于情波，劉俊民，楊國(guó)來(lái)，蕭 輝，陳 宇

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.內(nèi)蒙古北方重工業(yè)集團(tuán)有限公司，內(nèi)蒙古 包頭 014000)

某火炮反后坐裝置布局方案數(shù)值模擬分析

于情波1，劉俊民2，楊國(guó)來(lái)1，蕭 輝1，陳 宇1

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.內(nèi)蒙古北方重工業(yè)集團(tuán)有限公司，內(nèi)蒙古 包頭 014000)

反后坐裝置布局對(duì)火炮的總體性能有重要影響，為了定量分析不同反后坐裝置布局方案，建立了某火炮反后坐裝置典型布局方案的有限元模型，對(duì)火炮主要架體進(jìn)行了結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度數(shù)值計(jì)算和對(duì)比分析。研究表明制退機(jī)和復(fù)進(jìn)機(jī)空間對(duì)稱布局方案有利于提高火炮剛強(qiáng)度，進(jìn)一步的非線性有限元?jiǎng)恿W(xué)數(shù)值計(jì)算及分析表明，這種布局方案也有利于減小對(duì)炮口振動(dòng)的影響。

機(jī)械設(shè)計(jì)；反后坐裝置布局；有限元；剛強(qiáng)度分析；非線性動(dòng)力學(xué)；炮口振動(dòng)

大威力是現(xiàn)代火炮的重要發(fā)展方向之一，如何有效地控制發(fā)射載荷沿炮架傳遞的規(guī)律成為火炮設(shè)計(jì)研究的重要課題。對(duì)火炮架體剛強(qiáng)度分析常采用有限元分析方法，對(duì)分析部件進(jìn)行離散建模，計(jì)算分析發(fā)射載荷對(duì)火炮架體的剛強(qiáng)度的影響，并參考數(shù)值分析結(jié)果驗(yàn)證結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的可靠性[1-3]。火炮發(fā)射載荷通過(guò)反后坐裝置傳遞給火炮架體，造成架體一定的彈性變形，火炮架體剛彈耦合運(yùn)動(dòng)引起的炮口振動(dòng)關(guān)系到火炮的射擊精度，對(duì)于炮口振動(dòng)的研究得到了高度的重視。張春梅等[4]在ADA-MS軟件中計(jì)算分析了彈丸和身管之間接觸/碰撞對(duì)炮口振動(dòng)的影響。李雷等[5]研究分析了上架與座圈聯(lián)接螺栓的松緊程度對(duì)炮口振動(dòng)的影響。張金龍等[6]分析了高低機(jī)接觸間隙所引起的結(jié)構(gòu)非線性對(duì)炮口振動(dòng)的影響規(guī)律。張俊飛等[7]考慮了諸多參數(shù)對(duì)炮口擾動(dòng)的影響，通過(guò)靈敏度分析獲得了各因素對(duì)炮口擾動(dòng)的影響程度。梁傳建等[8]則應(yīng)用非線性有限元理論研究了復(fù)進(jìn)機(jī)和駐退機(jī)的不同固定方式和不同布局位置對(duì)炮口振動(dòng)的影響規(guī)律，文中針對(duì)制退機(jī)和復(fù)進(jìn)機(jī)布局位置對(duì)炮口振動(dòng)的影響雖然構(gòu)建了3種方案，但這3種方案只討論了單制退機(jī)單復(fù)進(jìn)機(jī)同側(cè)布局的情況。

鑒于搖架結(jié)構(gòu)的幾乎對(duì)稱性以及制退機(jī)力與復(fù)進(jìn)機(jī)力的不對(duì)稱性，從力學(xué)角度分析制退機(jī)與復(fù)進(jìn)機(jī)不同的布局方案會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度以及動(dòng)態(tài)響應(yīng)產(chǎn)生不同的影響。筆者針對(duì)某火炮的4種關(guān)于身管軸線中心對(duì)稱的反后坐裝置布局方案，采用有限元分析方法，計(jì)算分析了不同反后坐裝置布局對(duì)火炮主要架體的剛強(qiáng)度影響；在結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度分析的基礎(chǔ)上，建立了非線性動(dòng)力學(xué)模型，研究分析了不同反后坐裝置布局對(duì)炮口振動(dòng)的影響，為提高火炮相關(guān)性能提供了一定的參考價(jià)值。

