胡 涛，王瑞林，张军挪，卢海鹏，宋 明

（1.陆军工程大学石家庄校区，石家庄 050003；2.解放军63850 部队，吉林 白城 137000）

0 引言

相较于传统的迫击炮，某新型车载速射迫击炮具有射速快、机动性强等优点，自动机作为该迫击炮的核心火力部分，一直是研究的重点，但是由于结构复杂，发射过程涉及的构件和约束较多，还有大量的弹簧和碰撞参与其中，因此，很难直接研究其中一些零部件的动力学特性。高速发展的各种仿真软件为此提供了可能，本文采用大型CAD 软件SOLIDWORKS 和先进的动力学仿真软件ADAMS及有限元仿真软件ANSYS，建立了该炮的刚柔耦合虚拟样机模型，模拟了各个零件之间的实际装配关系，更好地贴近了实物，仿真得到了典型部件的动力学特性结果。在此基础上，对关重件的疲劳寿命进行了分析，发现自动扳机的疲劳寿命明显偏低，为提高该火炮的疲劳寿命，需要对影响寿命的关键参数进行优化调整，目前，广义简约梯度法（GRG）［1］、序列二次规划算法（SQP）［2］、混沌粒子群优化算法（CPSO）［3］等都已经应用于火炮参数的优化之中。但随着参数的增加，优化的时间变长，且优化算法无法反映单个参数对系统影响。而采用单因素分析法又无法考虑到各个参数间的相互作用［4］，而且将最优单因素简单组合难以得到最优方案，而正交试验法不但能够得到较优的设计方案，还能分析各个因素对整个系统的影响［5］。

1 虚拟样机的建立

1.1 自动机工作原理

目前，高炮上应用自动机比较广泛，而地炮上则应用较少，在迫击炮上则更少。采用了滑膛方式的迫击炮其炮弹带尾翼，形状复杂，因此，其自动机具有特殊结构和技术。

该车载速射迫击炮采用局部浮动式自由炮闩，刚性炮箱与炮身固定，炮闩在其中来回往复作复进和后坐运动，不断推动弹丸进入身管，弹丸事先已经装填在弹夹里，每一个弹夹可装填4 发弹丸，弹夹由人工手动装填进入炮箱，炮闩运动的同时带动各种其他机构一起动作。由于炮闩自由，因此，击发后，主要靠炮闩的惯性形成闭锁炮膛的作用，图1和图2 分别为复进运动和后坐运动原理图。

1.2 虚拟样机模型的建立

图1 复进运动

图2 后坐运动

在ADAMS 中，每一个刚体都有其几何外形和物理属性，包括质心、质量等。对于约束和力来说，外形无关紧要，但是对于碰撞来说却至关重要，因为约束和力都是通过施加在刚体上的点来实现的，而碰撞是两个刚体之间外形的接触。因此，对有接触的样机模型来说，外形轮廓和尺寸必须精确，但是ADAMS 的三维实体建模功能较弱，因此，本文采用功能强大的大型CAD 软件SOLIDWORKS 根据各零件的实际尺寸建立三维实体模型，装配好之后将装配体文件保存为Parasolid 标准的xt 文件格式整体导入ADAMS 中。Parasolid 是一种数据交换标准，以稳定著称，而且，由于ADAMS 和SOLIDWORKS 都是采用它作为实体建模的内核，因此，导入成功率较高。导入之后，在ADAMS 中赋予各个部件的物理属性并施加约束，采用Impact 非线性等效弹簧接触法施加接触［6］，根据经典内弹道方程，利用Matlab 编程对内弹道方程进行求解得到膛压曲线［7］，然后提取关键点导入到ADAMS 中，利用ADAMS 自带的工具将这些点的数据采用3 次样条曲线拟合得到一条曲线，通过施加传感器来控制弹丸的击发［8］。在PATRAN 中建立自动机的关重件自动扳机有限元模型，生成模态中性文件。MNF 导入ADAMS 中，由于弹壳直径比炮闩稍小，因此，炮闩穿过弹壳时必定挤压弹壳使之变形，所以弹壳也必须柔性化，自动扳机和弹壳柔性体如图3 所示，在ADAMS 中设置合适的模态初始条件和阻尼，并施加相应的约束，完成刚柔耦合模型的建立［9］。

图3 柔性体

ADAMS 自动建立多柔体系统动力学方程［10］，柔性体的运动方程从下列拉格朗日方程导出：

将求得的T，W，Γ 代入式（1），得到最终的运动微分方程为：

图4 自动机虚拟样机模型

1.3 动力学仿真与验证

建立好虚拟样机之后，在0°高低角和方向角、常温条件下标准装药射击进行动力学仿真，图5 和图6 分别为炮闩的速度和位移曲线，图7 为输弹板的速度曲线。

从仿真结果中得到的关键数据与试验数据对比如表1 所示，表中L1为炮闩后坐复进行程，V1为炮闩最大复进速度，V2为炮闩最大后坐速度，V3为输弹板最大输弹速度，t 为四连发射击循环时间。从表1 可以看出，各项参数的相对误差均不超过10%，证明所建样机的可信性，该样机能够反映火炮的动态特性。

