唐蓬博，王茂林，王開政，趙 靜

(西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099)

在某轉(zhuǎn)膛自動機研制初期射擊試驗中，第1個連接筒射擊7發(fā)、第2個連接筒射擊303發(fā)時，連接筒U形槽后下角部位斷裂，自動機停射。通過分析連接筒與滑板、推彈滑座等零部件之間的連接關系以及運動特性，在一定簡化與假設的基礎上，建立了多構件連續(xù)撞擊模型，應用撞擊變形能理論，對多次連續(xù)撞擊情況下的連接筒的受力情況進行了分析。通過在炮箱上增加限位塊等措施，減小了推彈滑座與連接筒在后坐到位時的撞擊力，提高了連接筒的使用壽命。

1 連接筒斷裂故障現(xiàn)象及工作過程分析

1.1 連接筒斷裂表現(xiàn)

射擊試驗中發(fā)現(xiàn)，連接筒在U形槽后下角部位斷裂，導致自動機停射。連接筒U形槽斷裂如圖1所示，兩個連接筒斷裂的位置和損壞情況基本相同。

1.2 連接筒的連接關系及工作過程

連接筒是連接自動機主動滑板與推彈滑座的零件，轉(zhuǎn)膛滑板下面的方形凸起插入主動滑板的方孔中，連接筒前端的T形凸起卡在主動滑板的T形槽中，二者之間有Δ1=0.208 mm間隙；連接筒后端的U形槽通過鍵與推彈滑座連接，二者之間的間隙為Δ2=0.232 mm。連接筒與其他零部件的連接關系如圖2所示。在火藥氣體和輸彈簧作用下，主動滑板、連接筒和推彈滑座共同后坐和復進，完成供彈、輸彈、閉鎖、擊發(fā)等機構動作。

火炮連續(xù)射擊過程中，主動滑板(速度v1)后坐到位時，首先撞擊炮箱后限位面，爾后反彈復進。主動滑板剛反彈復進時，推彈滑座還在向后運動，主動滑板與連接筒T形凸起撞擊，帶動連接筒(速度v2)向前運動。連接筒U形槽后平面又與推彈滑座(速度v3)撞擊，使連接筒U形槽后平面受到向后的沖擊載荷。當主動滑板復進到位時，首先撞擊炮箱前限位面，爾后反彈。主動滑板剛反彈時，推彈滑座還在向前運動，主動滑板與連接筒T形凸起撞擊。連接筒U形槽前平面又與推彈滑座撞擊，使連接筒U形槽前平面受到向前的沖擊載荷。

主動滑板后坐到位的速度為10.5～11.9 m/s，在輸彈簧作用下迅速復進；主動滑板復進到位時速度為5.5～6.5 m/s，向后反彈較小距離后最終停留在前方，待彈丸越過導氣孔后才開始后坐。由于主動滑板后坐到位的速度比復進到位的速度高，因此連接筒U形槽后下角部位裂開，而前下角部位未出現(xiàn)裂紋。

2 連接筒U形槽后平面碰撞應力計算

2.1 主動滑板后坐到位期間多構件撞擊機理分析

主動滑板后坐到位的撞擊是引起連接筒U形槽部位斷裂的主要原因，因此只分析主動滑板后坐到位時多構件撞擊機理。當主動滑板后坐到位時，先與炮箱后限位面撞擊，連接筒與主動滑板、連接筒與推彈滑座的間隙均排在后方(見圖2)。撞擊后主動滑板反彈復進，此時推彈滑座和連接筒還在向后運動，主動滑板與連接筒T形凸起撞擊(見圖3)，其后主動滑板帶動連接筒向前運動，連接筒U形槽后平面又與推彈滑座撞擊(見圖4)，使連接筒U形槽后平面受到向后的沖擊載荷。在多次連發(fā)射擊過程中，連接筒U形槽后平面受到不斷沖擊載荷而導致疲勞斷裂。

2.2 基本假設和模型簡化

為了便于理論分析，作如下假設[1]：

1) 各零件間的撞擊為柱體對心正撞擊。實際上，各零件的撞擊點并不一定是位移運動方向的質(zhì)心位置，但對撞擊部位的受力影響不大。

2) 計算撞擊過程的速度變化和撞擊力時不考慮其他常力的作用。

3) 不考慮零件的塑性變形。

根據(jù)變形能理論，最大撞擊力發(fā)生在變形最大的瞬間，也就是在壓縮階段之末。此瞬間兩構件的速度達到一致，根據(jù)能量守恒及轉(zhuǎn)化定律，不考慮損失，則動能的減少量等于位能的增加量。由兩構件接觸面的撞擊力所引起的變形位能，就可以求出撞擊力的大小[2]。

