槍械固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)動(dòng)作故障機(jī)理

方義川， 王永娟， 沙金龍， 倪肖楊， 陸星宇

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094； 2.中國(guó)兵器工業(yè)第208研究所 信息中心， 北京 102202)

0 引言

固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)要求拋殼挺與機(jī)匣連成一體，需要在槍機(jī)加工時(shí)開(kāi)額外的讓位通槽，由于其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，拋殼可靠，廣泛應(yīng)用于各類槍械中?？な菢屝档囊环N常見(jiàn)故障，卡殼會(huì)造成武器停射，嚴(yán)重影響槍械系統(tǒng)可靠性。因此，建立槍械剛性拋殼機(jī)構(gòu)的數(shù)學(xué)模型，明確槍械剛性拋殼機(jī)構(gòu)動(dòng)作故障機(jī)理，對(duì)于槍械產(chǎn)品拋殼機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)制造、拋殼機(jī)構(gòu)可靠性建模以及拋殼機(jī)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要的理論參考意義。

現(xiàn)階段對(duì)于槍械機(jī)構(gòu)動(dòng)作的相關(guān)研究主要采用虛擬樣機(jī)技術(shù)。鄒衍等建立了一套自動(dòng)步槍剛性拋殼可靠性分析與設(shè)計(jì)流程，通過(guò)虛擬樣機(jī)模型的仿真研究，給出了各因素對(duì)于機(jī)構(gòu)動(dòng)作可靠性的影響分析。赫雷等借助于多體動(dòng)力學(xué)分析軟件對(duì)彈性拋殼機(jī)構(gòu)的拋殼過(guò)程進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)仿真分析，得到了不同拋殼挺簧力、不同自動(dòng)機(jī)后坐速度對(duì)彈殼運(yùn)動(dòng)狀況的影響規(guī)律。袁克斌等通過(guò)建立拋殼機(jī)構(gòu)的簡(jiǎn)化虛擬樣機(jī)模型，仿真得到影響拋殼可靠的主要因素并借助軟件編寫(xiě)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)預(yù)測(cè)拋殼失效判據(jù)，采用蒙特卡洛法抽樣仿真計(jì)算拋殼失效概率。余家武通過(guò)對(duì)生產(chǎn)階段綜合壽命試驗(yàn)和可靠性試驗(yàn)故障數(shù)據(jù)的統(tǒng)計(jì)分析，應(yīng)用失效模式和影響分析(FMEA)和故障樹(shù)(FTA)兩種方法，針對(duì)卡彈、空膛、卡殼、不抽殼等主要故障進(jìn)行了分析。孫鎮(zhèn)和對(duì)彈性拋殼機(jī)構(gòu)和剛性拋殼機(jī)構(gòu)進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)分析，得到了彈殼與拋殼挺撞擊后彈殼的運(yùn)動(dòng)參數(shù)、抽殼后槍機(jī)的能量損失以及拉殼鉤在拋殼過(guò)程中承受的撞擊沖量等參數(shù)。Yu等分析了坦克炮拋殼系統(tǒng)的失效機(jī)理，建立了彈殼拋出過(guò)程的運(yùn)動(dòng)學(xué)模型，確定了彈殼不能正常拋出的故障判據(jù)，利用仿真軟件建立的彈殼拋出過(guò)程仿真模型對(duì)所建立的運(yùn)動(dòng)學(xué)模型和故障判據(jù)進(jìn)行了驗(yàn)證，并評(píng)估了在主要影響因素作用下的系統(tǒng)拋殼動(dòng)作可靠性。

綜合上述槍械剛性拋殼機(jī)構(gòu)動(dòng)作的相關(guān)研究可以看出，傳統(tǒng)槍械剛性拋殼機(jī)構(gòu)建模缺少數(shù)學(xué)模型，側(cè)重影響因素分析但機(jī)構(gòu)動(dòng)作故障模式和機(jī)理并不明確，缺少故障判據(jù)和試驗(yàn)驗(yàn)證。