1 反后坐裝置布局方案的有限元模型

1.1 反后坐裝置布局方案

對(duì)于承受強(qiáng)沖擊載荷的火炮部件，結(jié)構(gòu)的剛強(qiáng)度與材料屬性、材料分布以及載荷作用位置等因素有關(guān)。以某122 mm榴彈炮為研究對(duì)象，針對(duì)反后坐載荷作用位置對(duì)結(jié)構(gòu)靜動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響設(shè)定了4種方案，如圖1所示。

方案1和方案4均為單制退機(jī)單復(fù)進(jìn)機(jī)布局，方案1布置在身管軸線上側(cè)，而方案4則布置在下側(cè)。方案2為雙制退機(jī)雙復(fù)進(jìn)機(jī)對(duì)稱布局。方案3為雙制退機(jī)單復(fù)進(jìn)機(jī)對(duì)稱布置。

4種方案中，后坐位移及后坐阻力規(guī)律基本一致。雙制退機(jī)或雙復(fù)進(jìn)機(jī)的質(zhì)量大于單個(gè)制退機(jī)或復(fù)進(jìn)機(jī)的質(zhì)量，且不同布局的反后坐裝置與搖架之間的連接結(jié)構(gòu)有一定的差異，因此4種方案的搖架及反后坐裝置的質(zhì)量也存在一定的差異，其質(zhì)量分別為536、605、578、536 kg。

1.2 炮架有限元模型

上架與搖架結(jié)構(gòu)主要采用等參四邊形單元和等參六面體單元。對(duì)于不重要的附屬機(jī)構(gòu)以集中質(zhì)量單元模擬，通過(guò)剛性單元與相鄰節(jié)點(diǎn)連接模擬質(zhì)量分布對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響。不考慮模型本身復(fù)雜的接觸碰撞關(guān)系，忽略部件之間的裝配間隙，相互作用部件用連續(xù)單元表示。平衡機(jī)簡(jiǎn)化為彈簧單元，采用自由度耦合的方式定義搖架耳軸與上架耳軸室接觸部位以模擬搖架與上架之間的相互轉(zhuǎn)動(dòng)關(guān)系，高低機(jī)齒輪齒弧表面的接觸采用剛性單元連接進(jìn)行處理。根據(jù)實(shí)體模型準(zhǔn)確的幾何尺寸以及相對(duì)位置建立其結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度分析模型，其有限元網(wǎng)格圖如圖2所示，整個(gè)模型共有單元58 124個(gè)，節(jié)點(diǎn)57 717個(gè)。

2 炮架結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度對(duì)比分析

進(jìn)行炮架結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度數(shù)值計(jì)算時(shí)，忽略系統(tǒng)內(nèi)部構(gòu)件接觸碰撞產(chǎn)生的內(nèi)力以及摩擦力，僅考慮系統(tǒng)的重力、反后坐裝置作用于搖架上的制退機(jī)力和復(fù)進(jìn)機(jī)力、后坐部分反作用于前后襯瓦的法向作用力以及平衡機(jī)力，邊界條件的處理方式為上座圈與下座圈接觸表面的6個(gè)自由度剛性固定約束。對(duì)4種方案分別進(jìn)行結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度分析得到的計(jì)算結(jié)果如表1所示。

表1 不同反后坐裝置布局下結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度分析結(jié)果

計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在僅改變反后坐裝置布局的情況下，不同的方案會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度造成不同的影響。從計(jì)算結(jié)果中分析可知，結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力以及最大變形隨著反后坐載荷作用線到身管軸線的下方距離增加呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢(shì)。左右耳軸中心孔變形在4種計(jì)算方案下也分別呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢(shì)，耳軸中心孔變形的變化趨勢(shì)同樣可以代表結(jié)構(gòu)的剛度變化趨勢(shì)。以上分析可以驗(yàn)證反后坐裝置不同的布局方案完全可以影響結(jié)構(gòu)的剛強(qiáng)度，并且反后坐載荷布置在身管軸線的下側(cè)可以改善結(jié)構(gòu)的剛強(qiáng)度。從力學(xué)角度分析，在反后坐載荷大小和方向不變的情況下，不同的載荷作用位置會(huì)對(duì)作用構(gòu)件產(chǎn)生不同的力矩。反后坐載荷作用線處于身管軸線下側(cè)時(shí)會(huì)產(chǎn)生更小的力矩，從而改善結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變大小。

