華洪良，廖振強，郭 魂，陳勇將

(1.常州工學(xué)院 航空與機械工程學(xué)院， 江蘇 常州 213032； 2.南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院， 南京 210094)

1 引言

射擊精度是評價機槍系統(tǒng)殺傷力的一個重要指標(biāo)。然而，隨著機槍系統(tǒng)的不斷輕量化設(shè)計，在其諸多結(jié)構(gòu)部件中總是不可避免地存在一些剛度較差的結(jié)構(gòu)或部件。由于機槍系統(tǒng)發(fā)射為一強沖擊過程，會使得機槍系統(tǒng)中剛度較差的結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大的彈性變形與振動，并影響機槍系統(tǒng)射擊精度。

彈頭飛離槍口瞬時飛行姿態(tài)參數(shù)(也稱彈頭初始擾動或外彈道邊界條件)直接決定于槍口振動狀態(tài)，彈頭散布精度將直接受到槍口動力學(xué)響應(yīng)特性的影響。因此，為了改善機槍系統(tǒng)射擊精度，可以對機槍系統(tǒng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，匹配其動力學(xué)特性并提高射擊精度，目前國內(nèi)已有多篇相關(guān)研究文獻(xiàn)，如：彈性槍架、駐鋤緩沖式槍架、高效能膛口制退器、弧形槍架、槍口動力學(xué)匹配等。本文的主要思想是采用支撐結(jié)構(gòu)對槍口以及槍身振動直接進(jìn)行抑制，達(dá)到提高射擊精度的目的。

本文的主要工作：根據(jù)某12.7 mm大口徑重機槍發(fā)射過程中結(jié)構(gòu)變形特性，設(shè)計不同的結(jié)構(gòu)支撐與加強方案，并借助剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)、外彈道理論對各方案槍口動力學(xué)響應(yīng)特性、彈頭初始擾動、射彈散布進(jìn)行計算對比研究，獲得有效的結(jié)構(gòu)支撐方案。

筆者在文獻(xiàn)[1]中結(jié)合實驗數(shù)據(jù)建立了準(zhǔn)確的某12.7 mm大口徑重機槍整槍有限元模型，并對其發(fā)射過程進(jìn)行了數(shù)值計算，獲得了機槍系統(tǒng)發(fā)射過程結(jié)構(gòu)變形云圖，如圖1?？梢?，在發(fā)射過程中，槍身運動為一繞著球鉸(槍身與槍架連接處)轉(zhuǎn)動的俯仰運動，槍身小幅的俯仰角將引起槍口顯著的位移偏差。同時筆者對槍口射角進(jìn)行了定量分析，發(fā)現(xiàn)槍口射角主要由槍身俯仰角與槍管彎曲變形疊加得到，并且兩者幅值相當(dāng)。

圖1 機槍系統(tǒng)變形云圖

因此，為了減少槍口振動，可對槍管結(jié)構(gòu)進(jìn)行局部加強或者在槍身俯仰運動方向進(jìn)行整體支撐。為此，本文設(shè)計了如下3種方案(其示意圖如圖2)：

1) 槍管結(jié)構(gòu)局部加強。在槍管外圍設(shè)計加強結(jié)構(gòu)，提高槍管結(jié)構(gòu)剛度，減小發(fā)射過程中槍管變形。

2) 整體后支撐。在機匣尾部設(shè)計支撐結(jié)構(gòu)，通過連桿使機匣尾部與兩后架腿駐鋤部分分別相連，對槍身俯仰振動進(jìn)行抑制。

3) 整體前支撐。在槍管前端設(shè)計支撐結(jié)構(gòu)，通過連桿結(jié)構(gòu)將槍口處與前架腿駐鋤相連，對槍口振動直接進(jìn)行抑制。

圖2 支撐結(jié)構(gòu)示意圖

某12.7 mm大口徑重機槍原槍質(zhì)量為26.5 kg，方案1～方案3中各支撐、加強結(jié)構(gòu)質(zhì)量分別為0.8 kg、1.9 kg、1.7 kg。引入支撐結(jié)構(gòu)后，機槍系統(tǒng)整體質(zhì)量為27.3 kg、28.4 kg、28.2 kg，質(zhì)量增加率分別為3%、7%、6%左右，均在可接受范圍內(nèi)。

2 動力學(xué)響應(yīng)

剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)方法是一種既經(jīng)濟又有效的動力學(xué)響應(yīng)分析方法，不僅能夠分析結(jié)構(gòu)的彈性變形，還能分析結(jié)構(gòu)剛體位移與變形耦合效應(yīng)，在武器系統(tǒng)動力學(xué)分析領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。某12.7 mm大口徑重機槍剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型如圖3所示，其中，槍管、導(dǎo)氣管、架腿結(jié)構(gòu)為剛度較差的細(xì)長結(jié)構(gòu)，在發(fā)射強沖擊載荷作用下會出現(xiàn)較大的結(jié)構(gòu)變形，因此在剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)計算中將其作為彈性體進(jìn)行建模，槍身以及其他部件作為剛體進(jìn)行考慮。在各支撐方案中，為了盡量減小機槍系統(tǒng)質(zhì)量增加，各支撐結(jié)構(gòu)均采用細(xì)長連桿，因此各連桿也作為彈性體進(jìn)行建模。

圖3 機槍系統(tǒng)剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型示意圖

關(guān)于某12.7 mm大口徑重機槍剛?cè)狁詈习l(fā)射動力學(xué)計算，已有多篇文章結(jié)合實驗數(shù)據(jù)對其進(jìn)行研究。本文剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型除強化結(jié)構(gòu)外，其余參數(shù)條件與上述文獻(xiàn)模型相一致，未考慮人體抵肩因素影響，射頻為10 Hz。由于某12.7 mm重機槍發(fā)射過程中機框為主要運動部件，質(zhì)量接近3 kg，其運動速度對機槍振動影響較大，可通過對比機框最大后坐速度、后坐到位速度、機框復(fù)進(jìn)開始速度、復(fù)進(jìn)到位速度以及膛口振幅以驗證模型的正確性。上述參數(shù)計算值與實驗值對比如表1，各主要參數(shù)相對誤差較小，本文建立的剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型具有較高的可信度，滿足分析要求。

表1 機槍系統(tǒng)動力學(xué)模型驗證

對于某12.7 mm重機槍而言，槍口高低方向各響應(yīng)幅值均明顯大于其方位方向各響應(yīng)幅值，并且彈頭高低方向散布范圍也明顯大于其方位方向散布范圍?？梢?，機槍系統(tǒng)射擊精度過差主要是槍口高低方向振動過大導(dǎo)致的。因此，本文將著重討論槍口高低方向響應(yīng)特性。

對各方案建立剛?cè)狁詈习l(fā)射動力學(xué)模型，對其分別進(jìn)行20發(fā)連續(xù)發(fā)射計算，得到機槍系統(tǒng)動力學(xué)響應(yīng)如圖4～圖8。其中，圖4～圖6分別為槍口高低方向位移、速度、射角響應(yīng)曲線，圖7、圖8分別為高低方向槍身俯仰角、槍管變形響應(yīng)曲線。值得注意的是，本文所有用于對比的計算方案，除了支撐結(jié)構(gòu)的不同，其余條件均一致，以確保計算結(jié)果的差異由不同支撐結(jié)構(gòu)導(dǎo)致，而非其他因素。

圖4 槍口高低方向位移響應(yīng)曲線

圖5 槍口高低方向速度響應(yīng)曲線

圖6 槍口高低方向射角響應(yīng)曲線

圖7 槍身俯仰角響應(yīng)曲線

圖8 槍管高低方向變形響應(yīng)曲線

計算對比分析表明：在方案1中，除了槍身俯仰角振動幅值略有增加外，其余響應(yīng)(槍口高低方向位移、速度、射角、槍管變形)均有顯著增加。這是由于在對槍管結(jié)構(gòu)進(jìn)行剛度加強的同時，也增加了槍身與槍管整體繞球鉸處的轉(zhuǎn)動慣量，在槍架剛度一定的情況下，機槍系統(tǒng)主模態(tài)頻率(14.56 Hz)將有所下降并向射頻(10 Hz)靠近，在連發(fā)過程中更有利于槍身能量積累，呈現(xiàn)出結(jié)構(gòu)共振現(xiàn)象。并且，槍管一端與槍身相連，發(fā)射過程中槍管跟隨槍身作受迫振動，槍管質(zhì)量越大，其變速運動時慣性載荷也越大，在每一輪發(fā)射過程中槍管變形將增大。因此，對槍管結(jié)構(gòu)進(jìn)行局部加強不但無法減少槍口振動，還會增加槍管變形，效果并不理想。

采用方案3時，槍口高低方向位移、速度響應(yīng)幅值抑制效果比方案2更好。是因為方案3對槍口位置直接進(jìn)行了約束，而方案2中在機匣尾部進(jìn)行約束后，槍身仍有部分振動會傳遞至槍管并引起槍口振動。