本文首先介紹槍械固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)建模的基本假設(shè)，基于FMEA方法明確機(jī)構(gòu)的故障模式及影響因素，并針對(duì)拋殼動(dòng)作的各個(gè)過(guò)程進(jìn)行數(shù)學(xué)建模，利用數(shù)學(xué)模型輸出的機(jī)構(gòu)性能參數(shù)結(jié)合故障模式給出固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的動(dòng)作故障判據(jù)，然后基于某小口徑自動(dòng)步槍的機(jī)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行主控因素的故障邊界分析，最后通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的分析結(jié)果并復(fù)現(xiàn)故障邊界效應(yīng)。

1 固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)故障模式與動(dòng)力學(xué)建模

1.1 基本假設(shè)

固定式剛性拋殼過(guò)程中彈殼的運(yùn)動(dòng)分為3個(gè)主要階段，一是彈殼與拋殼挺發(fā)生撞擊，二是彈殼脫離拉殼鉤約束后的自由轉(zhuǎn)動(dòng)，三是彈殼與拋殼窗撞擊。為便于建模計(jì)算和分析，作出如下基本假設(shè)：

1)研究對(duì)象只包括槍機(jī)、彈殼、拋殼挺和拋殼窗；

2)槍機(jī)和機(jī)匣只具有沿槍管軸線方向的平動(dòng)自由度；

3)拋殼挺、拉殼鉤相對(duì)于彈殼底緣中心對(duì)稱，將拋殼挺和拉殼鉤構(gòu)成的平面定義為拋殼平面，彈殼軸線在拋殼平面上運(yùn)動(dòng)。槍械固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的拋殼平面如圖1所示，拋殼平面與水平面夾角設(shè)為。

圖1 槍械固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的拋殼平面示意圖Fig.1 Schematic diagram of the fixedrigid ejection mechanism

1.2 故障模式與影響因素分析

由于工程上更為關(guān)注機(jī)構(gòu)動(dòng)作異常是否造成武器停射，狹義上剛性拋殼機(jī)構(gòu)故障主要是指卡殼。但考慮到槍械的工作過(guò)程涉及高溫、低溫、揚(yáng)塵、浸河水和鹽霧等特種環(huán)境，為剛性拋殼機(jī)構(gòu)帶來(lái)更大的不確定性，導(dǎo)致卡殼。固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的故障樹(shù)如圖2所示。

圖2 固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的故障樹(shù)Fig.2 Fault tree ofthe fixed rigid ejection mechanism

針對(duì)槍械固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)進(jìn)行FMEA分析，得到其廣義上的故障模式包含以下3個(gè)方面：1)卡殼，彈殼與拋殼窗撞擊后回彈至機(jī)匣內(nèi)，彈殼卡在自動(dòng)機(jī)和節(jié)套之間，武器停射；2)拋殼路線不合理，彈殼與拋殼窗撞擊后飛出機(jī)匣，但不符合彈殼拋出方向位于武器斜前方的基本原則或者拋殼一致性較差，武器不停射；3)拋殼無(wú)力，彈殼與拋殼窗撞擊后飛出機(jī)匣，但彈殼拋出速度低，拋殼穩(wěn)定性較差，武器不停射。FMEA結(jié)果如表1所示。

表1 FMEA結(jié)果Table 1 Failure modes and influencing factors

從表1中可以看出，固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的影響因素眾多，可分為三類：一是速度參數(shù)，主要是指拋殼速度；二是簧力參數(shù)，主要是指拉殼鉤簧的剛度和預(yù)壓力；三是結(jié)構(gòu)參數(shù)，主要是指槍機(jī)定位尺寸、拋殼挺拉殼鉤相對(duì)位置和上下機(jī)匣定位尺寸。結(jié)合前述研究得到的結(jié)論，簧力參數(shù)的影響顯著低于速度參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)，因此本文將拋殼速度和拋殼窗相對(duì)自動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)的位置作為主要影響因素進(jìn)行分析。

1.3 固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)建模

1.3.1 彈殼與拋殼挺撞擊

彈殼與拋殼挺在拋殼平面內(nèi)碰撞的示意圖如圖3所示。假設(shè)彈殼與槍機(jī)的約束為滑動(dòng)鉸鏈，彈殼與拋殼挺碰撞后約束自動(dòng)解除。研究的系統(tǒng)具有3個(gè)自由度，取其廣義坐標(biāo)：為彈殼底平面與槍機(jī)前端面夾角，為槍機(jī)前端面絕對(duì)坐標(biāo)，為拋殼挺絕對(duì)坐標(biāo)；點(diǎn)和點(diǎn)為彈殼底緣上的對(duì)稱點(diǎn)，軸沿槍管軸向方向。

