鄒衍， 徐誠， 羅少敏， 楊洋

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094)

自動步槍剛性拋殼可靠性分析與設(shè)計方法研究

鄒衍， 徐誠， 羅少敏， 楊洋

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094)

動作可靠性是機(jī)構(gòu)設(shè)計中必須考慮的重要因素，也是衡量系統(tǒng)質(zhì)量好壞的關(guān)鍵指標(biāo)。為研究自動步槍拋殼機(jī)構(gòu)的動作可靠性，確立了影響拋殼動作可靠性的主要影響參數(shù)，建立了一套自動步槍剛性拋殼可靠性分析與設(shè)計流程。構(gòu)建了剛性拋殼動作可靠性簡化虛擬樣機(jī)模型，通過仿真表明拋殼挺位置、拋殼窗后擋板位置和拋殼速度是影響拋殼動作可靠性的主導(dǎo)因素；自動機(jī)速度足夠大時，重力對拋殼動作可靠性的影響較?。唤o出了拋殼挺位置確定方法，確立了拋殼窗定位尺寸的取值方程，為自動步槍結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了參考和依據(jù)。還設(shè)計了一套可調(diào)節(jié)拋殼窗后擋板位置的裝置并進(jìn)行射擊實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與動作可靠性仿真結(jié)果一致，表明該方法有效性和適用性較好，具有一定的理論意義和工程應(yīng)用價值。

兵器科學(xué)與技術(shù)； 自動武器； 動作可靠性； 可靠性分析； 剛性拋殼

0 引言

機(jī)構(gòu)動作可靠性是指機(jī)構(gòu)在規(guī)定的使用條件下，在規(guī)定的使用時間內(nèi)，精確、及時、協(xié)調(diào)地完成規(guī)定動作(運(yùn)動)的能力，用概率表示就是機(jī)構(gòu)動作可靠度[1]。動作可靠性是所有機(jī)構(gòu)設(shè)計中必須考慮的因素，也是決定機(jī)構(gòu)成功與否的關(guān)鍵所在。

在兵器系統(tǒng)領(lǐng)域，動作可靠性是兵器性能的重要指標(biāo)，直接影響到兵器的使用和戰(zhàn)時勤務(wù)。國內(nèi)學(xué)者對此進(jìn)行了初步研究并取得了一定的成果。程剛等[2]基于多體動力學(xué)仿真的動作可靠性分析方法，進(jìn)行了撥彈輪初始定位角誤差對撥彈動作可靠性仿真分析，并根據(jù)仿真結(jié)果對結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化。李偉等[3]利用機(jī)械系統(tǒng)動力學(xué)自動分析Adams軟件與控制系統(tǒng)和多學(xué)科動態(tài)系統(tǒng)Easy5軟件建立了供輸彈系統(tǒng)機(jī)電液耦合的動力學(xué)模型并進(jìn)行了可靠性分析，為復(fù)雜系統(tǒng)動作可靠性的評估提供了新的思路。赫雷等[4]為研究某自動武器彈性拋殼機(jī)構(gòu)的工作可靠性，利用Adams軟件建立的虛擬樣機(jī)模型，研究得到了不同的拋殼挺簧力、自動機(jī)后坐速度對彈殼運(yùn)動狀況的影響規(guī)律，為該機(jī)構(gòu)的結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了理論依據(jù)?？す收鲜亲詣硬綐尦Ｒ姷牡湫凸收?，目前國內(nèi)外對其進(jìn)行理論研究較少，尚未建立成熟的槍械拋殼可靠性分析與設(shè)計方法。

本文以自動步槍剛性拋殼機(jī)構(gòu)為研究對象，確立了影響拋殼動作可靠性的主要影響參數(shù)，建立了一套剛性拋殼可靠性分析與設(shè)計方法。利用Adams軟件，建立了虛擬樣機(jī)模型。利用仿真方法研究了主要影響參數(shù)對拋殼動作可靠性影響，并根據(jù)仿真分析結(jié)果確立了拋殼窗定位尺寸的取值方程。最后利用實(shí)驗(yàn)，對仿真分析結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 拋殼動作可靠性分析與設(shè)計方法

