李海軍， 莫子烯， 游 坤

(海軍航空工程學(xué)院 機(jī)械電子工程系， 山東 煙臺 264001)

航空彈藥旋轉(zhuǎn)彈射裝置滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)力學(xué)特性分析

李海軍， 莫子烯， 游 坤

(海軍航空工程學(xué)院 機(jī)械電子工程系， 山東 煙臺 264001)

針對目前我軍戰(zhàn)略轟炸機(jī)外掛式巡航導(dǎo)彈氣動阻力大、 不利于隱身等缺點(diǎn)， 設(shè)計(jì)了一種旋轉(zhuǎn)彈射裝置， 安裝在戰(zhàn)略轟炸機(jī)內(nèi)部彈艙， 用以掛載和彈射巡航導(dǎo)彈或其他航空彈藥. 通過三維建模軟件SolidWorks建立旋轉(zhuǎn)彈射裝置的三維裝配模型， 設(shè)計(jì)其動力學(xué)模型并運(yùn)用ADAMS進(jìn)行分析， 找出裝置的滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)在運(yùn)動過程中負(fù)載最惡劣情況， 并利用SolidWorks Simulation對該情況下的滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)進(jìn)行靜力學(xué)分析. 仿真結(jié)果表明： 滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)在運(yùn)動過程中均能滿足強(qiáng)度和剛度要求.

航空彈藥； 戰(zhàn)略轟炸機(jī)； 旋轉(zhuǎn)彈射裝置； 滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)力學(xué)特性

飛機(jī)武器的裝載方式有外掛式、 半嵌入式和內(nèi)埋式. 內(nèi)埋式主要應(yīng)用在戰(zhàn)略轟炸機(jī)、 第四代戰(zhàn)斗機(jī)和無人作戰(zhàn)飛機(jī)上[1]. 目前我軍戰(zhàn)略轟炸機(jī)只能對巡航導(dǎo)彈采取外掛式裝載， 氣動阻力大， 不利于隱身， 難以實(shí)現(xiàn)遠(yuǎn)程突防進(jìn)行戰(zhàn)略打擊.

設(shè)計(jì)一種以旋轉(zhuǎn)方式供彈的新型彈射裝置， 安裝在戰(zhàn)略轟炸機(jī)內(nèi)部彈艙， 實(shí)現(xiàn)巡航導(dǎo)彈的掛載和彈射. 本文主要對旋轉(zhuǎn)彈射裝置滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行分析.

1 旋轉(zhuǎn)彈射裝置原理

圖 1 旋轉(zhuǎn)彈射裝置的工作原理Fig.1 Working principle of Rotary launcher

設(shè)計(jì)一種新型的彈射裝置， 裝置通過旋轉(zhuǎn)的方式供彈， 當(dāng)導(dǎo)彈轉(zhuǎn)動到指定彈射位置時(shí)， 鎖定機(jī)構(gòu)鎖定滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的轉(zhuǎn)動， 導(dǎo)彈以彈射的方式實(shí)現(xiàn)脫離. 當(dāng)導(dǎo)彈彈射完畢后， 解鎖機(jī)構(gòu)解除對滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的鎖定， 裝置繼續(xù)進(jìn)行旋轉(zhuǎn)供彈.

如圖 1 所示， 一枚導(dǎo)彈彈射后， 滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)開始旋轉(zhuǎn)， 并帶動下一枚導(dǎo)彈轉(zhuǎn)動到指定彈射位置， 直至所有導(dǎo)彈彈射完畢.

2 滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)尺寸選取

2.1 滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

根據(jù)旋轉(zhuǎn)彈射裝置的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及使用要求， 滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)宜設(shè)計(jì)成空心軸和前后蓋板組成的轉(zhuǎn)筒， 空心軸與蓋板之間以螺栓連接. 如圖 2 所示.

圖 2 轉(zhuǎn)筒三維模型Fig.2 Three-dimensional model of rotating cylinder

基于某型轟炸機(jī)的彈艙尺寸， 使轉(zhuǎn)筒和導(dǎo)彈裝配體的結(jié)構(gòu)足夠緊湊， 并能夠安裝在轟炸機(jī)彈艙內(nèi)部， 初定空心軸的長度l=5 000 mm， 外徑D=500 mm.