圖3 彈殼與拋殼挺在拋殼平面內(nèi)碰撞示意圖Fig.3 Impact between the cartridge case and the ejector in the ejection plane

彈殼拋殼挺碰撞系統(tǒng)的系統(tǒng)動(dòng)能為

(1)

式中：為彈殼動(dòng)能；為槍機(jī)動(dòng)能；為機(jī)匣動(dòng)能；為彈殼質(zhì)量；為槍機(jī)質(zhì)量；為機(jī)匣質(zhì)量；為彈殼底緣直徑；為彈殼質(zhì)心到彈殼底平面的距離；為彈殼的赤道轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。

對(duì)應(yīng)于廣義坐標(biāo)、和的廣義沖量、、為

(2)

式中：為碰撞前時(shí)刻；為碰撞后時(shí)刻；(=1，2，3)為對(duì)應(yīng)于廣義坐標(biāo)、、的廣義力，=，=-，=，為彈殼與拋殼挺的撞擊力。

對(duì)應(yīng)于廣義坐標(biāo)的廣義動(dòng)量為

(3)

(3)式代入撞擊過(guò)程的Lagrange方程：

(4)

(5)

式中：為彈殼碰撞前速度；為機(jī)匣碰撞前速度；為碰撞后槍機(jī)后坐速度；為碰撞后機(jī)匣后坐速度；為碰撞后彈殼旋轉(zhuǎn)角速度。

設(shè)彈殼與拋殼挺的撞擊恢復(fù)系數(shù)為，下標(biāo)n表示沿撞擊平面法向的投影，則有

=(n-)(-)

(6)

=+×=+×
n=cos-cos

(7)

式中：、分別為圖3中、點(diǎn)的速度；為拋殼挺撞擊面與軸的夾角。由此可得

+-=(-)

(8)

將(5)式、(8)式寫(xiě)成矩陣形式：

(9)

求解上述方程，得到撞擊過(guò)程結(jié)束時(shí)彈殼旋轉(zhuǎn)角速度、槍機(jī)后坐速度、機(jī)匣后坐速度和拋殼挺的撞擊沖量，由此可得彈殼質(zhì)心的運(yùn)動(dòng)速度為

(10)

132 彈殼自由轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程

彈殼與拋殼挺撞擊后從彈底窩脫離，作無(wú)約束狀態(tài)下的自由轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程中作如下假設(shè)：

1)彈殼無(wú)約束飛行模型中不考慮彈殼繞軸線的自旋；

2)彈殼與拋殼窗后擋板內(nèi)壁碰撞，不考慮拋殼窗厚度；

3)碰撞前考慮彈殼翻轉(zhuǎn)姿態(tài)，碰撞后只求解彈殼質(zhì)心的飛行速度矢量。

定義原點(diǎn)重合的地面坐標(biāo)系(GCS)和拋殼坐標(biāo)系′′′(ECS)，原點(diǎn)為彈殼與拋殼挺碰撞瞬時(shí)彈殼質(zhì)心位置，軸和′軸方向沿槍管軸線方向，沿槍身向后為正，水平面內(nèi)與軸方向垂直為軸方向，拋殼平面內(nèi)與′軸方向垂直為′軸方向，沿槍身向外為正，軸和′軸方向均由右手系原則確定。沿軸負(fù)方向觀察地面坐標(biāo)系和拋殼坐標(biāo)系′′′如圖4所示。

圖4 地面坐標(biāo)系與拋殼坐標(biāo)系(沿X軸負(fù)方向觀察)Fig.4 GCS and ECS observed along the negative direction of X-axis

由兩個(gè)坐標(biāo)系的定義可知，軸和′軸重合，地面坐標(biāo)系與拋殼坐標(biāo)系之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系及其轉(zhuǎn)換矩陣可以通過(guò)一次坐標(biāo)系旋轉(zhuǎn)求得。地面坐標(biāo)系與拋殼坐標(biāo)系之間的關(guān)系寫(xiě)成矩陣形式為

