一种全自动击针撞击模拟装置设计

谭庆，胡建波，李强，蔺相飞，彭建华

(1.湖南国防工业职业技术学院，湖南 湘潭 411207；2.中北大学 军民融合学院，山西 太原 030051)

击针撞击模拟装置用于击针可靠性检测，对击针撞击过程中的变形、撞击凹坑深度进行测定。关于击针撞击模拟的研究国内外均较少。赵聪聪等[1]为揭示枪械击发点火机理，设计一种枪械击发点火系统模拟试验装置，实现对枪械击发点火性能的定量评价。孙云忠等[2]设计了一套采用两个电机分别驱动样板旋转和压缩击针簧储能的击针撞击模拟装置，装置全重75 kg。马建国等[3]设计了多连发底火发火性能试验仪，实现了多个底火的向前输送和多个底火的击发。马浩等[4]采用棘轮、棘齿组合的间歇机构的工作原理来完成备用弹仓运动一个周期后的推弹动作。渠超然等[5]在一种空间发射释放机构上利用不完全齿轮配合齿条完成发射筒的蓄能和释放。张艳晓等[6]依靠不完全齿轮机构的间歇特性实现对三工位隔离开关机构3个工作位置的准确定位。赵永强等[7]设计了一种基于不完全齿轮传动的间歇微量进给装置，建立了多参数组合的间歇微量进给的计算模型。郭伟[8]在包装盒成型机上利用不完全齿轮较好地实现了一个电机顺序性地驱动两个机构运动功能。刘其南等[9]在无碳小车上利用不完全齿轮的形式实现S轨迹和S环形的交替切换转向。白乐乐等[10]以现有具备电动保险功能车门锁为基础，基于平面机构拓扑结构综合理论，引入不完全齿轮间歇机构构造了变拓扑电动开启运动链;借助关联矩阵描述了车门锁电动开启支链不同连接状态的拓扑构态。徐琳格等[11]利用双齿条式不完全齿轮机构实现了绕线机导线板的往复移动。

笔者在前人研究的基础上，提出了一种单电机驱动的全自动击针撞击模拟装置方案，装置质量为50 kg，体积仅为238 mm×370 mm×380 mm，该设计方案优于文献[2]中的质量为75 kg，体积为419 mm×645 mm×798 mm，3个电机驱动的设计方案。

1 结构原理

击针撞击模拟装置由安装座、锥齿轮、旋转轴、不完全齿轮、直齿轮、凸轮、拨动子、拨动子轴、位移传感器、压力传感器、过渡套、传感器座、击针簧、击针套、击针、外套和立板等组成，如图1所示。

安装座是所有零部件的基础安装平台。立板通过螺钉固定在安装座上。传感器座通过螺纹结构拧紧在安装座上。过渡套套接在传感器座内。位移传感器通过螺纹结构拧紧在传感器座上。击针通过螺纹结构拧紧在击针套内。击针簧套接在击针外圆柱面上，且一端与击针套接触，另一端与过渡套接触，在弹簧力的作用下将过渡套压紧压力传感器。转轴是样板的安装平台，通过轴承套接在立板和安装座的安装孔内。凸轮通过轴承套接在安装座的安装孔内，直齿轮1通过平键套接在凸轮上。齿轮2和不完全齿轮、锥齿轮1和不完全齿轮2、锥齿轮2和锥齿轮3、锥齿轮4和锥齿轮5、锥齿轮6、拨动子通过平键套接在安装轴上后通过轴承套接在安装座上。

工作时，电机动力经减速器减速后，将动力传递给凸轮，凸轮连续转速为1 r/s。一方面，动力经凸轮、直齿轮1和2、不完全齿轮1和2、锥齿轮1～6传递给转轴，使得转轴在凸轮每转动一圈时与样板一起转动45°；另一方面，在凸轮驱动下击针套被周期性的沿外套轴线方向抬起并压缩击针簧，当凸轮与拨动子脱离瞬间，击针和击针套在击针簧作用下反方向运动，击针撞击到样板后停止运动，在凸轮继续转动157°后，凸轮拨动拨动子将击针和击针套抬起，进入下一个撞击循环。

2 间歇机构优化设计

常见的间歇机构类型有槽轮、棘轮棘齿、凸轮和不完全齿轮等。槽轮机构在工作中存在较大冲击振动。棘轮棘齿机构工作时噪声和振动较大，且结构件较多。凸轮的加工成本较高。经分析笔者采用易于加工、结构简单的不完全齿轮作为间歇机构。

表1 主从动齿轮参数值

通过计算，对不完全齿轮进行了建模。图2(a)为主动轮齿部即将啮入从动轮齿部时的状态，此时从动轮的锁止圆弧段处于即将解除锁止状态；图2(b)为主从动轮齿部啮合且主齿轮驱动从动齿轮时的状态；图2(c)为主动轮齿部即将由从动轮齿部啮出时的状态，此时从动轮的锁止圆弧段处于即将进入锁止状态。

