昝博勛，薛百文，楊 臻，何 偉，薛 鈞

(1.中北大學 機電工程學院，太原 030051；2.重慶建設工業(yè)(集團)有限責任公司，重慶 400054；3.中國兵器工業(yè)第208研究所，北京 102202)

閉鎖機構作為自動武器的核心機構，作用是武器發(fā)射過程時從槍管端面關閉彈膛，抵住彈殼，以防止彈殼在高膛壓時因后移量過大而發(fā)生橫斷和武器燃氣后逸。在彈丸飛出槍口、膛壓降到安全值后，能及時打開彈膛，以便完成后續(xù)的自動循環(huán)動作[1]

閉鎖機構的設計，是武器設計中重要的環(huán)節(jié)。現(xiàn)有武器的閉鎖機構的結構形式有很多種，按開、閉鎖時工作件的運動來分，剛性閉鎖機構分為回轉式、偏移式、擺動式和橫動式，但在自動武器的發(fā)展過程中證明有些形式不能很好地滿足閉鎖機構的各項要求，進而逐漸淘汰不合理的結構形式[2]。在現(xiàn)代武器系統(tǒng)中常用的閉鎖機構，回轉式閉鎖機構被廣泛應用于導氣式和管退式武器。不僅應用于小口徑，也應用于大口徑武器，甚至高射自動炮和航空自動炮[3]。

槍機回轉式的閉鎖機構，在自動機后坐過程中，槍機框帶動槍機后坐開鎖以及帶動抽殼鉤進行退殼；復進過程中，槍機框帶動槍機推彈到位并完成閉鎖到位等一系列動作。故該槍機在工作過程中受到復雜的沖擊載荷，尤其是開閉鎖凸筍、閉鎖齒以及彈底窩鏡面等部位容易產生疲勞破壞，影響自動武器的工作壽命，是自動武器設計與研發(fā)的重點課題。本研究采用槍機回轉式閉鎖機構，對輕量化后的槍機關鍵部位在射擊全過程中進行了壽命分析。

1 某步槍槍機運動過程分析

國產某新型步槍采用的是導氣式自動原理。當槍彈擊發(fā)后，火藥燃氣推動彈丸穿過導氣孔，一部分火藥燃氣通過導氣孔推動活塞桿向后運動，撞擊復進簧筒帶動槍機框后坐，從而槍機框撞擊槍機凸筍，在槍機框上螺旋槽的作用下開鎖，與槍機框共同后坐到位；在復進過程中，在復進簧的作用下，槍機與槍機框共同做復進運動，當槍機撞節(jié)套時，在閉鎖凸筍和螺旋槽的共同作用下，槍機旋轉進入節(jié)套，撞擊槍管斷面，關閉彈膛，使其閉鎖到位。簡化后的閉鎖機構模型示意圖[4]如圖1所示。

1-槍管；2-節(jié)套；3-槍機；4-槍機框；5-機匣；6-開閉鎖凸筍；7-開閉鎖螺旋槽

2 動力學特性仿真

由于高速攝影設備的局限性，其很難完全描述槍機的動力運動特性。為了全面分析槍機在射擊過程中的受力情況，利用ADAMS軟件對槍機的動力運動特性進行分析。

2.1 模型假設

為了使該步槍仿真模型的各部件運動過程更加趨近于實際射擊情況，結合該步槍的結構特點，以及射擊狀態(tài)下各部件的運動特性，對其仿真模型做如下假設：① 所有各部件均為剛體；② 不考慮各彈簧的阻尼；③ 機匣體、下護手、上護蓋與地面固定；④ 主要考慮導氣室壓力和膛底壓力對槍機的作用，忽略抽殼鉤、彈殼與槍機之間的碰撞。

2.2 模型建立

將簡化后的步槍三維模型導入到ADAMS軟件中，根據該步槍在實際射擊時各部件的運動和受力情況添加相應的約束，如表1所示。添加約束后的仿真模型如圖2所示。

表1 主要構件約束表

圖2 步槍仿真模型

2.3 仿真分析

根據射擊過程中彈藥的內彈道參數，將理論計算得導氣室壓力對活塞桿的作用力和膛底合力加載到仿真模型中進行動力學仿真，且結合高速攝影設備實測的運動規(guī)律，對仿真模型進行修正。通過Matlab修正后獲得槍機、槍機框的v-t曲線如圖3和圖4。

圖3 仿真得出槍機v-t曲線

根據仿真結果，在0.04～0.05 s間活塞桿后坐，撞擊復進簧筒并帶動槍機框后坐；在0.05～0.06 s間槍機框后坐撞擊槍機開閉鎖凸筍，槍機在螺旋槽的導引下開鎖，且達到最大后坐速度；在0.081 s槍機框與槍機后坐到位，在0.081～0.11 s槍機與槍機框復進，到0.108 s時，槍機凸筍撞擊節(jié)套體，且達到最大復進速度，并在螺旋槽的導引下回轉閉鎖，在0.112 s時，槍機與槍機框復進到位，并完成閉鎖動作。

圖4 修正后槍機框v-t曲線

由于槍機位于槍機框和節(jié)套內部，故采用高速攝影設備很難采集到槍機的運動速度以及與各部件之間撞擊點的速度。由圖5可知，修正后的槍機框實測值與仿真值的誤差在±0.2 m/s之內，故仿真值較符合實際情況。

