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基于abaqus 的某火炮击发机构碰撞仿真分析 - 兵工自动化pdf

归档日期:07-03       文本归类:击发机      文章编辑:爱尚语录

  基于abaqus 的某火炮击发机构碰撞仿真分析 - 兵工自动化.pdf

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  兵工自动化 2012- 10 ·8 · Ordnance Industry Automation 31( 10) doi: 10.3969/j.issn.1006- 1576.2012.10.003 基于 ABAQUS 的某火炮击发机构碰撞仿真分析 蔺月敬,何永,黄欢 (南京理工大学机械工程学院,南京210094) 摘要:针对击发机构中击针存在的不足,从碰撞力学的角度对某火炮击发机构进行碰撞分析计算。对击锤与击 针的碰撞及撞击力进行分析,利用有限元分析软件 ABAQUS 对某火炮击发机构建立有限元模型,进行有限元仿真计 算,得到了击锤与击针的应力、速度、位移等参数 。依据仿真结果分析可知,构件相撞时细长杆更容易发生疲劳断 裂,应着重对击针的危险断面进行分析,提出改进措施。该研究对提高击针寿命有一定的意义。 关键词:击发机构;击针;碰撞 中图分类号:TJ306 文献标志码:A Collision Simulation Analysis of Certain Cannon Firing Mechanism Based on ABAQUS Lin Yuejing, He Yong, Huang Huan (Dept . of Mechanical Engineering, Nanjing University of Technology & Engineering , Nanjing 210094, China) Abstract : For the shortcoming of the firing pin in the firing mechanism, the collision of certain cannon fire mechanism is analyzed and calculated in this paper from the angle of the collision mechanics. The collision and impact force of the firing pin are analyzed. The finite element model of the cannon firing mechanism is built with the ABAQUS (the finite element analysis software), and then its finite element simulation is calculated. The calculated data include some p arameters, such as stress, velocity and displacement of the hammer and the firing pin. According to the analysis of the simulation, the paper concludes that during the components’ collision the slender rod is more prone to fatigue fracture. Then, focuses on the analysis of the dangerous section of the firing pin and put forwards some improving measures, which are of great significance to prolonging the serving life of the firing pin. Key words : firing mechanism; firing pin; impact 0 引言 用而停止运动,击锤由于惯性继续向前运动,并以 一定的速度与击针撞击,同时由于击针所受的回针 击发机构的作用是打击炮弹底火,引燃发射药、 簧力和摩擦力相对撞击力很小,因此击针的边界条 发射弹头,保证在各种使用条件下具有打燃底火的 件可以近似为一端受到撞击、一端自由,撞击端面 能量,但不得打穿底火。