(11)

式中：

(12)

拋殼平面內(nèi)彈殼與拋殼窗的碰撞如圖5所示。圖5中，為彈殼拋殼窗撞擊點(diǎn)與彈殼質(zhì)心沿母線方向的距離，為彈殼在撞擊點(diǎn)受到的撞擊沖量。設(shè)彈殼拋殼窗撞擊點(diǎn)為，彈殼底緣與拋殼平面的交點(diǎn)為，彈殼口部與拋殼平面的交點(diǎn)為，拋殼窗后部下邊界點(diǎn)為、上邊界點(diǎn)為。彈殼自由飛行的終止條件為線段和相交(點(diǎn)、、、構(gòu)成的四面體體積為0)，即在拋殼窗坐標(biāo)系下向量、、構(gòu)成的混合積為0。

圖5 彈殼與拋殼窗碰撞時(shí)刻的各特征點(diǎn)Fig.5 Impact between the cartridge case and the ejection opening in the ejection plane

[]=0

(13)

由此得到拋殼過(guò)程彈殼在拋殼平面內(nèi)的轉(zhuǎn)動(dòng)角度和如下：

=

(14)

(15)

式中：為彈殼與拋殼窗撞擊前的轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)間；′為彈殼質(zhì)心初始位置與彈殼拋殼窗撞擊點(diǎn)沿′軸方向的距離；′為彈殼質(zhì)心沿′軸方向的速度分量。

133 彈殼與拋殼窗碰撞

彈殼在撞擊點(diǎn)受到的撞擊沖量可以表示為

=(1-)(′sin+)

(16)

式中：為彈殼與拋殼窗的碰撞恢復(fù)系數(shù)；′為彈殼質(zhì)心沿′軸方向的速度分量。

在拋殼平面上，根據(jù)動(dòng)量(矩)定理可以得到彈殼與拋殼窗碰撞后彈殼拋出速度在地面坐標(biāo)系下沿各坐標(biāo)軸的分量滿足如下關(guān)系：

(17)

拋殼角度為

(18)

2 故障判據(jù)與故障邊界分析

2.1 故障判據(jù)

通過(guò)槍械固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的模型計(jì)算，可得彈殼與拋殼窗碰撞后彈殼在地面坐標(biāo)系下沿各坐標(biāo)軸的速度、、，3個(gè)參數(shù)作為機(jī)構(gòu)的性能參數(shù)，直接體現(xiàn)了槍械固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的動(dòng)作質(zhì)量。再結(jié)合固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)故障模式給出以下4條故障判據(jù)：

判據(jù)1：≤0 m/s；

判據(jù)4：>，為彈殼斜肩與彈殼一錐的邊界沿母線方向與質(zhì)心的距離。

2.2 主控因素的故障邊界分析

221 模型的輸入?yún)?shù)

本文以某小口徑自動(dòng)步槍固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)為例，進(jìn)行主控因素的故障邊界分析和試驗(yàn)驗(yàn)證，模型的主要輸入?yún)?shù)如表2所示。

表2 模型的主要輸入?yún)?shù)Table 2 Main input parameters of the mathematical model

222 拋殼速度的影響分析

為探究拋殼速度對(duì)于剛性拋殼過(guò)程的影響，按照1 m/s的步長(zhǎng)計(jì)算，拋殼速度范圍在2～10 m/s范圍內(nèi)，拋殼過(guò)程主要參數(shù)的部分?jǐn)?shù)值如表3所示。

表3 拋殼速度對(duì)拋殼過(guò)程主要參數(shù)的影響Table 3 Influence of ejecting velocityon main parameters during the ejecting process

由表3可知，彈殼轉(zhuǎn)動(dòng)角度和彈殼拋殼窗撞擊點(diǎn)與彈殼質(zhì)心沿母線方向距離與拋殼速度大小無(wú)關(guān)，彈殼拋出速度大小沿地面坐標(biāo)系各個(gè)分量與拋殼速度正相關(guān)，但彈殼拋出角度不受影響。彈殼轉(zhuǎn)動(dòng)角度和決定了彈殼與拋殼窗撞擊時(shí)的相對(duì)位置，拋殼速度在上述范圍內(nèi)變化時(shí)，理論上彈殼均能按照同樣的初始姿態(tài)拋出，拋出的角度相同但速度不同。由故障判據(jù)1可知，拋殼速度存在下邊界，其安全區(qū)間如圖6所示。

