以非满管代替满管进行转管炮身管寿命试验研究

张培忠， 郑建福， 米中贺， 陈国利， 宁金贵， 黄彦昌

(中国白城兵器试验中心， 吉林 白城 137001)

以非满管代替满管进行转管炮身管寿命试验研究

张培忠， 郑建福， 米中贺， 陈国利， 宁金贵， 黄彦昌

(中国白城兵器试验中心， 吉林 白城 137001)

为减少转管炮身管寿命试验的用弹量，研究用非满管代替满管进行转管炮身管寿命试验的技术。建立炮口振动位移计算方程，利用高阶傅里叶级数拟合炮膛合力，获得炮膛合力的频域函数；利用模态实验获得了转管炮的模态参数，构建转管炮起落部分的频响函数；利用频响函数计算了转管炮在满管射击、非满管射击方式下的炮口振动位移。以满管射击、非满管射击方式下炮口振动位移的一致性为原则，确定身管寿命试验方案。通过试验验证了满管射击、满非管射击方式下的身管寿命试验结果具有一致性，从而获得用弹量较少的身管寿命试验方法，节省了试验的弹药消耗。

兵器科学与技术； 火炮； 身管寿命； 试验技术

0 引言

转管炮是一种高射速防空/反导武器，其身管数量较多，有6～11根管，射击时各个身管在旋转中交替、循环射击，在火炮无故障、无瞎火弹的情况下，各个身管累计射击的弹数基本相等。在靶场定型试验时必须进行身管寿命考核，按照传统的身管寿命试验方法，身管累积射击弹数必须达到身管寿命指标规定的弹数，再依照军标规定的判据判断身管寿命是否达到指标，因此试验总用弹量=单管寿命指标弹数×身管数[1]。以某A型转管炮为例，按此方法进行试验，用弹量为2万多发，可见弹药的消耗巨大。

为了减少弹药的消耗，身管寿命试验一般结合其他试验项目一并进行，例如强度试验、随动精度测试、有效射程试验、淋雨试验、炮口冲击波测试等，所用弹数全部计入身管寿命中。当全部计入的弹数仍然不能达到身管寿命指标数时，则补充一部分弹数，进行磨损射击试验，直至达到身管寿命指标数为止。此方法的用弹量也很大，因此需要研究新方法以减少弹药消耗。

在“试验总用弹量=单管寿命指标弹数×身管数”公式中，单管寿命指标弹数是上级规定的需要考核的指标，在定型试验中不可更改，因此只能采用更改试验用身管数的方法，通过使用少部分身管(定义为非满管)来代替全部身管(定义为满管)，以完成身管寿命试验，从而减少试验用弹量。

1 用非满管代替满管试验的原理

转管炮在靶场进行定型试验时，分为前期、中期和后期以及在必要时补充进行的磨损射击试验阶段，共4个阶段。

在定型试验的前期和中期，主要进行初速检查、弹带性能测试、引信早炸与瞎火率测试、立靶密集度试验、强度试验、射速检查、随动精度测试、有效射程测试等项目，其中：初速检查、弹带性能测试、引信早炸与瞎火率测试的射击方式采取每根身管独立进行、单发射击的方式，立靶密集度试验、随动精度测试等项目均采取全部身管(满管)连发射击的方式。射击的弹数全部计入身管寿命中，到此阶段结束时，每根身管累计射击的弹数大约为800～1 000发，处于寿命中期。

在定型试验后期，首先要进行初速、弹带性能、引信早炸与瞎火率、立靶密集度等检查项目，依照国家军用标准规定的判据分析身管寿命是否终止，若终止则停止试验，否则继续进行定型试验剩余项目，采用满管连发射击方式进行随动热态射击、炮口冲击波测试、振动加速度测试、机构动可靠性检查、淋雨试验等。射击弹数计入身管寿命中，到此阶段结束时，每根身管累计射击的弹数大约为1 500～1 700发，处于寿命后期，距离身管寿命指标数相差300～500发，需要补充一部分弹药，进行磨损射击试验。

