李 利，魏立新，樊永鋒

(鄭州機電工程研究所，河南 鄭州 450052)

0 引 言

為了提高某型小口徑艦炮射擊過程中供彈的可靠性，有必要對其供彈系統(tǒng)進行動力學(xué)分析。該小口徑艦炮的供彈系統(tǒng)屬于剛?cè)狁詈舷到y(tǒng)，尤其是供彈系統(tǒng)彈鼓模塊中的雙線螺旋片，屬于薄板類易變形的柔性體。由于供彈系統(tǒng)模型剛?cè)狁詈闲?yīng)的存在，會對供彈系統(tǒng)的動力學(xué)特性造成很大的影響。目前國內(nèi)對小口徑艦炮供彈系統(tǒng)的研究只限于結(jié)構(gòu)和運動原理上的分析，對其動力學(xué)分析的研究較少，特別是對供彈系統(tǒng)進行深一步的剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)分析。因此有必要建立供彈系統(tǒng)虛擬樣機，對供彈系統(tǒng)模型進行剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)仿真[1]。

供彈系統(tǒng)的主要構(gòu)件雙線螺旋片在高轉(zhuǎn)速、受力大的工況下會產(chǎn)生變形，因此在仿真中必須視為柔性體。其余受力小，剛度大的構(gòu)件可以視為剛體，這樣建立的動力學(xué)模型不僅可以準(zhǔn)確的反映供彈系統(tǒng)的運動狀態(tài)，又可以使仿真的工作量大大降低[2]。

文中分別建立了供彈系統(tǒng)的剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型和剛體動力學(xué)模型，利用動力學(xué)仿真軟件Adams分別進行動力學(xué)仿真，并與試驗結(jié)果進行對比，為以后的樣機研制提供依據(jù)[3]。

1 剛?cè)狁詈夏Ｐ偷慕?/h2>

1.1 供彈機構(gòu)的工作原理

供彈系統(tǒng)主要包括彈鼓和供彈機構(gòu)兩大組件，具體模型如圖1所示。彈鼓主要用來儲存炮彈，為炮彈進入供彈機構(gòu)提供集彈空間；供彈機構(gòu)利用自動機火藥燃?xì)獾暮笞ψ鳛閯恿Γㄟ^四級撥彈輪把彈從集彈圓盤的集彈器中帶出。在這個過程中，彈鼓中的螺旋片屬于易變形構(gòu)件，剛度小；而炮彈沿隔室移動主要靠螺旋片的推力作用，因此螺旋片的變形很大程度影響供彈機構(gòu)供彈的可靠性。所以有必要對螺旋片柔性化并對供彈系統(tǒng)進行動力學(xué)分析。

1.2 Adams仿真模型建立

Adams動力學(xué)分析軟件通過建立零件模型、施加載荷和約束建立仿真模型并進行動力學(xué)求解。同時Adams支持很多常用CAD設(shè)計軟件模型的直接導(dǎo)入，但是導(dǎo)入的模型默認(rèn)為剛體模型，必須使用Adams/Flex模塊，通過Flex與FEA軟件之間的通信接口，諸如Nastran，Ansys，Abaus建立柔性體的模態(tài)中性文件（medal neutral file，MNF）向 Flex 傳遞模型數(shù)據(jù)[4]。FEA軟件生成的MNF文件中包含的信息主要有：柔性體的幾何參數(shù)，柔性體各節(jié)點的位置坐標(biāo)，節(jié)點的質(zhì)量與轉(zhuǎn)動慣量，各階模態(tài)以及模態(tài)的廣義質(zhì)量和廣義剛度等。文中提出一種利用Creo，Adams，Ansys建立剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型的方法[5-6]。

首先在Creo下建立三維剛體模型，由于模型中存在特征較為復(fù)雜的零件，因此不采用轉(zhuǎn)換中間格式的方法。直接用Adams導(dǎo)入Creo文件的方法，這樣可以更好的保留模型的特征。其次利用有限元分析軟件Ansys創(chuàng)建有限元模型，通過劃分網(wǎng)格和建立剛性區(qū)域及剛性連接點的方式生成mnf中性文件[7]，如圖2和圖3所示。最后將mnf文件導(dǎo)入Adams中替換剛性體螺旋片，由Adams進行動力學(xué)仿真得到仿真結(jié)果。