耳軸中心孔變位差會(huì)導(dǎo)致火炮發(fā)射時(shí)身管的振動(dòng)幅度變大，從而影響火炮的射擊密集度。從計(jì)算結(jié)果可知:采用第2種方案，載荷對(duì)稱布置，其變位差值較?。徊捎玫?種方案，制退機(jī)力與復(fù)進(jìn)機(jī)力分別布置在左右兩側(cè)，其變位差值較大?；鹋谏霞芎蛽u架的結(jié)構(gòu)基本對(duì)稱，而其所受的復(fù)進(jìn)機(jī)力和制退機(jī)力的大小相差較大，從而產(chǎn)生一定的扭矩，造成架體產(chǎn)生一定的扭轉(zhuǎn)變形。第2種方案采用雙制退機(jī)雙復(fù)進(jìn)機(jī)中心對(duì)稱布局的模式，其載荷比較均勻的作用于架體兩側(cè)，左右耳軸中心孔變位差呈現(xiàn)較小的狀態(tài)，從而驗(yàn)證反后坐載荷對(duì)稱布局可以改善架體彈性變形對(duì)于火炮射擊密集度的影響。

3 有限元非線性動(dòng)力學(xué)分析

基于結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度分析結(jié)果，反后坐裝置不同布局對(duì)搖架耳軸變位差造成不同程度的影響，耳軸變位差導(dǎo)致火炮在射擊時(shí)身管前端產(chǎn)生一定的擾動(dòng)，影響火炮的射擊精度?；鹋诎l(fā)射載荷作用過(guò)程是一個(gè)高度非線性動(dòng)力學(xué)過(guò)程，對(duì)火炮關(guān)鍵部件做動(dòng)態(tài)有限元分析比結(jié)構(gòu)有限元分析的意義更大，動(dòng)態(tài)有限元分析能夠比較真實(shí)地模擬實(shí)際發(fā)射過(guò)程中部件的工作情況。通過(guò)非線性動(dòng)力學(xué)數(shù)值仿真可以得到不同反后坐裝置布局引起的架體變形對(duì)炮口振動(dòng)的影響。

3.1 部件之間的連接關(guān)系建模

在結(jié)構(gòu)剛強(qiáng)度分析有限元模型的基礎(chǔ)上構(gòu)建非線性動(dòng)力學(xué)模型，火炮各個(gè)零部件之間通過(guò)復(fù)雜的接觸連接建立起相互作用關(guān)系。在有限元模型中一般通過(guò)軟件本身提供的一些標(biāo)準(zhǔn)連接關(guān)系對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。將復(fù)雜的多自由度動(dòng)力學(xué)系統(tǒng)簡(jiǎn)化以便于有限元計(jì)算分析，主要部件之間的接觸連接關(guān)系如圖3所示。身管與襯套之間的接觸碰撞釆用面對(duì)面的接觸進(jìn)行定義；炮尾與反后坐裝置之間則采用自由度耦合的方式模擬后坐部分在炮膛軸線方向的滑移運(yùn)動(dòng)，僅釋放炮膛軸線方向的平移自由度，其他自由度均約束不動(dòng)。

3.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

采用結(jié)構(gòu)分析時(shí)火炮的射擊條件，為模型施加動(dòng)載荷以模擬實(shí)際發(fā)射過(guò)程。采用隱式積分算法對(duì)發(fā)射過(guò)程中火炮的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。以炮口垂直方向位移Uy與角位移θz、水平方向位移Uz與角位移θy表征動(dòng)態(tài)載荷對(duì)炮口振動(dòng)的影響，表2列出了4種不同方案下彈丸出炮口時(shí)刻對(duì)應(yīng)的炮口最大振動(dòng)量，圖4～7分別為炮口垂直方向和水平方向的位移與角位移在整個(gè)仿真過(guò)程中的動(dòng)態(tài)變化曲線。(此處，x軸沿身管軸線并指向炮口方向，y軸垂直向上，z軸右手定則)。

