某火箭炮閉鎖機構(gòu)工作性能分析

武秋生，馬大為，肖 雄

(南京理工大學機械工程學院，南京 210094)

閉鎖機構(gòu)的作用是在發(fā)射前將火箭彈固定在定向器內(nèi)，保證火箭彈在行軍時和準備發(fā)射階段在定向器內(nèi)相對位置不發(fā)生改變，當發(fā)射時推力產(chǎn)生，能夠為火箭彈提供統(tǒng)一的閉鎖力。實踐證明，穩(wěn)定的閉鎖力對提高射擊密集度有幫助作用，其道理在于使一組火箭彈具備較一致的離軌速度，可以減少由于離軌速度散差造成的落點角偏差［1］。

本文針對某火箭炮改進型閉鎖機構(gòu)，為了研究其工作性能，對該閉鎖機構(gòu)的閉鎖力大小進行了測試。由于實際發(fā)射時，定向鈕與閉鎖機構(gòu)之間是一個高速沖擊的非線性動力學過程，所以該測試結(jié)果只能作為參考值，并不能代表在實際發(fā)射工況下定向鈕所受約束力的大小。然而實際發(fā)射試驗存在著耗資大，準備周期長，環(huán)境復雜，數(shù)據(jù)難以采集等諸多弊端。隨著有限元技術(shù)的發(fā)展，可以利用計算機和有限元軟件對閉鎖器進行瞬態(tài)動力學的研究?；诖?，本文建立閉鎖機構(gòu)的有限元模型，研究了該閉鎖機構(gòu)發(fā)射條件下的工作性能。

由于閉鎖機構(gòu)的閉鎖力在發(fā)射過程中是不斷變化的力，因此它的取值有爭議。陳四春等［2］提到將定向鈕穩(wěn)定運動且速度達到火箭彈設計初速1%時的推力值作為閉鎖力，姜勇等［3］則認為應將定向鈕所受約束力跳動之前的穩(wěn)定值作為有效閉鎖力。在傳統(tǒng)的閉鎖力解析式中，閉鎖力隨卡簧撓度的變化而變化，當撓度為零時，閉鎖力最大，將其定義為閉鎖器的最大閉鎖力，并作為設計閉鎖機構(gòu)的主要參數(shù)。本文通過對發(fā)射條件下定向鈕與閉鎖機構(gòu)之間相互作用歷程的分析，認為應將定向鈕所受最大約束力作為閉鎖機構(gòu)的閉鎖力。

1 閉鎖機構(gòu)結(jié)構(gòu)

卡簧式閉鎖機構(gòu)由卡簧和螺栓組成，如圖1 所示。圖1上面的閉鎖機構(gòu)為初始設計，閉鎖器為改進型。初始閉鎖結(jié)構(gòu)的設計缺陷在于過度依賴于傳統(tǒng)的解析式［4］。由于該閉鎖機構(gòu)的螺栓與傳統(tǒng)閉鎖器相比缺少球形部，使得卡簧變形集中在右半側(cè)，所以在初始設計時閉鎖器的閉鎖力被高估，使得實際的閉鎖力達不到設計值(設計值為1.8 ×104±500 N)，而且其抵抗破壞的能力也比較弱。經(jīng)過對虛線圈所示部位進行加厚設計，單片卡簧的厚度由14 mm增加到18 mm，得到改進型的閉鎖機構(gòu)。

閉鎖機構(gòu)工作時左端被固定在定位環(huán)內(nèi)，右端鎖住定向鈕。點火后，當火箭彈推力大于閉鎖力時，閉鎖機構(gòu)右端將被迫張開，完成發(fā)射過程。

圖1 閉鎖器結(jié)構(gòu)示意圖

2 閉鎖機構(gòu)閉鎖力試驗

文獻［1 -2］均表明在一定范圍內(nèi)，閉鎖機構(gòu)的閉鎖力隨著預緊力的增大而增大，因此要獲得較穩(wěn)定的閉鎖力，就必須對閉鎖機構(gòu)預緊力進行控制。以往控制閉鎖機構(gòu)預緊力的方法是將螺栓上螺母的旋進量(即卡簧的預緊撓度)作為控制量。本文利用測力扳手或定扭矩扳手來控制螺母的擰緊力矩，能夠更精確的控制閉鎖機構(gòu)的預緊力。

測試試驗所用儀器為日本島津材料試驗機，型號為AG-100KNI M2，測試裝置如圖2 所示。試驗中用直徑12 mm圓棒代替定向鈕，通過定扭矩扳手為閉鎖機構(gòu)試樣施加不同的預緊力。通過緩慢加載，測試閉鎖機構(gòu)在不同擰緊力矩下閉鎖力的大小。

