胡慧斌，候曉鋒，曹立軍，馬吉?jiǎng)?/p>

（1.軍械工程學(xué)院，河北 石家莊 050003；2.石家莊陸軍指揮學(xué)院，河北 石家莊 050084；3.西安軍代局，陜西 西安 710054）

抽筒子是火炮射擊過程中完成抽筒動(dòng)作的主要部件［1］。在火炮服役過程中，抽筒子經(jīng)常發(fā)生塑性變形，甚至斷裂，導(dǎo)致無法正常抽出藥筒，嚴(yán)重影響了火炮戰(zhàn)斗力的充分發(fā)揮。

疲勞斷裂失效往往是在機(jī)械系統(tǒng)運(yùn)行過程中突然發(fā)生的，很難被及時(shí)發(fā)現(xiàn)，難以實(shí)現(xiàn)有效的預(yù)防性維修［2］。在抽筒過程中，抽筒子封裝在炮尾內(nèi)部，操作人員難以直接觀察和測(cè)量工作載荷，而且抽筒子必須在短時(shí)間內(nèi)快速地抽出藥筒，碰撞劇烈。傳統(tǒng)的測(cè)試和計(jì)算方法難以直接用于抽筒子失效分析，借鑒經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行人工判斷誤差較大。因此，如何運(yùn)用科學(xué)的仿真手段分析和預(yù)測(cè)抽筒子的疲勞使用壽命，為及時(shí)實(shí)現(xiàn)預(yù)防性維修提供決策依據(jù)，是火炮具有良好戰(zhàn)備完好性的重要保證。

1 抽筒過程分析

抽筒子模型如圖1所示，其下方有內(nèi)、外耳軸。外耳軸位于炮尾閂室內(nèi)的抽筒子耳軸室內(nèi)，用于支撐抽筒子，同時(shí)外耳軸外端被抽筒子壓栓前方的缺口卡住。人工關(guān)閂時(shí)，由抽筒子壓栓帶動(dòng)抽筒子轉(zhuǎn)動(dòng)，解脫對(duì)閂體的限制，閂體上升，閉合炮膛。內(nèi)耳軸置于閂體定形槽內(nèi)，開關(guān)閂過程中，沿著閂體導(dǎo)向槽滑動(dòng)，并與閂體導(dǎo)向槽的臺(tái)階面配合，將閂體固定在開閂位置。抽筒子上端是抽筒子爪，裝填后抵在藥筒的底緣上。

火炮發(fā)射時(shí)，火藥在炮膛內(nèi)燃燒并產(chǎn)生高溫高壓（最大壓力達(dá)400 MPa）的火藥氣體。藥筒在火藥氣體的作用下產(chǎn)生徑向膨脹，緊貼藥室內(nèi)壁，密閉炮膛。復(fù)進(jìn)時(shí)，火炮后坐部分以大約3m／s的速度撞擊開閂板，閂體向下運(yùn)動(dòng)，待閂體下降即將到位時(shí)，抽筒子滑槽的圓弧段迫使抽筒子內(nèi)耳軸迅速向前，抽筒子前弧面抵在閂室前壁形成一個(gè)活動(dòng)支點(diǎn)，從而使抽筒子爪迅速向后轉(zhuǎn)動(dòng)，抽出藥筒。由于抽筒的過程非常短（6－10ms），屬于沖擊載荷作用下的瞬時(shí)碰撞過程，撞擊力大，碰撞劇烈，抽筒子在沖擊載荷的反復(fù)作用下極易發(fā)生疲勞斷裂，從而導(dǎo)致抽筒功能的喪失。從部隊(duì)統(tǒng)計(jì)和調(diào)研情況來看，抽筒子的主要失效模式是抽筒子斷裂，且抽筒子爪的斷口具有典型的疲勞斷口特征。筆者以抽筒子爪折斷這一典型的沖擊疲勞破壞為研究對(duì)象，研究沖擊載荷作用下基于協(xié)同仿真的疲勞壽命預(yù)測(cè)技術(shù)。

2 載荷譜的獲取

進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測(cè)與疲勞可靠性分析的首要問題是如何確定施加于零部件上的載荷譜。為了能夠準(zhǔn)確地分析和預(yù)測(cè)抽筒子的疲勞壽命，必須采集該部件在工作過程中的載荷－時(shí)間歷程。由于抽筒過程時(shí)間短，沖擊力大，抽筒子封裝在炮尾內(nèi)部，難以采用傳統(tǒng)的測(cè)量手段獲取抽筒子的載荷譜。虛擬樣機(jī)為再現(xiàn)火炮射擊過程中的抽筒動(dòng)作和進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析提供了有效的途徑。