在磨损射击试验阶段，仅进行初速、弹带性能、引信早炸与瞎火率、立靶密集度检查，依照国家军用标准规定的判据分析身管寿命是否终止，判据如下[1]：1)弹带削光；2)引信连续瞎火2发以上，或者弹丸早炸；3)立靶密集度超过战技指标的8倍，或者横弹数量超过50%；4)弹丸距离散布增大1.5%(转管炮无该指标)；5)弹丸初速下降超过战技指标规定的要求，其中任何一项超标均可判定为身管寿命终止，从而停止试验。否则重复进行4个阶段的试验，直至每根身管累计射击弹数达到身管寿命指标数为止。以某A型转管炮为例，在磨损射击试验阶段需要补充射击弹数约3 000～5 000发。

转管炮定型试验的项目众多，研究全部项目均采用以非满管代替满管进行射击是很不现实的，因此本文仅研究在磨损射击试验阶段用非满管代替满管射击以节省弹药的方法。

在磨损射击试验之前，各个身管的射击弹数、弹药种类、发射速度、维护保养等情况基本一致，各个身管的内膛磨损程度也基本相等。因此，允许任意抽取其中部分身管作为样本，进行独立、单发射击，各个身管之间互不影响，分别获得初速、弹带性能、引信早炸与瞎火率数据，用以表征全部身管的初速、弹带性能、引信早炸与瞎火率。但是，由于立靶密集度试验采取连发射击方式进行，各个身管之间相互影响，抽取的身管数量、各身管所处位置都会对转管炮产生不同频率的激励，该频率与转管炮(尤其弹性较大的起落部分)固有频率的接近(或者远离)程度不同，引起的炮口振动位移也不同，最终造成立靶密集度试验结果有差异。因此，用非满管代替满管进行立靶密集度试验时，抽取的身管数量及其所处位置必须保证使非满管射击方式与满管射击方式获得的立靶密集度结果具有一致性，同时保证初速、弹带性能、引信早炸与瞎火率结果的一致性，由此获得的身管寿命值才能与传统方法获得的身管寿命值等效。由于转管炮使用内能源或者内+外能源驱动，转速基本不变，在射击过程中，每根身管旋转一周才射击一发弹，用非满管代替满管方式，参与射击的身管自身的射速基本不变，而且每组每管射击≤10发弹，组与组的间隔时间≥4 h[1]，身管温升也不因此而显著改变，故其磨损程度不会因此而改变。

2 转管炮的发射动力学

目前常用动力学仿真法求解火炮的发射过程[2-4]，但是该方法需要经过仿真建模、校模和验模等一系列复杂过程，专业性很强，靶场难以掌握，且费用高、周期长，在武器定型试验中重复应用较困难。为此，下面介绍频响函数法，该方法利用模态实验测试火炮的模态参数、构建频响函数，建立频域炮膛合力函数，基于频响函数与频域炮膛合力函数计算火炮振动响应，费用少，周期短，便于靶场掌握和重复运用。

2.1 转管炮的振动力学方程

设转管炮为N个自由度的系统，在物理坐标系中的方程[5]为

(1)

该系统的固有频率矩阵和固有振型矩阵分别为

(2)

在模态坐标系中用Φ作为坐标空间的基向量矩阵，令X=Φq，q为模态坐标向量，将 (1) 式变换为

(3)

令：f=Fejωt，q=Qejωt，x=Xejωt，由(3)式[6]得

X=Φ(kr-ω2mr+jωcr)-1ΦTF=
ΦYrΦTF=HF，

(4)

将Yr展开为

(5)

系统的激励输入点I、响应输出点O之间的频响函数为

(6)

(7)

2.2 炮口横向振动位移函数

转管炮的炮口横向振动位移(垂直于身管轴线的方位向、高低向振动位移)的大小直接关系到立靶密集度的大小，为了研究用非满管代替满管进行立靶密集度试验的方法，并使两者的结果一致，必须保证炮口横向振动位移一致。