表2 彈丸出炮口時(shí)刻對(duì)應(yīng)的炮口最大振動(dòng)量

比較分析炮口振動(dòng)量動(dòng)態(tài)變化曲線可以發(fā)現(xiàn)，不同的反后坐裝置布局對(duì)炮口振動(dòng)會(huì)造成不同程度的影響，在整個(gè)動(dòng)態(tài)過(guò)程中4種方案對(duì)應(yīng)的炮口振動(dòng)量變化規(guī)律比較一致。在動(dòng)態(tài)分析的起始階段，由于后坐速度與后坐位移較小，后坐運(yùn)動(dòng)引起的后坐阻力對(duì)火炮架體造成的變形并不明顯。隨著發(fā)射過(guò)程的進(jìn)行，后坐阻力隨著后坐速度與后坐位移的增大而增大，反后坐裝置布局對(duì)炮口振動(dòng)的影響越發(fā)明顯。在整個(gè)動(dòng)態(tài)過(guò)程中，方案2對(duì)應(yīng)的炮口擾動(dòng)量變化過(guò)程較其他方案穩(wěn)定，且量值呈現(xiàn)較小的狀態(tài)。對(duì)比分析彈丸出炮口時(shí)刻對(duì)應(yīng)的炮口振動(dòng)量可知，方案2對(duì)應(yīng)的炮口振動(dòng)量值小于其他方案。

綜合上述分析可以說(shuō)明,方案2即雙制退機(jī)雙復(fù)進(jìn)機(jī)中心對(duì)稱布局在對(duì)炮口振動(dòng)的影響方面要優(yōu)于其他方案。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)某火炮不同反后坐裝置布局方案進(jìn)行有限元數(shù)值計(jì)算和對(duì)比分析，發(fā)現(xiàn)反后坐裝置布局會(huì)對(duì)火炮結(jié)構(gòu)的剛強(qiáng)度以及炮口振動(dòng)造成一定的影響。其中，反后坐裝置布局在身管軸線下端可以有效改善火炮結(jié)構(gòu)的剛強(qiáng)度，而反后坐裝置均勻?qū)ΨQ布局可以有效削減火炮架體彈性變形的不對(duì)稱性，有效減小炮口擾動(dòng)，從而提高火炮射擊精度。筆者僅對(duì)反后坐裝置布局方案進(jìn)行了初步的數(shù)值計(jì)算分析，尚未考慮對(duì)與反后坐裝置相關(guān)的其他構(gòu)件總體布局以及其對(duì)火炮主要架體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的影響，還需要進(jìn)行相應(yīng)的試驗(yàn)驗(yàn)證研究。

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Numerical Simulation Analysis of Different Recoil Device Arrangements of a Gun

YU Qingbo1, LIU Junmin2，YANG Guolai1, XIAO Hui1, CHEN Yu1

(1.School of Mechanical Engineering, NUST，Nanjing 210094,Jiangsu,China;2.Inner Mongolia North Heavy Industries Group Co.Ltd., Baotou 014000, Inner Mongolia, China)

The arrangement of anti-recoil mechanism has a profound impact on the overall performance of artillery. For the purposes of quantitatively analyzing different arrangement schemes of the anti-recoil mechanism, established was the finite element model based on the typical arrangement scheme of the anti-recoil mechanism with the structural stiffness strength numerical calculation and comparative analysis of the artillery main carriage parts conducted. Results show that the space symmetrical arrangement scheme of recoil brakes and counter-recoil mechanism will help improve the stiffness and strength of artillery. The further numerical calculation and analysis of nonlinear finite element dynamics show that the arrangement scheme also helps to reduce muzzle vibration.

mechanical design; recoil device arrangement; finite element; stiffness strength analysis; nonlinear dynamics; muzzle vibration

10.19323/j.issn.1673-6524.2017.01.003

2016-04-06

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(11572158)

于情波(1990—)，男，博士研究生，主要從事火炮結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)研究。E-mail：yqb182@163.com

TJ303

A

1673-6524(2017)01-0012-05