王二亮,劉 丹,王宏金,高 英,任弘毅

(西北機電工程研究所, 陜西 咸陽 712099)

0 引言

研究火炮結構振動對射擊精度的影響,可以從結構層面上為火炮的射擊提供良好的外彈道炮口擾動初始條件,從而提高射擊精度[1]。炮口振動是影響自動炮射擊精度的一個重要因素[2],在不考慮武器和彈藥自身的內(nèi)彈道和外彈道的設計精度影響,連發(fā)射擊精度主要取決于火炮系統(tǒng)的安裝間隙、搖架間隙、后座長度和后座軸向精度、載體和托架等剛強度等。因此通過優(yōu)化火炮系統(tǒng)的結構設計,改善彈丸出炮口一致性,可以有效控制火炮系統(tǒng)的射擊精度。許多科研人員考慮了身管柔性、結構非線性等因素對火炮射擊時的炮口振動特性進行研究[3-6],以期提高火炮系統(tǒng)的射擊精度。

火炮作為一個結構復雜、運動自由度多的機械系統(tǒng),傳統(tǒng)的動力學分析方法已經(jīng)遠不能滿足對其進行振動分析的需要。隨著科學技術的發(fā)展,多體動力學已成熟應用于汽車、機床、兵器等機械工程領域[7-9]。許多科研人員將火炮發(fā)射動力學與多體動力學相結合,用于研究火炮射擊振動特性。王德石等[10]研究了火炮系統(tǒng)的沖擊響應規(guī)律及固有振動特性,獲得了火炮振動與其結構參數(shù)的內(nèi)在聯(lián)系,有效改善了火炮的振動性能。張世明等[11]建立了中口徑自動炮非線性動力學有限元模型,能夠有效地反應火炮射擊時的振動特性,為中口徑埋頭彈火炮武器系統(tǒng)射擊密集度優(yōu)化提供參考。Jie等[12]分析了影響射擊密集度的浮動機構參數(shù),建立了剛柔耦合多體動力學模型,對某榴彈機槍系統(tǒng)的二十發(fā)射擊過程進行了仿真分析。王紅巖[13]則考慮了底盤振動對射擊精度的影響。筆者為了進一步探究火炮結構振動對射擊精度的影響,在火炮發(fā)射動力學理論的基礎上,考慮自動炮各部件之間的約束關系及身管柔性,建立了剛柔耦合自動炮虛擬樣機模型,并進行發(fā)射動力學仿真,初步計算了射擊密集度,為自動炮優(yōu)化設計提供參考依據(jù)。

1 自動炮虛擬樣機建模

1.1 基本假設及系統(tǒng)拓撲結構分析

根據(jù)自動炮的結構特點及射擊過程各部件的運動規(guī)律,在不影響模型合理性的前提下,為便于理論分析,作如下假設:

1) 除火炮身管外,炮塔及武器系統(tǒng)中各構件均作剛體處理;

2) 忽略車體及地面的影響,自動炮底座直接固定在臺架上;

3) 考慮身管與火炮前支撐架間隙和摩擦非線性因素的影響;

4) 不考慮供輸彈機構的影響,連發(fā)射擊時,每發(fā)彈丸已輸送到射擊位置;

5) 射擊時受到主動力為火藥氣體壓力、緩沖彈簧提供的后坐阻力和復進力,不考慮自動機工作時自動機零部件間接觸/碰撞的能量損耗,自動機作為后坐部分參與運動。

火炮射擊時,擊針擊發(fā)底火后,火藥氣體壓力推動彈丸向前運動,同時作用在炮閂底面,使自動機閂體、炮尾、身管等部件沿著搖架導軌一起后坐,同時受到緩沖彈簧阻力的作用,后坐到位后,在緩沖彈簧復進力的作用下完成復進運動。后坐力通過搖架、緩沖彈簧作用在自動炮架座上,并傳給固定臺架。圖1為主要部件間的約束關系。

