林通， 錢林方， 陳光宋， 劉太素

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094)

0 引言

彈藥分裝式裝填在中大口徑火炮中有著廣泛運(yùn)用，這種裝填方式可使彈藥分別由輸彈和輸藥機(jī)從炮尾后部快速穩(wěn)定地輸入炮膛。輸彈機(jī)在輸彈過程中，需要保證彈丸達(dá)到一穩(wěn)定卡膛速度，確?？ㄌ爬慰?，同時(shí)還要保證卡膛姿態(tài)和卡膛位置的一致性。由于彈丸卡膛一致性對(duì)彈丸炮口狀態(tài)有著較大影響[1-3]，為確保彈丸炮口狀態(tài)參數(shù)的一致性，對(duì)輸彈的卡膛性能有著越來越高的要求。彈丸卡膛起始點(diǎn)運(yùn)動(dòng)參數(shù)的一致性(輸彈一致性)直接影響彈丸卡膛姿態(tài)一致性，而輸彈機(jī)參數(shù)決定了輸彈過程的初始條件和運(yùn)動(dòng)規(guī)律。因此研究輸彈機(jī)參數(shù)對(duì)輸彈一致性的影響，對(duì)提高輸彈的可靠性以及輸彈機(jī)設(shè)計(jì)有重要意義。

在以往對(duì)輸彈過程研究中，李偉等[4]考慮了液壓系統(tǒng)參數(shù)隨機(jī)性并分析了隨機(jī)參數(shù)漂移對(duì)供彈與輸彈系統(tǒng)動(dòng)作可靠性的影響。石海軍等[5]分析了輸彈力、接觸碰撞對(duì)卡膛速度及卡膛姿態(tài)的影響。趙良偉等[6]研究了不同輸彈初始速度以及彈丸軸線與身管軸線的高低不重合對(duì)彈丸卡膛穩(wěn)定性的影響。蔣清山等[7]以輸彈速度衰減最小為目標(biāo)，對(duì)彈丸初始姿態(tài)參數(shù)進(jìn)行了確定性優(yōu)化。然而由于制造誤差和戰(zhàn)場(chǎng)環(huán)境差異等因素的存在，自動(dòng)裝填系統(tǒng)中不可避免地存在一些隨機(jī)性問題，如彈丸本身的質(zhì)量誤差和質(zhì)心偏心以及每次輸彈過程輸彈機(jī)和身管相對(duì)位置波動(dòng)、輸彈油缸壓力波動(dòng)等。輸彈過程是一個(gè)包含隨機(jī)性參數(shù)的動(dòng)力學(xué)問題，上述因素都對(duì)卡膛一致性產(chǎn)生了影響。因此考慮參數(shù)隨機(jī)性的輸彈穩(wěn)健優(yōu)化設(shè)計(jì)更加符合實(shí)際設(shè)計(jì)需求。

本文建立了考慮參數(shù)隨機(jī)性的輸彈過程動(dòng)力學(xué)模型，從理論上分析了典型輸彈過程，根據(jù)輸彈機(jī)的工作原理和輸彈實(shí)驗(yàn)對(duì)輸彈模型中的參數(shù)進(jìn)行歸納分類，并給出了隨機(jī)參數(shù)分布。通過動(dòng)力學(xué)仿真得到了彈丸卡膛速度一般性規(guī)律，在此基礎(chǔ)上建立了面向輸彈一致性的輸彈機(jī)穩(wěn)健優(yōu)化模型，并對(duì)輸彈機(jī)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化計(jì)算。

1 輸彈運(yùn)動(dòng)建模

1.1 基本假設(shè)

為了研究輸彈過程，基于輸彈機(jī)工作原理，作出如下假設(shè)：

1)彈丸輸彈運(yùn)動(dòng)可簡化成6個(gè)自由度的剛體運(yùn)動(dòng)，即隨質(zhì)心的3個(gè)平動(dòng)和繞質(zhì)心的3個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)；

2)輸彈過程中輸彈機(jī)和身管固定不動(dòng)；

3)彈丸與托彈板、炮尾、身管的碰撞為彈性碰撞；

4)當(dāng)坡膛結(jié)構(gòu)和彈帶特性確定后，彈丸卡膛姿態(tài)由彈丸到達(dá)卡膛起始點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)參數(shù)確定。

