某自動榴彈發射器剛柔耦合發射動力學仿真

徐 禮，毛保全，王傳有，徐振輝

（裝甲兵工程學院 兵器工程系，北京100072）

自動榴彈發射器是一種能自動裝填、實施連發射擊的榴彈發射器，口徑通常在20mm以上[1].對自動榴彈發射器進行動力學仿真可以預測其動力學特性，驗證機構的工作可靠性，為武器系統總體方案的論證和關鍵技術的突破提供理論依據.目前國內對彈鏈供彈的榴彈發射器進行動力學仿真的研究較少，彈鏈供彈機構的動力學仿真比較復雜，需要將彈鏈考慮為柔性體，并且仿真過程中有大量的接觸/碰撞，加上自動機仿真過程中的接觸/碰撞以及槍架腿桿柔性體，使得全系統的仿真難度增大，以往在對榴彈發射器的仿真研究中很少全面考慮此因素.文獻[2]對QLZ87式35mm自動榴彈發射器進行了多剛體動力學仿真分析，文獻[3]對某自動榴彈發射器進行了連發射擊仿真，文獻[4]對某單兵自動武器的榴彈發射系統進行了動力學仿真，并進行了供彈、拋殼分析.它們的研究對象都是彈倉供彈的榴彈發射器，并且采用多剛體動力學法進行仿真.本文以某彈鏈供彈的自動榴彈發射器為研究對象，考慮彈鏈及槍架腿桿的變形，運用ADAMS和ANSYS軟件建立該榴彈發射器的剛柔耦合動力學模型，驗證了模型的可信度，得到了該自動榴彈發射器的動態特性，研究了不同射角和自動方式對自動機運動特性的影響，分析了供彈機構的工作可靠性.

1 發射過程分析

該自動榴彈發射器口徑為25mm，采用身管短后坐－導氣混合式自動方式、前沖擊發和彈鏈式單程供彈機構，自動機質量為3.66kg，活塞直徑為28mm.槍機在槍管節套內回轉閉鎖，槍管下方裝有導氣裝置，槍機安裝在槍機框內，槍機框后部裝有復進簧和緩沖簧，槍機框沿機匣往復運動，供彈機構及自動機結構原理如圖1所示.

圖1 供彈機構及自動機結構原理

扣動板擊后，槍機框與槍機結合體在復進簧的作用下完成復進、撥彈、推彈等動作.槍機進入節套旋轉閉鎖，擊針撞擊底火擊發彈丸，彈丸在火藥燃氣作用下向前加速運動，通過導氣孔后，氣室的火藥燃氣推動槍機框加速后坐，并帶動槍機旋轉開鎖，完成抽殼、進彈、拋殼等一系列動作.槍機框后坐壓縮緩沖簧并撞擊槍尾，在緩沖簧與復進簧的作用下復進到達掛機位置，結束一個射擊循環.若扳機處于連發狀態，則槍機框以到達掛機位置速度為初始速度繼續復進開始下一個射擊循環.

2 剛柔耦合模型的建立

2.1 基本假設

根據該自動榴彈發射器的結構特點以及射擊過程中自動機的運動規律，在不影響模型合理性的前提下，作如下假設：①武器系統中各構件（除彈簧、彈鏈和槍架腿桿外）均作剛體處理；②槍架支腳與地面固定不動；③彈簧內耗忽略不計.

2.2 多剛體模型的建立

該榴彈發射器主要由發射機構、供彈機構、機匣、自動機、槍管、槍尾等部件組成，運用三維建模軟件SolidWorks建立各部件的實體模型，利用ADAMS與SolidWorks之間的數據接口將實體模型導入ADAMS中，然后根據各部件間的運動關系對模型進行簡化，簡化后全系統共39個剛體.

根據假設①，選擇機匣為參照系[5].以槍口方向為x軸正向，以豎直向下為z軸正向，以左手準則確定y軸方向.按照系統內各剛體的實際運動和受力情況，分別添加相應的運動副和力元關系.機匣與槍架固定（槍架支腳與地面固定），與機匣直接連接的剛體有槍機框、受彈機座、受彈機蓋等12個剛體，其連接關系如圖2所示.其余剛體之間通過固定副、旋轉副、移動副等運動副以及碰撞和彈簧等力元連接在一起，其中機心與其他剛體的連接關系如圖3所示.

圖2 機匣與其他剛體之間的約束關系

圖3 機心與其他剛體之間的約束關系

模型中共15個固定副，12個移動副、10個旋轉副、42個剛體碰撞.模型的總自由度：

D＝6×39－6×15－5×10－5×12＝34

2.3 柔性體模型的建立

供彈機構中，彈鏈的抱彈部分受到擠壓變形.建模時，需要把彈鏈抱彈部分考慮為柔性體，彈鏈的其他部分仍可看作剛體.槍架系統中的3條腿桿的變形在武器射擊時不可忽略，建模時也應考慮為柔性體[6].采用腿桿和彈鏈柔性體建立模型，使得仿真結果更符合實際.