转管炮的起落部分由两个耳轴、摇架、后坐部分、两个制退缓冲器组成，如图1所示。后坐部分由回转部分、马达、供弹口和排壳口组成。回转部分由自动机、身管组构成。起落部分的质心C、后坐部分的质心C1都在回转部分的轴线L上，起落部分的质心C至最下方身管的轴线L1的距离为e. 在设计上轴线L与轴线L1在1 km处相交，近似认为两者平行，且垂直于转管炮的方位回转轴和高低回转轴。

图1 转管炮起落部分受力分析Fig.1 Forces of revolving barrels cannon elevating part

转管炮射击是由处于最下方位置的身管完成的，起落部分受到的炮膛合力的作用线在最下方位置的身管轴线L1上，炮膛合力对起落部分的质心C形成力矩。后坐部分因后坐运动而产生惯性力，其作用线经过质心C1、在后坐部分的轴线L上。起落部分依靠耳轴支撑、随动系统稳定，由两个耳轴提供支撑力，抵制炮膛合力、后坐部分的惯性力和重力，由随动系统提供方位方向、高低方向控制力矩。转管炮起落部分受力分析如图1所示。

转管炮射击时，回转部分在马达驱动下进行旋转，自动机从供弹口输入炮弹，完成装填、推弹、闭锁、击发、开锁和抽壳等一系列动作，从排壳口排壳。当某一身管处于最下方位置时发射炮弹、产生后坐力，推动后坐部分沿着摇架的前套箍和后滑动导轨运动，摇架上的两个制退缓冲器产生阻力，吸收后坐动能。起落部分动力学方程为

(8)

式中：Fz(s)为耳轴频域支撑力；Fp(s)为频域炮膛合力；Fg(s)为后坐部分的频域惯性力；G为起落部分的重力；Ma(s)为随动系统方位向频域控制力矩；Me(s)为随动系统高低向频域控制力矩；M(s)为炮膛合力对起落部分产生的频域力矩；MG为起落部分的重力矩。

视起落部分为柔性悬臂梁，由于主动力矩M(s)的作用而产生炮口振动位移y(s)，即炮口横向振动位移，M(s)的力学作用等效于在炮口处横向作用一个力F(s)，造成起落部分在炮口处的横向振动位移y(s). 假设耳轴中心O至炮口的距离为l，则：

lF(s)=M(s)=eFp(s).

(9)

距离e、长度l是定值。由于Fp、l近似平行，且都垂直于转管炮的方位回转轴、高低回转轴，由(9)式有：

(10)

式中：ea和ee分别为距离e在方位回转轴、高低回转轴上的分量；Fa和Fe分别为F(s)在方位回转轴、高低回转轴上的分量。

令jω=s[6-7]，则炮口横向振动频域位移为

(11)

式中：X(s)、Y(s)分别为炮口方位方向、高低方向频域振动位移；Ha(s)、He(s)分别为方位方向、高低方向频响函数。

(11)式经过拉普拉斯反变换得到时域炮口横向振动位移：

(12)

3 计算炮口振动位移

3.1 建立炮膛合力频域函数

为了计算(12)式的转管炮炮口振动位移，根据(11)式，需要给出炮膛合力频域函数。近似认为火炮发射过程中的炮膛合力是一系列等幅度周期性激励，满管射击方式、每间隔1管射击1发的非满管射击方式、每间隔2管射击1发的非满管射击方式的炮膛合力激励如图2～图4所示，3种射击方式力的幅值相等，但炮膛合力作用的频率不同。鉴于本文研究的问题是满管射击方式、非满管射击方式下炮口振动位移的差别问题，不关心计算结果与实际值的符合程度，为了便于计算，在此将炮膛合力按最大幅值Fpm做归一化处理，然后利用高阶傅里叶级数拟合炮膛合力，获得级数形式的时域函数。经过多次尝试，确定用8阶傅里叶级数来拟合转管炮的炮膛合力较适宜，两者之间的符合程度较高，曲线如图5～图7所示。