1.2 結(jié)構(gòu)描述

圖1(a)所示為輸彈機(jī)與炮身的相對(duì)位置關(guān)系。托彈板的前端面緊貼炮尾尾端面。圖1中：托彈板直徑為Dt、長度為Lt；強(qiáng)制輸彈距離為Lt1；第1坡膛起始端距炮尾的距離為Lw；第1坡膛的長度為Lp1；第2坡膛的長度為Lp2；身管尾端起始端的內(nèi)直徑為Dw1；第1坡膛起始端的內(nèi)直徑為Dw2；第2坡膛起始端的內(nèi)直徑為Dp1；身管直膛段的內(nèi)直徑為Dp2；身管尾端面至炮尾尾端面的距離為Lp；炮尾槽上的圓柱直徑為Dp；身管仰角為φ0；托板軸線與身管軸線夾角為φΔ. 由于彈丸彈帶直徑與前定心部直徑不相等，彈丸在托彈板上相對(duì)于托彈板中心軸線存在一傾斜角，用φzd表示。

圖1 輸彈機(jī)與炮身相對(duì)位置關(guān)系Fig.1 Relative position of ramming mechanism and barrel

記推彈板坐標(biāo)系為Obxbybzb，Ob位于推彈板前端面與其軸線的交點(diǎn)；記托彈板坐標(biāo)系為Otxtytzt，Ot位于托彈板前端面與其軸線交點(diǎn)。身管坐標(biāo)系為Osxsyszs，Os位于炮尾尾端面與其軸線交點(diǎn)。xb、xt、xs軸方向均沿其各自軸線指向炮口方向，yb、yt、ys軸垂直向上并與xb、xt、xs軸垂直，zb、zt、zs軸由右手螺旋法則確定。圖1(b)所示為A-A和B-B截面圖，反映了各部件間的相對(duì)位置關(guān)系。推彈板相對(duì)托彈板的高度用Δybt表示，托彈板軸心和身管軸線水平和垂直偏差分別用Δzts、Δyts表示。

1.3 輸彈運(yùn)動(dòng)分析

輸彈開始前，輸彈系統(tǒng)處于靜止?fàn)顟B(tài)。隨后輸彈機(jī)油缸工作腔壓力上升，通過齒輪傳動(dòng)推動(dòng)推彈板運(yùn)動(dòng)，彈丸在與推彈板的接觸力Ft作用下開始運(yùn)動(dòng)。圖2給出了輸彈過程中彈丸在托彈板上的受力狀態(tài)示意圖，其中圖2(a)為前定心部在托彈板上時(shí)彈丸的受力狀態(tài)。圖2中：Nd、Nb分別為托彈板對(duì)彈丸彈帶和前定心部的法向作用力；μdNd、μbNb分別為對(duì)應(yīng)摩擦力，μd、μb分別為托彈板與彈帶、前定心部間的摩擦系數(shù)；mg為彈丸重力，m為彈丸質(zhì)量，g為加速度。隨著彈丸逐漸脫離托彈板，Nb、μbNb向彈體轉(zhuǎn)移并越來越小，直至為0，如圖2(b)所示。然后彈丸繼續(xù)運(yùn)動(dòng)，整體離開托彈板。

圖2 強(qiáng)制輸彈過程中彈丸受力Fig.2 Force applied on projectile during ammunition ramming process

圖3 彈丸卡膛時(shí)刻運(yùn)動(dòng)姿態(tài)Fig.3 Projectile movement at bayonet-chamber

1.4 輸彈過程動(dòng)力學(xué)建模

基于上述分析，在ADAMS中建立動(dòng)力學(xué)模型，各部件名稱如圖4(a)所示，輸彈模型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖4(b)所示。圖4(b)中：h1為身管、炮尾和地面的固連；h2為輸彈機(jī)與地面固連；h3為齒條、油缸活塞和輸彈機(jī)間的滑移副；h4、h5為齒輪和輸彈機(jī)間的旋轉(zhuǎn)副；h6為推彈板和輸彈機(jī)間的滑移副；h7為輸彈機(jī)和托彈板的固連；h8為托彈板和彈丸的接觸；h9、h10、h11為齒輪、齒條間的齒輪副；h12、h13分別為推彈板、身管與彈丸間的接觸。

彈丸與推彈板、托彈板、身管均為實(shí)體接觸，輸彈開始前彈丸為自由狀態(tài)，彈丸在自身重力作用下在托彈板上達(dá)到靜平衡，彈底與推彈板接觸。隨后開始輸彈過程仿真，在輸彈油缸活塞上施加載荷推動(dòng)齒條齒輪，最終推動(dòng)推彈板和彈丸向前運(yùn)動(dòng)，當(dāng)彈丸到達(dá)卡膛起始位置時(shí)仿真結(jié)束。