空心軸的長度l和外徑D確定不變后， 設(shè)計(jì)的主要矛盾是空心軸壁厚δ與其強(qiáng)度和剛度的關(guān)系. 壁厚太厚， 自重增加， 浪費(fèi)材料； 壁厚太薄， 強(qiáng)度與剛度滿足不了， 扭轉(zhuǎn)穩(wěn)定性也難以確保. 本文初選轉(zhuǎn)筒壁厚δ=20 mm， 并通過材料力學(xué)有關(guān)知識對其進(jìn)行強(qiáng)度和剛度校核. 選取轉(zhuǎn)筒的材料為鑄造合金鋼[2]， 材料參數(shù)見表 1.

表 1 轉(zhuǎn)筒的材料參數(shù)

2.2 轉(zhuǎn)筒強(qiáng)度校核

已知空心軸的危險(xiǎn)截面在其跨度中間處， 危險(xiǎn)點(diǎn)位于該截面豎直方向的頂端和底端兩點(diǎn)[3]. 空心軸受力分析簡圖如圖 3 所示， 將底端直線上4點(diǎn)位從左到右依次定義為A，B，C，D. 其中A,D處受到支撐力，B,C處受到掛架和導(dǎo)彈拉力， 4點(diǎn)所受到的力分別為FA，F(xiàn)B，F(xiàn)C，F(xiàn)D.

圖 3 空心軸受力分析簡圖Fig.3 The stress analysis of hollow shaft

假設(shè)導(dǎo)彈和掛架由密度均勻物質(zhì)組成，F(xiàn)B=FC=G導(dǎo)彈+掛架/2= 3 258.5 N. 根據(jù)材料力學(xué)知識得到彎矩最大處的點(diǎn)位于BC之間, 利用公式

式中：x為空心軸底端任意一點(diǎn)到A點(diǎn)的距離；a為FB到A點(diǎn)的距離；b為FC到D點(diǎn)的距離；l為全長.

另外， 轉(zhuǎn)筒的自重不能忽略， 可將轉(zhuǎn)筒自重近似成均勻載荷， 算出q=mg/l=2 274.7 N/m. 并利用公式

(1-x).

經(jīng)過計(jì)算， 得到總的最大彎矩Mmax=13 742.7 N·m.

當(dāng)導(dǎo)彈和掛架轉(zhuǎn)動到非豎直方向時(shí)， 會對轉(zhuǎn)筒產(chǎn)生一個(gè)扭矩T， 轉(zhuǎn)筒到達(dá)水平位置，T達(dá)到最大， 計(jì)算得出最大扭矩Tmax=32 441.4 N·m.

根據(jù)第三強(qiáng)度理論和空心軸截面的扭轉(zhuǎn)最大切應(yīng)力公式以及彎曲最大應(yīng)力公式[4]

式中：τmax為最大切應(yīng)力；σmax為最大正應(yīng)力；Wz為抗彎截面系數(shù)；It為慣性矩.

可以算出此時(shí)的σr3=10.1 MPa， 遠(yuǎn)小于屈服強(qiáng)度[σb]=248.1 MPa， 轉(zhuǎn)筒強(qiáng)度符合強(qiáng)度要求.

2.3 轉(zhuǎn)筒剛度校核

轉(zhuǎn)筒為大跨度的空心軸， 強(qiáng)度要求容易滿足， 剛度校核為分析的重點(diǎn)， 要保證轉(zhuǎn)筒具有良好的扭轉(zhuǎn)穩(wěn)定性. 根據(jù)空心軸的扭轉(zhuǎn)角度公式

式中：T為扭矩；l為空心軸長度；G為材料抗剪模量；d為軸內(nèi)徑；D為軸外徑；φ為扭轉(zhuǎn)角度.

代入Tmax， 算出空心軸的最大扭轉(zhuǎn)角度φ=0.67°/m,小于[φ]=2°/m[5]. 由此可知， 選取空心軸的長度l=5 000 mm， 外徑D=500 mm， 壁厚δ=20 mm滿足強(qiáng)度和剛度要求.