這種分析方法把剛度大、變形小的構(gòu)件作為剛性體處理，把剛度小，變形大的構(gòu)件作為柔性體處理。在保證仿真正確性的基礎(chǔ)上可以有效的提高仿真效率和逼真度。

1.3 仿真模型的約束和參數(shù)設(shè)定

將模型導(dǎo)入Adams后，需要建立各個構(gòu)件之間的約束。因此需要根據(jù)模型實際約束情況，在構(gòu)件間添加約束[8]。文中的仿真主要是計算供彈系統(tǒng)在啟動—穩(wěn)定運轉(zhuǎn)過程中供彈系統(tǒng)的阻力矩，并得到剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ偷姆抡娼Y(jié)果。

動力學(xué)仿真中供彈系統(tǒng)的驅(qū)動來自于自動機對大模數(shù)齒輪的驅(qū)動。因此在模型仿真過程中，直接在大模數(shù)齒輪上添加角速度驅(qū)動，角速度的具體數(shù)值和現(xiàn)場試驗過程中電機給自動機的角速度一致，是通過Adams中的Akispl插值函數(shù)實現(xiàn)[9]。

2 仿真計算與結(jié)果

2.1 試驗仿真

本文通過對供彈系統(tǒng)啟動、穩(wěn)定射擊到停止射擊3個階段分別進行多剛體動力學(xué)仿真和剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)仿真，仿真結(jié)果與實際試驗結(jié)果進行對比，找到更符合實際的供彈系統(tǒng)動力學(xué)仿真方法，進而達到利用動力學(xué)仿真模擬現(xiàn)場試驗、縮短產(chǎn)品研發(fā)周期，降低試驗成本的目的[10]。

2.2 仿真測量結(jié)果

仿真試驗主要對供彈系統(tǒng)（剛?cè)狁詈夏Ｐ秃蛣傮w模型）的阻力矩進行仿真。對比剛?cè)狁詈夏Ｐ秃蛣傮w模型的仿真阻力矩，與現(xiàn)場試驗進行比較，找出同一供彈系統(tǒng)利用不同類型的仿真模型得到仿真結(jié)果的差異[11]。文中按照現(xiàn)場試驗的轉(zhuǎn)速進行仿真，仿真過程中，啟動時間為330 ms（對應(yīng)的現(xiàn)場試驗時間為500–830 ms）。為縮短仿真時間，提高仿真效率，供彈系統(tǒng)穩(wěn)定運轉(zhuǎn)時間為270 ms（對應(yīng)的現(xiàn)場試驗時間為830–1 900 ms），減速階段時間為 400 ms（對應(yīng)的現(xiàn)場試驗時間為 1 900–2 300 ms）?，F(xiàn)場試驗中射頻為4 200發(fā)/min，該型艦炮為6管，射速為4 200/6=700 r/min，轉(zhuǎn)換為角速度為：（700/60）*360=4 200 d/s，圖4-圖5中角速度單位d/s，扭矩單位N·mm。由Akispl函數(shù)差值獲得角速度變化曲線如圖4所示。

表1 仿真試驗的初始條件Tab.1 Initial conditions for simulation experiments

剛體模型仿真阻力矩與時間之間的變化曲線如圖5所示。

剛?cè)狁詈戏抡婺Ｐ蛦恿嘏c時間之間的變化曲線如圖6所示。

3 現(xiàn)場試驗結(jié)果

3.1 現(xiàn)場試驗測試原理

在不進行真實射擊情況下，扭矩傳感器安裝在電機的輸出軸和自動機傳動軸之間。扭矩傳感器采用TQ-660系列扭矩傳感器，測量范圍為±500 N·m，響應(yīng)頻率為100 μs，精度為0.5%，扭矩傳感器的具體位置如圖7所示。

