昝博勛，薛百文，楊 臻，何 偉，薛 鈞

(1.中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，太原 030051；2.重慶建設(shè)工業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司，重慶 400054；3.中國兵器工業(yè)第208研究所，北京 102202)

閉鎖機(jī)構(gòu)作為自動(dòng)武器的核心機(jī)構(gòu)，作用是武器發(fā)射過程時(shí)從槍管端面關(guān)閉彈膛，抵住彈殼，以防止彈殼在高膛壓時(shí)因后移量過大而發(fā)生橫斷和武器燃?xì)夂笠?。在彈丸飛出槍口、膛壓降到安全值后，能及時(shí)打開彈膛，以便完成后續(xù)的自動(dòng)循環(huán)動(dòng)作[1]

閉鎖機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)，是武器設(shè)計(jì)中重要的環(huán)節(jié)?，F(xiàn)有武器的閉鎖機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)形式有很多種，按開、閉鎖時(shí)工作件的運(yùn)動(dòng)來分，剛性閉鎖機(jī)構(gòu)分為回轉(zhuǎn)式、偏移式、擺動(dòng)式和橫動(dòng)式，但在自動(dòng)武器的發(fā)展過程中證明有些形式不能很好地滿足閉鎖機(jī)構(gòu)的各項(xiàng)要求，進(jìn)而逐漸淘汰不合理的結(jié)構(gòu)形式[2]。在現(xiàn)代武器系統(tǒng)中常用的閉鎖機(jī)構(gòu)，回轉(zhuǎn)式閉鎖機(jī)構(gòu)被廣泛應(yīng)用于導(dǎo)氣式和管退式武器。不僅應(yīng)用于小口徑，也應(yīng)用于大口徑武器，甚至高射自動(dòng)炮和航空自動(dòng)炮[3]。

槍機(jī)回轉(zhuǎn)式的閉鎖機(jī)構(gòu)，在自動(dòng)機(jī)后坐過程中，槍機(jī)框帶動(dòng)槍機(jī)后坐開鎖以及帶動(dòng)抽殼鉤進(jìn)行退殼；復(fù)進(jìn)過程中，槍機(jī)框帶動(dòng)槍機(jī)推彈到位并完成閉鎖到位等一系列動(dòng)作。故該槍機(jī)在工作過程中受到復(fù)雜的沖擊載荷，尤其是開閉鎖凸筍、閉鎖齒以及彈底窩鏡面等部位容易產(chǎn)生疲勞破壞，影響自動(dòng)武器的工作壽命，是自動(dòng)武器設(shè)計(jì)與研發(fā)的重點(diǎn)課題。本研究采用槍機(jī)回轉(zhuǎn)式閉鎖機(jī)構(gòu)，對(duì)輕量化后的槍機(jī)關(guān)鍵部位在射擊全過程中進(jìn)行了壽命分析。

1 某步槍槍機(jī)運(yùn)動(dòng)過程分析

國產(chǎn)某新型步槍采用的是導(dǎo)氣式自動(dòng)原理。當(dāng)槍彈擊發(fā)后，火藥燃?xì)馔苿?dòng)彈丸穿過導(dǎo)氣孔，一部分火藥燃?xì)馔ㄟ^導(dǎo)氣孔推動(dòng)活塞桿向后運(yùn)動(dòng)，撞擊復(fù)進(jìn)簧筒帶動(dòng)槍機(jī)框后坐，從而槍機(jī)框撞擊槍機(jī)凸筍，在槍機(jī)框上螺旋槽的作用下開鎖，與槍機(jī)框共同后坐到位；在復(fù)進(jìn)過程中，在復(fù)進(jìn)簧的作用下，槍機(jī)與槍機(jī)框共同做復(fù)進(jìn)運(yùn)動(dòng)，當(dāng)槍機(jī)撞節(jié)套時(shí)，在閉鎖凸筍和螺旋槽的共同作用下，槍機(jī)旋轉(zhuǎn)進(jìn)入節(jié)套，撞擊槍管斷面，關(guān)閉彈膛，使其閉鎖到位。簡(jiǎn)化后的閉鎖機(jī)構(gòu)模型示意圖[4]如圖1所示。

1-槍管；2-節(jié)套；3-槍機(jī)；4-槍機(jī)框；5-機(jī)匣；6-開閉鎖凸筍；7-開閉鎖螺旋槽

2 動(dòng)力學(xué)特性仿真

由于高速攝影設(shè)備的局限性，其很難完全描述槍機(jī)的動(dòng)力運(yùn)動(dòng)特性。為了全面分析槍機(jī)在射擊過程中的受力情況，利用ADAMS軟件對(duì)槍機(jī)的動(dòng)力運(yùn)動(dòng)特性進(jìn)行分析。

2.1 模型假設(shè)