圖1 自動炮主要部件間的約束關系

1.2 動力學特性仿真模型

三維實體模型的作用是為動力學分析提供各零部件的幾何形狀、裝配關系、全炮的質量、質心位置和轉動慣量等。由于自動炮系統(tǒng)各零部件外形比較復雜,文中利用三維建模軟件建立其實體模型,將各零部件進行裝配,獲得裝配模型,再根據(jù)系統(tǒng)仿真模型的約束關系,將各子部件以動力學軟件能識別的格式導出,并建立動力學特性仿真模型。

根據(jù)假設,建模時將自動炮身管為柔性體?；鹋谏鋼魰r身管會產(chǎn)生較大的變形,建立柔性體模型可分析身管的彈性變形對射擊精度的影響。

基于模態(tài)集成法建立身管柔性體模型。模態(tài)集成法將柔性身管看作是有限元模型的節(jié)點集合,其相對于局部坐標系有小的線性變形,局部坐標系可以有大的非線性整體平動和轉動。每個節(jié)點的線性局部運動近似為模態(tài)振型或模態(tài)振型向量的線性疊加。本文中采用模態(tài)集成法在ANSYS/Workbench軟件中生成零部件的柔性體中性文件流程如圖2所示,圖3是基于該方法建立的身管有限元模型。模型共有115 200個節(jié)點、66 569個元素,建立了6個外部節(jié)點與自動機機體和炮口制退器相連。

將身管底部、前支撐面等部位固定,分析身管在約束條件下的模態(tài),部分頻率的下振型如圖4—圖6所示。各階模態(tài)信息如表1所示。

圖2 運用ANSYS生成MNF文件流程圖

圖3 身管有限元模型

圖4 第1階模態(tài)振型

圖5 第4階模態(tài)振型

圖6 第8階模態(tài)振型

表1 身管前10階模態(tài)信息

將建立的自動炮系統(tǒng)三維實體模型和身管柔性體模型導入動力學軟件中,為各剛體零部件設定所用的材料屬性,使其自動獲得質量和轉動慣量等物理信息,也可使用各零部件質量和轉動慣量的測試數(shù)據(jù),直接定義其物理屬性;根據(jù)圖1的系統(tǒng)動力學拓撲結構,定義零部件之間的運動副和運動約束。關于載荷的定義如下:

1) 自動機受到的炮膛合力通過內(nèi)彈道計算得到的離散數(shù)據(jù)點,將離散數(shù)據(jù)擬合成樣條曲線,以力的形式添加到自動炮后坐部分上(自動機機體尾部)。彈丸受到的彈底合力也采用同樣的方法施加。

2) 在自動炮后坐部分和搖架之間添加螺旋彈簧(圖7所示),設置剛度為800 N/mm,彈簧預壓力為28 400 N,后坐阻尼系數(shù)40 N·s/mm,復進阻尼系數(shù)1.4 N·s/mm。

圖7 緩沖彈簧添加位置

最后,根據(jù)實體模型與約束載荷等參數(shù)建立自動炮動力學特性仿真模型,如圖8所示。

圖8 自動炮發(fā)射動力學特性仿真模型

1.3 模型的驗證

自動炮動力學仿真步長設置為一個射擊循環(huán),在實際射擊過程中,后坐力是一個非常重要的參數(shù),后坐力直接影響各個機構件的運動行程以及射擊時傳遞的載荷大小,因此可以通過火炮水平射擊時后坐和復進時后坐力及后坐位移曲線,來驗證模型的準確性。模型驗證以及后續(xù)計算分析的邊界條件設定為:高低、方向射角0°,常溫穿甲彈射擊。圖9和圖10分別為后坐力和后坐位移的試驗值和仿真值曲線。

圖9 后坐力仿真值與測試值對比圖

圖10 后坐位移仿真值與試驗值曲線

經(jīng)過計算,后坐阻力相關系數(shù)89.3%,而后坐速度相關系數(shù)為87.1%,從數(shù)據(jù)上看出,后坐阻力和后坐位移曲線重合度比較高,說明自動炮發(fā)射動力學特性仿真模型有較高的可信度。

