0.08%,均處于彈性變形范圍內(nèi),除受纏繞過程中基體均勻化程度、碳纖維鋪層等因素影響導致碳纖維復合材料的線性膨脹不一致外,應變測試結果比較穩(wěn)定。射擊時,瞄準鏡對無坐力炮連接機構綁縛處的身管變形影響較小。

圖3 鏡座綁縛處身管變形結果

射擊過程中,瞄準鏡運動加速度變化曲線如圖4所示。

圖4 瞄準鏡振動加速度試驗結果

分析表明:在瞄準鏡X方向、Y方向、Z方向的振動加速度峰值分別為213g、258g、230g,相對系統(tǒng)整體而言穩(wěn)定。Y、Z方向的加速度峰值超過X方向的加速度峰值。造成Y方向加速度偏大的原因有:① 鏡座與瞄準鏡連接的貼合面在Y方向貼合不緊密,使得射擊瞬間瞄準鏡沿間隙距離的運動慣性增大;② 使用卡箍將無坐力炮固定于發(fā)射架體后,射擊瞬間無坐力炮出現(xiàn)旋轉,使其在卡箍與無坐力炮的Y方向未貼合間隙處的竄動量加劇。

2 可靠性試驗

2.1 試驗目的

產(chǎn)品的可靠性是指產(chǎn)品在規(guī)定條件下和規(guī)定的時間內(nèi),完成規(guī)定功能的能力[5],而無坐力炮上鏡座在壽命期內(nèi)實現(xiàn)與瞄準鏡的正常連接,是完成準確瞄準、射擊的重要條件。結合無坐力炮上鏡座的使用及環(huán)境條件確定試驗應力,主要包括振動應力、溫度應力和濕度應力[6],在本文中主要考慮射擊過程中沖擊對無坐力炮上鏡座工作可靠性的影響,對無坐力炮上鏡座的可靠性、與鏡座連接處的身管內(nèi)膛尺寸穩(wěn)定性以及系統(tǒng)零位走動量進行驗證。

2.2 沖擊試驗模擬方案和方法

2.2.1沖擊試驗臺

使用全自動液壓沖擊試驗臺模擬射擊過程中的沖擊。全自動液壓沖擊試驗臺由沖擊試驗臺臺體、液壓源和電氣測量控制系統(tǒng)組成。試驗臺體主要包括工作臺面、導向柱、底座、波形發(fā)生器、提升油缸、行程開關和減震氣囊等組成,試驗臺臺體結構如圖5所示。本文中選用SY10-25型全自動液壓沖擊試驗臺,該試驗臺不僅可實現(xiàn)臺面高度的精準可控、剎閘系統(tǒng)可靠、噪音低、無雜波形成的技術特點,還可根據(jù)客戶需求選擇不同標準下的波形容差帶,通過更換波形發(fā)生器來實現(xiàn)不同波形的調(diào)整,從而滿足用戶的試驗需求。

圖5 試驗臺臺體結構圖

2.2.2試驗原理

試驗時,液壓系統(tǒng)向提升油缸供油,將臺面及被試品提升到所需高度后,制動油路通油,瞬間將臺面鎖住,然后液壓系統(tǒng)換向,提升油缸活塞桿下降,當提升油缸活塞桿下降到最低點時,液壓系統(tǒng)停止供油,鎖緊油路釋放,臺面自由跌落,與安裝在底座上的波形發(fā)生器碰撞,產(chǎn)生一個沖擊波形,安裝在臺面或被測物體上的傳感器將沖擊產(chǎn)生的波形信號采集并傳至分析軟件。臺面下落與波形發(fā)生器接觸并反彈,此時,制動裝置會瞬間啟動將工作臺面鎖住,避免二次沖擊。

沖擊試驗使用的無坐力炮復合身管長度為380 mm,其膛內(nèi)結構、鏡座安裝方式與實炮一致。沖擊試驗使用與1.2節(jié)中相同的壓電式加速度傳感器,通過螺桿將傳感器固定于瞄準鏡上。如圖6所示,使用工裝1將安裝瞄準鏡與加速度傳感器的復合身管固定于沖擊試驗臺的工作臺面上。通過調(diào)換波形發(fā)生器和沖擊高度對峰值加速度幅值與波形進行控制,當峰值加速度滿足要求后,按該模式進行跌落沖擊模擬試驗。