圖6 拋殼速度安全區(qū)間Fig.6 Safety interval of ejecting velocity

由圖6可知，彈殼拋出速度與拋殼速度呈線性關(guān)系，結(jié)合故障判據(jù)得到故障邊界下限對(duì)應(yīng)的臨界點(diǎn)坐標(biāo)為(33 mm，50 mm)，故障邊界下限為=33 m/s，其右側(cè)為拋殼速度的安全區(qū)間。

223 拋殼窗后擋板位置的影響分析

2231 拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離Δ的影響

在探究拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離對(duì)于固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的過(guò)程中，拋殼窗初始位置坐標(biāo)設(shè)為0 mm，按照2 mm的步長(zhǎng)計(jì)算拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離范圍在-10～6 mm范圍內(nèi)拋殼過(guò)程主要參數(shù)的部分?jǐn)?shù)值如表4所示。

由表4可知，隨著拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸正向不斷移動(dòng)，彈殼與拋殼窗碰撞前的轉(zhuǎn)動(dòng)角度不斷增加，彈殼拋殼窗撞擊點(diǎn)與彈殼質(zhì)心沿母線方向距離不斷減小，即彈殼與拋殼窗撞擊時(shí)的狀態(tài)發(fā)生變化，撞擊力矩的減小導(dǎo)致拋殼窗對(duì)于彈殼的翻轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)限制效果降低，拋殼窗對(duì)于彈殼呈現(xiàn)“欠約束狀態(tài)”。同理，隨著拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸負(fù)向不斷移動(dòng)，拋殼窗對(duì)于彈殼呈現(xiàn)“過(guò)約束狀態(tài)”。因此，拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離既存在上邊界也存在下邊界，其安全區(qū)間如圖7所示。

表4 拋殼窗沿地面X軸方向移動(dòng)水平距離對(duì) 拋殼過(guò)程主要參數(shù)的影響Table 4 Influence of ΔX on the main parameters during ejection

圖7 ΔX安全區(qū)間Fig.7 Safety interval of ΔX

由圖7可知：彈殼拋出速度沿地面坐標(biāo)系分量和均隨著拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸正向移動(dòng)而增大，結(jié)合故障判據(jù)，得到下臨界點(diǎn)坐標(biāo)為(-105 mm，0 mm)，上臨界點(diǎn)坐標(biāo)為(58 mm，0 mm)，下臨界點(diǎn)左側(cè)彈殼拋出速度沿地面坐標(biāo)系軸分量為負(fù)，彈殼與拋殼窗撞擊后回彈至機(jī)匣內(nèi)；上臨界點(diǎn)右側(cè)彈殼拋出速度沿地面坐標(biāo)系軸分量為正，彈殼與拋殼窗未進(jìn)行有效撞擊，使彈殼前拋；拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離安全區(qū)間為上下臨界點(diǎn)之間。

2232 拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離Δ的影響

在探究拋殼窗沿拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離對(duì)于固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)的影響的過(guò)程中，拋殼窗初始位置坐標(biāo)設(shè)為0 mm，按照3 mm的步長(zhǎng)計(jì)算拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離范圍在0～15 mm范圍內(nèi)拋殼過(guò)程主要參數(shù)的部分?jǐn)?shù)值如表5所示。

表5 ΔY對(duì)拋殼過(guò)程主要參數(shù)的影響Table 5 Influence of ΔY on the main parameters during ejection

由表5可知，隨著拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸正向不斷移動(dòng)，彈殼與拋殼窗碰撞前的轉(zhuǎn)動(dòng)角度無(wú)明顯變化，而此時(shí)彈殼的轉(zhuǎn)動(dòng)角度接近90°，因此受影響最大，隨著拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸正向不斷移動(dòng)而不斷增大，導(dǎo)致拋殼角度減小。從理論上，拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸負(fù)向移動(dòng)對(duì)于降低卡殼故障風(fēng)險(xiǎn)是有利的，但拋殼窗的位置設(shè)計(jì)需要考慮實(shí)際自動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)的空間，不能與其發(fā)生干涉。因此對(duì)于典型的固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)，基于理論和試驗(yàn)驗(yàn)證的考慮，本文僅討論從其初始位置向外移動(dòng)的規(guī)律。其安全域如圖8所示。