击针是击发机构中比较容 产生的压缩波从撞击端传向自由端,在自由端反射 易损坏的零件,受到击锤的撞击,撞击底火,因此 形成拉伸波[2] 。击锤撞击击针后,击针以一定的速 要有足够的强度、硬度和韧性,以保证较长的寿命 [1] 。笔者从碰撞力学的角度对某火炮击发机构进行 度向前运动,在向前运动的过程中,击针的前端与 炮弹的底火接触,随着击针的位移增大,底火的变 分析,为预测击针提高寿命和强度提供了依据。 形也在不断地变大,对击针的反作用力也不断变大, 1 击锤与击针的碰撞及撞击力分析 方向与击针运动的方向相反,因此击针的速度不断 1.1 碰撞原理分析 变小,但是运动方向不变。在底火变形的同时,击 针的撞击能转化为底火的变形能,底火壳产生变形, 某火炮击发机构由阻铁、击锤体、叉套、击针、 使底火内的击发药受到猛烈的挤压而点燃,并进而 回针簧、击锤簧和回垂簧等组成,其中击锤簧作用 引燃发射药,发射出弹头[3] 。由于撞击力比回针簧 在叉套上。待发状态,拨动子收回击锤,压缩击锤 力大得多,对击发效果影响不大,故可不予考虑。 弹簧,储存击发能量。火炮击发时,拨动子释放击 锤,击锤簧释放能量加速击锤与叉套运动,由于阻 1.2 击发能量计算 铁的作用,击锤簧运动一段距离,叉套受到阻铁作 撞击底火主要取决于击锤、击针条件和击锤簧 收稿日期:2012-05-10;修回日期:2012-06-12 作者简介:蔺月敬(1985—),男,江苏人,工学硕士,从事火炮多体动力学分析、刚柔耦合分析研究。 第10 期 蔺月敬,等:基于ABAQUS 的某火炮击发机构碰撞仿线 · 的压缩力,为了可靠地撞击底火,必须知道击针在 度,σ为材料的屈服极限。 - 撞击底火瞬间的速度和撞击底火瞬间的能量[4 5] ,只 表 1 击锤、击针、底火材料模型参数 要知道击锤撞击击针时的速度,就可以结合模型进 E/MPa 3 名称 材料 µ ρ/(kg/m ) σ/MPa 行仿线E+3 0.3 7 900 1 196.2 击锤击发时的工作行程为lA ,击锤的初始抗力 底火 冷拔黄铜 97E+3 0.42 8 930 400 为F 1,终了抗力F2 ,则击发前击锤簧储存的势能为 笔者主要分析击针的受力和变形情况,所以击 1 针严格按照实际形状进行建模,为不规则几何形状。 W ( F =+F )l (1) 1 2 A 2 击针主体采用 C3D4 材料:其结构形状为四节点线 击发时此势能传给击锤与叉套。由于摩擦损失, 性四面体单元。击针头部采用 C3DI 材料:其结构 压缩弹簧的势能与击锤与叉套的动能间的关系为 形状为八节点线性六面体单元,非协调模式。把击 E µW (2) 锤不规则几何形状等效成规则形状,采用 C3DI 材 其中µ为摩擦损耗系数,通常取0.9 。 料:其结构形状为八节点线性六面体单元,非协调 击锤击发时,击锤与击锤簧共同运动,假设击 模式。底火也采用 C3DI 材料:其结构形状为八节 锤的质量为m ,叉套质量m ,击锤簧的质量m ,击 点线性六面体单元,非协调模式。击针头部和尾部 A a c 锤撞击击针前的速度为vc ,则叉套受阻时击锤的动 受力比较大,故在这2 处附近细化网格。故机构的 能为 有限元模型如图 1。 1 m +m + m A a c 3 2 Eν c (3) 2 因此击锤的速度 F +F νl 1 2 µ (4) 图 1 击发机构有限元模型 c 1 A m m m + + A a 3 c 2.2 接触面定义 由于忽略回锤簧的作用,此速度可以近似为击 本模型中有2 个接触:击锤与击针接触,击针 锤撞击击针时的速度。 