楊艷峰，鄭 堅(jiān)，狄長(zhǎng)春，楊玉良，姚家駿

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

21世紀(jì)以來(lái)，盡管受到導(dǎo)彈等各種精確制導(dǎo)武器的挑戰(zhàn)，享譽(yù)“戰(zhàn)爭(zhēng)之神”的火炮依然深受世界各國(guó)的青睞，數(shù)量眾多的世界軍備庫(kù)存，以及新的型號(hào)不斷問(wèn)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(gè)典型的純機(jī)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(jì)，炮閂故障率要占到全炮故障的30%以上[1]。因此，需要對(duì)炮閂的可靠性進(jìn)行著重研究，從而獲取各機(jī)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(duì)炮閂的研究主要以動(dòng)力學(xué)理論為基礎(chǔ)，通過(guò)理論計(jì)算以及應(yīng)用有限元技術(shù)、虛擬樣機(jī)技術(shù)等技術(shù)對(duì)炮閂進(jìn)行機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析[2-3]、強(qiáng)度分析[4]、零部件故障分析預(yù)測(cè)[5-6]及優(yōu)化設(shè)計(jì)研究[7-8]等。但是，對(duì)炮閂的實(shí)體研究試驗(yàn)仍進(jìn)行得太少，這是由于在火炮射擊條件下很難對(duì)炮閂進(jìn)行測(cè)試來(lái)獲取試驗(yàn)數(shù)據(jù)。因此，若將火炮炮閂獨(dú)立提取出來(lái)建立試驗(yàn)臺(tái)，進(jìn)而對(duì)炮閂的各項(xiàng)指標(biāo)進(jìn)行測(cè)試來(lái)獲取試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并與設(shè)計(jì)說(shuō)明書對(duì)比后進(jìn)行調(diào)整改進(jìn)，提高模擬真實(shí)火炮發(fā)射情況的可信度，那么，對(duì)炮閂各部件間的碰撞受力等各項(xiàng)指標(biāo)的數(shù)據(jù)采集變得方便簡(jiǎn)單。

本文主要利用虛擬樣機(jī)技術(shù)對(duì)炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)設(shè)計(jì)原理和開(kāi)閂參數(shù)進(jìn)行研究，以自動(dòng)開(kāi)閂獲得的炮閂動(dòng)力學(xué)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，依據(jù)受力分析和動(dòng)力學(xué)理論，通過(guò)反向設(shè)計(jì)確定炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)開(kāi)閂參數(shù)，為實(shí)物試驗(yàn)臺(tái)的建立奠定理論基礎(chǔ)。

1 炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)設(shè)計(jì)原理

在建立炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)時(shí)，由于炮尾總質(zhì)量非常大，如若模擬實(shí)際的火炮炮尾復(fù)進(jìn)過(guò)程，則需要大量的能量對(duì)其驅(qū)動(dòng)，且大質(zhì)量的水平運(yùn)動(dòng)需要考慮大質(zhì)量、高強(qiáng)度的床身對(duì)其進(jìn)行支撐和固定；而大質(zhì)量的高速運(yùn)動(dòng)又很難控制，容易發(fā)生撞擊后傾倒偏移等問(wèn)題，必須考慮緩沖等安全問(wèn)題。所以，若想利用試驗(yàn)臺(tái)實(shí)現(xiàn)與火炮發(fā)射時(shí)相同的炮尾運(yùn)動(dòng)情況，難度很大，穩(wěn)定性較差，成本過(guò)高。

經(jīng)過(guò)論證研究，確定試驗(yàn)臺(tái)設(shè)計(jì)原理為：采用開(kāi)閂板為運(yùn)動(dòng)部分，撞擊曲柄，炮尾被整體固定在試驗(yàn)臺(tái)上，這樣可以有效減少床身質(zhì)量和所需要的驅(qū)動(dòng)能量，便于炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)的建造。

2 炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)理論模型建立

開(kāi)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(gè)部件上，以限制其相互運(yùn)動(dòng)，或利用其相互運(yùn)動(dòng)完成動(dòng)作。炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)理論模型的建立，主要通過(guò)改變已建立的炮閂自動(dòng)開(kāi)關(guān)閂模型約束關(guān)系來(lái)完成。

模型的建立首先基于三維實(shí)體建模軟件Pro/E建立炮閂實(shí)體模型，而后將其導(dǎo)入多體動(dòng)力學(xué)軟件ADAMS中，依據(jù)炮閂物理樣機(jī)中各零件的動(dòng)作施加約束和力，并對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證和校核。