图2 满管射击时的炮膛合力Fig.2 Resultant force in bore for full loading firing

图3 每间隔1管射击1发的炮膛合力Fig.3 Resultant force in bore for firing one round every one barrel

图4 每间隔2管射击1发的炮膛合力Fig.4 Resultant force in bore for firing one round every 2 barrels

图5 8阶傅里叶级数拟合满管射击时的炮膛合力曲线Fig.5 Resultant force in bore fit by eighth-order Fourier series for full loading firing

图6 8阶傅里叶级数拟合每间隔1管射击1发的 炮膛合力曲线Fig.6 Resultant force in bore fit by eighth-order Fourier series for firing one round every one barrel

图7 8阶傅里叶级数拟合每间隔2管射击1发的炮膛 合力曲线Fig.7 Resultant force in bore fit by eighth-order Fourier series for firing one round every 2 barrels

利用8阶傅里叶级数拟合3种射击方式的炮膛合力，形成的时域函数表达式分别为

Fp(t)=0.272 3-
0.000 153 31cos(464.7t)+2.324×10-5sin(464.7t)+
0.082 5cos(2×464.7t)+0.327 4sin(2×464.7t)-
0.000 167 8cos(3×464.7t)+7.527×10-5sin(3×464.7t)-
0.078 71cos(4×464.7t)+0.170 2sin(4×464.7t)-
0.000 204 5cos(5×464.7t)+0.000 146 9sin(5×464.7t)-
0.104 9cos(6×464.7t)+0.066 65sin(6×464.7t)-
0.000 292 8cos(7×464.7t)+0.000 298 1sin(7×464.7t)-
0.071 97cos(8×464.7t)-0.002 224sin(8×464.7t)，

(13)

Fp(t)=0.170 1+
0.158 3cos(511.5t)+0.194 2sin(511.5t)+
0.029 1cos(2×511.5t)+0.170 6sin(2×511.5t)-
0.002 68cos(3×511.5t)+0.120 2sin(3×511.5t)-
0.045 93cos(4×511.5t)+0.080 43sin(4×511.5t)-
0.054 26cos(5×511.5t)+0.050 44sin(5×511.5t)-
0.050 33cos(6×511.5t)+0.022 74sin(6×511.5t)-
0.041 43cos(7×511.5t)+0.003 614sin(7×511.5t)-
0.029 14cos(8×511.5t)-0.004 327sin(8×511.5t)，

(14)

Fp(t)=0.117 8+0.152 1cos(344t)+
0.119sin(344t)-0.069 78cos(2×344t)+
0.129 8sin(2×344t)-0.019 69cos(3×344t)+
0.114sin(3×344t)-0.008 87cos(4×344t)+
0.091 22sin(4×344t)-0.022 98cos(5×344t)+
0.070 2sin(5×344t)-0.029 9cos(6×344t)+
0.053 79sin(6×344t)-0.034 17cos(7×344t)+
0.040 27sin(7×344t)-0.036 17cos(8×344t)+
0.027 63sin(8×344t).

(15)

将以上炮膛合力时域函数经过拉普拉斯变换Fp(s)=L[Fp(t)]，得到3种射击方式的炮膛合力频域函数，表达式分别为

Fp(s)=
0.272/s-0.153×10-3s/(s2+0.216×106)+
0.108×10-1/(s2+0.216×106)+0.825×
10-1s/(s2+0.864×106)+304/(s2+0.864×106)-
0.168×10-3s/(s2+0.194×107)+0.105/(s2+
0.194×107)-0.787×10-1s/(s2+0.346×107)+
316/(s2+0.346×107)-0.204×10-3s/(s2+0.540×
107)+0.348/(s2+0.540×107)-0.105s/(s2+
0.777×107)+186/(s2+0.777×107)-
0.293×10-3s/(s2+0.106×108)+
0.970/(s2+0.106×108)-0.720×10-1s/(s2+
0.138×108)-8.27/(s2+0.138×108),