1.1 研究對象

自動步槍的拋殼方式一般分為兩種：剛性拋殼和彈性拋殼[5]，其中剛性拋殼是我國自動步槍常用的拋殼方式。步槍剛性拋殼機(jī)構(gòu)示意圖如圖1所示。模型共7個零件，包括彈殼、機(jī)頭、拉殼鉤、拉殼鉤簧、拋殼挺、下機(jī)匣和拋殼窗后擋板。拋殼基本動作為：機(jī)頭與拉殼鉤配合，在火藥燃?xì)獾淖饔孟聨訌棜は蚝筮\(yùn)動；當(dāng)彈殼底部與拋殼挺碰撞后，彈殼與機(jī)頭、拉殼鉤脫離向斜后方拋出；彈殼飛出一段距離后，與拋殼窗后擋板碰撞，之后改變方向，彈殼向斜前方拋出。整個過程中彈殼不與下機(jī)匣接觸。

圖1 拋殼機(jī)構(gòu)示意圖(沿槍管軸線觀察)Fig.1 Schematic diagram of ejection mechanism (viewing along the axis of barrel)

1.2 拋殼動作可靠性主要影響參數(shù)

影響步槍拋殼的結(jié)構(gòu)參數(shù)較多，如圖2所示為可能影響拋殼動作可靠性的結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖。

圖2 拋殼機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖Fig.2 Structural parameters of ejection mechanism

點(diǎn)O、點(diǎn)A、點(diǎn)B和點(diǎn)C分別為機(jī)頭、拋殼挺、下機(jī)匣和拋殼窗后擋板的定位基準(zhǔn)點(diǎn)。以點(diǎn)O為整個模型基準(zhǔn)點(diǎn)，在Oyz平面內(nèi)，點(diǎn)O與點(diǎn)A共線。模型定位尺寸包括XOA、ZOA、XOB、ZOB、XOC、YOC和ZBC共7個長度變量，以及α、β共2個角度變量。XOA為拋殼挺定位點(diǎn)A沿x軸到模型基準(zhǔn)點(diǎn)O的距離，ZOA為拋殼挺定位點(diǎn)A沿z軸到模型基準(zhǔn)點(diǎn)O的距離。XOB、ZOB、XOC、YOC和ZBC定義以此類推。α和β分別為機(jī)頭上拉殼鉤孔中心與彈底窩中心連線與豎直線的夾角和拋殼窗后擋板傾角。由于實(shí)際工作中，拋殼挺、下機(jī)匣和拋殼窗后擋板為固定件，機(jī)頭為活動件，故模型定位尺寸在取值時需要考慮槍機(jī)框與導(dǎo)軌、機(jī)頭等之間的間隙。通過合理設(shè)置各個定位尺寸的取值范圍，即可模擬自動步槍實(shí)際工作狀況。如XOA和ZOA取值范圍需要考慮拋殼挺結(jié)構(gòu)尺寸、槍機(jī)框與導(dǎo)軌間隙以及彈殼與彈底窩間的間隙。

由于彈藥裝藥誤差及部件間間隙的隨機(jī)性，使得拋殼速度v是一個變化量。拋殼速度v的變化對步槍拋殼的影響不應(yīng)忽略。拉殼鉤與機(jī)頭間通過轉(zhuǎn)動副和拉殼鉤簧連接。拉殼鉤簧的剛度k和預(yù)壓力F0的大小直接影響抱彈及拋殼，拋殼動作可靠性研究同樣需考慮拉殼鉤簧剛度k和預(yù)壓力F0的影響。

綜合剛性拋殼機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)參數(shù)和其他影響因素，本文共確定12個主要影響參數(shù)作為剛性拋殼動作可靠性分析參數(shù)，如表1所示。12個主要影響參數(shù)可以分為3類：速度參數(shù)、力學(xué)參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)。