与底火接触,且都是端面之间的接触,故采用 故击锤撞击击针时,击锤的动能 ABAQUS 里面的表面-表面(surface to surface)接 1 2 触,主面选择网格划分较粗的一面,从面选择网格 E m v (5) A 2 A c 划分较细的一面,故击锤与击针接触时选择击锤端 面为主面,击针后端面为从面,击针与底火接触时 2 击发机构有限元仿真模型分析 选用底火端面为主面,击针端面为从面。 2.1 模型的建立及网格的划分 2.3 约束和边界条件确立 由于本击发机构模型不是规则几何体,在有限 元软件里面建模比较麻烦,所以需用专门的建模软 由于直接在几何模型上施加边界条件会把已经 件。在 SOLIDWORKS 中完成击针、击锤和底火的 划分好网格的柔体有限元模型变成刚体,造成仿真 建模,并组成装配体,保持击锤、击针和底火三者 结果的错误。因此,笔者利用参考点对有限元模型 同心,其中击锤头部与击针尾部的距离为5.5 mm , 进行分布式耦合约束,边界条件施加在耦合点上, 击针头部与底火的距离为4.5 mm 。由于击锤是不规 就解决了此问题。由于击锤沿 Y 方向上撞击击针, 则模型,依据经验,击发机构中击针更容易断裂, 故对击锤和击针施加边界条件U1 ,U3 ,UR1 ,UR2 , 为了便于划分网格和分析,进行击锤简化建模,保 UR3 (1,2 ,3 分别表示X ,Y,Z 方向)约束,释放 证击锤质量不变,简化建模完成后导入到ABAQUS U2 ,施加在耦合点上,底火四周面施加 U1 ,U2 , 中。击锤、击针和底火的材料模型见表 1,其中 E U3 ,UR1 ,UR2 ,UR3 全部的约束。其建模流程如 为材料的弹性模量,µ为材料的泊松比,ρ为材料密 图2 。 ·10 · 兵工自动化 第31 卷 图 4 击锤、击针最大应力节点时间历程曲线 节点和击针节点 图 2 建模仿线 沿 Y 方向的位移曲线 载荷的施加 击击针后,击针头部的位移沿Y 方向随时间增大, 在撞击底火的时候没有反弹,由此可知击针在整个 根据前面的公式,经过计算,击锤撞击击针 击发机构的运动过程中沿着 Y 方向正向运动,并没 时的速度为6.36 m/s ,击锤能量EA=5 J 。故对击 有与底火撞击而产生反方向运动。由图6 可知,击 锤施加一个沿 Y 方向速度为 6.36 m/s 的速度场, 锤在0.9 ms 时撞击击针后速度减小,击针的速度增 由于回针簧的力和摩擦力与撞击力相比小的多, 大,并且速度在不断变化,因为在受到撞击时,内 可忽略不计。 部产生了拉伸-压缩波[6] ,因而导致节点速度不断变 3 击发机构碰撞仿线 ms 时与底火相撞,速度减小。 3.1 应力分析 图 3 为击锤撞击击针(0.9 ms)时刻的等效应 力云图。由 3 图可知,此时包含最大应力区域, 最大应力在节点 43_1 处。由图4 可知,其最大等 效应力值达到 442.2 MPa ,击针材料的屈服应力 1 1 9 6 . 2 M P a ,则击针强度的安全系数 c = 1 196.2/442.2=2.7,所以击针强度是合格的,由图3 可以看出,击针受到撞击应力最大值不是在撞击处, 图 5 击锤节点 253 、击针节点 1361 沿 Y 方向位移曲线图 而是在距撞击一定距离处,即击针的断裂不是在撞 击的直接作用下产生的,而是受到撞击后,击针内 部产生拉-压应力,并且拉压应力相互交替作用,在 几何形状突变处产生的应力最大。由此可以推断, 击针断裂是由于在拉-压应力的反复作用下,发生疲 劳失效而断裂的。由图4 可以看出,撞击时,击针 的内部应力比击锤大的多,这说明2 个构件撞击时 细长杆更容易发生疲劳断裂。 图 6 击锤节点 253 、击针节点 1361 沿 Y 方向速度曲线 结束语 笔者通过理论计算与有限元仿真相结合的方 法,分析了击发机构中击锤与击针的受力与运动情 图 3 击针应力云图 况,着重分析了击针的受力情况,可以看出击针最 第10 期 蔺月敬,等:基于ABAQUS 的某火炮击发机构碰撞仿线 · 大应力没有超过材料屈服极限,击针的断裂并不是 途径。其结果对普通构建撞击仍然适用。 由于受到撞击而产生的,而是由于受到击锤撞击产 参考文献: 生拉-压应力而产生的,并且拉-压应力反复作用, [1] 《步兵自动武器及弹药设计手册》编写组. 