(16)

Fp(s)=0.170/s+0.158s/(s2+0.262×106)+
99.3/(s2+0.262×106)+0.291×10-1s/(s2+
0.105×107)+175/(s2+0.105×107)-0.268×
10-1s/(s2+0.235×107)+184/(s2+
0.235×107)-0.459×10-1s/(s2+0.419×107)+
165/(s2+0.419×107)-0.543×10-1s/(s2+
0.654×107)+129/(s2+0.654×107)-0.530×
10-1s/(s2+0.942×107)+69.8/(s2+
0.942×107)-0.414×10-1s/(s2+0.128×108)+
12.9/(s2+0.128×108)-0.291×10-1s/(s2+
0.167×108)-17.7/(s2+0.167×108)，

(17)

Fp(s)=0.12/s+0.15s/(s2+0.12×106)+
41/(s2+0.12×106)+0.07s/(s2+0.47×106)+
89/(s2+0.47×106)+0.02s/(s2+0.11×107)+
120/(s2+0.11×107)-0.0089s/(s2+
0.19×107)+130/(s2+0.19×107)-
0.023s/(s2+0.30×107)+120/(s2+
0.30×107-0.03/(s2+0.43×107)+
110/(s2+0.43×107)-0.034s/(s2+0.58×
107)+97/(s2+0.58×107)-0.036s/(s2+
0.76×107)+75/(s2+0.76×107).

(18)

3.2 构建转管炮的频响函数

为了计算(12)式的转管炮炮口振动位移，根据(11)式，需要给出频响函数。采用力锤法进行转管炮的模态实验(传感器布置见图8)，获得模态参数[8]，利用模态参数构建因炮膛合力引起炮口振动的频响函数。考虑到M(s)的作用等效于在炮口处横向作用一个力F(s)，炮口横向振动的力激励与位移响应处在同一点、同一方向，在测试高低方向的振动模态时，力锤敲击选在身管组最上方的身管、靠近炮口套箍的位置垂直向下敲，如图9所示。在测试方位方向的振动模态时，力锤敲击选在身管组最左方位置的身管、靠近炮口套箍的位置水平向右敲。部分模态如图10所示，测试结果如表1～表3所示。

图8 传感器布置图Fig.8 Sensor layout

图9 测试转管炮的模态Fig.9 Measuring modal of revolving barrels cannon

忽略高阶模态的影响，转管炮的方位方向力激励、位移响应之间的频响函数近似取前5阶：

(19)

转管炮的高低方向力激励、位移响应之间的频响函数为近似取前4阶：

(20)

图10 转管炮的高低向模态Fig.10 Elevation modals of revolving barrels cannon

表1 模态实验测试结果

3.3 计算炮口振动位移

本文仅关注满管射击方式、非满管射击方式下炮口振动位移的差别，而不关注其实际振动位移值，因此距离e、长度l无需计算。经过计算可得某A型转管炮分别按满管射击方式、每间隔1管射击1发的非满管射击方式、每间隔2管射击1发的非满管射击方式下的炮口横向振动位移，如图11和图12所示。

表2 高低方向模态留数

表3 方位方向模态留数

图11 满管射击、每间隔1管射击1发、每间隔2管 射击1发的方式下炮口方位方向振动位移Fig.11 Azimuth vibration displacement of muzzle for full loading firing, firing one round every one barrel, and firing one round every 2 barrels

图12 满管射击、每间隔1管射击1发、每间隔2管 射击1发的方式下炮口高低方向振动位移Fig.12 Elevation vibration displacements of muzzle for full loading firing, firing one round every one barrel, and firing one round every 2 barrels