圖2 測試裝置

部分測試結(jié)果如表1 所示。通過表1 中測試結(jié)果可以得出以下結(jié)論:

1)將測試編號1 -2 的閉鎖力數(shù)據(jù)與設計值(1.8 ×104±500 N)對比，表明改進型的閉鎖機構(gòu)在適當?shù)念A緊力條件下，閉鎖力的大小可以滿足設計值。

2)通過對比不同擰緊力矩條件下的閉鎖力的數(shù)值，表明在試驗范圍內(nèi)，擰緊力矩每增加5 N·m，閉鎖力大約增大1 000 N。

3)通過對比相同擰緊力矩時的閉鎖力數(shù)值，可以發(fā)現(xiàn)當閉鎖機構(gòu)被施加同一擰緊力矩時，其閉鎖力的值比較穩(wěn)定，說明本文提出的預緊力施加方法是可靠的。

表1 閉鎖機構(gòu)的閉鎖力試驗結(jié)果

3 有限元動力學分析

為了研究閉鎖機構(gòu)在發(fā)射條件下的工作性能，采用有限元動力學的方法建立閉鎖機構(gòu)的有限元模型，通過仿真計算，可以得到定向鈕與閉鎖機構(gòu)之間的作用歷程。

3.1 有限元模型的搭建

在SolidWorks 中建立閉鎖機構(gòu)的三維幾何模型，通過中間格式導入有限元軟件ABAQUS，將各個部件用減縮積分六面體單元(C3D8R)劃分網(wǎng)格后，如圖3 所示。根據(jù)所用材料將其彈性模量定為206 GPa，泊松比為0.3，定向鈕與閉鎖機構(gòu)之間摩擦系數(shù)設為0.15。

圖3 閉鎖器有限元模型

分析步定義:動力學計算分兩步進行，第1 步在通用分析模塊Abaqus/Standard 中加載預緊力，第2 步在顯示動力學分析模塊Abaqus/Explicit 模塊中進行，把第一步的計算結(jié)果作為初始狀態(tài)導入，然后加載火箭彈推力，進行顯示動力學分析。

火箭彈發(fā)動機推力的施加:根據(jù)火箭彈推力曲線和閉鎖力可知，火箭彈的穩(wěn)定推力值遠遠超過閉鎖力，因此閉鎖機構(gòu)工作在火箭彈推力上升階段(點火后30 ms)，所以只需在定向鈕上施加發(fā)動機點火后推力上升段的推力即可，該推力值從點火開始到第30 ms 均勻增加到248 000 N。

為便于分析，閉鎖機構(gòu)的有限元模型基于以下假設:

1)定向鈕和定位環(huán)都定義為剛體，定位環(huán)與大地固連。

2)將火箭彈簡化為定向鈕上附加點質(zhì)量。

3)定向鈕所受推力沿X 軸方向，不考慮推力偏心的影響。

閉鎖機構(gòu)的預緊力是通過定扭矩扳手施加的，在模型中，由于螺栓已經(jīng)簡化，擰緊力矩M 的施加并不可行，可以通過施加螺栓載荷F(Bolt Load)來代替。擰緊力矩M 與螺栓載荷F 之間的關(guān)系［5］為

式(1)中:D 為螺紋公稱直徑(mm);F 為預緊力(N); K 為阻力系數(shù)閉鎖器所用螺栓直徑12 mm，阻力系數(shù)取0.2。從第2小節(jié)結(jié)論1)可知在施加6 N·m 擰緊力矩時，閉鎖力已經(jīng)達到設計指標，因此僅仿真閉鎖機構(gòu)不加擰緊力矩和擰緊力矩為6 N·m 兩種情況。

3.2 計算結(jié)果分析

針對兩種預緊力情況下的有限元動力學計算結(jié)果如表2所示。

表2 不同預緊力下的計算結(jié)果

通過對比表2 中的閉鎖力與第1 小節(jié)中的試驗得到的閉鎖力，可以得到以下結(jié)論:

1)試驗條件下測得的閉鎖力數(shù)值與有限元計算的閉鎖力的數(shù)值有很大差別。表明試驗數(shù)據(jù)可以作為閉鎖器閉鎖能力的參考，但是不能代表發(fā)射時閉鎖機構(gòu)與定向鈕之間復雜的相互作用力。