表1 剛性拋殼動作可靠性主要影響參數(shù)表

1.3 動作可靠性分析與設(shè)計方法

為了更好地進(jìn)行步槍剛性拋殼動作可靠性研究，本文提出了一套可靠性設(shè)計方法，其流程圖如圖3所示。

首先，根據(jù)實(shí)際需求，從表1中選取關(guān)心的主要影響參數(shù)并初步確定主要影響參數(shù)大致的取值范圍，建立模型的虛擬樣機(jī)，利用蒙特卡羅隨機(jī)法進(jìn)行大量仿真。然后，分析仿真結(jié)果，計算可靠度，判斷是否滿足要求。如果不滿足，重新選擇主要影響參數(shù)，重新開始設(shè)計；如果滿足，即可確定拋殼挺定位尺寸，主要影響參數(shù)取值范圍，同時擬合出拋殼窗定位尺寸公式。最后，在有條件的情況下進(jìn)行樣機(jī)實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證仿真結(jié)果，完成可靠性設(shè)計。

圖3 剛性拋殼動作可靠性分析與設(shè)計方法流程圖Fig.3 Flow chart of rigid ejection reliability analysis and design method

拋殼動作可靠一般指彈殼拋出機(jī)匣，不出現(xiàn)卡殼現(xiàn)象。因此，本文建立的拋殼可靠判據(jù)如下：

如圖2所示，以點(diǎn)O為坐標(biāo)原點(diǎn)，建立坐標(biāo)系。在彈殼與拋殼挺碰撞后，彈殼運(yùn)動時間t后，彈殼質(zhì)心坐標(biāo)為(x,y,z)，則彈殼拋殼可靠需滿足幾何關(guān)系如(1)式所示。

(1)

式中：X、Y、Z和l需根據(jù)槍械和彈殼結(jié)構(gòu)確定的參數(shù)，|X|大于槍管軸線到機(jī)匣側(cè)壁(拋殼方向)的距離，|Z|大于槍管軸線到機(jī)匣上端面的距離，|X|、|Z|和l保證彈殼拋出機(jī)匣，如圖4所示，剖面線區(qū)域即為彈殼有效拋殼區(qū)域；L1和L2分別為彈殼質(zhì)心到彈殼底部和頭部的距離，L為彈殼全長，d為彈殼最大直徑，如圖5所示。對于同一時間t，|Y|越大，說明彈殼向前拋出趨勢越明顯。

圖4 有效拋殼區(qū)域示意圖Fig.4 Schematic diagram of valid ejection area

圖5 彈殼示意圖Fig.5 Schematic diagram of cartridge case

2 方法的實(shí)例應(yīng)用

2.1 主要影響參數(shù)取值范圍的確立

為了全面研究某自動步槍剛性拋殼動作可靠性，選定全部的12個主要影響參數(shù)進(jìn)行可靠性研究。

對于拋殼速度的取值，本文通過實(shí)驗(yàn)，獲取了某成熟自動步槍的拋殼速度參數(shù)，然后對其范圍適當(dāng)?shù)臄U(kuò)充，得到實(shí)驗(yàn)取值范圍。

將某自動步槍固定在槍架上，利用高速攝像系統(tǒng)拍攝自動機(jī)的槍機(jī)框運(yùn)動過程，通過圖像識別獲取槍機(jī)框上標(biāo)識點(diǎn)的位移數(shù)據(jù)，通過微分即可獲得槍機(jī)框速度曲線。

實(shí)驗(yàn)共采集到43發(fā)彈發(fā)射的數(shù)據(jù)。對其拋殼速度統(tǒng)計，結(jié)果如圖6和表2所示。

表2 拋殼速度統(tǒng)計表

圖6 拋殼速度直方圖Fig.6 Histogram of ejection velocity

由圖6和表2可知，拋殼速度的Shapiro-Wilk正態(tài)校驗(yàn)P值大于0.05，故其分布可認(rèn)為符合正態(tài)分布，均值大小為6.2 m/s. 考慮到樣本數(shù)量較少，以及極端情況的存在，故拋殼速度取值范圍確定為[4.0 m/s,8.0 m/s]。