从图11和图12看出：满管射击方式、每间隔1管射击1发的方式引起炮口的方位方向、高低方向振动幅值没有显著差别，因此理论上可以利用每间隔1管射击1发的方式代替满管射击方式，进行某A型转管炮立靶密集度试验。而满管射击方式、每间隔2管射击1发的方式引起炮口的方位方向、高低方向振动幅值有着明显差别，理论上不能利用每间隔2管射击1发的方式代替满管射击方式进行立靶密集度试验，这是因为该方式的射击频率(3 000发/min)接近了转管炮2阶模态的固有频率(47.9 Hz)。

某B型转管炮分别按满管射击方式、每间隔1管射击1发的非满管射击方式下的炮口横向振动位移的计算结果如图13和图14所示。

图13 满管射击、每间隔1管射击1发的方式下炮口 方位方向振动位移Fig.13 Azimuth vibration displacements of muzzle for full loading firing, firing one round every one barrel, and firing one round every 2 barrels

图14 满管射击、每间隔1管射击1发的方式下 炮口高低方向振动位移Fig.14 Elevation vibration displacements of muzzle for full loading firing, firing one round every one barrel, and firing one round every 2 barrels

从图13和图14看出：满管射击方式、每间隔1管射击1发的方式引起炮口的方位方向、高低方向振动幅值没有明显的差别，因此可以利用每间隔1管射击1发的方式代替满管射击方式，进行某B型转管炮的立靶密集度试验。

4 试验验证

首先在某A型转管炮定型试验的最后阶段进行，此时该炮每根身管已经累计射击1 248发，距离身管寿命指标还有752发，转入磨损射击阶段。在磨损射击阶段，选择身管1、身管3、身管5、身管7等(也可以选择身管2、身管4、身管6、身管8等)进行脱壳穿甲弹初速检查、榴弹弹带性能检查、榴弹引信早炸与瞎火率测试以及脱壳穿甲弹立靶密集度试验，装填方法如下：用摇柄手动反向旋转自动机，将弹鼓与自动机联动，在被选定的身管对应的拨弹齿中装入实弹，其他位置装教练弹，将弹旋转进入弹鼓中。当火炮射击时，弹鼓与自动机联动正向旋转，将弹送入自动机，被选定的身管射击。其中前3项为每管独立、单发射击(工况1)，立靶密集度为连发射击，按2种方式实施：满管射击(工况2)的立靶密集度1组、每间隔1根身管射击1发的非满管连发射击(工况3)1组，结果如表4和表5所示。

表4 某A型转管炮单发射击方式的试验结果

从表4可以看出，在工况1中，满管射击方式、每间隔1根身管射击1发的非满管射击方式下，脱壳穿甲弹初速、榴弹弹带性能、榴弹引信早炸与瞎火率测试结果具有一致性。

表5 某A型转管炮两种射击方式的立靶密集度试验结果

利用F检验法[4，9]，给定显著性水平α=0.10，自由度ν1=54,ν2=54，查表有Fα/2(ν1,ν2)=1.433、F1-α/2(ν2,ν1)=0.697 8. 方位方向F(ν1,ν2)=0.610/0.494=1.234，高低方向F(ν1,ν2)=0.941/0.884=1.064.

由于F1-α/2(ν2,ν1)≤F(ν1,ν2)≤Fα/2(ν1,ν2)，可见两种立靶密集度试验结果具有一致性，且立靶上均无横弹，从而验证了用非满管代替满管进行某A型转管炮的身管寿命试验是可行的。

在某B型转管炮定型试验的最后阶段进行验证试验，此时该炮每根身管已经累计射击1 667发，距离身管寿命指标还有333发。在磨损射击阶段，选择身管1、身管3、身管5以工况1进行榴弹初速检查、榴弹弹带性能测试、榴弹引信早炸与瞎火率测试，再以工况2进行6组立靶密集度试验，以工况3进行2组立靶密集度试验，结果如表6～表8所示。