2.1 炮閂自動(dòng)開(kāi)閂模型

炮閂自動(dòng)開(kāi)閂模型是利用炮尾的運(yùn)動(dòng)進(jìn)行開(kāi)閂，以模擬實(shí)際的火炮發(fā)射情況。在建立模型時(shí)，將開(kāi)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(yùn)動(dòng)。在復(fù)進(jìn)過(guò)程中，炮尾上的曲柄撞擊開(kāi)閂板，而完成開(kāi)閂，其作用過(guò)程如圖1所示。

圖1 炮閂自動(dòng)開(kāi)閂模型

2.2 炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)理論模型

炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)理論模型建立的指導(dǎo)思想為：根據(jù)自動(dòng)開(kāi)閂模型中炮尾的運(yùn)動(dòng)情況，反向定義開(kāi)閂板的運(yùn)動(dòng)。

根據(jù)設(shè)計(jì)原理，在建模過(guò)程中，對(duì)炮閂模型進(jìn)行改裝，將自動(dòng)開(kāi)閂模型中添加在炮尾的運(yùn)動(dòng)及力刪去，修改為炮尾不動(dòng)，將開(kāi)閂板定義為水平運(yùn)動(dòng)并賦予一定力或速度，沿原炮尾運(yùn)動(dòng)方向的逆方向撞擊曲柄，以達(dá)到開(kāi)閂的目的，如圖2所示。

圖2 炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)理論模型

3 基于動(dòng)力學(xué)理論反向設(shè)計(jì)

圖3 炮閂結(jié)構(gòu)

圖3所示為炮閂結(jié)構(gòu)。在自動(dòng)開(kāi)閂過(guò)程中，炮尾向前運(yùn)動(dòng)，其上曲柄上部的半圓形凸起與開(kāi)閂板后端工作面接觸，由于開(kāi)閂板固定不動(dòng)，進(jìn)而頂曲柄向后轉(zhuǎn)動(dòng)，并通過(guò)拉桿帶動(dòng)開(kāi)啟杠桿、曲臂軸和曲臂轉(zhuǎn)動(dòng)。閂體在自身重力和曲臂兩側(cè)滑輪的作用下相對(duì)炮尾向下運(yùn)動(dòng)，套在曲臂軸左端的關(guān)閉杠桿以其滑輪帶動(dòng)關(guān)閉機(jī)支筒向下壓縮關(guān)閉彈簧，儲(chǔ)存了關(guān)閂能量。從整個(gè)過(guò)程來(lái)看，實(shí)現(xiàn)開(kāi)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(dòng)，對(duì)開(kāi)閂過(guò)程中曲臂軸受力進(jìn)行分析，如圖4所示，圖中省去了曲臂軸重力以及炮尾對(duì)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(gè)力作用：拉桿的作用力F1，閂體對(duì)曲臂滑輪的作用力F2(作用在曲臂兩側(cè)滑輪上)和支筒對(duì)關(guān)閉滑輪的作用力F3。由動(dòng)量矩定理，可得三個(gè)力滿足下式：

F1l1+F2l2-F3l3=Jα

(1)

式中，li(i=1,2,3)分別為三個(gè)力的力臂，對(duì)應(yīng)開(kāi)閂杠桿、曲臂和關(guān)閉杠桿；J和α分別為曲臂軸轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和轉(zhuǎn)動(dòng)角加速度。

在動(dòng)作過(guò)程中，由于曲柄、拉桿及開(kāi)啟杠桿組成平行連桿機(jī)構(gòu)，曲柄可替代開(kāi)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(kāi)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(jì)

對(duì)于閂體作用力而言，只有當(dāng)閂體下降加速度大于重力加速度時(shí)，閂體作用力才為阻力。因此，為了實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂，首先需要克服支筒作用力。通過(guò)對(duì)炮閂自動(dòng)開(kāi)閂過(guò)程動(dòng)力學(xué)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(shí)間變化曲線，如圖5所示。

從圖5中可以看出，支筒對(duì)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(shí)關(guān)閉彈簧壓縮量最大。在整個(gè)開(kāi)閂過(guò)程中，力臂會(huì)先增大后減小，當(dāng)t=0.137 7 s時(shí)，力臂與豎直方向的夾角為90°，即此刻力臂最大。由于二者達(dá)到最大值時(shí)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(guò)測(cè)量開(kāi)閂過(guò)程中力臂，并與支筒力做乘積，得到支筒力對(duì)曲臂軸的力矩隨時(shí)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(shí)，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(yàn)臺(tái)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵是確定可以實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂的作用力大小，即開(kāi)閂過(guò)程中，為保證閂體下降到不同位置時(shí)，閂體處于平衡狀態(tài)所需的開(kāi)閂力。因此，本文假設(shè)開(kāi)閂過(guò)程中閂體下降緩慢(速度大于但無(wú)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(kāi)閂所需的推力為

(4)

為了計(jì)算曲臂軸不同轉(zhuǎn)角位置軸上各力力臂，通過(guò)自動(dòng)開(kāi)閂模型仿真試驗(yàn)，測(cè)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(shí)間變化曲線，如圖7所示。