2.1 虛擬樣機(jī)的建立

為了能夠真實(shí)地再現(xiàn)抽筒過程、準(zhǔn)確地測(cè)量抽筒子工作時(shí)的載荷譜，在Pro／E 和ADAMS 環(huán)境下，基于多體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)，建立火炮炮閂系統(tǒng)虛擬樣機(jī)，虛擬樣機(jī)如圖2所示。對(duì)其射擊過程進(jìn)行仿真［3－4］。虛擬樣機(jī)建立流程如圖3所示。

根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙，利用三維實(shí)體建模軟件Pro／E建立火力系統(tǒng)的實(shí)體模型，添加零部件的固有信息，如密度、尺寸、材料和熱處理等，并在Pro／E 中進(jìn)行初步裝配，通過Pro／E與ADAMS之間的無縫接口軟件Mechanism／Pro，將Pro／E模型導(dǎo)入ADAMS，添加約束和力，進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)仿真，根據(jù)仿真結(jié)果，驗(yàn)證虛擬樣機(jī)的準(zhǔn)確性，不斷進(jìn)行修正和完善，直至誤差在允許的范圍內(nèi)。

2.2 虛擬樣機(jī)的校核

為了驗(yàn)證虛擬樣機(jī)的準(zhǔn)確性，可以在保證試驗(yàn)條件與虛擬樣機(jī)仿真條件一致的情況下，從定性和定量?jī)蓚€(gè)方面驗(yàn)證虛擬樣機(jī)仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的一致性。定性校核主要包括：

1）觀察虛擬樣機(jī)各機(jī)構(gòu)的動(dòng)作順序和方式是否與實(shí)裝一致。

2）觀察對(duì)稱零部件的受力與運(yùn)動(dòng)是否一致。

3）運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果是否與工程實(shí)際相符合。

定量校核需要設(shè)定與實(shí)裝試驗(yàn)相同的仿真條件，如：當(dāng)射角為0°，裝藥為全裝藥時(shí)，基于虛擬樣機(jī)得到的火炮后坐部分位移和速度曲線如圖4所示。

選取圖4曲線中關(guān)鍵參數(shù)的特征值（后坐部分的最大位移xmax和曲柄與開閂板碰撞時(shí)后坐部分的復(fù)進(jìn)開閂速度vh）進(jìn)行比較，如表1所示。

表1 仿真數(shù)據(jù)與理論數(shù)據(jù)對(duì)比

后坐部分最大位移和復(fù)進(jìn)開閂速度仿真值與理論值之間的相對(duì)誤差均在5%范圍內(nèi)，可以反映實(shí)裝的靜態(tài)和動(dòng)態(tài)特性，完全能夠滿足工程應(yīng)用的需要。

2.3 載荷譜的獲取

在圖2所示的虛擬樣機(jī)中，對(duì)抽筒過程進(jìn)行仿真，得到火炮射擊過程中抽筒子的載荷譜，如圖5所示。第1個(gè)凸起是火炮射擊時(shí)，在火藥氣體的作用下藥筒膨脹，部分密閉炮膛的力作用在抽筒子上；第2個(gè)凸起是開閂過程中，抽筒子向后轉(zhuǎn)動(dòng)，快速地抽出藥筒時(shí)所受的力。

3 抽筒子疲勞壽命預(yù)測(cè)流程

采用傳統(tǒng)的疲勞壽命估算方法（如名義應(yīng)力法、局部應(yīng)力應(yīng)變法等），對(duì)沖擊載荷作用下抽筒子的疲勞壽命進(jìn)行計(jì)算不但難度大，而且任務(wù)量也很大［5］。為此，基于三維實(shí)體建模軟件Pro／E、動(dòng)力學(xué)分析與仿真軟件ADAMS、有限元分析軟件ABAQUS和疲勞分析軟件Designlife建立了基于協(xié)同仿真的疲勞壽命預(yù)測(cè)流程，如圖6所示。

1）建立虛擬樣機(jī)，進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真，生成載荷譜和對(duì)應(yīng)的DAC數(shù)據(jù)文件。