ADAMS采用模態柔性來表示物體的彈性，運用模態中性文件來描述，本文采用ANSYS生成彈鏈和腿桿的模態中性文件，然后導入多剛體模型代替相應的剛體.替換后修改彈鏈抱彈部分與彈體之間的接觸為柔性體與剛體接觸.導入柔性體模態文件時，應與ANSYS中計算的模態進行比較，檢查固有頻率和振型是否相符，同時剔除影響不大的剛性模態[7].

引入柔性體后的彈鏈模型和槍架模型分別如圖4和圖5所示，槍架腿桿與發射器和地面之間都為固定約束.

圖4 彈鏈柔性網格模型

圖5 槍架腿桿柔性網格模型

2.4 載荷參數的確定

自動機載荷參數是武器系統動力學模型的重要參數.考慮的載荷主要有抽殼阻力、膛底壓力、導氣裝置中氣室壓力和各種彈簧的作用力等.

1）抽殼阻力. 根據設計要求，該榴彈發射器在膛壓降為標準大氣壓時開始抽殼，抽殼阻力為[8]

式中，μ為彈殼與彈膛之間的摩擦系數；EA為彈殼材料的彈性模量；LA為彈殼在彈膛內的總長；d為彈殼壁厚；δ1為彈殼與彈膛壁間的相對緊縮量.

根據試驗測得δ1≈0.2mm，由式（1）計算得到抽殼阻力約為3 139N.仿真時，將該力施加到彈殼底部，力的作用時間為抽殼開始到彈殼離開彈膛的時長.

2）膛底壓力. 考慮身管后坐，膛底壓力分為從擊發到彈丸運動至導氣孔、彈丸從導氣孔至飛出膛口和后效期3個時期，膛底壓力可運用內彈道程序和布拉文經驗公式計算得到[9].圖6為內彈道壓力－時間曲線.

圖6 內彈道壓力－時間曲線

3）氣室壓力. 氣室壓力由布拉文經驗公式計算[9]：

式中，ps為氣室壓力；pd為彈丸經過導氣孔時膛內的平均壓力；t1為彈丸經過導氣孔開始計起的時間；α為導氣裝置結構尺寸參數，取α＝2.329 9；b為時間參數，取b＝6.826×10－4.計算得到氣室壓力－時間曲線如圖7所示.

圖7 氣室壓力－時間曲線

4）彈簧作用力. 該自動榴彈發射中的彈簧有復進簧、自動機緩沖簧、槍管緩沖簧和拉殼鉤簧等壓縮彈簧，還有撥彈齒簧和阻彈齒簧2個扭轉彈簧.在ADAMS樣機中，可以根據彈簧的設計剛度和預壓力施加作用.主要彈簧參數如表1和表2所示，表中k1為壓縮彈簧剛度，k2為扭轉彈簧剛度，F0為預壓力.

表1 壓縮彈簧參數列表

表2 扭轉彈簧參數列表

2.5 模型的驗證

利用建立的剛柔耦合模型，對該自動榴彈發射器發射過程進行了仿真計算.選用0°射角射擊時槍機框的速度、自動機緩沖簧最大受力和射頻作為動力學模型的校核指標，仿真結果與試驗結果對比，誤差在10%以內，證明了該模型具有較高的可信度.實驗測得的槍機框速度v′k曲線如圖8所示，仿真結果與實測結果對比見表3和表4，其中vk和v′k分別為仿真和試驗得到的各特征點時刻槍機框速度，Fmax為自動機緩沖簧最大受力，f為射頻，e為相對誤差.

圖8 實驗測得的槍機框速度曲線

表3 槍機框速度仿真結果與試驗結果對比

表4 自動機緩沖簧受力及射頻的仿真結果與試驗結果對比

3 計算結果分析

3.1 發射過程仿真分析

采用本文建立的自動榴彈發射器剛柔耦合動力學模型，進行三連發射擊仿真計算，得到該自動榴彈發射器發射動力學特性.仿真時間從扣動扳機開始，射角為0°，仿真結果見圖9～圖16.

圖9 彈丸質心的線速度和角速度曲線

圖10 槍口在水平方向的位移和速度曲線

圖11 槍口在高低方向的位移和速度曲線

圖12 槍機框質心在射擊方向的位移和速度曲線

圖13 搖架質心位移曲線

圖14 復進簧作用力曲線

圖15 復進簧變形和變形速度曲線

圖16 自動機緩沖簧頂桿與槍尾碰撞的接觸力曲線

通過仿真計算可知：①第1發彈丸出膛口的時間為0.095 2s，速度為407m/s，彈丸出膛口時水平向槍口位移為1.2mm，高低向槍口位移為1.7mm；②第1發射擊時，自動機最大后坐速度出現在0.095s，最大后坐速度為9.15m/s，自動機后坐到0.118 2s時開始拋殼，此時自動機速度為4.98m/s，拋殼結束后自動機速度下降為3.31m/s，槍機框總行程為207.8mm；③由于搖架與柔性腿桿之間為固定連接，搖架質心位移綜合反映了搖架與腿桿連接處的變形情況.

