外能源转管自动机驱动功率分析与估算

李 勇，陈永刚，谢杨杨，史阳东

（西北机电工程研究所，陕西 咸阳 712099）

转管炮自动机由机匣、机心、身管、炮箱、供弹机、缓冲器和驱动装置等零部件组成。外能源转管炮自动机的主要机构包括带回转部件的身管组合体，供弹接口机构和抛壳机构等。转管炮自动机被驱动的质量大、转速高、射速高和消耗功率大，外能源转管自动机的驱动功率是其武器系统的重要参数指标，电源和驱动电机要具有所需的功率以满足战术技术指标的要求（如射速指标和启动时间指标）。由于转管自动机的机构运动特性和动力特性比较复杂，其消耗功率的因素较多，在转管炮自动机的方案设计中难以有效地估算驱动功率［1－3］。通过详细分析转管自动机的功率消耗因素，建立了计算驱动功率的动力学模型，将计算结果与试验数据结果对比，结果表明：理论计算值能满足外能源转管炮自动机方案设计的驱动功率估算。

1 消耗功率因素分析

转管自动机炮箱上的曲线槽与闩体和星形体组成空间凸轮机构，当星形体转动时，带动闩体后坐、复进以及前后停留，在一次射击循环中，闩体有两次加速和两次减速，闩体的加速减速运动循环是消耗功率的主要因素之一。转管自动机供弹过程中除链力和弹带阻力以及抛壳过程中抛壳力都消耗一部分自动机的驱动功率［4］。除此之外，消耗功率主要是由射击状态下转管自动机的零部件之间相互运动的滚动摩擦阻力矩造成的，因此，在进行驱动功率估算时应考虑以下主要消耗功率因素。

1.1 身管组重力引起的滚动摩擦力矩Mf

身管组主要包括身管、炮箍、弹膛本体和星形体等零部件，其质量是整个转管自动机质量的大部分，其重力作用给身管组支承球轴承以作用力，其由身管组重力产生的身管组的摩擦力矩Mf为：

式中：m1为身管组的质量；f为身管组与炮箱及前支点的滚动摩擦系数；R1为身管组前端滚道半径。

1.2 身管组偏心产生的离心力引起的滚动摩擦力矩Mr

身管组转动过程中，由于身管组结构的质心不在其回转中心线上，因此产生离心力给身管组支承轴承的滚动摩擦阻力矩，其滚动摩擦阻力矩Mr的大小随身管组的转速变化而变化，其计算公式为：

1.3 闩体和弹绕身管组轴线产生的离心力引起身管组的滚动摩擦力矩Trc

身管组转动时，带动闩体和炮弹一起转动产生离心力，由此产生的身管组滚动摩擦阻力矩为：

式中：Mb为闩体的质量；Md为弹的质量；Rb为上下曲线槽的中径之半；Rr为闩体质心到身管组回转中心线的距离。

1.4 抽壳力产生的阻力矩Tec

由于抽壳过程很短，故在自动机运动计算中可取平均抽壳力Fec，平均抽壳力近似为最大抽壳力的一半进行计算，由此产生的阻力矩与闩体、星形体之间的传动比和传动效率相关，抽壳力产生的阻力矩为：