為了使該步槍仿真模型的各部件運(yùn)動(dòng)過程更加趨近于實(shí)際射擊情況，結(jié)合該步槍的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，以及射擊狀態(tài)下各部件的運(yùn)動(dòng)特性，對(duì)其仿真模型做如下假設(shè)：① 所有各部件均為剛體；② 不考慮各彈簧的阻尼；③ 機(jī)匣體、下護(hù)手、上護(hù)蓋與地面固定；④ 主要考慮導(dǎo)氣室壓力和膛底壓力對(duì)槍機(jī)的作用，忽略抽殼鉤、彈殼與槍機(jī)之間的碰撞。

2.2 模型建立

將簡(jiǎn)化后的步槍三維模型導(dǎo)入到ADAMS軟件中，根據(jù)該步槍在實(shí)際射擊時(shí)各部件的運(yùn)動(dòng)和受力情況添加相應(yīng)的約束，如表1所示。添加約束后的仿真模型如圖2所示。

表1 主要構(gòu)件約束表

圖2 步槍仿真模型

2.3 仿真分析

根據(jù)射擊過程中彈藥的內(nèi)彈道參數(shù)，將理論計(jì)算得導(dǎo)氣室壓力對(duì)活塞桿的作用力和膛底合力加載到仿真模型中進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真，且結(jié)合高速攝影設(shè)備實(shí)測(cè)的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，對(duì)仿真模型進(jìn)行修正。通過Matlab修正后獲得槍機(jī)、槍機(jī)框的v-t曲線如圖3和圖4。

圖3 仿真得出槍機(jī)v-t曲線

根據(jù)仿真結(jié)果，在0.04～0.05 s間活塞桿后坐，撞擊復(fù)進(jìn)簧筒并帶動(dòng)槍機(jī)框后坐；在0.05～0.06 s間槍機(jī)框后坐撞擊槍機(jī)開閉鎖凸筍，槍機(jī)在螺旋槽的導(dǎo)引下開鎖，且達(dá)到最大后坐速度；在0.081 s槍機(jī)框與槍機(jī)后坐到位，在0.081～0.11 s槍機(jī)與槍機(jī)框復(fù)進(jìn)，到0.108 s時(shí)，槍機(jī)凸筍撞擊節(jié)套體，且達(dá)到最大復(fù)進(jìn)速度，并在螺旋槽的導(dǎo)引下回轉(zhuǎn)閉鎖，在0.112 s時(shí)，槍機(jī)與槍機(jī)框復(fù)進(jìn)到位，并完成閉鎖動(dòng)作。

圖4 修正后槍機(jī)框v-t曲線

由于槍機(jī)位于槍機(jī)框和節(jié)套內(nèi)部，故采用高速攝影設(shè)備很難采集到槍機(jī)的運(yùn)動(dòng)速度以及與各部件之間撞擊點(diǎn)的速度。由圖5可知，修正后的槍機(jī)框?qū)崪y(cè)值與仿真值的誤差在±0.2 m/s之內(nèi)，故仿真值較符合實(shí)際情況。

3 有限元分析

3.1 瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析

將槍機(jī)三維模型導(dǎo)入到ANSYS Workbench中，且槍機(jī)選用30CrMnMoTiA材料，該材料的屬性如表2所示[5]。

根據(jù)槍機(jī)的運(yùn)動(dòng)特性，子彈擊發(fā)后，在殼機(jī)力的作用下，彈殼高速撞擊槍機(jī)上的彈底窩鏡面；槍機(jī)在開鎖過程中，開閉鎖凸筍與槍機(jī)框發(fā)生高速?zèng)_擊；在閉鎖過程中，槍機(jī)閉鎖齒與節(jié)套體發(fā)生高速?zèng)_擊。因此，閉鎖機(jī)構(gòu)在開閉鎖過程中會(huì)承受很大的沖擊力，結(jié)合閉鎖機(jī)構(gòu)在實(shí)際工作中的失效形式，其閉鎖齒、開閉鎖凸筍和彈底窩鏡面在循環(huán)沖擊載荷作用下極易產(chǎn)生磨損、變形和開裂等失效，故取槍機(jī)的這三個(gè)撞擊位置(如圖5所示)來進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)仿真。

表2 30CrMnMoTiA材料屬性

1-開閉鎖凸筍；2-閉鎖齒；3-彈底窩鏡面

結(jié)合ADAMS動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果，獲得槍機(jī)這三個(gè)撞擊位置的接觸力以及對(duì)槍機(jī)的作用力矩(圖6所示)，并加載到有限元模型中進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析。由于槍機(jī)與各部件撞擊時(shí)間不一致，故對(duì)各撞擊位置單獨(dú)進(jìn)行仿真分析，獲得3個(gè)撞擊點(diǎn)的應(yīng)力云圖如圖7所示。