2 炮口振動仿真結果

2.1 單發(fā)射擊仿真結果

對建立的自動炮動力學特性仿真模型進行數(shù)值仿真計算,仿真工況為:高低射角和方向射角均為0°。下面給出彈丸出炮口瞬間及單發(fā)射擊循環(huán)周期內(nèi)的彈丸及炮口動態(tài)特性仿真結果。

2.1.1彈丸出炮口瞬間仿真結果

彈丸出炮口瞬間仿真過程如圖11所示,由圖11可看出,擊發(fā)后4.2 ms,彈丸已到達炮口位置,這與內(nèi)彈道計算結果基本吻合。仿真結果顯示,彈丸出炮口時,運動為位移2.59 m,速度為1 352.75 m/s,內(nèi)彈道計算結果分別為2.615 m和1 388.8 m/s,兩者計算結果基本一致。另外,從仿真結果可知:本文中計算的自動炮為滑膛炮,彈丸出炮口的速度很高,彈丸質心在高低向和方位向的振動位移、速度及角位移、角速度等物理量都很小,此處不再給出仿真數(shù)據(jù)。

圖11 彈丸出炮口瞬間仿真過程

炮口高低向及方位向振動位移曲線如圖12所示,炮口高低向及方位向振動速度曲、線度曲線如圖13所示,炮口高低向及方位向振動角速度曲線如圖14所示。設置炮口擾動參數(shù):彈丸出炮口瞬間,炮口高低向和方位向的振動位移分別為0.106 7 mm和-0.113 4 mm,振動速度分別為-332.7 mm/s和-21.25 mm/s,振動角速度分別為46.79 deg/s和-179.98 deg/s。根據(jù)炮口擾動參數(shù),可估算出彈丸的落點偏差,從而計算火炮射擊密集度。

圖12 炮口高低向及方位向振動位移曲線

圖13 炮口高低向及方位向振動速度曲線

圖14 炮口高低向及方位向振動角速度曲線

2.1.2單發(fā)射擊循環(huán)周期內(nèi)炮口振動仿真結果

炮口高低向及方位向振動位移曲線和振動速度曲線分別如圖15、圖16所示。

圖15 炮口高低向及方位向振動位移曲線

圖16 炮口高低向及方位向振動速度曲線

從圖15、圖16可知:在一個射擊周期內(nèi),炮口高低向的振幅和振動速度大于方位向,但高低向振動在下一個射擊周期開始前能趨于穩(wěn)定,方位向的振動在下一個射擊周期開始前沒有完全恢復,前一發(fā)彈的射擊對下一發(fā)彈產(chǎn)生一定的影響。

2.2 連發(fā)射擊仿真結果

對上述自動炮動力學特性仿真模型進行連發(fā)射擊數(shù)值仿真計算,仿真工況為:高低射角和方向射角為0°,射頻為150 rounds/min,5連發(fā)穿甲彈射擊,仿真時采用變步長方法,各發(fā)彈丸內(nèi)彈道時期,取計算步長為0.000 1 s,其他時期步長為0.01 s。

圖17—圖22為5連發(fā)射擊過程中,炮口高低向和方位向振動特性圖。

圖17 炮口中心點高低向振動位移曲線

圖18 炮口中心點方位向振動位移曲線

圖19 炮口中心點高低向振動速度曲線

圖20 炮口中心點方位向振動速度曲線

圖21 炮口中心點高低向振動角速度曲線

圖22 炮口中心點方位向振動角速度曲線

由圖17—圖22可看出:連發(fā)射擊時,前一發(fā)彈丸射擊后炮口中心點高低向和方位振動在下一發(fā)彈丸射擊時沒有完全恢復初始狀態(tài),身管振動將產(chǎn)生疊加現(xiàn)象,對下一發(fā)彈的射擊將產(chǎn)生影響。從圖17和圖18可看出,炮口高低向和方位向的最大振幅較前一發(fā)彈射擊時都有一些增加,特別是在方位向比較明顯,第3發(fā)彈擊發(fā)后的炮口最大振幅較前2發(fā)彈射擊時有明顯的增加;在高低向,隨著射彈發(fā)數(shù)的增加,炮口點的位置向下偏移。因此,設計時應盡量使身管振動在下一發(fā)彈丸射擊時恢復到最小,保持各發(fā)彈丸射擊的一致性,提高射擊密集度。