圖8 ΔY安全區(qū)間Fig.8 Safety interval of ΔY

由圖8可知，拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸正向移動(dòng)直接改變了，的值隨著Δ的增加線性增加，彈殼拋殼窗碰撞點(diǎn)向彈殼口部移動(dòng)，考慮到彈殼實(shí)際尺寸并參考故障判據(jù)，確定臨界點(diǎn)坐標(biāo)為(166 mm，21 mm)，安全區(qū)間位于臨界點(diǎn)左側(cè)。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證與結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置基于某小口徑槍械自動(dòng)機(jī)模擬試驗(yàn)平臺(tái)：運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)為去除上機(jī)匣的某自動(dòng)步槍自動(dòng)機(jī)組件；拋殼窗沿地面坐標(biāo)系3個(gè)自由度均可調(diào)節(jié)，調(diào)節(jié)尺寸可通過(guò)標(biāo)尺確定；動(dòng)力來(lái)源為電機(jī)驅(qū)動(dòng)的曲柄滑塊機(jī)構(gòu)撞擊槍機(jī)框，調(diào)節(jié)電機(jī)的轉(zhuǎn)速和曲柄滑塊機(jī)構(gòu)的尺寸即可實(shí)現(xiàn)對(duì)于自動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)初始能量的精確控制。消除了采用火藥燃?xì)怛?qū)動(dòng)帶來(lái)的初始能量無(wú)法調(diào)節(jié)且隨機(jī)性較大的不利影響。彈殼與拋殼窗的碰撞過(guò)程以及后續(xù)拋殼路線通過(guò)高速攝影系統(tǒng)捕捉。主要裝置如圖9所示。

圖9 試驗(yàn)主要裝置Fig.9 Main test devices

3.2 故障邊界的試驗(yàn)驗(yàn)證

321 拋殼速度安全域的驗(yàn)證

為驗(yàn)證理論計(jì)算得到的拋殼速度安全域，拋殼窗位置等其他尺寸參數(shù)均保持原始狀態(tài)，試驗(yàn)通過(guò)改變電機(jī)轉(zhuǎn)速，分別將拋殼速度控制在6 m/s、5 m/s、4 m/s和3 m/s，得到不同拋殼速度下的拋殼路線如圖10所示。

圖10 不同拋殼速度下的拋殼路線Fig.10 Ejecting trajectories under different ejecting velocities

試驗(yàn)結(jié)果中3種拋殼速度下彈殼與拋殼窗接觸瞬間狀態(tài)相同，說(shuō)明在拋殼機(jī)構(gòu)各類尺寸保持不變時(shí)，拋殼速度的改變僅影響彈殼與拋殼窗撞擊時(shí)的速度，彈殼拋殼窗碰撞點(diǎn)與彈殼質(zhì)心沿彈殼母線的距離，彈殼轉(zhuǎn)動(dòng)角度、彈殼與拋殼窗撞擊點(diǎn)位置等參數(shù)均保持不變。但由于彈殼與拋殼窗碰撞后的運(yùn)動(dòng)軌跡本質(zhì)上為拋物線，彈殼拋出速度越快，彈殼飛出拋殼窗后的拋殼路線越接近于直線，彈殼拋出速度越慢，拋殼路線的拋物線特征越為明顯，在彈殼拋出前期出現(xiàn)顯著下墜，拋殼路線質(zhì)量下降。拋殼速度在安全域內(nèi)，即拋殼速度為4 m/s、5 m/s和6 m/s時(shí)，拋殼路線基本接近于直線，而拋殼速度在安全域外，即拋殼速度為3 m/s時(shí)，彈殼軌跡的拋物線特征明顯，在拋殼前期軌跡出現(xiàn)明顯下墜。因此，拋殼速度安全域的理論區(qū)間是合理的。