由于構(gòu)件配合處常常設(shè)有間隙，故對于結(jié)構(gòu)參數(shù)Xi在工作過程中，其尺寸參數(shù)是個隨機(jī)變化的量，仿真時設(shè)置其取值范圍為[90%Xi,110%Xi]，Xi表示各個參數(shù)設(shè)計值。

對于其他主要影響參數(shù)，參考現(xiàn)有設(shè)計方法，對其取值范圍作相應(yīng)擴(kuò)充。所有主要影響參數(shù)取值范圍如表3所示。

表3 主要影響參數(shù)取值范圍表

2.2 虛擬樣機(jī)模型的建立

本文利用Adams軟件建立了步槍剛性拋殼虛擬樣機(jī)模型，如圖7所示。

圖7 虛擬樣機(jī)模型圖Fig.7 Model of virtual prototype

模型包括6個剛體：彈殼、機(jī)頭、拉殼鉤、拋殼挺、下機(jī)匣和拋殼窗后擋板；1個彈簧：拉殼鉤簧(添加于拉殼鉤與機(jī)頭間)；2個旋轉(zhuǎn)驅(qū)動：分別控制機(jī)頭上拉殼鉤孔中心與彈底窩中心連線與豎直線的夾角α和拋殼窗后擋板傾角β；1個線性驅(qū)動：添加于機(jī)頭和大地間，用于控制拋殼速度；3個參數(shù)化點(diǎn)：分別對應(yīng)點(diǎn)A、點(diǎn)B和點(diǎn)C，用于調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)尺寸。彈殼與機(jī)頭、拉殼鉤、拋殼挺和拋殼窗后擋板間添加接觸副(彈殼與下機(jī)匣間未添加接觸副以便于觀察彈殼飛行方向)。模型中重力方向?yàn)檠貁軸向下。

2.3 仿真結(jié)果與分析

根據(jù)表3，利用Adams軟件中的Insight[6]模塊對建立的虛擬樣機(jī)模型進(jìn)行仿真分析。仿真采用蒙特卡羅法[7]根據(jù)取值范圍隨機(jī)生成主要影響參數(shù)值，主要影響參數(shù)分布采用均勻分布。仿真共進(jìn)行了1 000次。

彈殼與拋殼挺接觸后0.01 s，彈殼質(zhì)心位置如圖8所示。

圖8 彈殼質(zhì)心位置圖Fig.8 Center of mass positions of cartridge case

圖8中，有剖面線的區(qū)域?yàn)楦鶕?jù)拋殼可靠判據(jù)定義的滿足拋殼要求的有效區(qū)域(x<-25 mm,y<-12.5 mm,z>40 mm)。從圖8可知，僅有部分結(jié)果滿足拋殼要求，統(tǒng)計分析可得，滿足拋殼要求的次數(shù)僅為42次。

對拋殼挺定位點(diǎn)A的位置繪圖，如圖9所示。

圖9 拋殼挺定位點(diǎn)位置圖Fig.9 Locating point positions of ejector

由圖9可知，滿足拋殼要求的拋殼挺定位點(diǎn)全部位于第四象限。拋殼時拉殼鉤位于第二象限，由此可知，對于剛性拋殼，為保證拋殼可靠性，拋殼挺設(shè)計時應(yīng)與拉殼鉤呈對稱分布。

根據(jù)上述結(jié)論確定拋殼挺位置，其他參數(shù)保持不變，重新進(jìn)行1 000次仿真。根據(jù)仿真結(jié)果，繪制YOC、XOC、k和v的直方圖如圖10～圖13所示。