在現(xiàn)場試驗中，由于扭矩傳感器的安裝位置在自動機尾部，所以扭矩傳感器測出的力矩為自動機產(chǎn)生的阻力矩與供彈系統(tǒng)阻力矩之和。在對比過程中，應(yīng)該減去自動機產(chǎn)生的阻力矩。由于自動機做了相應(yīng)的簡化，其阻力矩為 2 N·m。

3.2 現(xiàn)場試驗

在試驗中，電機按照已經(jīng)設(shè)置好的轉(zhuǎn)速驅(qū)動自動機進行運動，自動機驅(qū)動供彈機構(gòu)的四級撥彈輪產(chǎn)生運動。四級撥彈輪通過齒輪將動力傳入彈鼓，使螺旋片產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)運動，炮彈從彈鼓中的隔室經(jīng)螺旋片的推力作用上移至供彈圓盤，供彈圓盤中的炮彈經(jīng)四級撥彈輪的作用進入自動機，隨后在不進行真實射擊的情況下經(jīng)過自動機依次進入排殼機構(gòu)。

3.3 現(xiàn)場試驗結(jié)果

現(xiàn)場試驗采用射頻為4 200發(fā)/min進行帶彈射擊試驗。速度單位為r/min（等同仿真過程中的射頻4 200 d/s），扭矩單位為N·m。

由現(xiàn)場試驗得到角速度曲線，啟動力矩的變化曲線如圖8和圖9所示。

如圖9可知，供彈系統(tǒng)在剛開始啟動時阻力矩很大，最大值達到113 N·m（此處減去了自動機的阻力矩2 N·m）。但是隨著供彈系統(tǒng)轉(zhuǎn)速的穩(wěn)定，其阻力矩開始逐漸減小，穩(wěn)定在23 N·m（此處減去了自動機的阻力矩2 N·m）附近。在供彈系統(tǒng)開始減速至停止階段，發(fā)現(xiàn)得到的扭矩曲線與仿真試驗測得的圖像差別很大。這是由于現(xiàn)場試驗是電機軸驅(qū)動整套試驗系統(tǒng)運轉(zhuǎn)，傳感器測得的扭矩是電機輸出軸上的扭矩。當(dāng)電機突然斷電停轉(zhuǎn)后，電機軸在其慣性作用下繼續(xù)做減速運動。但減速的過程中電機的輸出軸是靠慣性繼續(xù)運動，其軸上是不存在力的，因此也不會存在扭矩。

4 仿真結(jié)果對比

4.1 結(jié)果對比

文中從供彈系統(tǒng)啟動和供彈系統(tǒng)穩(wěn)定運轉(zhuǎn)2個階段對阻力矩進行仿真分析，得到結(jié)果如表2所示。

表2 仿真結(jié)果與試驗結(jié)果對比Tab.2 Comparison of simulation results with test results

4.2 仿真試驗結(jié)論

從表2的分析可以看出，現(xiàn)場試驗測得的扭矩隨角速度變化曲線和剛?cè)狁詈戏抡婺Ｐ偷呐ぞ仉S角速度變化曲線最為接近。

分析啟動力矩，首先從圖7看出扭矩傳感器安裝的位置在自動機的尾部，也就是說現(xiàn)場試驗測得的扭矩是供彈系統(tǒng)的阻力矩外加自動機的阻力矩。分析剛體仿真模型在啟動階段的阻力矩可以看出，雖然趨勢和現(xiàn)場試驗一致，但是其最大啟動力矩要大于現(xiàn)場試驗的最大啟動力矩。而剛?cè)狁詈夏Ｐ筒粌H趨勢與現(xiàn)場試驗一致，而且最大啟動力矩與現(xiàn)場試驗的最大啟動力矩誤差很小。對比剛?cè)狁詈夏Ｐ偷淖畲髥恿睾蛣傮w模型最大啟動力矩可以看出，剛?cè)狁詈夏Ｐ偷淖畲髥恿匾∮趧傮w模型的最大啟動力矩，這是符合剛體動力學(xué)的一般常識的，進一步驗證了剛?cè)狁詈戏抡婺Ｐ偷恼_性。從圖5可以看出，剛體仿真模型在啟動到接近穩(wěn)定射擊狀態(tài)的過程中，其阻力矩出現(xiàn)了較大的波動，可以從另一方面說明剛體仿真模型的不穩(wěn)定性。