將自動(dòng)開(kāi)閂過(guò)程中各力和力臂隨時(shí)間變化曲線不同時(shí)刻點(diǎn)數(shù)據(jù)代入式(4)進(jìn)行計(jì)算，得到整個(gè)開(kāi)閂過(guò)程開(kāi)閂力曲線如圖8所示。

圖8 開(kāi)閂力

圖8中，開(kāi)閂力曲線初始值不為零，說(shuō)明開(kāi)閂力必須達(dá)到一定值才可以使閂體開(kāi)始下降。由此也說(shuō)明支筒力矩足以抵消閂體重力對(duì)曲臂軸的力矩而保證閂體在開(kāi)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(kāi)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(shì)，故必然可以實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂；當(dāng)開(kāi)閂力為Favg時(shí)，能否實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂需要通過(guò)試驗(yàn)來(lái)確定。

3.3 仿真試驗(yàn)

當(dāng)給曲柄分別施加以水平方向大小為Fmax和Favg恒力時(shí)，通過(guò)仿真試驗(yàn)得到閂體位移隨時(shí)間變化曲線如圖9所示。

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

炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)是通過(guò)開(kāi)閂板撞擊曲柄來(lái)實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂，故將力施加在開(kāi)閂板上進(jìn)行仿真試驗(yàn)，并定義開(kāi)閂板與曲柄間的距離為40 mm。當(dāng)給開(kāi)閂板分別施加以水平方向大小為Fmax和Favg恒力時(shí)，仿真得到閂體位移隨時(shí)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(shí)位移達(dá)到最大，為210.3 mm，在與開(kāi)閂板脫離接觸后上移一小段距離保持在開(kāi)閂位置。在力Favg下，閂體在t=0.221 1 s時(shí)位移最大，為174.8 mm，此時(shí)閂體動(dòng)能已降為零，而閂體未下降到開(kāi)閂位置處；之后由于開(kāi)閂力小于維持閂體平衡所需力，故閂體開(kāi)始向上移動(dòng)，開(kāi)閂板被推回，未能實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂。

通過(guò)以上分析，可以得到：將力直接施加在曲柄上時(shí)，力所做的功全部用于開(kāi)閂；而將力施加在開(kāi)閂板上時(shí)，由于開(kāi)閂板與曲柄的接觸和撞擊致使開(kāi)閂能量的損耗，直接導(dǎo)致在均值工況下無(wú)法實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂。因此，在實(shí)際建立試驗(yàn)臺(tái)時(shí)，必須考慮撞擊造成的能量損耗。

4 結(jié) 論

本文通過(guò)分析火炮實(shí)際射擊條件下運(yùn)動(dòng)情況，確定了建立炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)的原理：以開(kāi)閂板撞擊炮尾上的曲柄來(lái)實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂；在對(duì)已有自動(dòng)開(kāi)關(guān)閂模型進(jìn)行修改基礎(chǔ)上建立了炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)理論模型；基于炮閂自動(dòng)開(kāi)閂動(dòng)力學(xué)數(shù)據(jù)，并結(jié)合受力分析和動(dòng)力學(xué)理論確定了炮閂實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂所需的開(kāi)閂力，并分別在曲柄和開(kāi)閂板上施加作用力進(jìn)行仿真試驗(yàn)，結(jié)果表明將力最大值和均值作用在曲柄上時(shí)，兩種工況下皆可以實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂；而將力作用于開(kāi)閂板時(shí)，在最大值工況下可以實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂，而在均值工況下，未能實(shí)現(xiàn)開(kāi)閂，其原因?yàn)樽矒粝牧碎_(kāi)閂能量。研究結(jié)果為炮閂沖擊試驗(yàn)臺(tái)實(shí)物的建立和開(kāi)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(yù)測(cè)系統(tǒng)研究[J]. 火炮發(fā)射與控制學(xué)報(bào), 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(yùn)生. 火炮開(kāi)閂過(guò)程動(dòng)力學(xué)分析[J]. 彈道學(xué)報(bào), 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?jiǎng)? 基于虛擬樣機(jī)技術(shù)的某型火炮開(kāi)閂過(guò)程動(dòng)力學(xué)特性研究[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 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(xué)強(qiáng)度分析[J]. 科技情報(bào)開(kāi)發(fā)與經(jīng)濟(jì), 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(dòng)擊發(fā)原因分析[J]. 兵工學(xué)報(bào), 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(qiáng)度仿真計(jì)算與結(jié)構(gòu)改進(jìn)[J]. 軍械工程學(xué)院學(xué)報(bào), 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(xiàn)，徐省省,等. 火炮炮閂抽筒子結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 兵工學(xué)報(bào), 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.