圖14、圖15分別為復進簧作用力Fh、變形sh和變形速度vh曲線，圖16為自動機緩沖簧頂桿與槍尾碰撞的接觸力F曲線.由第1發射擊的仿真可知：在0.132 6s時刻自動機后坐到位，此時復進簧和自動機緩沖簧壓縮量最大，槍尾受到復進簧作用力為156N，自動機緩沖簧頂桿對槍尾的碰撞力為2 931N.因此，自動機后坐到位時槍尾受力為3 087N，即復進簧作用力與自動機緩沖簧頂桿對槍尾的碰撞力之和.

3.2 射角和自動方式對自動機運動特性影響分析

1）不同射角對自動機運動特性影響分析.

在單發0°射角和30°射角2種情況下，分別仿真計算了自動機的速度，圖17為2種射擊條件下槍機框速度對比圖.

圖17 0°射角和30°射角時槍機框速度對比圖

該自動榴彈發射器的自動機質量比較大，在不同射角條件下，重力對自動機的運動特性產生一定的影響.當武器以正射角向上射擊時，復進過程中自動機受到自身重力沿運動方向的分力，此力方向與自動機運動方向相反，將阻止自動機復進，使槍機碰撞槍管時的速度變小，延緩了擊發的時間.由仿真可知，30°射角時槍機碰撞槍管的速度比0°射角時減小了0.61m/s，擊發的時間延緩了3.73ms；后坐過程中自動機受到自身重力沿運動方向的分力，此力方向與自動機運動方向相同，將加速自動機后坐，后坐時間比0°射角時要短.由圖17可知，30°射角單發射擊的時間比0°射角單發射擊的時間縮短了7ms，射頻提高了22min－1.

2）不同自動方式對自動機運動特性影響分析.

該自動榴彈發射器為了在大口徑、大威力條件下控制武器全重、保證武器在任何情況下都工作可靠而采用了身管短后坐－導氣混合式自動方式.采用該自動方式可以將對武器機動性、射擊穩定性和射擊精度極為不利的第一沖量轉化為自動機的工作能量.通過上述仿真計算可以看出，采用該混合式自動方式，自動機在不同射角下都有足夠的能量完成各項動作，并且有一定的能量儲備，能夠保證武器在各種惡劣作戰環境下都工作可靠.

在仿真過程中，可以把槍管體與機匣固定起來，使槍管緩沖裝置不工作，從而使武器使用導氣式的自動方式工作.2種不同自動方式下槍機框位移和速度對比分別如圖18和19所示.

從圖19中可看出，在其他結構不變的條件下，只采用導氣式自動方式，自動機最大后坐速度為6.29m/s，比采用混合式自動方式小2.86m/s；由圖18可知，自動機出現后坐不到位現象；由圖20可知，只采用導氣式自動方式時，彈殼經過拋殼點后，仍與槍機框有相同的速度，彈殼沒有離開彈底窩，說明此時自動機速度較低而不能有效地拋殼.

圖18 不同自動方式下槍機框位移對比

圖19 不同自動方式下槍機框速度對比

圖20 導氣式自動方式下彈殼速度與槍機框速度對比

3.3 供彈機構仿真分析

圖21為撥彈滑板位移sb與速度vb隨時間的變化曲線，圖22為撥彈阻力Ft曲線.

圖21 撥彈滑板位移和速度曲線

圖22 撥彈阻力曲線

通過仿真可知，從0.024s時刻開始，撥彈滑板在撥彈杠桿的帶動下滑動，直到0.075s時撥彈齒繞過待撥彈丸，撥彈滑板的行程為46.4mm.然后撥彈滑板保持在該位置，在0.097s時刻，撥彈滑板開始滑動，撥彈齒推動彈鏈到進彈口位置，該過程中，第1發彈丸在脫鏈齒的作用下被擠出彈鏈，最大撥彈阻力為2 203N.在0.123s時刻完成撥彈動作，撥彈滑板保持在此位置以待下一次供彈.

杠桿機構作為供彈傳動機構時，撥彈滑板在起動和撥彈終了時速度有突變，撥彈杠桿和自動機上的曲線槽有一定的碰撞.彈鏈節距為43mm，撥彈滑板行程滿足大于節距3～5mm的要求.

4 結論

本文基于ADAMS和ANSYS軟件建立了某自動榴彈發射器的剛柔耦合動力學模型并進行仿真計算，并對其動力學特性進行分析，得到如下結論：

①該自動榴彈發射器的結構設計合理，將支架和彈鏈考慮為柔性體，建立剛柔耦合動力學模型，仿真計算得到的彈丸、槍管、自動機、復進簧和供彈機構等部件的動力學變化規律比較真實地反映了該榴彈發射器發射時的動力學特性.

②射角對自動機速度有一定的影響，大射角時自動機復進速度比小射角時的慢，但后坐速度快，總的射擊時間縮短，射頻提高.在進行復進簧設計時，應該考慮射角對自動機速度的影響，以保證不同射角下有足夠的能量使自動機復進到位并且閉鎖擊發.

③該自動榴彈發射器的供彈機構工作可靠，能順利地完成撥彈、進彈等一系列動作.撥彈滑板在起動和撥彈終了時速度有突變，但突變量不大，不影響供彈機構的工作可靠性.

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