步兵自动武 在距击针一定距离处和形状突变处产生疲劳而断 器及弹药设计手册[S]. 北京: 国防工业出版社, 1977. 裂,其危险端面并不是在撞击端面。与击锤相比, [2] 史瑞明. 武器撞击动力学[M]. 北京: 兵器工业出版社, 击针受到的应力更大,这说明撞击时细长杆件更容 1991. 易发生疲劳断裂。为了提高击针的寿命,应尽可能 [3] 于道文 . 自动武器学[M]. 北京 : 国防工业出版社, 地提高击针尾部表面质量,减小应力循环幅值,并 1992. [4] 霍建鹏, 高冉, 潘玉田. 机械击发装置撞击力学分析[J]. 且在满足实际应用条件的情况下,尽可能使构件形 机械工程与自动化, 2011(1): 82-84. 状合理,减小应力集中,提高构件表面加工精度, [5] 唐冶. 迫击炮设计[M]. 北京: 兵器工业出版社, 1994. 增强抗疲劳能力。仿真结果表明,将理论计算与有 [6] 金栋平 . 碰撞振动与控制[M]. 北京: 北京科学出版社, 限元仿真相结合的方法是进行击发机构设计的有效 2005. ********************************************************************************************************** (上接第 3 页) 于每一个试验点在较高的采样频率(如5 000 Hz)下 5 工程应用 采集多个旋转圈(如7 圈)的数据,取其平均值作为 一个试验点的原始数据。以上过程均由测控系统自 试验系统研制完成后,在 Φ5 m 立式风洞开展 动完成。 了引导性试验。立式风洞是我国首座自主研制,拥 有自主知识产权的世界级立式风洞,试验段直径 6 结论 5 m,主要用于飞机模型尾旋特性、直升机垂直起 测控系统将不同厂商的硬件和软件集成在一个 降、返回舱及舱伞组合体、降落伞等性能研究及风 数字化和网络化测控系统,实现了指令、信息、参 洞跳伞训练等。试验模型为某型号旋转天平模型, 数和试验数据的网络实时传递。系统自动化程度高, 采用杆式应变天平。 试验时仅由一名操作人员在上位机中发布指令,系 试验中,模型重力作用于天平上的力是恒定的, 统按照运转计划表自动指挥调度各子系统,完成试 可以直接扣除。模型旋转所产生的惯性力和力矩随 验测量与控制全过程。引导试验结果表明:该测控 姿态和转速变化而变化,且包含空气阻尼的影响。 系统完善了飞机尾旋研究平台,可直接进入试验研 利用模型正向和反向旋转阻尼影响符号相反、而惯 究和工程实用阶段,可以更好地为飞机尾旋特性分 性力和力矩的符号相同,采用装置正、反转的测试 析和预测研究服务,能有效提升立式风洞试验能力。 数据取平均值的方法消除空气阻尼影响。 参考文献: 为了扣除模型的惯性力和力矩,对每一模型姿 [1] 姜裕标, 马军. 立式风洞旋转天平试验装置研制总结 态,风洞不吹风、模型分别以给定转速序列作顺时 [R]. 绵阳 : 中国空气动力研究与发展中心低速所, 针、逆时针旋转,待转速达到控制精度范围后,分 2010. [2] 熊建军, 马军, 王辉, 等. 基于 Profibus-DP 的弧形轨旋 别测定作用在模型上的惯性力和力矩作为初读数; 转控制系统[J]. 兵工自动化, 2011, 30(8): 72-74. 接着在风洞吹风、模型分别以同样的给定转速序列 [3] 熊建军, 姜裕标, 马军, 等. 旋转天平装置电气控制系 作顺时针/逆时针旋转,分别测定作用在模型上惯性 统[J]. 电气传动, 2011(9): 46-49. 力和力矩作为吹风数。考虑模型吹风时与无风时惯 [4] 罗凌江, 康林. 某风洞试验装置动力学特性分析[J]. 兵 工自动化, 2011, 30(11): 36-38. 性载荷基本一致,将吹风数减去初读数即可扣除模 [5] 饶正周, 郁文山, 马永一. 2.4 m 跨声速风洞双转轴控制 型的惯性力和力矩。为了提高试验数据的精度,对 系统[J]. 兵工自动化, 2011, 30(10): 79-80.

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