趙永娟，潘玉田，張鵬飛，常建龍

（中北大學(xué)軍民融合協(xié)同創(chuàng)新研究院，太原 030051）

0 引言

現(xiàn)代自行火炮為了能夠做到在火控系統(tǒng)控制下精準(zhǔn)、迅速開(kāi)火，必須對(duì)傳統(tǒng)機(jī)械擊發(fā)機(jī)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)［1］。在不改變火炮機(jī)械擊發(fā)功能的基礎(chǔ)上，增加電擊發(fā)裝置功能，是電擊發(fā)自動(dòng)裝填技術(shù)研究的思路。電擊發(fā)底火自動(dòng)裝填裝置對(duì)提升大口徑自行火炮的發(fā)射速度至關(guān)重要。

炮閂在關(guān)閉過(guò)程中涉及到扭臂壓蓋擠壓力、彈子簧支撐力、擊針復(fù)位簧回復(fù)力等眾多力學(xué)分量作用［2-3］，而大口徑火炮電擊發(fā)裝置關(guān)鍵件撥片簧與擊針連接部分會(huì)產(chǎn)生復(fù)雜的彎扭組合變形，光靠實(shí)際經(jīng)驗(yàn)和肉眼是無(wú)法進(jìn)行分析的，而且試驗(yàn)費(fèi)用昂貴，因此，通過(guò)實(shí)體建模并借助ALGOR 有限元分析軟件可以直接求解整個(gè)電擊發(fā)組件的受力情況，從而大幅提高關(guān)鍵件受力分析的效率和求解精度［4-5］。

撥片簧組件是連接擊針和電擊發(fā)裝置的重要部件，是電擊發(fā)底火自動(dòng)裝填裝置中的關(guān)鍵件，因此為提高電擊發(fā)裝置工作的可靠性必須對(duì)其進(jìn)行設(shè)計(jì)與優(yōu)化。

1 關(guān)鍵件設(shè)計(jì)工作原理及受力分析

1.1 關(guān)鍵件工作原理

大口徑火炮電擊發(fā)裝置的關(guān)鍵件是撥片簧（機(jī)、電轉(zhuǎn)換裝置），圖1 中連接擊針和電擊發(fā)裝置的淺黃色部分為關(guān)鍵件撥片簧。撥片簧一端通過(guò)撥片擺臂以銷軸連接的方式固定在擊針座的凹槽內(nèi)，另一端插接在擊針頭部的撥片簧安裝孔內(nèi)。擊針座內(nèi)的擊針安裝孔與撥片簧槽表面均被絕緣套覆蓋，從而使擊針和撥片簧組件與擊針座本體保持絕緣。撥片簧組件工作原理為：

圖1 電擊發(fā)裝置撥片簧組件結(jié)構(gòu)圖

1）閂體關(guān)閉時(shí)，撥片簧扭臂上的弧形壓蓋嵌入炮尾上與閂體運(yùn)動(dòng)方向平行的傾斜到軌板槽。

2）閂體運(yùn)動(dòng)時(shí)，由于軌板槽深度逐漸變淺，其內(nèi)部斜面滑道開(kāi)始與弧形壓蓋接觸。撥片簧組件扭臂受斜面滑道擠壓而扭轉(zhuǎn)，撥片簧組件發(fā)生彈性形變后將擊針壓下。

3）閂體打開(kāi)時(shí)，壓蓋逐漸從斜面滑道中退出，擊針在擊針復(fù)位簧作用下自動(dòng)收回?fù)翎樖?，從而完成大口徑火炮電擊發(fā)發(fā)射。

1.2 關(guān)鍵件受力分析

在電擊發(fā)狀態(tài)，撥片簧扭臂壓蓋受到炮尾導(dǎo)引槽斜面擠壓扭轉(zhuǎn)，產(chǎn)生下壓力為Fp1，擊針在撥片簧的推動(dòng)下，克服擊針復(fù)位簧回復(fù)力向下運(yùn)動(dòng)與底火尾部接觸。通過(guò)查閱參考資料及計(jì)算，擊針簧回復(fù)力為F1=2.475 N。在使用有限元軟件分析電擊發(fā)組件工作受力情況時(shí)，擊針復(fù)位簧的回復(fù)力等效為作用于擊針下絕緣環(huán)下表面的正壓力P1，擊針下絕緣環(huán)下表面表面積S1，因?yàn)閾翎樐Ｐ蜑閰?shù)化建模，通過(guò)Solidworks 軟件可以直接查得S1=56.65 mm2則：

P1=F1/S1=2.475/56.65=4.40×10-2MPa

擊針尾端部與底火接觸時(shí)，端面S2受到的接觸壓力P2=0.1 MPa；此外，在撥片簧扭臂處還受到彈簧彈子支撐力，因?yàn)殡姄舭l(fā)狀態(tài)下扭臂轉(zhuǎn)動(dòng)角度很小，彈子簧回復(fù)力近似不變，所以可以等效為一個(gè)垂直于扭臂下表面的恒力Fs1。圖2 是電擊發(fā)狀態(tài)下?lián)芷赏廨d荷加載情況時(shí)受力情況。