圖10 YOC直方圖Fig.10 Histogram of YOC

圖11 XOC直方圖Fig.11 Histogram of XOC

圖12 k直方圖Fig.12 Histogram of k

圖13 v直方圖Fig.13 Histogram of v

由圖10可知，YOC的大小變化對拋殼動作可靠性影響較明顯，當(dāng)YOC取值越遠(yuǎn)離設(shè)計值0時，拋殼失誤次數(shù)越多，動作可靠性越低。由圖11和圖12可知，在仿真取值范圍內(nèi)，XOC和拉殼鉤剛度k滿足拋殼要求的次數(shù)與總次數(shù)的分布類似，基本符合均勻分布，可見其大小對拋殼動作可靠性的影響較小，不是主要因素。其他未列出主要影響參數(shù)的直方圖與圖11和圖12類似。由圖13可知：當(dāng)拋殼速度v較小時(v<5.5 m/s)，拋殼的成功率很低；當(dāng)拋殼速度v較大時(v>5.5 m/s)，滿足拋殼要求的次數(shù)分布規(guī)律與圖11和圖12類似。由此可見，拋殼速度v較小時對拋殼動作可靠性影響較明顯。

下面著重研究YOC對拋殼動作可靠性的影響。重新設(shè)置主要影響參數(shù)的取值范圍，除YOC和v外，其他參數(shù)取值范圍調(diào)整為[95%Xi,105%Xi]，使各參數(shù)取值更接近實(shí)際工作值。v取值范圍變?yōu)閇5.3 m/s,7.0 m/s]，YOC取值范圍及仿真結(jié)果如表4所示。

表4 YOC取值范圍及仿真結(jié)果表

將滿足拋殼要求的次數(shù)與仿真次數(shù)的比值定義為關(guān)于YOC的拋殼動作可靠度，顯然可靠度越接近1，拋殼動作可靠性越好。關(guān)于YOC的可靠度曲線圖如圖14所示。

圖14 關(guān)于YOC的可靠度曲線圖Fig.14 Reliability curve about YOC

由表4和圖14可知，當(dāng)YOC改變時，拋殼成功率呈階梯式變化，在遠(yuǎn)離0 mm處有較大的階躍變化，接近0 mm處跳躍較小。當(dāng)YOC取值為(-2 mm,1 mm)時，拋殼可靠度為1. 當(dāng)YOC小于-4 mm或大于3 mm時，拋殼可靠度幾乎為0. 進(jìn)一步分析可知，當(dāng)YOC小于-4 mm時失效包括兩種情況：彈殼向斜前拋出，但過于靠近槍身；與拋殼后擋板碰撞后再次與下機(jī)匣碰撞，彈殼滯留在槍身內(nèi)或過于靠近槍身。當(dāng)YOC大于3 mm時，彈殼向斜后方拋出或者向前拋出趨勢不明顯。故為了保證步槍拋殼動作可靠性，YOC的取值應(yīng)保證在(-2 mm,1 mm)內(nèi)。

步槍在使用過程中，步槍的姿態(tài)是多種多樣的，槍管軸線并不一定保持水平。在槍械性能測試過程中一般會進(jìn)行俯仰射擊以驗(yàn)證步槍的可靠性。本文在上述仿真的基礎(chǔ)上，考慮重力方向，即增設(shè)步槍射擊的俯仰角為變量，其取值范圍為[-90°,90°]。俯仰角大于0°槍口向上仰，等于90°時槍口豎直向上；俯仰角小于0°槍口向下俯，等于-90°時槍口豎直向下。在取值范圍內(nèi)俯仰角按均勻分布取值。

仿真共進(jìn)行300次，仿真結(jié)果全部符合拋殼要求?？紤]重力方向和不考慮重力方向彈殼與拋殼挺接觸后0.01 s，彈殼質(zhì)心位置平均值如表5所示。由表5可知，重力方向?qū)ψ罱K彈殼質(zhì)心位置影響較小，最大誤差僅為4.45%. 所以，重力方向?qū)仛幼骺煽啃缘挠绊懖淮蟆?/p>