圖4 輸彈動(dòng)力學(xué)仿真模型Fig.4 Ammunition ramming dynamical model

通過實(shí)驗(yàn)得到的輸彈機(jī)油缸壓力實(shí)測(cè)數(shù)值如圖5所示，圖中給出了51°仰角時(shí)3次輸彈過程中輸彈油缸壓力隨時(shí)間變化的曲線。由于油缸壓力變化復(fù)雜，為了研究油缸壓力并對(duì)其建模，將輸彈過程油缸壓力ps變化簡化為0～t1和t1～t2兩段，即在t1時(shí)達(dá)到峰值p1，t2時(shí)降到p2，如圖6所示。

圖5 輸彈實(shí)驗(yàn)油缸壓力隨時(shí)間變化曲線Fig.5 Experimental cylinder pressure vs. time

圖6 輸彈模型油缸壓力規(guī)律Fig.6 Cylinder pressure vs. time in dynamic model

當(dāng)彈丸與推彈板、托彈板以及身管內(nèi)膛發(fā)生接觸碰撞時(shí)，其接觸剛度按照Hertz接觸定律計(jì)算[8]，接觸碰撞力等效為彈簧阻尼模型，當(dāng)穿透量為δ時(shí)法向接觸力Fn可表示為

(1)

式中：k為接觸剛度；n為非線性指數(shù)；dmax為阻尼達(dá)到最大值cmax時(shí)的穿透深度，取值由兩碰撞部件的材料而定；step(δ,0,0,dmax,cmax)為阻尼c的計(jì)算函數(shù)，表示穿透量δ從0變化到dmax時(shí)，阻尼c對(duì)應(yīng)的從0變化到cmax. 模型中接觸碰撞所需的摩擦力由Coulomb摩擦定律計(jì)算。

2 輸彈機(jī)穩(wěn)健優(yōu)化設(shè)計(jì)

2.1 輸彈系統(tǒng)隨機(jī)參數(shù)

彈丸在輸送過程中與托彈板的接觸、摩擦并與身管內(nèi)壁發(fā)生的碰撞，會(huì)造成彈丸速度損失以及彈丸姿態(tài)不穩(wěn)定，從而影響彈丸卡膛一致性。因此，為了提高彈丸卡膛一致性，應(yīng)通過調(diào)整輸彈機(jī)參數(shù)，在保證卡膛速度前提下，使輸彈過程更加平穩(wěn)，保證彈丸卡膛起始點(diǎn)運(yùn)動(dòng)參數(shù)的波動(dòng)最小。

輸彈模型包含如下參數(shù)：

1)輸彈機(jī)可供調(diào)整的結(jié)構(gòu)參數(shù)Lt、Dt、Lt1、Δybt；

2)輸彈機(jī)托彈板與身管的相對(duì)位置參數(shù)Δyts、Δzts、φΔ；

3)輸彈油缸參數(shù)t1、t2、p1、p2；

4)炮尾及身管內(nèi)壁參數(shù)Lp、Lw、Lp1、Lp2、Dp、Dw1、Dw2、Dp1、Dp2；

5)摩擦系數(shù)μb、μd；

6)彈丸與托彈板軸線夾角φzd.

由于4～6中的參數(shù)直接關(guān)系到裝藥結(jié)構(gòu)、藥室容積結(jié)構(gòu)以及彈丸結(jié)構(gòu)和材料。在設(shè)計(jì)時(shí)作為給定設(shè)計(jì)參數(shù)而不對(duì)其調(diào)整。

除輸彈機(jī)構(gòu)外，還有彈丸本身的物理屬性參數(shù)，包括彈丸質(zhì)量m、彈丸質(zhì)心距離彈底面距離exd，及其在彈丸坐標(biāo)系yd軸、zd軸方向的質(zhì)心偏心eyd、ezd，以及彈丸極轉(zhuǎn)動(dòng)慣量Ixx、彈丸赤道轉(zhuǎn)動(dòng)慣量Iyy和彈丸赤道轉(zhuǎn)動(dòng)慣量Izz，亦不對(duì)其調(diào)整。

不作調(diào)整的參數(shù)記為設(shè)計(jì)參數(shù)P，設(shè)計(jì)參數(shù)表示成向量的形式為

P=(Lp,Lw,Lp1,Lp2,Dp,Dw1,Dw2,Dp1,Dp2,
μb,μd,m,exd,eyd,ezd,Ixx,Iyy,Izz,φzd)T.