3 臺架射擊密集度計算

自動炮通常用于近距離直瞄射擊,立靶密集度是其重要的戰(zhàn)技指標之一[14]。根據(jù)彈道學理論,在忽略初速偏差和橫風等次要因素后,近距離立靶散布的主要影響因素是跳角[15]。

跳角是指彈丸底部(或前定心部)脫離炮口瞬間彈丸速度矢量方向與火炮完成發(fā)射準備后炮膛軸線(瞄準線)的夾角,它分為起始跳角和動力跳角,前者是由自重、加工誤差、受熱不對稱等非振動因素引起的身管彎曲造成,而后者是由射擊載荷激發(fā)的振動因素引起[16]。筆者主要討論與炮口振動有關的動力跳角。動力跳角的高低分量為高低跳角,方向分量為方向跳角

影響動力跳角的主要炮口振動參數(shù)為彈丸出炮口瞬間的振動角位移和振動線速度。立靶散布模型為:

(1)

(2)

式(1)—式(2)中:Δyi、Δzi分別為高低和方位向的散布誤差;X為立靶距離;γyi、γzi分別為彈丸出炮口時的高低和方位向振動角位移;vyi、vzi分別為高低和方位向的振動線速度;彈丸速度矢量v是彈丸出炮口時彈丸沿炮口法線方向的線速度;θ0為射角。

(3)

(4)

式(3)—式(4)中:yai、ybi分別高低向測量點a、b處的振動位移;zai、zbi為方位向測量點a、b處的振動位移;Lab為測量點a、b的距離。

根據(jù)以上立靶散布模型估算該自動炮千米立靶散布精度。本文中計算的射擊工況為:0°射角,10連發(fā)穿甲彈射擊,立靶距離為1 000 m。動力學仿真時,記錄炮口附近相距300 mm的2個點在每發(fā)彈丸出炮口瞬間的高低向和方位向位移。

根據(jù)炮口振動特性仿真結果及統(tǒng)計的十連發(fā)數(shù)據(jù),計算得到十發(fā)彈丸的散布誤差如表2所示。

根據(jù)表2中的數(shù)據(jù),并通過式(5)計算表示立靶密集度的高低中間誤差和方向中間誤差,計算得到該自動炮的千米立靶散布精度為1.368 mil×1.164 mil。

(5)

式(5)中:Ey式中為高低向密集度;Ez為方位向密集度;n為彈藥總數(shù)。

表2 各發(fā)彈丸散布誤差計算結果

從自動炮射擊密集度計算過程可以看出,跳角分為起始跳角和動力跳角,它是近距離立靶密集度的主要影響因素。起始跳角由身管的非振動特性引起,一般難以控制,而動力跳角受炮口振動特性影響,主要包括彈丸出炮口瞬間的振動角位移和振動線速度。因此,在自動炮設計過程中,可以考慮從結構優(yōu)化層面上有效控制彈丸出炮口時的振動特性,改善彈丸出炮口的一致性,從而提高火炮的射擊精度。

4 結論

本文中建立了某自動炮發(fā)射動力學特性仿真模型,仿真分析了射擊過程中炮口振動特性及規(guī)律,并根據(jù)炮口特性數(shù)據(jù)對射擊密集度進行初步計算。研究結果表明:

1) 該自動炮建立的虛擬樣機模型后坐阻力和后坐位移曲線重合度比較高,模型具有較高的可信度;

2) 一個射擊周期內(nèi),炮口高低向的振幅和振動速度大于方位向,且前一發(fā)彈的射擊對下一發(fā)彈產(chǎn)生一定的影響,連發(fā)時身管振動將產(chǎn)生疊加現(xiàn)象;

3) 經(jīng)過估算,固定臺架上該自動炮的射擊密集度為:1.368 mil×1.164 mil。設計時應盡量使身管振動在下一發(fā)彈丸射擊時恢復到最小,保持各發(fā)彈丸射擊的一致性,提高射擊密集度。

研究結果對火炮射擊精度的提高和火炮結構優(yōu)化具有一定的參考價值。