圖2 撥片簧電擊發(fā)狀態(tài)受力分析

2 關(guān)鍵件優(yōu)化方案及分析

關(guān)鍵件撥片簧的力學(xué)模型可簡(jiǎn)化為兩端受到約束的彈性簡(jiǎn)支梁。采用參數(shù)化分析設(shè)計(jì)的擊發(fā)機(jī)構(gòu),各運(yùn)動(dòng)件間互相協(xié)調(diào),具有較高的擊發(fā)可靠性［6］。在撥片簧與擊針連接的約束部分因?yàn)榕まD(zhuǎn)擠壓而產(chǎn)生嚴(yán)重的應(yīng)力集中現(xiàn)象［7-8］，為了優(yōu)化簧片受力情況就必須避免這種應(yīng)力集中現(xiàn)象的發(fā)生。通過(guò)借鑒工程應(yīng)用上拱梁結(jié)構(gòu)分散載荷的實(shí)例［9］，在優(yōu)化方案中將撥片簧外形由線形改為弧形，同時(shí)加大擊針尾部簧片安裝孔高度，為簧片彎曲變形提供空間，以避免連接部位應(yīng)力集中現(xiàn)象的發(fā)生。

2.1 撥片簧組件建模及網(wǎng)格劃分

圖3 為優(yōu)化方案網(wǎng)格劃分情況，從圖中可見(jiàn)，撥片簧厚度方向上網(wǎng)格數(shù)量為4 層，可以保證求解時(shí)的計(jì)算精度［10］。

圖3 優(yōu)化方案網(wǎng)格劃分情況

2.2 不同安裝孔深撥片簧等效應(yīng)力云圖及分析

圖4 為優(yōu)化后的不同安裝孔深撥片簧電擊發(fā)狀態(tài)等效應(yīng)力云圖，通過(guò)選取3 組不同的安裝孔深度數(shù)值分別求解，分析不同連接方式對(duì)簧片受力情況的影響。通過(guò)表1 對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，簧片安裝孔深度越淺，撥片簧表面應(yīng)力分布越均勻，應(yīng)力集中現(xiàn)象越不明顯。隨著安裝孔深度增加，安裝孔內(nèi)壁對(duì)簧片的約束作用愈加明顯，因扭轉(zhuǎn)而引起的應(yīng)力集中現(xiàn)象很快超過(guò)弧形結(jié)構(gòu)對(duì)載荷的分散效應(yīng)，最終導(dǎo)致簧片最大等效應(yīng)力值的急劇上升。顯然，安裝孔深度越淺，撥片簧受力情況越好，當(dāng)安裝孔深度為0 mm 時(shí)，簧片扭轉(zhuǎn)形變和應(yīng)力集中現(xiàn)象都將歸零，但是此時(shí)撥片簧組件也將失去作用。因此單純通過(guò)減小安裝孔深度的優(yōu)化方式是不可取的。

圖4 不同安裝孔深撥片簧電擊發(fā)狀態(tài)等效應(yīng)力云圖

表1 撥片簧優(yōu)化方案電擊發(fā)狀態(tài)應(yīng)力分析結(jié)果

進(jìn)一步分析表明，初步優(yōu)化方案的安裝孔深度與簧片插入深度相同，而扭臂下壓時(shí)，撥片簧受力由彎變直，其徑向長(zhǎng)度有逐步增加的趨勢(shì)，而此時(shí)擊針上的安裝孔卻限制了簧片伸長(zhǎng)，當(dāng)簧片無(wú)法伸長(zhǎng)時(shí)，對(duì)安裝孔內(nèi)前表面將產(chǎn)生強(qiáng)烈擠壓，同時(shí)在安裝孔口部上沿產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)形變，這就是初步優(yōu)化方案中撥片簧產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象的根本原因，圖5 直觀顯示了這種應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖5 初步優(yōu)化方案電擊發(fā)狀態(tài)撥片簧和擊針安裝孔表面應(yīng)力集中現(xiàn)象

在以上分析的基礎(chǔ)上，提出了撥片簧最終優(yōu)化設(shè)計(jì)方案。該方案擊針安裝孔深度固定為4 mm，使簧片對(duì)擊針產(chǎn)生的下壓力盡可能與擊針軸線重合。撥片簧端部和安裝孔內(nèi)前表面采用0.7 mm 間隙配合，同時(shí)適當(dāng)加大撥片簧弧度來(lái)提升載荷分散效應(yīng)。