采用方案2時，槍口射角、槍身俯仰角、槍管變形響應(yīng)幅值比方案3更小。這些不同是由槍身變形特性不同導(dǎo)致的，方案2中后支撐結(jié)構(gòu)對機匣尾部進(jìn)行支撐，直接對槍身俯仰振動進(jìn)行抑制。由于槍管振動由槍身傳遞而來，槍身俯仰振動受到抑制的同時，也使槍管振動與變形得到了間接的抑制。方案3中的前支撐結(jié)構(gòu)直接對槍口位置進(jìn)行支撐，間接地抑制了槍身俯仰振動。抑制槍身俯仰振動的同時，也使槍管結(jié)構(gòu)發(fā)生了較大的彈性變形，導(dǎo)致槍口射角也更大。因此，從槍管受力特性而言，后支撐方案(方案2)優(yōu)于前支撐方案(方案3)。

3 射擊精度研究

由于彈頭初始擾動取決于彈頭出槍口瞬時槍口振動狀態(tài)，并且彈頭初始擾動將直接影響其最終散布。因此，根據(jù)彈頭出槍口時間，采用Matlab軟件編程從槍口高低方向響應(yīng)(圖4-圖6)中提取各方案彈頭初始擾動，如圖9～圖11。

結(jié)果表明：采用方案1時，彈頭初始位移擾動從第10發(fā)后趨于穩(wěn)定(圖9)，穩(wěn)定過程較為緩慢。整體上，20連發(fā)過程中彈頭初始速度、射角波動較大，均未達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)(圖10-11)，這對機槍系統(tǒng)射擊精度是十分不利的。

在方案2、3中，彈頭各初始擾動(初始位移、速度、射角)從第3發(fā)后基本上達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，相對原機槍系統(tǒng)均有較快的穩(wěn)定過程以及較小的波動程度，且方案3中各初始擾動波動程度相對方案2更小?？梢姡爸畏桨父欣诒３謴楊^初始擾動穩(wěn)定性，這對改進(jìn)機槍系統(tǒng)射擊精度是較為有利的。

圖9 彈頭高低方向初始位移曲線

圖10 彈頭高低方向初始速度曲線

圖11 彈頭高低方向初始射角曲線

為了定量研究各支撐方案對射擊精度的改進(jìn)情況，將彈頭初始擾動作為外彈道邊界條件，采用Matlab軟件編程求解外彈道模型，取立靶距離為100 m，各方案彈頭散布如圖12。其中，大圓半徑為，小圓半徑為。原槍計算值=24.6 cm，=7.7 cm，對應(yīng)的實驗值分別為25.6 cm、8 cm，則相對誤差分別為3.8%、3.9%，外彈道計算結(jié)果與實驗值吻合較好，說明外彈道計算可靠的同時，也表明剛?cè)狁詈蠑?shù)據(jù)(外彈道邊界條件)可信。

圖12 射彈散布示意圖

在方案1中，彈頭散布參數(shù)、大小分別為90.4 cm、26.1 cm，相比原機槍系統(tǒng)，射擊精度有所下降，因此該方案并不可行。

在方案2、3中，彈頭散布參數(shù)、大小分別由原來24.6 cm、7.7 cm下降為11.4 cm、4.3 cm與23.2 cm、1.2 cm，各參數(shù)分別改進(jìn)了54%、44%與6%、84%左右，效果較好。由于支撐結(jié)構(gòu)的存在，會使得原槍射界受到一定的影響。因此，在工程設(shè)計中，可將支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計為快拆結(jié)構(gòu)，以滿足實際作戰(zhàn)需求。

4 結(jié)論

1) 方案1對槍管結(jié)構(gòu)局部加強時，增加槍身與槍管整體繞球鉸處的轉(zhuǎn)動慣量，使機槍系統(tǒng)主模態(tài)頻率(14.56 Hz)下降并向射頻(10 Hz)靠近，在連發(fā)過程中有利于槍身能量積累，呈現(xiàn)出結(jié)構(gòu)共振現(xiàn)象。并且，加強結(jié)構(gòu)附加質(zhì)量會增加槍管變速運動時慣性載荷，使發(fā)射過程中槍管變形增加。該方案不僅無法減少槍口振動，還會增加槍管變形，不可行。

2) 方案2、3均能夠顯著抑制槍口以及槍身振動，并且連發(fā)過程中，彈頭初始擾動穩(wěn)定速度較快，波動程度較小。各方案可分別將射擊精度參數(shù)提高54、44左右，提高6、84左右，效果令人滿意。方案2中槍管結(jié)構(gòu)變形相對方案3較小，受力特性較好。