2)不同預緊力下火箭彈掙脫閉鎖機構(gòu)時的速度是不同的。確定閉鎖機構(gòu)閉鎖力設計值時應考慮到其對火箭彈離軌速度的影響。

定向鈕與卡簧之間的接觸力包括摩擦力和接觸壓力產(chǎn)生的反作用力兩部分。閉鎖機構(gòu)的閉鎖力就是定向鈕所受接觸力在X 軸的分量FX。摩擦力在X 軸的分量為f，通過查看摩擦力在閉鎖力中所占比例，得到摩擦條件對閉鎖力的影響。當閉鎖機構(gòu)螺栓的擰緊力矩為6 N·m 時，根據(jù)式(1)施加2 400 N 預緊力，得到的定向鈕沿射向(即X 軸方向)的受力曲線如圖4 所示。

圖4 擰緊力矩為6 N·m 時定向鈕受力曲線

提取幾個時刻的定向鈕和閉鎖機構(gòu)作用位置，如圖5 所示，以及閉鎖機構(gòu)右端開口Y 軸方向位移曲線，如圖6 所示，定向鈕沿射向的速度與加速度曲線，如圖7 所示。

圖5 定向鈕與閉鎖機構(gòu)相對位置變化

圖6 閉鎖機構(gòu)右端開口Y 軸方向位移

圖7 定向鈕速度與加速度曲線

從圖4 可以看出，定向鈕在0 到3.7 ms 不受約束力，這段時間是定向鈕在推力作用下開始運動，與閉鎖機構(gòu)消除初始間隙;從3.7 ms 到22.5 ms 為定向鈕與閉鎖機構(gòu)相互作用時間;其中，從3.7 ms 到11.6 ms 約束力一直在增加，圖5 表明，這段時間內(nèi)，定向鈕沿卡簧右端AB 段滑動，由于AB 段為平面，所以定向鈕所受接觸壓力垂直于AB 面指向定向鈕軸心。隨著卡簧被推開，其彈性勢能越來越大，回彈力也在增大，故定向鈕所受約束力沿X 軸分量也就越來越大，并且11.6 ms 時約束力達到最大值24 030 N，此時摩擦力貢獻的閉鎖力為1 803.52 N，所占比例為7.5%。從11.6 ms 到17.7 ms，約束力逐漸下降，這是因為定向鈕上的受力點由C點慢慢滑動至D 點，接觸壓力與X 軸負向的夾角越來越大，使得接觸壓力在X 軸分量越來越小，因此定向鈕X 軸向所受約束力也越來越小。從17.7 ms 到20.1 ms 定向鈕正好在上下卡簧之間，圖4 中可以看出這段時間摩擦力的絕對值比閉鎖力的絕對值大，可以斷定這段時間內(nèi)卡簧對定向鈕的接觸壓力起到往外推擠的力，這段時間定向鈕所受約束力比較穩(wěn)定。從20.1 ms 之后，定向鈕掙脫出閉鎖體，但是繼續(xù)與卡簧右端外壁發(fā)生接觸，所以此時定向鈕所受接觸力變?yōu)閄 軸正向。從圖6 可以看出，11.6 ms 之前卡簧右端張口速度越來越快，而從11.6 ms 到17.7 ms 之間張口的速度變慢，就是因為從11.6 ms 開始，卡簧E 點與定向鈕接觸，且沿著圓弧CD 滑行，所以卡簧開口的速度呈現(xiàn)出先大后小的情況。

圖7 表明:在定向鈕掙脫閉鎖器期間加速度一直為正，振蕩幅度不大，而圖4 中閉鎖力振蕩比較明顯。這是因為閉鎖力遠遠小于火箭彈的推力值，比如10 ms 時，定向鈕所受閉鎖力為14 768.6 N，而此時的推力值已經(jīng)達到82 666.67 N，所以即使閉鎖力發(fā)生振蕩，定向鈕的加速度幾乎不受影響，總體上是均勻增加的。

根據(jù)以上定向鈕與閉鎖機構(gòu)相互作用歷程分析，本文認為，定向鈕在射向所受的最大約束力就是閉鎖機構(gòu)在發(fā)射時所提供的閉鎖力。

4 結(jié)論

本文針對某新型火箭炮閉鎖機構(gòu)，首先通過試驗測試了其閉鎖力，然后運用非線性有限元動力學方法，計算了發(fā)射條件下定向鈕與閉鎖機構(gòu)之間相互作用歷程，得到以下結(jié)論:通過試驗測試該閉鎖機構(gòu)的閉鎖力，測試結(jié)果說明該閉鎖機構(gòu)在適當?shù)臄Q緊力矩下能夠達到閉鎖力設計值。通過對閉鎖機構(gòu)仿真分析，得到該閉鎖機構(gòu)在發(fā)射條件下，當擰緊力矩為6 N·m 時，閉鎖力的大小為24 030 N。

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