表5 彈殼質(zhì)心位置平均值表

2.4 拋殼窗尺寸的確定

根據(jù)2.3節(jié)仿真結(jié)果，繪制彈殼質(zhì)心位移曲線，如圖15所示。

圖15 彈殼質(zhì)心位移曲線圖Fig.15 Displacement diagram of center of mass of cartridge case

圖15中，剖面線覆蓋區(qū)域是根據(jù)彈殼外形尺寸和彈殼質(zhì)心位置所確定的拋殼過程中彈殼運(yùn)動包絡(luò)面在相應(yīng)平面的投影。點(diǎn)D、點(diǎn)E和點(diǎn)F分別為拋殼窗下邊沿、上邊沿和前邊沿的定位點(diǎn)。

為了保證拋殼動作的可靠性，顯然拋殼窗下邊沿定位點(diǎn)D應(yīng)位于圖15(a)中的左下角空白區(qū)域，其定位尺寸關(guān)系式為

(2)

式中：θ1為彈殼質(zhì)心平均拋殼軌跡在Oxz平面內(nèi)的投影與z軸的夾角。同理，拋殼窗上邊沿定位點(diǎn)E應(yīng)位于圖15(a)中的右上角空白區(qū)域，其定位尺寸關(guān)系式為

(3)

拋殼窗前邊沿定位點(diǎn)F應(yīng)位于圖15(b)中的右下角空白區(qū)域，其定位尺寸關(guān)系式為

(4)

式中：θ2為彈殼與拋殼窗后擋板碰撞后彈殼質(zhì)心平均拋殼軌跡在Oxy平面內(nèi)的投影與y軸的夾角。

3 方法的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

根據(jù)仿真確立的拋殼窗尺寸控制方程，設(shè)計了一套可以調(diào)節(jié)拋殼窗后擋板位置的機(jī)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)如圖16所示。該機(jī)構(gòu)包括：基座、縱桿、調(diào)節(jié)螺栓和拋殼窗后擋板?；c橫桿固連。拋殼窗后擋板設(shè)有螺栓槽，通過調(diào)節(jié)螺栓固定在橫桿一側(cè)。改變拋殼窗后擋板和調(diào)節(jié)螺栓間的相對位置即可實(shí)現(xiàn)拋殼窗后擋板沿橫桿軸向的位置調(diào)整。該機(jī)構(gòu)與自動步槍裝配圖如圖17所示，實(shí)驗(yàn)時即可研究拋殼窗后擋板位置對拋殼的影響。

圖16 可調(diào)節(jié)拋殼窗后擋板Fig.16 Adjustable backplate of ejection port

圖17 實(shí)驗(yàn)自動步槍局部Fig.17 Partial diagram of experimental automatic rifle

實(shí)驗(yàn)對多組拋殼窗后擋板位置進(jìn)行射擊實(shí)驗(yàn)，并采用高速攝像系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，對各種工況下的拋殼結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計分析。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)圖如圖18所示。

圖18 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)圖Fig.18 Experimental system

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

通過高速攝像系統(tǒng)發(fā)現(xiàn)，結(jié)果出現(xiàn)3種典型的拋殼情況，如圖19所示。圖19中，彈殼狀態(tài)1為彈殼碰撞拋殼挺后但未脫離拉殼鉤的某一狀態(tài)；狀態(tài)2是彈殼碰撞拋殼窗后擋板狀態(tài)；狀態(tài)3～5為彈殼拋出拋殼窗的狀態(tài)。狀態(tài)1和狀態(tài)3～5間的時間間隔相等，各圖拋殼時長相等。

圖19 實(shí)驗(yàn)拋殼狀態(tài)圖Fig.19 Experimental ejection

根據(jù)仿真結(jié)果，實(shí)驗(yàn)定義拋殼角度為30°～60°時，為有效拋殼狀態(tài)。對實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計，統(tǒng)計結(jié)果如表6所示。