(2)

將需要優(yōu)化的參數(shù)記為設(shè)計(jì)變量X，設(shè)計(jì)變量表示成向量的形式為

X=(t1,t2,p1,p2,Lt,Dt,Lt1,Δybt、Δyts、Δzts,φΔ)T.

(3)

在實(shí)際輸彈過程中，由于工作環(huán)境、控制誤差、人工操作等因素，每次輸彈過程的初始條件、輸入條件存在差異。為了考慮這些隨機(jī)因素，將設(shè)計(jì)參數(shù)P分為非隨機(jī)變化的Pd與隨機(jī)變化的Pp兩組數(shù)，設(shè)計(jì)變量X分為非隨機(jī)變化Xd與隨機(jī)性的設(shè)計(jì)變量Xp.

將不作調(diào)整的身管尺寸參數(shù)，彈丸參數(shù)以及摩擦系數(shù)歸為非隨機(jī)變化的設(shè)計(jì)參數(shù)Pd，表示成向量的形式為

Pd=(Lp,Lw,Lp1,Lp2,Dp,Dw1,Dw2,Dp1,Dp2,
μb,μd,φzd)T.

(4)

考慮到彈丸加工誤差和裝藥量偏差，每個(gè)彈丸的質(zhì)量、質(zhì)心位置、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量各有不同，因此在優(yōu)化模型中將彈丸物理屬性參數(shù)歸為隨機(jī)變化的設(shè)計(jì)參數(shù)。顯然托彈板軸線與身管軸線水平偏差Δzts=0時(shí)輸彈過程更加平穩(wěn)，不對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化，僅作為設(shè)計(jì)參數(shù)考慮其隨機(jī)波動(dòng)。因此將隨機(jī)變化的設(shè)計(jì)參數(shù)Pp可表示成向量的形式：

Pp=(m,exd,eyd,ezd,Ixx,Iyy,Izz,Δzts)T.

(5)

非隨機(jī)變化的設(shè)計(jì)變量Xd包括需要調(diào)整的輸彈機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)Lt、Dt、Lt1、Δybt表示成向量的形式為

Xd=(Lt,Dt,Lt1,Δybt)T.

(6)

從圖5中可以看出油缸壓力隨機(jī)性，即每次輸彈油缸壓力都會(huì)有偏差，在模型中體現(xiàn)為時(shí)間t1、t2和輸彈油缸壓力p1、p2隨機(jī)性。每次輸彈前，由于控制、液壓等因素，輸彈機(jī)翻轉(zhuǎn)到位時(shí)，輸彈機(jī)與身管的相對(duì)位置參數(shù)存在隨機(jī)性，Δyts、φΔ為隨機(jī)變化的設(shè)計(jì)變量，它們描述了輸彈機(jī)運(yùn)動(dòng)到炮尾時(shí)空間運(yùn)動(dòng)的精確度。因此隨機(jī)性設(shè)計(jì)變量Xp包括油缸壓力參數(shù)t1、t2、p1、p2和托彈板位置參數(shù)Δyts、φΔ，表示成向量的形式為

Xp=(t1,t2,p1,p2,Δyts,φΔ)T.

(7)

2.2 輸彈機(jī)穩(wěn)健優(yōu)化模型

考慮參數(shù)隨機(jī)性的輸彈一致性優(yōu)化問題可以表示為

(8)

2.3 優(yōu)化算法及優(yōu)化流程

輸彈機(jī)穩(wěn)健優(yōu)化的基本思想如下：在設(shè)計(jì)變量的設(shè)計(jì)范圍內(nèi)，根據(jù)優(yōu)化算法選取一組設(shè)計(jì)變量，依據(jù)隨機(jī)變化的設(shè)計(jì)參數(shù)與設(shè)計(jì)變量的分布，對(duì)隨機(jī)參數(shù)進(jìn)行采樣。然后調(diào)用模型，分別代入所采集的樣本點(diǎn)數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算，得到這組樣本點(diǎn)對(duì)應(yīng)的彈丸卡膛點(diǎn)各運(yùn)動(dòng)參數(shù)標(biāo)準(zhǔn)差。再根據(jù)優(yōu)化算法選取下一組設(shè)計(jì)變量，繼續(xù)計(jì)算，直至迭代結(jié)束[9-11]。