本文對剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ头€(wěn)定射擊狀態(tài)下供彈系統(tǒng)的最大阻力矩與實驗結(jié)果進行比較。剛體模型射擊穩(wěn)定狀態(tài)時的最大阻力矩為200 N·m，這與現(xiàn)場試驗測得數(shù)據(jù)40 N·m相差很大，不能夠模擬現(xiàn)場試驗。而剛?cè)狁詈夏Ｐ蜕鋼舴€(wěn)定狀態(tài)的最大阻力矩為52 N·m，這與現(xiàn)場試驗時穩(wěn)定射擊狀態(tài)的最大阻力矩較為接近。

停射力矩可以看出是最偏離現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)的，具體原因上文已經(jīng)闡述。通過剛?cè)狁詈夏Ｐ团c剛體模型之間的對比，得到剛?cè)狁詈夏Ｐ偷淖枇乇葎傮w模型阻力矩要小，符合剛體動力學(xué)常識，可以驗證剛?cè)狁詈夏Ｐ偷恼_性。

所以可以得出結(jié)論，剛?cè)狁詈戏抡婺Ｐ洼^比于剛體仿真模型而言，得到的結(jié)果更符合現(xiàn)場試驗，因此在供彈系統(tǒng)動力學(xué)試驗中可以采用剛?cè)狁詈夏Ｐ蛠碇笇?dǎo)現(xiàn)場試驗，獲取想要的結(jié)果。

5 柔性體螺旋片變形仿真

對于柔性體而言，主要考慮其在仿真過程中的變形量。利用這個參數(shù)來進一步驗證供彈系統(tǒng)的可靠性以及剛?cè)狁詈夏Ｐ偷恼_性。

螺旋片任意點處的變形如圖10所示。

由以上仿真實驗可以獲得螺旋片在各個階段的變形如表3所示。

表3 柔性體變形量Tab.3 Flexible body deformation

由表3可知，螺旋片在供彈系統(tǒng)剛開始啟動時變形量逐漸增加，最大值為0.000 2 m；當(dāng)供彈系統(tǒng)穩(wěn)定運轉(zhuǎn)時，螺旋片繼續(xù)變形，變形量穩(wěn)定在0.000 2～0.000 3 m之間；當(dāng)供彈系統(tǒng)停射時，此時螺旋片會產(chǎn)生整個供彈階段最大的變形量為0.000 5 m。從以上的分析可以看出螺旋片在整個運動階段變形量相對于螺旋片的厚度是比較小的（螺旋片的厚度為0.004 m，焊接在彈鼓的內(nèi)筒上），因此螺旋片的變形量不會影響彈在隔室中的上升運動，即不會影響供彈的穩(wěn)定性，也從側(cè)面驗證了剛?cè)狁詈夏Ｐ偷臏?zhǔn)確性。

6 結(jié) 語

文中采用Creo，Adams，Ansys軟件之間的雙向接口建立了供彈系統(tǒng)剛?cè)狁詈夏Ｐ停⒃谏漕l為4 200發(fā)/min下分別對供彈系統(tǒng)的剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ瓦M行動力學(xué)仿真分析，得出在啟動階段，剛?cè)狁詈夏Ｐ秃蛣傮w模型與現(xiàn)場試驗中供彈系統(tǒng)的最大阻力矩誤差分別為2%和15%；在射擊穩(wěn)定狀態(tài)下，剛?cè)狁詈夏Ｐ秃蛣傮w模型與現(xiàn)場試驗中供彈系統(tǒng)的阻力矩最大值的誤差分別為30%和400%。通過對比可以得出相對于剛體動力學(xué)模型，剛?cè)狁詈戏抡婺Ｐ透咏咏诂F(xiàn)場試驗，為供彈系統(tǒng)研究提供了一種有效的動力學(xué)建模方法和分析手段。