3 ADAMS動力學(xué)仿真

3.1 ADAMS模型的建立

在ADAMS建立系統(tǒng)的動力學(xué)方程[6]

式中：P為系統(tǒng)的廣義動量；H為外力的坐標(biāo)轉(zhuǎn)換矩陣.

圖 4 ADAMS平臺下旋轉(zhuǎn)彈射裝置仿真模型示意圖Fig.4 Rotary launcher simulation model under ADAMS platform

依照上述計(jì)算得出的轉(zhuǎn)筒尺寸參數(shù)以及導(dǎo)彈和掛架的標(biāo)準(zhǔn)尺寸參數(shù)， 在Solidworks中建立旋轉(zhuǎn)彈射裝置的三維裝配體模型， 并保存為ADAMS能識別的擴(kuò)展名為x_t的PARASOLID文件, 將其Import進(jìn)入ADAMS/VIEW中[7].

根據(jù)旋轉(zhuǎn)彈射裝置的工作原理， 對各構(gòu)件添加約束[8]： 支撐軸與地面的固定副(joint_1)； 轉(zhuǎn)筒與前后兩軸承之間的旋轉(zhuǎn)副(joint_2和joint_3)； 6個(gè)掛架分別與轉(zhuǎn)筒之間的固定副(joint_4～jonit_15)； 為簡化模型， 支撐軸和軸承之間、 導(dǎo)彈與掛架之間受力情況不予以考慮. 省略電動機(jī)和傳動系統(tǒng)的建模， 將其等效為一個(gè)旋轉(zhuǎn)驅(qū)動(motion)加載在轉(zhuǎn)筒后蓋板突軸上， 如圖 4 所示.

3.2 轉(zhuǎn)筒轉(zhuǎn)速確定

在ADAMS中進(jìn)行動力學(xué)仿真時(shí)， 根據(jù)轉(zhuǎn)筒的剩余載彈數(shù)， 將仿真過程分為6個(gè)行程. 電機(jī)在啟停瞬間， 轉(zhuǎn)筒受到?jīng)_擊， 轉(zhuǎn)筒每經(jīng)過一個(gè)行程轉(zhuǎn)動60°， 其轉(zhuǎn)動時(shí)間不同， 則轉(zhuǎn)筒轉(zhuǎn)速不同， 轉(zhuǎn)筒在啟停瞬間的沖擊也不同. 圖 5 為經(jīng)過1個(gè)行程轉(zhuǎn)動時(shí)間與轉(zhuǎn)筒的驅(qū)動力矩關(guān)系. 選取行程3為例， 求出適當(dāng)?shù)霓D(zhuǎn)動時(shí)間.

圖 5 轉(zhuǎn)動時(shí)間與驅(qū)動力矩關(guān)系圖Fig.5 Relation between rotation time and driving torque

圖5中可以看出， 轉(zhuǎn)動時(shí)間為2, 3, 4 s時(shí)， 轉(zhuǎn)筒在啟停瞬間受到?jīng)_擊較??； 轉(zhuǎn)動時(shí)間小于2 s時(shí)， 轉(zhuǎn)筒在啟停瞬間受到?jīng)_擊突增， 故選取臨界時(shí)間2 s作為轉(zhuǎn)筒轉(zhuǎn)動的一個(gè)行程時(shí)間.

3.3 動力學(xué)仿真

設(shè)置仿真時(shí)間為4 s， 仿真步數(shù)為400步， 驅(qū)動函數(shù)[9]motion= STEP(time,0,0,1,0) +STEP(time,1,0,3,-60d)+STEP(time,3,0,4,0). 意為： 0到1 s期間， 由于鎖定機(jī)構(gòu)的作用， 轉(zhuǎn)筒不旋轉(zhuǎn)； 1 s到3 s期間， 鎖定機(jī)構(gòu)解除對轉(zhuǎn)筒的鎖定， 并且外接電機(jī)啟動， 使轉(zhuǎn)筒往逆時(shí)針轉(zhuǎn)動60°； 3 s到4 s期間， 鎖定機(jī)構(gòu)重新鎖定轉(zhuǎn)筒， 轉(zhuǎn)筒不旋轉(zhuǎn). 轉(zhuǎn)筒該仿真行程實(shí)際轉(zhuǎn)動時(shí)間為2 s.