3 有限元分析

3.1 瞬態(tài)動力學分析

將槍機三維模型導入到ANSYS Workbench中，且槍機選用30CrMnMoTiA材料，該材料的屬性如表2所示[5]。

根據槍機的運動特性，子彈擊發(fā)后，在殼機力的作用下，彈殼高速撞擊槍機上的彈底窩鏡面；槍機在開鎖過程中，開閉鎖凸筍與槍機框發(fā)生高速沖擊；在閉鎖過程中，槍機閉鎖齒與節(jié)套體發(fā)生高速沖擊。因此，閉鎖機構在開閉鎖過程中會承受很大的沖擊力，結合閉鎖機構在實際工作中的失效形式，其閉鎖齒、開閉鎖凸筍和彈底窩鏡面在循環(huán)沖擊載荷作用下極易產生磨損、變形和開裂等失效，故取槍機的這三個撞擊位置(如圖5所示)來進行瞬態(tài)動力學仿真。

表2 30CrMnMoTiA材料屬性

1-開閉鎖凸筍；2-閉鎖齒；3-彈底窩鏡面

結合ADAMS動力學仿真結果，獲得槍機這三個撞擊位置的接觸力以及對槍機的作用力矩(圖6所示)，并加載到有限元模型中進行瞬態(tài)動力學分析。由于槍機與各部件撞擊時間不一致，故對各撞擊位置單獨進行仿真分析，獲得3個撞擊點的應力云圖如圖7所示。

圖6 槍機與各部件之間的接觸力、作用力矩

由圖7(a)可知，在槍機開鎖過程中，由導氣室壓力與殼機力的作用，開閉鎖凸筍與槍機框間產生高速撞擊，使開閉鎖凸筍處的前后兩端面根部均產生應力集中，其最大值為923.9 MPa；由圖7(b)可知，在閉鎖過程中，因復進簧和擊錘簧的作用下，槍機框帶動槍機閉鎖齒與節(jié)套間發(fā)生沖擊，且在螺旋槽和閉鎖齒斷面的導引下回轉閉鎖，導致槍機繞軸線有沖擊力矩，使閉鎖齒前后斷面以及機頭后斷面和軸向面均產生應力集中，其最大值為914.27 MPa；由圖7(c)可知，因彈殼底平面與彈底窩鏡面間存在彈底間隙，并在殼機力的作用下，彈殼底平面與彈底窩鏡面發(fā)生沖擊，使彈底窩鏡面、退殼挺導引槽處以及抽殼鉤槽處存在應力集中，其最大值為806.19 MPa，而槍機材料的屈服強度為1 423 MPa，故最大應力值沒有超過槍機材料的屈服強度，在安全范圍內。

圖7 不同撞擊位置的應力云圖

3.2 疲勞壽命分析

槍機在射擊過程中受到復雜多變的沖擊載荷，由于目前尚無30CrMnMoTiA的材料沖擊疲勞數據，可根據材料的熱處理情況，結合沖擊疲勞與常規(guī)疲勞極限換算確定沖擊疲勞數據。換算如表3所示(Sj為常規(guī)疲勞極限)[6]。

根據30CrMnMoTiA的材料熱處理情況，取Sj=0.89Sj[7-9],將計算和修正好的材料S-N曲線(見圖8)添加到Workbench材料庫中，利用Fatigue Tool模塊,對槍機進行疲勞壽命分析，槍機各撞擊位置的分析結果如圖9所示。

表3 沖擊疲勞極限與常規(guī)疲勞極限換算

圖8 30CrMnMoTiA的S-N曲線

圖9 不同撞擊位置的壽命云圖

根據圖9可知，在槍機開閉鎖凸筍的根部、閉鎖齒的根部疲勞壽命較低，其值分別為 16 507發(fā)和 16 942發(fā)，故這兩處屬于槍機的危險點；在彈底窩鏡面與退殼挺導引處因應力集中，其疲勞壽命也較小為23 317發(fā)，故該部位也屬于槍機危險點，但槍機3個撞擊位置的仿真壽命均滿足10 000發(fā)的設計要求。

為了驗證槍機壽命仿真結果的可行性，對槍機進行4組壽命試驗，試驗統(tǒng)計結果如表4所示。

表4 實測壽命結果

根據測試結果可知，在1組、2組和4組測試結束后，槍機開閉鎖凸筍處的平均實測壽命結果為17 405發(fā)，與仿真結果誤差為5.9%，在3組的測試結果值為18 263，與仿真結果誤差為7.2%，故仿真結果誤差允許范圍內，且在開閉鎖凸筍根部和閉鎖齒部均發(fā)生磨損和裂紋。

4 結論

利用ADAMS軟件對該槍機的動力學特性進行了分析，且與高速攝影拍攝結果進行了比較，其仿真結果與測試結果誤差較小，表明對該槍機的動力學運動特性以及受力情況模擬合理。同時利用ANSYS Workbench對槍機進行了瞬態(tài)動力學和疲勞壽命分析，分析得到槍機的危險點位置在開閉鎖凸筍和閉鎖齒處，其仿真壽命分別為16 507發(fā)和16 942發(fā)，與實測值的誤差在允許范圍內，且該槍機在工作過程中滿足強度要求，只發(fā)生變形、磨損等彈性變形，仿真結果符合實際情況，能夠保證閉鎖機構安全工作。