322 拋殼窗位置變化安全域的驗(yàn)證

由于彈殼在與拋殼窗碰撞前與拋殼窗撞擊點(diǎn)均在拋殼平面內(nèi)，拋殼窗位置變化本質(zhì)上存在兩個(gè)自由度，即拋殼窗坐標(biāo)系的′軸方向和′軸方向，為探究拋殼窗位置變化對(duì)于剛性拋殼的影響，試驗(yàn)過(guò)程中主要考慮改變地面坐標(biāo)系下拋殼窗沿軸和軸方向的位置變化，不用改變拋殼窗沿軸方向的位置也可實(shí)現(xiàn)對(duì)于拋殼窗位置變化影響的探究。

3221 Δ安全域的驗(yàn)證

試驗(yàn)過(guò)程中，拋殼窗沿軸方向水平距離的初始位置設(shè)為原點(diǎn)，以2 mm的移動(dòng)長(zhǎng)度作為一個(gè)試驗(yàn)區(qū)間，采集到拋殼窗沿軸方向移動(dòng)水平距離與拋殼角度的關(guān)系如圖11所示。

圖11 ΔX與拋殼角度的關(guān)系Fig.11 Relationship between the ejected angle θ* and ΔX

由圖11可知，試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算得到的規(guī)律相同，結(jié)合樣本點(diǎn)數(shù)據(jù)計(jì)算最大誤差為10，拋殼窗沿軸方向移動(dòng)水平距離與拋殼角度近似為線性關(guān)系，在-8～6 mm的區(qū)間內(nèi)拋殼角度隨著水平距離的增大而增大。

拋殼窗水平距離的正向邊界效應(yīng)為拋殼角度在拋殼窗沿軸正向移動(dòng)一定距離后，拋殼角度不再隨著拋殼窗的水平移動(dòng)而線性增加，彈殼不再與拋殼窗后擋板碰撞，直接向斜后方飛出。拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離的正向邊界效應(yīng)如圖12所示，移動(dòng)距離在安全域內(nèi)，即Δ=50 mm時(shí)彈殼拋出角度為銳角，為正常拋殼狀態(tài)；移動(dòng)距離在安全域外，即Δ=65 mm時(shí)彈殼拋出角度為鈍角，由于拋殼窗的“欠約束”效應(yīng)，彈殼向后方拋出，不符合向武器斜前方拋殼的基本原則。實(shí)際的安全區(qū)間邊界應(yīng)位于50～65 mm之間，與理論計(jì)算的上邊界58 mm的最大誤差為138。

圖12 ΔX的正向邊界效應(yīng)Fig.12 Positive boundary effect of ΔX

同理，拋殼窗水平距離的負(fù)向邊界效應(yīng)為拋殼角度在拋殼窗沿軸負(fù)向移動(dòng)一定距離后，拋殼角度不再隨著拋殼窗的水平移動(dòng)而線性減小，可能會(huì)發(fā)生彈殼向內(nèi)回彈或者與拋殼窗發(fā)生二次撞擊的現(xiàn)象。拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)距離的負(fù)向邊界效應(yīng)如圖13所示。當(dāng)Δ=-10 mm時(shí)開(kāi)始出現(xiàn)顯著的負(fù)向邊界效應(yīng)，彈殼向內(nèi)回彈以及彈殼與拋殼窗發(fā)生二次撞擊現(xiàn)象頻繁出現(xiàn)，現(xiàn)象分別如圖13(a)、圖13(b)所示，與理論計(jì)算安全域的下邊界=-105 mm基本接近，誤差為5。

圖13 ΔX的負(fù)向邊界效應(yīng)Fig.13 Negative boundary effect of ΔX

理論上處于安全域下邊界之外時(shí)會(huì)產(chǎn)生卡殼現(xiàn)象，如圖14所示。但試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在Δ=-10 mm時(shí)彈殼也可以拋出機(jī)匣外，并不會(huì)出現(xiàn)卡殼現(xiàn)象，雖然此時(shí)拋殼狀態(tài)受拋殼窗“過(guò)約束”影響具有顯著的負(fù)向邊界效應(yīng)，但是彈殼向內(nèi)回彈時(shí)會(huì)與機(jī)框?qū)U發(fā)生撞擊，撞擊力使彈殼拋出，拋殼路線如圖15所示。