2.3 各個構件撞擊后速度計算

取后坐速度的平均值11.0 m/s為主動滑板、連接筒和推彈滑座共同后坐時速度，主動滑板質(zhì)量為m1=13.1 kg，連接筒質(zhì)量為m2=3.3 kg，推彈滑座質(zhì)量為m3=6.1 kg，考慮恢復系數(shù)b=0.4。由動量守恒原理求解得到，主動滑板反彈速度4.4 m/s；主動滑板與連接筒撞擊后，二者共同速度為1.3 m/s；連接筒與推彈滑座撞擊時(如圖4)，二者相對速度為12.3 m/s。

2.4 應力計算

兩物體在碰撞的最大變形瞬間，二者的共同速度可由(1)式確定：

(1)

式中：M1、M2為兩物體的質(zhì)量；v1、v2為物體碰撞前的速度。

在壓縮階段之末，變形位能的動能總量為原有動能和速度達到一致時的動能之差：

(2)

式中：U1、U2為兩柱體的最大變形位能。

每個柱體的變形能為：

(3)

式中：S1、S2為兩柱體的橫斷面面積；l1、l2為兩柱體的長度。

將式(1)和式(3)代入式(2)，并考慮碰撞恢復系數(shù)b時，兩個柱體撞擊最大作用力為：

(4)

連接筒內(nèi)徑d=40 mm，外徑D=48 mm，求得連接筒圓環(huán)形斷面面積S1=553 mm2。連接筒長度l1=350 mm，推彈滑座長度l2=230 mm，推彈滑座斷面面積S2=2 210 mm2。鋼鐵彈性模量為E=2.1×1011MPa，將上述數(shù)據(jù)代入式(4)，求得連接筒U形槽根部撞擊力為P=2.41×105N。

連接筒U形槽后端面所受的撞擊力作用點為Q(如圖5所示)，連接筒既承受拉力，又承受彎矩。連接筒U形槽根部受到應力最大，撞擊時該斷面的最大應力為[3]：

(5)

連接筒與推彈滑座撞擊力作用點距離連接筒中心h=45 mm，由公式(5)求得U形槽根部的應力為σ=1 395 MPa。

連接筒使用材料為40CrNiMoA，其硬度為50HRC，屈服極限為1 370 MPa。由公式(5)求得連接筒U形槽根部的撞擊應力為σ=1 395 MPa，略大于材料的屈服極限，多次撞擊后材料斷裂失效[4]。

3 改進措施與試驗驗證

通過對兩個構件碰撞內(nèi)力的分析計算，連接筒U形槽后下角部位裂斷的主要原因為：

1)連接筒斷裂部位的圓角R2較小，且圓角R2處的粗糙度Ra3.2較差，存在應力集中降低了疲勞壽命。

2)主動滑板后坐到位時與剛性限位撞擊，爾后反彈，帶動連接筒向前運動，而推彈滑座此時仍然向后運動，二者相對速度較大，連接筒U形槽后下角部位受到很大的沖擊載荷。U形槽后下角部受到撞擊力的軸向拉伸和彎曲的共同作用，在多次沖擊載荷作用下，導致連接筒斷裂。

由于自動機的空間限制，連接筒的結構尺寸不宜作較大變動。根據(jù)以上分析，采取如下結構改進措施：

1)將連接筒根部圓角改為R5，同時將圓角處的粗糙度改為Ra0.4(拋光)。

2)在炮箱上增加一個限位塊(如圖6所示)，要求主動滑板與炮箱后限位面接觸，推彈滑座推向前方，推彈滑座后端面與限位塊之間的間隙Δ3=0.05～0.15 mm。由于Δ3小于Δ1、Δ2，這樣在主動滑板后坐到位反彈后與連接筒T形凸起撞擊前，推彈滑座就與限位塊發(fā)生撞擊，向前復進，此時主動滑板與連接筒撞擊后一起向前的速度與推彈滑座向前的復進速度的相對速度差(3.1 m/s)較小，減小了連接筒U形槽后下角部受到的撞擊力和應力水平，從而可提高連接筒的使用壽命。

采取上述措施后，經(jīng)射擊試驗驗證，連接筒使用壽命從303發(fā)提高到1 700發(fā)(此時連接筒完好)以上，說明改進措施有效。

4 結束語

根據(jù)轉(zhuǎn)膛自動機主動滑板、連接筒、推彈滑座等零部件之間的連接關系以及運動特性，應用撞擊變形能理論，計算主動滑板后坐到位期間各構件的撞擊力，分析了連接筒U形槽根部的斷裂失效原因。通過加大U形槽根部圓角半徑和在炮箱加裝限位塊方法，減小連接筒與推彈滑座向前的復進速度的相對速度差，從而減小了連接筒U形槽后下角部受到的撞擊力和應力水平。采用該方法后，經(jīng)試驗驗證，連接筒使用壽命從303發(fā)提高到1 700發(fā)以上，改進措施有效。

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