2.3 不同厚度撥片簧等效應(yīng)力云圖

圖6 為電擊發(fā)裝置優(yōu)化方案實(shí)體模型加載后的位移云圖，通過(guò)和加載前模型輪廓線圖對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)撥片簧承受載荷自然變形伸長(zhǎng)的情況。圖7 中的等效應(yīng)力云圖顯示，當(dāng)撥片簧厚度小于1.1 mm時(shí)，厚度增加引起的載荷分散效應(yīng)超過(guò)扭臂下壓力增加的作用效果，因此簧片應(yīng)力呈下降趨勢(shì)。當(dāng)撥片簧厚度超過(guò)1.1 mm 時(shí)，后者作用效果超過(guò)前者，簧片應(yīng)力開(kāi)始緩慢上升，同時(shí)簧片表面應(yīng)力分布逐漸趨于均勻，最大等效應(yīng)力點(diǎn)基本位于簧片中、后部位置。當(dāng)撥片簧厚度超過(guò)1.4 mm 時(shí)，因厚度增加而引起的簧片扭轉(zhuǎn)形變趨勢(shì)開(kāi)始占據(jù)主導(dǎo)地位，此時(shí)盡管在簧片表面位置應(yīng)力分布已經(jīng)非常均勻，但是最大等效應(yīng)力點(diǎn)已經(jīng)轉(zhuǎn)移到其端部與擊針接觸面位置，并且應(yīng)力幅值也開(kāi)始快速上升。

圖6 撥片簧組件優(yōu)化方案電擊發(fā)狀態(tài)位移圖

圖7 優(yōu)化方案電擊發(fā)狀態(tài)撥片簧等效應(yīng)力云圖

2.4 不同厚度撥片簧等效應(yīng)力分析

表2 中列出了優(yōu)化方案6 組撥片簧設(shè)計(jì)參數(shù)的求解結(jié)果。結(jié)果顯示，炮尾導(dǎo)引槽斜面對(duì)扭臂產(chǎn)生的下壓力和擊針受力情況均隨撥片簧厚度增加而增加。其中扭臂下壓力的增幅始終比較平緩，而擊針最大等效應(yīng)力增幅在撥片簧厚度為1.1 mm～1.4 mm 時(shí)較為平緩，撥片簧厚度過(guò)薄或過(guò)厚都會(huì)引起擊針受力情況的階越式變化。撥片簧的受力情況更為特殊，在簧片厚度小于1.1 mm 時(shí)，載荷呈下降趨勢(shì)；厚度為1.1 mm～1.4 mm 時(shí)，載荷趨于平緩上升；厚度超過(guò)1.4 mm 時(shí)，載荷增幅開(kāi)始急劇上升。

表2 優(yōu)化方案電擊發(fā)狀態(tài)應(yīng)力分析結(jié)果

經(jīng)過(guò)分析發(fā)現(xiàn)，撥片簧最佳厚度范圍在1.1 mm～1.4 mm 之間，由于從安全方面考慮，設(shè)計(jì)方案傾向于相對(duì)較大的扭臂下壓力，因此最終優(yōu)選的簧片厚度參數(shù)為1.4 mm。

2.5 撥片簧疲勞壽命分析

撥片簧的結(jié)構(gòu)尺寸很小，厚度僅為1.4 mm，而工作時(shí)承受的載荷又比較大，長(zhǎng)時(shí)間反復(fù)加載后，會(huì)在最大應(yīng)變處，即在簧片上表面與擊針連接處開(kāi)始萌生局部裂紋，最終因?yàn)槠谑Ф_(dá)到使用壽命。撥片簧工作情況屬于典型的單調(diào)循環(huán)低周疲勞，采用針對(duì)材料低周疲勞分析的局部應(yīng)力應(yīng)變法估算其裂紋形成壽命［11］。撥片簧的疲勞壽命計(jì)算公式選用莫羅公式：

其中，等效應(yīng)變?chǔ)う?2.55×10-3mm；疲勞強(qiáng)度系數(shù)σf'=987 MPa；彈性模量E=1.97×105MPa；疲勞延性系數(shù)εf'=0.288；疲勞強(qiáng)度指數(shù)b=-0.11；疲勞延性指數(shù)c=-0.58；局部應(yīng)力σm=231.94 MPa；N 為壓片簧疲勞壽命數(shù)值。將上述參數(shù)帶入式（1）得：N=37 355次，因?yàn)榇罂趶交鹋诖蟛糠衷趷毫迎h(huán)境下進(jìn)行工作，其相關(guān)零部件應(yīng)取較高的壽命安全系數(shù)nN，這里取nN=10［12］，則撥片簧組件的安全使用壽命N'=N/nN=3 735 次。

3 結(jié)論

本文利用撥片簧實(shí)現(xiàn)電擊發(fā)裝置與擊針彈性浮動(dòng)安裝，對(duì)影響電擊發(fā)裝置可靠性的撥片簧進(jìn)行設(shè)計(jì)與優(yōu)化分析，確定安裝孔深度為4 mm，彈簧片厚度為1.4 mm 時(shí)，某口徑火炮在電擊發(fā)狀態(tài)下滿足強(qiáng)度要求，最后通過(guò)局部應(yīng)力應(yīng)變分析法對(duì)關(guān)鍵件撥片簧的疲勞使用壽命進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果表明撥片簧可以長(zhǎng)時(shí)間安全可靠工作。本論文為今后某大口徑火炮工程化研制提供一種設(shè)計(jì)方案。