在ADAMS中運(yùn)行仿真后[10]， 得到各個(gè)行程轉(zhuǎn)筒運(yùn)動副的最大負(fù)載情況如表 2 所示.

表 2 各個(gè)行程轉(zhuǎn)筒運(yùn)動副最大負(fù)載情況

其中Jonit_1是支撐軸與地面的固定副， 與轉(zhuǎn)筒受力無關(guān). 分析表2得到： 在危險(xiǎn)時(shí)間點(diǎn)， 掛載4枚導(dǎo)彈時(shí)轉(zhuǎn)筒受到的驅(qū)動力矩最大； 掛載5枚導(dǎo)彈時(shí)有較大的驅(qū)動力矩和運(yùn)動副載荷； 掛載6枚導(dǎo)彈時(shí)各個(gè)運(yùn)動副受到載荷最大. 行程1，2，3的危險(xiǎn)時(shí)間點(diǎn)都有可能是轉(zhuǎn)筒運(yùn)動的最惡劣情況， 故應(yīng)分析轉(zhuǎn)筒在掛載6枚， 5枚， 4枚導(dǎo)彈時(shí)的靜力學(xué)特性， 從而校核轉(zhuǎn)筒的力學(xué)性能.

4 靜力學(xué)分析

圖 6 轉(zhuǎn)筒網(wǎng)格模型Fig.6 Mesh model of rotating cylinder

利用有限分析軟件Solidworks Simulation分析轉(zhuǎn)筒在各個(gè)行程危險(xiǎn)時(shí)間點(diǎn)時(shí)的靜力學(xué)特性[11]. 按照Simulation中的仿真步驟， 設(shè)置轉(zhuǎn)筒材料屬性為鑄造合金鋼， 添加夾具， 設(shè)置重力加速度， 依照表2行程1，2，3中的數(shù)據(jù)， 分別添加各個(gè)運(yùn)動副的載荷， 生成網(wǎng)格模型如圖 6 所示. 運(yùn)行后得到仿真結(jié)果， 將變形比例設(shè)置為1 000， 得到各個(gè)行程應(yīng)力云圖與位移云圖分別如圖 7～圖 9 所示.

圖 7 行程1應(yīng)力和位移云圖Fig.7 Stress and displacement nephogram of travel 1

圖 8 行程2應(yīng)力和位移云圖Fig.8 Stress and displacement nephogram of travel 2

圖 9 行程3應(yīng)力和位移云圖Fig.9 Stress and displacement nephogram of travel 3

將分析結(jié)果整理如表 3 所示.

表 3 靜力學(xué)分析結(jié)果

5 結(jié) 論

強(qiáng)度分析校核： 轉(zhuǎn)筒3個(gè)行程受到的最大應(yīng)力均小于鑄造合金鋼的屈服強(qiáng)度248.1 MPa， 故轉(zhuǎn)筒滿足強(qiáng)度條件. 行程1時(shí)， 轉(zhuǎn)筒靜止不轉(zhuǎn)動， 最大應(yīng)力位于轉(zhuǎn)筒的兩端； 行程2，3時(shí)， 由于動力從后蓋板突軸輸入， 后蓋板受到驅(qū)動力矩， 故應(yīng)力最大處位于后蓋板， 且輸入驅(qū)動力矩越大， 受到最大應(yīng)力越大.

剛度分析校核： 考慮到轉(zhuǎn)筒跨度為5 000 mm， 而轉(zhuǎn)筒的最大合位移均小于0.2 mm， 變形量可忽略不計(jì)， 故轉(zhuǎn)筒在3個(gè)行程內(nèi)均滿足剛度條件. 轉(zhuǎn)筒掛載的導(dǎo)彈數(shù)越多， 最大合位移越大， 總體變形量也就越大， 位移最大處均位于轉(zhuǎn)筒跨度中間， 符合實(shí)際情況.

上述結(jié)果分析表明： 旋轉(zhuǎn)彈射裝置滾轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)在運(yùn)動過程中均能滿足強(qiáng)度和剛度要求.