根據(jù)表6，對比圖14可知，YOC等于-4 mm和0 mm時，實(shí)驗(yàn)獲得的可靠度與仿真計算結(jié)果相近，拋殼失效模式與仿真結(jié)果一致。實(shí)驗(yàn)出現(xiàn)1次卡殼狀態(tài)，彈殼卡在槍機(jī)框和節(jié)套之間，如圖20所示，說明彈殼與拋殼窗后擋板碰撞后彈殼滯留在槍身內(nèi)，槍機(jī)框復(fù)進(jìn)時被彈殼阻擋。YOC等于4 mm時，實(shí)驗(yàn)獲得的可靠度大于仿真計算結(jié)果，且失效模式未出現(xiàn)斜后方拋殼狀態(tài)?？傮w分析，實(shí)驗(yàn)結(jié)果較好地驗(yàn)證了仿真結(jié)果，驗(yàn)證了基于虛擬樣機(jī)的剛性拋殼可靠性分析與設(shè)計方法的有效性和可行性。

表6 拋殼實(shí)驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計表

圖20 實(shí)驗(yàn)卡殼狀態(tài)圖Fig.20 Jamming of cartridge case

4 結(jié)論

通過本文的仿真與實(shí)驗(yàn)分析，主要得到如下主要結(jié)論：

1)以自動步槍剛性拋殼機(jī)構(gòu)為研究對象，確立了影響拋殼動作可靠性的主要影響參數(shù)，建立了一套剛性拋殼動作可靠性分析與設(shè)計方法。

2)建立了自動步槍剛性拋殼動作可靠性虛擬樣機(jī)簡化模型。通過仿真分析發(fā)現(xiàn)，拋殼挺定位位置對拋殼動作可靠性有較大影響，為保證拋殼可靠性，拋殼挺應(yīng)與拉殼鉤呈對稱分布。確立拋殼挺合理位置后，拋殼窗后擋板位置YOC和拋殼速度v是影響步槍拋殼動作可靠性的主導(dǎo)因素。拋殼動作可靠度隨著YOC變化呈階梯式變化，且遠(yuǎn)離0 mm處有較大的階躍變化。當(dāng)拋殼速度v較小時(v<5.5 m/s)，拋殼的成功率很低。在拋殼速度足夠大時(v>5.5 m/s)，重力方向?qū)仛幼骺煽啃缘挠绊懖淮?。給出了拋殼窗定位尺寸的確立方程，為類似步槍設(shè)計提供了參考。

3)設(shè)計了一套可調(diào)節(jié)拋殼窗后擋板位置的實(shí)驗(yàn)機(jī)構(gòu)，完成了拋殼動作可靠性實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與拋殼動作可靠性仿真結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了剛性拋殼可靠性分析與設(shè)計方法的有效性和可行性。

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Study of Rigid Ejection Reliability Analysis and Design Method of Automatic Rifle

ZOU Yan, XU Cheng, LUO Shao-min, YANG Yang

(School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China)

The action reliability is an important factor which must be considered in the design of mechanisms, and is a key index to evaluate the quality of a system. The main parameters influencing ejection action reliability are determined, and a rigid ejection reliability analysis and design process of automatic rifles is set up. A simplified virtual prototype model of rigid ejection action reliability is established. The simulated results show that the position of ejector, the backplate position of ejection port and the ejection velocity are the dominant factors which have effect on ejection action reliability; as the ejection velocity is high enough, gravity has less effect on ejection action reliability. A method to determine the position of ejector is presented, and the calculational equations are established for location dimension of ejection port. An adjustable backplate of ejection port mechanism is designed to test in the shooting experiment. The experimental results are consistent with the simulated results. It shows that the validity and suitability of the proposed method are verified.

ordnance science and technology; automatic weapon; action reliability; reliability analysis; rigid ejection

2016-06-15

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51575279)

鄒衍(1990—)，男，博士研究生。E-mail: nfzouyan@163.com

徐誠(1962—)，男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail: xucheng62@mail.njust.edu.cn

TJ22

A

1000-1093(2017)02-0209-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.02.001