2）對(duì)零部件進(jìn)行有限元分析，得到有限元靜應(yīng)力分析結(jié)果。

3）將載荷譜和有限元靜應(yīng)力分析結(jié)果輸入疲勞分析軟件，進(jìn)行疲勞壽命計(jì)算。

可以看出，要計(jì)算抽筒子危險(xiǎn)部位的疲勞壽命必須基于3 個(gè)基本條件：危險(xiǎn)部位的應(yīng)力譜、材料的S－N曲線和危險(xiǎn)部位所承受的動(dòng)載荷譜。

4 有限元分析

抽筒子有限元分析如圖7所示。

將依據(jù)圖紙建立的抽筒子Pro／E 模型導(dǎo)入ABAQUS，進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于抽筒子爪是抽筒子工作過程中受力和失效的主要部位，所以抽筒子爪采用高精度的三維十節(jié)點(diǎn)四面體等參有限元模型［6］，如圖7（a）所示。

根據(jù)抽筒子在抽筒過程中的運(yùn)動(dòng)規(guī)律和抽筒子爪斷裂的故障特點(diǎn)，將抽筒子邊界條件簡(jiǎn)化為固定抽筒子，抽筒力施加在抽筒子爪上，考察抽筒子的強(qiáng)度與壽命，如圖7（b）所示。

在抽筒子受力位置施加單位載荷，使用ABAQUS／Standard進(jìn)行靜強(qiáng)度計(jì)算。圖7（c）是施加單位力后，進(jìn)行有限元靜強(qiáng)度計(jì)算所得的受力云圖。從圖7（c）中可以看出，抽筒子爪前弧面根部所受的應(yīng)力最大。

5 疲勞壽命預(yù)測(cè)

5.1 材料的S－N 曲線

抽筒子材料45CrNiMoVA 在指定存活率下的疲勞壽命如表2所示［7］。

表2 45CrNiMoVA在指定存活率（%）下的疲勞壽命（×103）

在表2中，ap和bp為可靠度N下的材料疲勞參數(shù)，Np表示疲勞應(yīng)力σ作用下可靠度為p時(shí)的疲勞壽命。

圖8是對(duì)45CrNiMoVA 在疲勞極限以下的載荷，應(yīng)用Miner準(zhǔn)則修正后的MM 法則（Modified Miner Rule，簡(jiǎn)稱MM 法則），所得到的在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)下的lgσ－lgNp曲線。其中線段“1”的斜率為b1，表示在某可靠度下的有限壽命部分，線段“2”是應(yīng)用MM 法則在其它應(yīng)力范圍內(nèi)對(duì)S－N曲線的修正結(jié)果。

根據(jù)文獻(xiàn)［7］和公式lgNp＝ap＋bplgσ可以計(jì)算出，當(dāng)存活率為90%時(shí)，lgσ－lgNp曲線在縱坐標(biāo)軸上的截距為

所以可得：σ＝2 829.4MPa

即應(yīng)力范圍為

從而可以計(jì)算出線段“1”的斜率為

線段“1”和線段“2”交點(diǎn)處對(duì)應(yīng)的疲勞壽命為

對(duì)應(yīng)的應(yīng)力對(duì)數(shù)值為

線段“2”的起點(diǎn)坐標(biāo)為（6，2.694 7），終點(diǎn)坐標(biāo)為（7，2.666 5）。因此，線段“2”的斜率為

由此可得45CrNiMoVA 的S－N曲線，如圖9所示。

5.2 疲勞壽命預(yù)測(cè)

基于ADAMS建立的虛擬樣機(jī)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析與仿真，仿真結(jié)果以DAC 數(shù)據(jù)文件形式導(dǎo)入Designlife中；基于ABAQUS對(duì)抽筒子進(jìn)行有限元分析，分析結(jié)果以O(shè)DB 數(shù)據(jù)文件傳輸?shù)紻esignlife中，建立抽筒子疲勞壽命預(yù)測(cè)模型，應(yīng)用Miner線性累積損傷準(zhǔn)則進(jìn)行損傷累積，預(yù)測(cè)其疲勞壽命。抽筒子疲勞損傷和壽命云圖如圖10所示。可以計(jì)算出，抽筒子最小壽命為39 490次，危險(xiǎn)部位出現(xiàn)在抽筒子爪的前弧面根部，失效形式為疲勞斷裂。

6 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所建立的疲勞壽命預(yù)測(cè)模型的準(zhǔn)確性，針對(duì)抽筒子爪斷裂這一故障，設(shè)計(jì)了抽筒子疲勞壽命試驗(yàn)。試驗(yàn)原理如圖11所示。