图5 炮闩速度曲线

图6 炮闩位移曲线

图7 输弹板速度曲线

表1 虚拟样机仿真结果与试验结果对比

2 疲劳寿命分析

2.1 疲劳寿命分析理论

采用名义应力疲劳分析，因此，必须先得到所分析材料的S-N 曲线，该曲线的一般表达式为［12］：

式中，C 和a 是和材料、应力比有关的参数；S 是应力；N 是结构直到破坏时的寿命。

由于上式是标准计算公式，载荷也是标准的，而在实际问题中，载荷往往是随机的。因此，采用上述方法时，必须进行修正，实践中一般采用Goodman平均应力修正法［13］，在S-N 曲线基础上进行修正的公式为：

式中，Sa为等寿命循环应力幅；S-1为材料疲劳极限；Sm为平均应力；Su为材料极限强度。

2.2 关重件疲劳寿命分析

该火炮为连发速射炮，而实现这一功能尤为关键的一个部件即为自动扳机，后坐部分每次缓冲到位击发下一发炮弹前，都会被自动扳机卡住，待输弹装置输弹到位后才解脱，从而实现每发炮弹定速地击发，因此，该部件的疲劳寿命尤为关键。表2 为自动扳机的材料参数，按照图8 所示的流程进行自动扳机疲劳寿命的分析计算，利用ADAMS 自带的Durability 模块将动力学分析产生的dac 模态坐标文件导入Fatigue 中，该文件包含有疲劳寿命分析所必须的载荷历程信息。在Fatigue 中关联几何应力应变信息、材料信息［14-15］，仿真得到如图9 所示的寿命云图。

表2 自动扳机材料参数

图8 疲劳寿命分析流程

图9 自动扳机寿命云图

由图9 可以看出，自动扳机的疲劳寿命大概为1 150 次，寿命最低处为下方与拨动子接触转角处，为了节省仿真时间和资源，在导入模态坐标时只选取了第1 发的射击时间，即0～0.45 s 的范围。因此，该炮在射击大概1 150 发迫击炮弹后该自动扳机将无法正常工作，需更换零件。

3 正交试验参数优化

正交试验法选用具有代表性的水平组合进行试验，通过对结果分析了解全面试验情况，得出最优组合。正交试验法具有正交性、代表性和综合可比性，用正交表设计的试验具有均衡分散和整齐可比的特点［4］。正交试验法设计流程图如图10 所示。

图10 正交试验法设计流程图

本文正交试验的目的为提高自动扳机的疲劳寿命，因而需要减小自动扳机所受到的撞击力，与该力有关的参数为：环形簧预压力A（N），环形簧刚度B（N/mm），复进簧预压力C（N），复进簧刚度D（N/mm），液压缓冲器刚度E（N/mm）。因此，本文采用L25（56）正交表，表3 为正交试验因素水平表。

表3 因素水平表

依据表3 进行仿真试验，得到下页表4 所示的直观分析表。由表4 可以看出：1）影响自动扳机撞击力的因素主次关系依次为：复进簧刚度、复进簧预压力、环形簧刚度、环形簧预压力、液压缓冲器刚度。相较而言，复进簧刚度、复进簧预压力对撞击力影响的差别不大，但远远大于环形簧刚度、环形簧预压力和液压缓冲器刚度的影响。2）自动扳机撞击力最小参数组合为：A2、B3、C5、D4、E4。此组合并不在上表25 次试验中，这恰好体现了正交试验具有代表性，能大大减少试验次数的优点。

4 优化结果分析

4.1 优化结果验证

将相关参数按照上述结果进行设定，然后仿真分析，优化前后自动扳机所受撞击力如下页图11所示。

由图11 可以看出，优化后自动扳机所受撞击力最大幅值由69.2 KN 减小为43.6 KN，并且该值低于表4 中25 组实验的最低值45.5 KN（试验13），说明参数组合为A2、B3、C5、D4、E4 的组合即为最终的最优组合。

表4 直观分析表

图11 自动扳机优化前后所受撞击力

4.2 优化后的疲劳寿命

依据图8 的流程，将优化后的自动扳机模态坐标导入FATIGUE 中进行疲劳寿命的计算，得到如图12 所示的寿命云图。

图12 优化后自动扳机的寿命云图

由图12 可以看出，优化后的自动扳机疲劳寿命最低处位置没有改变，这是因为载荷的作用位置没有改变，但是疲劳寿命已经提高到4 940 次了，关重件寿命提高了约3 790 次，优化后的疲劳寿命约为优化前的4.3 倍，进一步表明优化后关重件的疲劳寿命提高较多，优化效果明显。

5 结论

本文基于正交试验法对某车载速迫的关键参数进行了优化，分析对比了优化前后关重件的疲劳寿命，得出以下结论：1）正交试验法可以用于该火炮的参数优化，并且方法原理简单，操作方便，优化后得到了较为理想的结果，显著提高了该自动机关重件的疲劳寿命，为其他同类装备的参数优化指明了思路。2）对该关重件来说，复进簧刚度和复进簧预压力对其疲劳寿命的影响尤为显著，因此，在对该装备进行结构优化时应重点考虑复进簧刚度和复进簧预压力参数的优化，而环形簧刚度、环形簧预压力和液压缓冲器刚度对其疲劳寿命影响较小，尤其是液压缓冲器刚度影响很小。