優(yōu)化時(shí)為了縮減迭代步數(shù)、提高優(yōu)化效率，采用全局優(yōu)化和梯度優(yōu)化組合計(jì)算策略，以實(shí)現(xiàn)優(yōu)化質(zhì)量和優(yōu)化效率的良好折中[12-15]。首先在設(shè)定好子種群數(shù)、島嶼數(shù)、進(jìn)化代數(shù)等參數(shù)后，由多島遺傳算法產(chǎn)生初始種群，計(jì)算每個(gè)個(gè)體適應(yīng)度后，利用競爭、交叉、變異等手段對(duì)當(dāng)前種群進(jìn)行操作，得到下一代種群，如此反復(fù)，直至達(dá)到最大代數(shù)，獲得一組近似最優(yōu)解。隨后運(yùn)用序列二次規(guī)劃法，以近似最優(yōu)解為初值，求解二次規(guī)劃子問題，以此子問題的解為搜索方向，在局部快速搜索最優(yōu)解直至收斂。

優(yōu)化模型將彈丸卡膛起始點(diǎn)運(yùn)動(dòng)參數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)差計(jì)入優(yōu)化目標(biāo)，因此優(yōu)化中的每一步都要計(jì)算大量樣本點(diǎn)來求解其標(biāo)準(zhǔn)差，計(jì)算量龐大。為了減少采點(diǎn)數(shù)量、提高計(jì)算效率，本文采用描述抽樣方法，先將隨機(jī)變量按照等概率進(jìn)行空間劃分，再采用類似拉丁超立方試驗(yàn)設(shè)計(jì)的思想均勻布點(diǎn)。優(yōu)化流程如圖7所示。

圖7 輸彈機(jī)穩(wěn)健優(yōu)化流程圖Fig.7 Flowchart of ramming mechanism optimization

3 算例分析

3.1 輸彈過程仿真與分析

基于上述分析和假設(shè)，在ADAMS中建立某輸彈機(jī)輸彈動(dòng)力學(xué)模型。該輸彈機(jī)為半強(qiáng)制輸彈機(jī)，其強(qiáng)制輸彈距離為Lt1=600 mm，基本參數(shù)如下：

Dt=166 mm，Lt=870 mm，Lw=1 000 mm，Lp=340 mm，Lp1=130 mm，Lp2=156 mm，Dp=170 mm，Dw1=179 mm，Dw2=170 mm，Dp1=157 mm，Dp2=154.94 mm，Δyts=0 mm，Δzts=0 mm，μb=0.15，μd=0.2.

根據(jù)大量彈丸測(cè)量數(shù)據(jù)，給出彈丸隨機(jī)性的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。由表1可知，這些參數(shù)均服從正態(tài)分布。

表1 彈丸隨機(jī)性參數(shù)

輸彈機(jī)在設(shè)計(jì)時(shí)，托彈板軸線與身管軸線重合，因此Δyts、Δzts、φΔ的名義值為0 mm、0 mm、0°. 結(jié)合實(shí)驗(yàn)工況，給出51°仰角時(shí)輸彈機(jī)隨機(jī)性設(shè)計(jì)變量如表2所示。由表2可知，這些參數(shù)均服從正態(tài)分布。

表2 輸彈機(jī)隨機(jī)性變量

基于上述隨機(jī)性參數(shù)分布，通過描述抽樣500個(gè)樣本點(diǎn)，得到卡膛速度分布如圖8所示。由圖8中的數(shù)據(jù)計(jì)算可得，彈丸卡膛速度均值為3 151.14 mm/s，標(biāo)準(zhǔn)差為95.13 mm/s，在顯著性水平0.01下通過K-S檢驗(yàn)，卡膛速度符合正態(tài)分布。從卡膛速度標(biāo)準(zhǔn)差可以直觀看出，卡膛速度波動(dòng)較大，且有可能波動(dòng)到3 m/s以下，需要對(duì)其進(jìn)行優(yōu)化。在卡膛速度和隨機(jī)變化的設(shè)計(jì)變量均視為正態(tài)分布的情況下，(8)式中h取為3.