試驗(yàn)設(shè)備主要包括JM 壓電石英力傳感器、電壓放大器、動(dòng)態(tài)信號(hào)測(cè)試分析系統(tǒng)（包括信號(hào)調(diào)理器、直流電壓放大器、低通濾波器、抗混濾波器和16位A／D 轉(zhuǎn)換器等）、試驗(yàn)臺(tái)架、鋼塊（抽筒子材料為鋼）、銅塊（藥筒材料為銅）和連接電纜等。試驗(yàn)裝置如圖12所示。設(shè)置銅塊以不同的自由下落高度，測(cè)量銅塊撞擊鋼塊的載荷譜，將測(cè)得的撞擊載荷譜與圖4所示的抽筒子載荷譜進(jìn)行比較，可得銅塊撞擊高度為15.5cm 時(shí)，兩種載荷譜的波形、特征值非常相近，由此確定抽筒子疲勞壽命試驗(yàn)的撞擊高度為15.5cm。利用撞擊試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行疲勞壽命試驗(yàn)，經(jīng)過42 400次撞擊后，抽筒子爪斷裂，與仿真結(jié)果39 490次接近，誤差為6.8%，說明本文建立的抽筒子疲勞壽命預(yù)測(cè)模型可以用于沖擊載荷作用下不規(guī)則零部件的疲勞壽命預(yù)測(cè)。

7 結(jié)論

抽筒子是火炮射擊后抽出藥筒的關(guān)鍵部件，在沖擊載荷的作用下，經(jīng)常發(fā)生疲勞斷裂。為了實(shí)現(xiàn)有針對(duì)性的預(yù)防性維修，提出了一種沖擊載荷作用下基于多領(lǐng)域協(xié)同仿真的抽筒子疲勞損傷與壽命預(yù)測(cè)方法。在建立虛擬樣機(jī)和進(jìn)行可信性驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，獲取抽筒子的載荷譜。結(jié)合有限元靜應(yīng)力分析和材料的S－N曲線，預(yù)測(cè)抽筒子的疲勞壽命。設(shè)計(jì)了抽筒子疲勞壽命驗(yàn)證試驗(yàn)裝置，在優(yōu)化碰撞參數(shù)的基礎(chǔ)上，驗(yàn)證了所建立疲勞壽命預(yù)測(cè)模型的正確性，為深入開展沖擊載荷作用下機(jī)械零部件疲勞壽命預(yù)測(cè)提供了一種有效的技術(shù)途徑。

（References）

［1］張建，唐文獻(xiàn)，徐省省.火炮炮閂抽筒子結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］.兵工學(xué)報(bào)，2012，33（6）：647－651.ZHANG Jian，TANG Wenxian，XU Xingxing.Structural optimization design for breechblock extractor［J］.Acta Armamentarii，2012，33（6）：647－651.（in Chinese）

［2］易當(dāng)祥.自行火炮行動(dòng)系統(tǒng)疲勞斷裂可靠性分析與仿真研究［D］.西安：西北工業(yè)大學(xué)，2005.YI Dangxiang.Fatigue fracture reliability analysis and simulation of the driving system of a self－propelled gun［D］.Xi’an：Northwestern Polytechnical University，2005.（in Chinese）

［3］DMITRY V，BALANDIN Nikolai N.Concept of a platform－based impact isolation system for protection of wheelchair occupants from injuries in vehicle crashes［J］.Medical Engineering ＆ Physics，2008，30（2）：258－267.

［4］DONALD C，JULIO V，JENNIFER C.Effect of a bore evacuator on projectile in－bore dynamics［J］.ADE403027，2004，22（2）：1－18.

［5］NADEEM A，BROWN R D，AMER H.Finite element modeling and simulation of gun dynamics using ANSYS［J］.IEEE Transactions on Reliability.2008，18（1）：18－22.

［6］趙旅.炮尾炮閂結(jié)構(gòu)的多目標(biāo)優(yōu)化及穩(wěn)健設(shè)計(jì)［D］.南京：南京理工大學(xué)，2008.ZHAO Lyu.Multi－objective optimization and robust design of breech structure for artillery［D］.Naijing：Nanjing University of Science and Technology，2008.（in Chinese）

［7］《機(jī)械工程材料性能數(shù)據(jù)手冊(cè)》編委會(huì).機(jī)械工程材料性能數(shù)據(jù)手冊(cè)［M］.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1994.Compiling Committee ofMechanicalEngineeringMaterialPerformanceManuals.Mechanical engineering material performance manuals［M］.Beijing：China Machine Press，1994.（in Chinese）