[1] 車海林. 戰(zhàn)斗機(jī)內(nèi)埋武器裝載方式初探[J]. 飛機(jī)工程， 2007(2)： 5-9. Che Hailin. A preliminary study on the loading way of fighter’s embedded weapons[J]. Aircraft Engineering， 2007(2)： 5-9. (in Chinese)

[2] 劉勁松， 蒲玉興. 航空工程材料[M]. 第1版. 長沙： 湖南大學(xué)出版社, 2015.

[3] 吳宗澤， 羅圣國. 機(jī)械設(shè)計(jì)課程設(shè)計(jì)手冊[M]. 第4版. 北京： 高等教育出版社, 2012.

[4] 季順迎. 材料力學(xué)[M]. 第1版. 北京： 科學(xué)出版社, 2013.

[5] 聞邦春. 機(jī)械設(shè)計(jì)手冊[M]. 北京： 機(jī)械工業(yè)出版社， 2010.

[6] 陳罡， 嚴(yán)楠， 高曉丁， 等. 穿鞋帶機(jī)械手ADAMS與MATLAB聯(lián)合仿真研究[J]. 機(jī)械設(shè)計(jì)與制造， 2015(6)： 230-232， 237. Chen Gang, Yan Nan, Gao Xiaoding, et al. A shoelace manipulator ADAMS and MATLABJoint simulation study[J]. Mechanical Design and Manufacturing, 2015(6)： 230-232， 237. (in Chinese)

[7] 張浩， 馮長建. 基于Solidworks軟件的虛擬樣機(jī)技術(shù)及其應(yīng)用[J]. 煤礦機(jī)械， 2004(9)： 67-69. Zhang Hao, Feng Changjian. Virtual prototyping technology based on Solidworks software and its application[J]. Coal Mine Machinery, 2004(9)： 67-69. (in Chinese)

[8] Mechanical Dynamics Inc. ADAMS/View Documentation, Versionl 2[Z]. 2000.

[9] 郝雄. ADAMS動力學(xué)仿真算法及參數(shù)設(shè)置分析[J]. 傳動技術(shù)， 2005,19(3)： 27-30. HaoXiong. ADAMS dynamics simulation algorithm and parameter setting analysis[J]. Drive Technology, 2005, 19(3)： 27-30. (in Chinese)

[10] 陶希海. 基于ADAMS機(jī)械機(jī)構(gòu)的自動化設(shè)計(jì)和運(yùn)動特性分析[J]. 中國農(nóng)機(jī)化學(xué)報(bào)， 2015(1)： 59-62, 66. Tao Xihai. Automatic design and kinematic characteristics analysis of mechanical mechanism based on ADAMS[J]. China Agricultural Chemical Journal, 2015(1)： 59-62, 66. (in Chinese)

[11] 李秋生， 國亮杰， 王文彬， 等. 基于SolidWorks Simulation的壓鑄機(jī)頭板疲勞分析[J]. 機(jī)電工程， 2010(10)： 47-50. Li Qiusheng, GuoLiangjie, Wang Wenbin, et al. Fatigue analysis of die head plate based on SolidWorks Simulation[J]. Mechanical and Electrical Engineering, 2010(10)： 47-50. (in Chinese)

Aircraft Ammunition Rotary Launcher Rolling Mechanism Mechanical Analysis

LI Haijun， MO Zixi， YOU Kun

(Dept. of Mechanical and Electrical Engineering, Naval Aeronautical and Astronautical University, Yantai 264001, China)

Aiming at the problem that strategic bombers can only load cruise missiles using the external-mounting way which increases the air resistance and Reduce the concealment. This paper designed a rotary launcher installed in the internal bay of strategic bomber to mount and launch cruise missiles or other aircraft ammunition. Established the 3D assembly model of rotary launcher by SolidWork, a 3D modeling software , and then analyze its dynamics in ADAMS, to find out the most adverse conditions in the process of movement. Then SolidWorks simulation is used to analyze statics of the rolling mechanism in such an extreme condition. The analysis result show that the rolling mechanism can meet requirements of strength and rigidity in its process of movement.

aircraft ammunition; strategic bomber； rotary launcher; rolling mechanism mechanical analysis

2016-11-21

李海軍(1966-)， 男， 教授， 博士， 主要從事航空導(dǎo)彈測試與故障診斷研究.

1671-7449(2017)04-0277-06

TJ765.239

A

10.3969/j.issn.1671-7449.2017.04.001