圖6 被試品安裝結構示意圖

2.2.3試驗參數(shù)

使用無坐力復合身管炮射擊過程中,主要承受X向動力載荷,使無坐力炮會沿炮膛軸線方向產(chǎn)生前沖或后坐。因此,本文中將該方向的受力作為主試驗力進行沖擊試驗。

按第1.3節(jié)中X方向實測應力的優(yōu)先原則[6]選取沖擊加速度為225g,標準脈沖寬度為2 ms,沖擊次數(shù)按使用壽命的2～3倍(1 500次)選取,試驗參數(shù)選取如表1所示。

表1 可靠性試驗參數(shù)

2.2.4試驗方法

試驗選用A、B兩臺瞄準鏡,其中A瞄準鏡主要用于沖擊試驗,用以對沖擊后的系統(tǒng)零位走動量進行評判,B瞄準鏡主要用作A瞄準鏡的參照標準,用以判別A瞄準鏡在沖擊后的數(shù)據(jù)有效性。

使用沖擊試驗臺對配裝瞄準鏡的無坐力炮復合身管進行沖擊試驗,試驗方法如下:① 沖擊試驗前,對鏡座及其所在位置的內(nèi)膛尺寸進行測量;② 對A瞄準鏡進行電子分劃、降級分劃零位校正,對B瞄準鏡進行電子分劃零位校正,記錄A、B瞄準鏡初始分劃的讀數(shù),試驗中不再進行分劃調(diào)整;③ 將配裝A瞄準鏡的復合身管安裝至沖擊試驗臺臺面,再將加速度傳感器安裝于A瞄準鏡上,進行系統(tǒng)調(diào)試,而后對配裝A瞄準鏡的復合身管進行沖擊試驗,保存沖擊加速度數(shù)據(jù),B瞄準鏡作為對照標準不參與沖擊試驗。每天的試驗完成后,讀取A瞄準鏡的電子、降級分劃的零位走動量,將A瞄準鏡取下,再把B瞄準鏡裝配至復合身管上,讀取電子分劃零位走動量;④ 每天試驗完成后,對鏡座所在位置的膛線進行測量。

2.3 測試結果與數(shù)據(jù)分析

2.3.1沖擊對復合身管鏡座的影響

如圖7所示的沖擊試驗數(shù)據(jù)與實炮射擊的振動加速度對比曲線。

圖7 沖擊試驗與實炮射擊的加速度曲線

由圖7可見,瞄準鏡在X方向的加速度峰值為227g,與射擊試驗由前沖、后坐產(chǎn)生的振動加速度相比,其值偏大14g,與沖擊試驗方案設定加速度值吻合,滿足試驗要求;Y和Z方向受力較小,振動峰值分別為99g和114g。Y和Z方向的振動峰值偏低的主要原因是:沖擊試驗不能實現(xiàn)無坐力炮復合身管在豎直向下運動的同時進行旋轉,而無坐力炮是線膛結構,發(fā)射瞬間,受火藥爆燃的能量作用,彈丸向炮口方向運動,在對彈丸和無坐力炮的綜合受力分析后可知,無坐力炮會發(fā)生向前或向后運動,同時,彈丸在炮膛內(nèi)旋轉并反作用于無坐力炮,無坐力炮相對彈丸做反向旋轉,因此,在射擊過程中,瞄準鏡會發(fā)生與無坐力炮一致的隨動,必然導致Y和Z方向的振動峰值增加。

1 500次沖擊試驗結束后,檢查鏡座與無坐力炮復合身管的綁縛連接正常,未出現(xiàn)玻璃纖維綁絲松脫、崩絲現(xiàn)象,利用三坐標對鏡座前、后端的圓弧尺寸進行測量,并與試驗前測量的尺寸進行比較,發(fā)現(xiàn)位于鏡座前端的圓弧表面出現(xiàn)輕微磨損,尺寸增大約0.004 mm,說明該點是沖擊試驗的主受力點。鏡座的其他外形、尺寸正常,使用功能正常,說明采用該種鏡座結構可實現(xiàn)與復合身管的可靠連接。