表6 某B型转管炮单发射击方式的试验结果

从表6可以看出，在工况1中，满管射击方式、每间隔1根身管射击1发的非满管射击方式下，榴弹初速、榴弹弹带性能、榴弹引信早炸与瞎火率测试结果具有一致性。

利用F检验，给定显著性水平α=0.10，自由度ν1=14,ν2=29，查表有：Fα/2(ν1,ν2)=1.75、F1-α/2(ν2,ν1)=0.57. 方位方向F(ν1,ν2)=

表7 某B型转管炮满管射击方式的立靶密集度试验结果

表8 某B型转管炮非满管射击方式的立靶密集度试验结果

由于F1-α/2(ν2,ν1)≤F(ν1,ν2)≤Fα/2(ν1,ν2)，可见两种立靶密集度的试验结果具有一致性，且立靶上均无横弹，从而验证了用非满管代替满管进行某B型转管炮的身管寿命试验是可行的。

实际运用本方法在A、B两型转管炮的试验中，共计节省弹药3 759发。

5 结论

本文研究了用非满管代替满管进行转管炮身管寿命试验、减少试验用弹量的原理，分析了炮膛合力引起炮口振动的机理；利用高阶傅里叶级数拟合炮膛合力，利用模态实验测试模态参数，构建了频响函数，运用频响函数、炮膛合力频域函数计算了转管炮射击过程中的炮口振动位移；从理论上分析了转管炮以非满管代替满管进行立靶密集度试验的可行性，并在两种转管炮上进行了验证试验，获得了初速、弹带性能、引信早炸与瞎火率、立靶密集度试验结果。研究所得结论如下：

1)利用高阶傅里叶级数拟合转管炮的炮膛合力，经拉普拉斯变换后，得到炮膛合力频域函数。

2)利用模态实验与分析技术，获得转管炮的模态频率、阻尼和留数，构建因炮膛合力引起炮口振动的频响函数，运用频响函数与炮膛合力频域函数的积得到炮口振动位移的频域函数。

3)比较转管炮在不同射击方式下的炮口振动位移差别，以炮口振动位移一致性为原则，可以获得具有一致性的立靶密集度试验方案。

4)在转管炮试验的磨损射击阶段，利用非满管代替满管进行初速检查、弹带性能检查、引信早炸与瞎火率测试、立靶密集度试验，完成身管寿命试验，可以显著节省弹药。

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ResearchonBarrelLifeTestofRevolvingBarrelCannonbySubstitutingFullChargeLoadingwithNon-fullChargeLoading

ZHANG Pei-zhong, ZHENG Jian-fu, MI Zhong-he, CHEN Guo-li, NING Jin-gui, HUANG Yan-chang
(China Baicheng Ordnance Test Center, Baicheng 137001, Jilin, China)

The technology of substituting full charge loading with non-full charge loading is researched to decrease the ammunition consumption in the barrel life test of revolving barrel cannon. The computing equations of muzzle vibration displacement are established. High-order Fourier series is used to fit the resultant force in bore, and then the frequency equations of resultant force are established. The modal parameters of cannon are obtained by model measuring and analysis, and a frequency response equation of the cannon elevating part is established. The frequency response equation is used to calculate the muzzle vibration displacements in the way of non-full charge loading and full charge loading. The differences among these muzzle vibration displacements are compared. Based on the law that the muzzle vibration displacements of non-full charge loading and full charge loading are consistent, the barrel life test scheme is confirmed. In verification experiment, the barrel life’s consistency is proved. The barrel life test method of less amount ammunition is designed to decrease the ammunition consumption in test.

ordnance science and technology; cannon; barrel life; test technology

2017-02-14

总装备部试验技术研究项目(2010SY4205001)

张培忠(1966—)，男，研究员，博士。E-mail：zhangpeizhong9966@163.com

宁金贵(1981—)，男，工程师，硕士。E-mail：njgnjgnjg19810118@163.com

TJ306+.1

A

1000-1093(2017)10-1899-10

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.10.004