1.5 膛压引起弹膛本体与炮箱间的轴承产生的转动摩擦力矩Txc

转管自动机在射击过程的瞬间，其最高膛压对闩体的作用力传递到弹膛本体与炮箱支承轴承产生的转动摩擦阻力矩，其阻力矩Txc为：

1.6 抛壳力产生的阻力矩Mck

抛壳过程中，抛壳臂撞击弹壳并带动弹壳产生的阻力矩，计算中可以按照其他转管自动机抛壳力的试验结果类比获得阻力矩。

1.7 开闩产生的阻力矩Tobc

炮弹击发后，膛底的压力降低到开闩压力时，闩体转动进行开闩，因此在开闩压力的作用下转动闩头需要消耗功率，其开闩产生的阻力矩为：

式中：Sb为弹底面积；Pt1为开闩压力；Rc为闩头闭锁齿半径（中径位置）；R′c为闩头开闭锁转动半径。

1.8 除链阻力矩Mk

炮弹进入输弹线前，通过除链机构将弹链与炮弹分离，产生除链力，消耗自动机的功率，也影响自动机的射速［5］，因此，由除链力带来的除链阻力矩为：

式中：Fcm为除链力；Rd为拨弹轮半径。

1.9 弹带阻力矩TDL

炮弹与弹带一起运动产生的弹带阻力［6］为FD，由此产生的弹带阻力矩TDL为：

式中：CL为一节弹链的刚度；ML为弹链的质量；g为重力加速度；n为弹带的炮弹数；Rs为弹带运动半径；θ为输弹导引与水平面之间的夹角。

2 动力学建模

外能源转管自动机驱动稳定，并可以实现变射速，但是随着射速的提高，其所需的驱动功率随之增大，因此，在方案设计过程中，比较准确地估算其驱动功率意义显而易见。转管自动机在外能源驱动过程中，驱动力是电机提供的力矩，根据自动机的供弹方式（无链供弹和弹链供弹），确定是否考虑除链阻力矩和弹带阻力矩消耗的功率，因此，总阻力矩主要是以上分析的各种阻力矩，将这些阻力矩通过传速比和传动效率等效作用到转管自动机的身管组上，以身管组为基础构件，运动方向为绕身管组轴线转动，建立外能源转管自动机的动力学计算方程如下：

式中：J1为身管组的转动惯量，Jb为一个闩体绕身管组轴线的转动惯量；J14为供弹齿轮绕其回转轴线的转动惯量；J15为抛壳齿轮绕其回转轴线的转动惯量；mbi为一个闩体的质量；mpi为一个弹的质量；˙φ为身管组的转动角速度；¨φ为身管组的转动角加速度；i14为身管组到供弹齿轮之间的传速比；η14为身管组到供弹齿轮之间的传动效率；i15为身管组到抛壳齿轮之间的传速比；η15为身管组到抛壳齿轮之间的传动效率；ibi为身管组到闩体之间的传速比；i′bi为身管组到闩体之间的传速比对身管组角位移的偏导数；ηbi为身管组到闩体之间的传动效率；MD为驱动身管组的转矩。

3 估算与试验结果分析

外能源转管炮自动机工作过程是多个闩体同时连续运动，计算过程中必须考虑这些因素。利用建立的外能源转管自动机的动力学模型，为了进行比较，计算了某转管炮自动机在不同射速下的空载最大驱动功率和射击状态下的最大驱动功率，将其计算的相关参数输入到计算程序中；为了提高计算精度，采用图1所示的计算程序框图，并取自动机稳定转速时的最大计算值。

试验状态：外能源转管自动机安装在试验台架上进行试验，测试输入电机的电流和反馈电流以及转速等数据，通过电流、转矩、转速和功率的关系，计算出自动机的最大驱动功率。由于该自动机是无链供弹，因此，不考虑除链阻力矩和弹带阻力矩。试验测试的空载的输入电机电流和反馈电流和转速如图2所示。试验测试射击状态下的输入电机电流和反馈电流和转速如图3所示。计算出的转速与空载消耗功率拟合关系曲线和试验获得转速与空载消耗功率拟合关系曲线如图4所示。射击状态下，计算出的转速与消耗功率拟合关系曲线和试验获得转速与消耗功率拟合关系曲线如图5所示。

通过分析以上计算和试验获得消耗功率曲线图4可以看出，理论计算出的空载最大驱动功率和试验得出的空载最大驱动功率较为接近。

根据图5所示的消耗功率曲线分析，射击状态下，射速在0～300发／分时，理论计算出驱动功率数值与试验测试驱动功率数值较为接近；当射速300发／分以上时已经满载，以上射速理论计算和试验测试值对比没意义。

4 结束语

通过分析了外能源转管炮自动机消耗功率的因素，将引起消耗功率的多种阻力矩因素考虑到动力学模型中，编制计算程序进行计算，计算出的空载和射击状态下的最大驱动功率和试验测试的自动机最大驱动功率能满足工程估算需要，所建立的动力学模型对自动机方案设计时功率估算具有很好的参考意义。

（References）

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