2.3.2沖擊對內(nèi)膛的變形影響

經(jīng)過1 500次沖擊試驗后,使用測量工具對鏡座所在位置前端和后端的陽線、陰線進行測量,測量結果表明:試驗前、后內(nèi)膛測量尺寸的偏差值為0.01～0.03 mm,其試驗結果如圖8所示。通過分析認為,導致該結果的原因有:① 試驗前和試驗后測試點的位置發(fā)生了偏離;② 測量工具的測試誤差,如定心誤差[7]、活動測頭磨損或卡滯[8-9]等;③ 操作誤差,如固定測頭選用不當、零位調(diào)整不準確以及讀數(shù)誤差[10]。而無坐力炮彈丸的彈帶過盈量[11-12](不同火炮的彈帶過盈量有所不同)約為0.25 mm,沖擊試驗造成的尺寸偏差會減小彈丸與內(nèi)膛間的摩擦力,但其不足以影響射擊精度。

圖8 鏡座前端、后端內(nèi)膛尺寸偏差

基于以上分析認為,瞄準鏡作用于身管后對內(nèi)膛尺寸的影響可忽略不計,鏡座與復合身管的綁縛連接,不會因為瞄準鏡的拉扯作用而影響膛線尺寸的變化,鏡座綁縛連接可靠、穩(wěn)定。

2.3.3沖擊對系統(tǒng)瞄準的影響

鏡座作為無坐力炮和瞄準鏡的連接機構,在其使用壽命期內(nèi)能正常、穩(wěn)定發(fā)揮其機構功能的作用,對可靠性來說至關重要,從2.3.1節(jié)中可知,鏡座能滿足對系統(tǒng)的貢獻。除了鏡座自身可靠性外,它對系統(tǒng)內(nèi)可靠性的影響主要有:① 承載瞄準鏡的鏡座受力后對其連接處身管的拉扯作用是否會造成內(nèi)膛變形失效;② 承載瞄準鏡的鏡座受力后的自身物理性變化是否影響系統(tǒng)的瞄準。為驗證復合身管鏡座對系統(tǒng)瞄準的影響,使用A瞄準鏡進行沖擊試驗、B瞄準鏡作為對照標準,試驗結果如表2所示。

表2 沖擊試驗前、后的系統(tǒng)零位走動量

通過沖擊試驗結果可知:A瞄準鏡的系統(tǒng)零位走動量在0.2 mil以內(nèi),B瞄準鏡的系統(tǒng)零位走動量≤0.2 mil。結合400 m立靶密集度試驗而言,當系統(tǒng)零位走動量為0.2 mil時,彈丸著靶的距離偏差值約為8 cm,若其他因素恒定時,系統(tǒng)零位走動量在0.2 mil以內(nèi)時,對立靶密集度的結果影響較小。說明復合身管采用綁縛形式固定鏡座后,不會受瞄準鏡的拉扯而產(chǎn)生自身物理性變化,對系統(tǒng)的瞄準射擊具有較為可靠的貢獻值。

3 結論

采用綁縛形式復合身管鏡座結構的沖擊測試分析表明:

1) 鏡座是復合身管和瞄準鏡的連接機構,射擊過程中,瞄準鏡的運動對鏡座的拉扯作用不會造成綁絲的松脫、崩絲和鏡座的松動,但是鏡座前端的圓弧表面有輕微磨損,尺寸增大約0.004 mm,對鏡座功能的正常實現(xiàn)無影響,可作為無坐力炮復合身管與瞄準鏡的連接機構使用。

2) 復合身管上鏡座在受瞄準鏡的作用力后,造成鏡座處身管膛線尺寸變化值為0.01～0.03 mm,對射擊效果的影響在允許范圍內(nèi)。

3) 無坐力武器復合身管配裝瞄準鏡后的系統(tǒng)零位走動量小于0.2 mil,對于400 m立靶密集度試驗而言,彈丸著靶的距離偏差值約為8 cm,滿足射擊精度要求,基于復合身管的無坐力武器瞄準系統(tǒng)連接方式穩(wěn)定、可靠,可為同類武器系統(tǒng)瞄準系統(tǒng)的連接方式提供設計參考。

4) 實彈射擊過程中,Y、Z方向振動加速度較X方向大,后續(xù)需要在實彈射擊過程中對這種接觸配合造成加速度差異的原因進行分析,確認發(fā)生的原因并加以改進。