3 动力学仿真分析

3.1 多刚体动力学仿真理论

动力学仿真的目的是验证各构件能否完成预定动作和功能，对装置各构件的运动特性和受力状况进行具体分析，为结构参数的选取和优化提供参考依据。

系统各刚体之间是通过旋转副、平移副、接触副等运动副相连接的。运动副的约束关系通过非线性代数方法进行表达。基于拉格朗日乘子法理论建立系统动力学方程：

(1)

φ(q，t)=0,

(2)

基于吉尔预估-校正理论，确定系统特定时刻的状态量，下一时刻的状态矢量可以通过泰勒级数按照系统当前时刻状态进行预估：

(3)

式中，h为时间步长，h=tn+1-tn。

由于式(3)右侧经常出现不为0的现象，获得的下一刻的状态矢量值存在较大偏差。为了提高式(3)的精度，对第k+1阶积分并求解：

(4)

式中：β0、αi为吉尔积分求解程序的系数值；yn+1为y(t)在t=tn+1时的近似值。

利用约束方程迭代法Newton-Raphson能够求出任何时刻tn的位置：

(5)

式中，Δq=qj+1-qj，j代表第j次迭代。

当tn时刻时，基于系统的约束方程，对时间求一阶导数可得到零部件的速度，对时间求二阶导数可得到零部件的加速度：

(6)

(7)

系统tn时刻的约束反力通过拉格朗日第一类方程求解得到：

(8)

3.2 刚体动力学仿真模型的建立

将模型导入刚体动力学仿真分析软件，建立击针撞击模拟装置仿真模型。为了减少计算量，对仿真模型进行了适当的简化：

1)忽略零件加工误差，所有零件均为绝对精确尺寸；

2)所有零部件均为刚体，在运动中这些刚体零件不会变形，也不会发生磨损；

3)弹簧的质量等效到击针上；

4)装置中采用螺纹连接的部位均简化为固定副，通过螺纹连接的两个构件不发生相对运动；

5)安装座与大地为刚性固定，不存在平台振动。

在适当的模型简化基础上，构建如图3所示的仿真模型。安装座、传感器座、位移传感器、压力传感器、外套、固定支撑板与大地施加固定约束。凸轮、拨动子和各齿轮与安装轴施加固定约束后与大地构建旋转副。两两接触的零件之间施加接触副，发生接触的零件之间均视为润滑良好，静摩擦系数取为0.1，动摩擦系数取为0.05。击针簧用软件模型代替，击针簧初始压力设置为650 N，刚度系数为10 N/mm，给凸轮和直齿轮1施加1 r/s的转速。

3.3 仿真结果分析

击针和样板是撞击模拟装置最重要的零部件，击针位移和样板转速规律如图4所示，取第1个完整运动周期为研究对象，样板转动的时间为0.5—0.7 s，转动角度为45°，击针撞击和收回的时间为0.8—1.0 s，最大位移为20 mm。主动齿轮每转动一圈，从动齿轮转动角度为45°，满足分度要求。需要注意的是，为了保证击针的急回，凸轮大径和小径间取消了光滑过渡，导致击针0.5—0.8 s时刻有6 mm的位移振动，此时间段击针不会与样板接触。

击针速度和样板转速规律如图5所示，在运动过程中，样板间歇转动的最大转速为629 (°)/s，击针最大运动速度3.37 m/s，运动速度与射击预期符合。

击针簧力在工作过程中的变化规律如图6所示，击针簧力最大值为641 N，击针簧力最小值为450 N，在最小力到最大力的中间过渡段有一个波动，这是由于凸轮与拨动子接触不连续导致的。

不完全齿轮主从动轮接触力在工作中的变化规律如图7所示，不完全齿轮主从动齿轮的最大接触力为120 N左右，发生相互运动时的平均接触力在20 N左右，总体上来说，二者的相对运动是顺滑无阻滞的，证明了设计的合理性。

4 结束语

笔者在前人研究的基础上，提出了一种全自动的击针撞击模拟装置方案，方案采用不完全齿轮间歇传动和凸轮传动原理，实现了采用单电机驱动即达成压缩击针簧为击针储能、间歇驱动样板旋转两个相对独立的两个动作，大大简化了装置的控制程序。刚体动力学仿真表明，笔者设计的方案总体上满足设计要求，击针撞击速度与实际工作状态速度相近；击针与样板运动时段合理避开，保证了击针着板姿态与击针实际工作状态相同；击针簧力处于规定的簧力范围内；不完全齿轮主从动轮运动时，没有干涉现象，运动顺畅，分度准确。

在后续的研究中，拟建立将凸轮、拨动子、击针、击针套和样板进行柔性化的刚柔耦合模型，详细分析这些零部件在工作过程中的刚强度。