圖8 彈丸卡膛速度分布Fig.8 Distribution of bayonet-chamber velocity

圖9 彈丸速度隨時(shí)間的變化Fig.9 Projectile velocity vs. time

圖9和圖10分別給出了某樣本點(diǎn)對(duì)應(yīng)的彈丸沿身管軸線方向的速度以及歐拉角α、β隨時(shí)間的變化規(guī)律。從圖9和圖10中可以看出：在強(qiáng)制輸彈結(jié)束時(shí)，彈丸速度達(dá)最大值；在隨后的慣性輸彈階段，彈丸速度開始下降；由于慣性輸彈過程中，彈丸與身管內(nèi)壁發(fā)生碰撞和摩擦，消耗了彈丸動(dòng)能，速度曲線出現(xiàn)若干折線。當(dāng)彈丸到達(dá)卡膛起始點(diǎn)時(shí)，速度達(dá)到約3 m/s. 歐拉角中α表征了彈丸高低方向的運(yùn)動(dòng)，由圖10的歐拉角α曲線可以看出，在彈丸前定心部離開托彈板后，由于重力作用，彈丸有低頭的趨勢(shì)，進(jìn)入身管后，經(jīng)過幾次碰撞，最終在身管內(nèi)壁約束下，彈丸軸線趨于身管軸線。β曲線反映出彈丸進(jìn)入身管后左右擺動(dòng)，表明彈丸與身管內(nèi)膛有接觸碰撞。

圖10 彈丸歐拉角隨時(shí)間的變化Fig.10 Projectile Euler angle vs. time

3.2 輸彈機(jī)穩(wěn)健優(yōu)化分析

在使用多島遺傳算法優(yōu)化時(shí)，只需要獲得近似優(yōu)化解，涉及計(jì)算規(guī)模的算法參數(shù)取值可適當(dāng)減小，島嶼數(shù)量取5，子群規(guī)模數(shù)取5，進(jìn)化代數(shù)取5，交叉概率0.8，變異概率0.01，島間遷移概率0.2，遷移間隔代數(shù)2. 使用序列二次規(guī)劃算法時(shí)最大迭代次數(shù)取40，收斂精度10-6.

通過穩(wěn)健優(yōu)化，得到各設(shè)計(jì)變量值如表3所示。目標(biāo)函數(shù)在優(yōu)化迭代中的變化如圖11所示。從圖11可知，全局優(yōu)化階段目標(biāo)函數(shù)收斂較慢，隨后梯度優(yōu)化階段目標(biāo)函數(shù)逐步減小，收斂較快。優(yōu)化后結(jié)果如表4所示。從表4中可以看出，目標(biāo)函數(shù)降低了21.6%，各個(gè)運(yùn)動(dòng)參數(shù)的一致性得到改善。優(yōu)化前后卡膛速度概率密度函數(shù)如圖12所示?？ㄌ潘俣确植加蒒(3 151.1，95.132)優(yōu)化至N(3 431.1，77.952)，卡膛速度下界滿足3 m/s要求，同時(shí)卡膛速度的一致性也得到了提高。

圖11 目標(biāo)函數(shù)隨優(yōu)化迭代步數(shù)變化Fig.11 Change of objective function in the process of optimization iteration

圖12 優(yōu)化前后卡膛速度概率密度函數(shù)Fig.12 PDF of bayonet-chamber velocity before and after optimization

表3 優(yōu)化前后設(shè)計(jì)變量值

表4 優(yōu)化前后結(jié)果

4 結(jié)論

本文闡述了輸彈過程的基本原理，對(duì)模型中涉及的參數(shù)進(jìn)行了分類，歸納出模型中的設(shè)計(jì)參數(shù)和設(shè)計(jì)變量，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)給出了隨機(jī)參數(shù)的分布，建立了考慮參數(shù)隨機(jī)性的輸彈過程動(dòng)力學(xué)模型。在此基礎(chǔ)上建立了針對(duì)彈丸輸彈一致性問題的輸彈機(jī)穩(wěn)健優(yōu)化模型。優(yōu)化時(shí)運(yùn)用全局和梯度組合優(yōu)化算法，采樣時(shí)運(yùn)用描述抽樣，避免了以標(biāo)準(zhǔn)差為優(yōu)化目標(biāo)時(shí)的龐大計(jì)算量。得到主要結(jié)論如下：

2)在保證卡膛速度達(dá)到要求的同時(shí)，穩(wěn)健優(yōu)化設(shè)計(jì)通過調(diào)整輸彈機(jī)參數(shù)，能有效改善彈丸卡膛起始點(diǎn)運(yùn)動(dòng)參數(shù)的波動(dòng)，保證彈丸卡膛一致性。

3)所提優(yōu)化方法能有效用于輸彈系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)，為輸彈機(jī)參數(shù)的設(shè)計(jì)提供了一種可靠方法。