圖6 槍機(jī)與各部件之間的接觸力、作用力矩

由圖7(a)可知，在槍機(jī)開鎖過程中，由導(dǎo)氣室壓力與殼機(jī)力的作用，開閉鎖凸筍與槍機(jī)框間產(chǎn)生高速撞擊，使開閉鎖凸筍處的前后兩端面根部均產(chǎn)生應(yīng)力集中，其最大值為923.9 MPa；由圖7(b)可知，在閉鎖過程中，因復(fù)進(jìn)簧和擊錘簧的作用下，槍機(jī)框帶動(dòng)槍機(jī)閉鎖齒與節(jié)套間發(fā)生沖擊，且在螺旋槽和閉鎖齒斷面的導(dǎo)引下回轉(zhuǎn)閉鎖，導(dǎo)致槍機(jī)繞軸線有沖擊力矩，使閉鎖齒前后斷面以及機(jī)頭后斷面和軸向面均產(chǎn)生應(yīng)力集中，其最大值為914.27 MPa；由圖7(c)可知，因彈殼底平面與彈底窩鏡面間存在彈底間隙，并在殼機(jī)力的作用下，彈殼底平面與彈底窩鏡面發(fā)生沖擊，使彈底窩鏡面、退殼挺導(dǎo)引槽處以及抽殼鉤槽處存在應(yīng)力集中，其最大值為806.19 MPa，而槍機(jī)材料的屈服強(qiáng)度為1 423 MPa，故最大應(yīng)力值沒有超過槍機(jī)材料的屈服強(qiáng)度，在安全范圍內(nèi)。

圖7 不同撞擊位置的應(yīng)力云圖

3.2 疲勞壽命分析

槍機(jī)在射擊過程中受到復(fù)雜多變的沖擊載荷，由于目前尚無30CrMnMoTiA的材料沖擊疲勞數(shù)據(jù)，可根據(jù)材料的熱處理情況，結(jié)合沖擊疲勞與常規(guī)疲勞極限換算確定沖擊疲勞數(shù)據(jù)。換算如表3所示(Sj為常規(guī)疲勞極限)[6]。

根據(jù)30CrMnMoTiA的材料熱處理情況，取Sj=0.89Sj[7-9],將計(jì)算和修正好的材料S-N曲線(見圖8)添加到Workbench材料庫中，利用Fatigue Tool模塊,對(duì)槍機(jī)進(jìn)行疲勞壽命分析，槍機(jī)各撞擊位置的分析結(jié)果如圖9所示。

表3 沖擊疲勞極限與常規(guī)疲勞極限換算

圖8 30CrMnMoTiA的S-N曲線

圖9 不同撞擊位置的壽命云圖

根據(jù)圖9可知，在槍機(jī)開閉鎖凸筍的根部、閉鎖齒的根部疲勞壽命較低，其值分別為 16 507發(fā)和 16 942發(fā)，故這兩處屬于槍機(jī)的危險(xiǎn)點(diǎn)；在彈底窩鏡面與退殼挺導(dǎo)引處因應(yīng)力集中，其疲勞壽命也較小為23 317發(fā)，故該部位也屬于槍機(jī)危險(xiǎn)點(diǎn)，但槍機(jī)3個(gè)撞擊位置的仿真壽命均滿足10 000發(fā)的設(shè)計(jì)要求。

為了驗(yàn)證槍機(jī)壽命仿真結(jié)果的可行性，對(duì)槍機(jī)進(jìn)行4組壽命試驗(yàn)，試驗(yàn)統(tǒng)計(jì)結(jié)果如表4所示。

表4 實(shí)測(cè)壽命結(jié)果

根據(jù)測(cè)試結(jié)果可知，在1組、2組和4組測(cè)試結(jié)束后，槍機(jī)開閉鎖凸筍處的平均實(shí)測(cè)壽命結(jié)果為17 405發(fā)，與仿真結(jié)果誤差為5.9%，在3組的測(cè)試結(jié)果值為18 263，與仿真結(jié)果誤差為7.2%，故仿真結(jié)果誤差允許范圍內(nèi)，且在開閉鎖凸筍根部和閉鎖齒部均發(fā)生磨損和裂紋。

4 結(jié)論

利用ADAMS軟件對(duì)該槍機(jī)的動(dòng)力學(xué)特性進(jìn)行了分析，且與高速攝影拍攝結(jié)果進(jìn)行了比較，其仿真結(jié)果與測(cè)試結(jié)果誤差較小，表明對(duì)該槍機(jī)的動(dòng)力學(xué)運(yùn)動(dòng)特性以及受力情況模擬合理。同時(shí)利用ANSYS Workbench對(duì)槍機(jī)進(jìn)行了瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)和疲勞壽命分析，分析得到槍機(jī)的危險(xiǎn)點(diǎn)位置在開閉鎖凸筍和閉鎖齒處，其仿真壽命分別為16 507發(fā)和16 942發(fā)，與實(shí)測(cè)值的誤差在允許范圍內(nèi)，且該槍機(jī)在工作過程中滿足強(qiáng)度要求，只發(fā)生變形、磨損等彈性變形，仿真結(jié)果符合實(shí)際情況，能夠保證閉鎖機(jī)構(gòu)安全工作。