圖14 卡殼故障Fig.14 Case jamming failure

圖15 彈殼與機(jī)框?qū)U碰撞Fig.15 Ejecting trajectory under a secondary impact

從試驗(yàn)的結(jié)果來(lái)看，卡殼故障的發(fā)生主要與拋殼窗水平距離的負(fù)向邊界效應(yīng)相關(guān)，彈殼向內(nèi)回彈和彈殼與拋殼窗發(fā)生二次撞擊是造成卡殼故障發(fā)生的直接原因。負(fù)邊界之外彈殼可能受到槍械其他機(jī)構(gòu)碰撞力的影響，雖然可以將彈殼拋出，但拋殼不確定性大，拋殼路線隨機(jī)性大，可靠性差，并不符合拋殼路線一致性要求。

3222 Δ安全域的驗(yàn)證

試驗(yàn)過(guò)程中，拋殼窗沿地面坐標(biāo)系軸方向移動(dòng)的初始位置設(shè)為原點(diǎn)，以3 mm的移動(dòng)長(zhǎng)度作為一個(gè)試驗(yàn)區(qū)間，采集到拋殼窗沿軸方向移動(dòng)距離與拋殼角度的關(guān)系如圖16所示。

圖16 ΔY與拋殼角度的關(guān)系Fig.16 Relationship between the ejected angle θ* and ΔY

由圖16可知：試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算得到的規(guī)律吻合，結(jié)合樣本點(diǎn)數(shù)據(jù)計(jì)算最大誤差為15，拋殼窗沿軸方向移動(dòng)距離與拋殼角度負(fù)相關(guān)，在0～15 mm的區(qū)間內(nèi)拋殼角度隨著移動(dòng)距離的增大而減??；Δ=16 mm時(shí)，彈殼拋殼窗撞擊點(diǎn)位于彈殼斜肩起點(diǎn)處，靠近彈殼口部，翻轉(zhuǎn)力矩過(guò)大，碰撞后不確定性增加，彈殼易與拋殼窗前端發(fā)生二次撞擊；Δ=20 mm時(shí)，從拉殼鉤中脫離的彈殼無(wú)法與拋殼窗發(fā)生接觸，彈殼直接向后無(wú)約束飛出。拋殼窗水平距離的邊界效應(yīng)如圖17所示。從試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，彈殼拋殼窗撞擊點(diǎn)位于彈殼斜肩起點(diǎn)處的臨界點(diǎn)Δ=16 mm和理論計(jì)算安全域的上邊界166 mm接近，誤差為372。

圖17 拋殼窗水平距離ΔY的邊界效應(yīng)Fig.17 Boundary effect of ΔY

4 結(jié)論

本文針對(duì)槍械固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)動(dòng)作故障機(jī)理，分析其故障模式和影響因素并建立動(dòng)力學(xué)模型，以某小口徑自動(dòng)步槍的固定式剛性拋殼機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)參數(shù)為例，針對(duì)主控因素進(jìn)行故障邊界分析，并搭建試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行驗(yàn)證。得到主要結(jié)論如下：

1)通過(guò)理論模型計(jì)算得到的性能指標(biāo)，能夠結(jié)合故障判據(jù)計(jì)算拋殼速度和拋殼窗位置的故障邊界，理論結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的最大誤差為15，可用于機(jī)構(gòu)可靠性建模。

2)拋殼速度僅存在下邊界，小口徑自動(dòng)武器的拋殼速度在=33 m/s以上能顯著降低拋殼路線前期的拋物線特征，拋殼速度越大，拋殼路線質(zhì)量越高。

3)拋殼窗位置存在顯著的雙向邊界效應(yīng)：Δ正負(fù)方向主要表現(xiàn)為拋殼窗對(duì)于彈殼的“欠約束”效應(yīng)和“過(guò)約束效應(yīng)”；Δ正負(fù)方向主要表現(xiàn)為彈殼與拋殼窗撞擊點(diǎn)位置變化。

4)彈殼向內(nèi)回彈和彈殼二次撞擊是造成卡殼故障發(fā)生的直接原因，主要與Δ負(fù)向邊界效應(yīng)有關(guān)。