0 引　言

击发机构作为枪/炮自动机系统的核心组件，其击发性能直接决定武器系统火力的持续输出能力。在高发射率舰炮研制中，击发机构良好设计的重要性更为突出。张景新等^[1]针对楔式炮闩火炮频繁出现的装填炮弹后自动击发事故，提出安全极限磨损角理论，给出弥补击发机安全缺陷、预防自动击发事故的应对措施；景银萍等^[2]采用多刚体动力学理论对某转管机枪的击发机构作参数化建模并进行优化，得到各参数最优设计值组合，可制导相关武器的改进设计；杨志峰等^[3]针对自动机闭锁过程中击针从击针卡爪上解脱时出现的击发能量大、机头体回转过程中反跳速度摆动大及机枪射击精度差等难题，采用动力学仿真软件建立击发结构的动力学仿真模型，根据仿真结果对击发机构进行改进；葛藤等^[4]采用有限元方法对某型自动步枪击发机构的点射击发过程进行研究，提出采用底火壳变形能来计算击发能量的新方法；王红梅等^[5]等针对某自动机击发机构由击针式换为击锤式后，底火未能正常击发的问题，分别建立击针式和击锤式两种击发机构的力学模型，对撞击过程的能量作理论计算；蔺月敬等^[6] 从理论论分析、数值计算、动力学仿真和有限元分析等多角度，对某火炮击发机构工作机理作重点分析研究，指出该击针结构存在不足并阐述其失效机理；杨艳峰等^[7]为提高某炮闩试验效率和可靠性，基于可靠性强化试验理论对击发机构磨损失效作强化试验研究，提出一种增大击针簧刚度的强化试验技术；姜驰等^[8]针对某迫击炮击发机构拨爪出现的断裂故障，采用模块化有限元方法分析不同工况下击发机构的动态特性，基于应力变化分析定位拨爪的薄弱环节并排除故障；贾陆阳等^[9]为提高某自动步枪击发机构可靠性，基于击发机构的动力学数值仿真模型的参数化分析结果，对击发机构作优化改进；蒲辉等^[10]基于自动步枪击发机构的多体动力学分析模型，阐述击锤质量、击锤簧刚度系数、击锤簧阻尼系数、射角及击针质量等因素对击针击发速度的影响。

上述研究基于传统枪/炮击发机构的工作原理，就自动机击发机构的故障预测、建模及优化改进、击发能量测算、失效形式及强化、可靠性提升、击针响应速度的多变量相关性分析等多方面做了充分研究，但鲜有面向火炮自动机击发机构单发、连发模式差异化工作机理的对比研究。本文在已有研究成果的基础上，分别建立某舰载火炮自动机击发机构单发、连发模式的力学模型，采用理论分析和弹塑性有限元结合的方法，阐述了该自动机单发、连发射击模式在击发能量、击针击痕深度及击发机构-炮箱力学响应的差异性，可为同类自动机击发机构的改进提升提供参考。

1 击发机构工作原理

某自动机主要由击发滑座、击发滑块组件、击发杠杆、击发簧、击针及击发控制机构等部分组成。其中，由击发滑块、扣铁、解脱块组成的击发滑块组件安装于击发滑座内，击发滑座安装于炮箱，由击发控制机构控制击发时机。击发时，击发滑块组件解脱并撞击击发杠杆，击发杠杆继而撞击击针，实现弹药击发。击发机构单发、连发模式的工作原理如图1所示。

单发射击时，击发滑座处于初始位，击发滑块组件被击发控制机构锁在后位，击发簧被压缩，如图1(a)所示。发射系统收到射击指令后，击发控制机构释放击发滑块组件，击发簧推动击发滑块组件向炮口方向运动，推动击发杠杆撞击击针，实现击发。该过程中，击发滑块组件中的解脱块在压簧作用下进入击发滑座凹槽内并被卡住，如图1(b)所示。下一次单发射击前，需进行预装填使击发滑座带动击发滑块组件向后移动复位至击发机构恢复至图1(a)状态。

连发射击时，仅首发弹的击发原理与单发射击时相同，后续击发无需预装填。击发控制机构受气缸作用一直处于解脱状态，击发滑块组件利用解脱块始终嵌入击发滑座凹槽内与击发滑座同步运动。由于击发滑块组件左端击发簧作用，击发滑块组件与击发滑座右端贴紧，解脱块左侧与击发滑座存在单边间隙$ {\delta _1} $，如图1(c)所示。连发射击时，击发滑座带动击发滑块组件复位至距炮箱$ {\delta _2} $处，击发滑块开始撞击击发杠杆，直至击发滑座带动击发滑块运动至击发滑座与炮箱间隙消失，即击针击发到位，如图1(d)所示。根据底火手册中的可靠击发需求，击针突出炮闩闩体镜面距离$ （{\delta }_{2}\text{-}{\delta }_{1}） $应满足2.40～2.68 mm。

击发机构的作用是基于击针打击弹药底火以引燃发射药并发射弹头^[11]，击针撞击底火壳的能量即击发能量^[12]。由该自动机单发、连发模式的不同击发原理可知：单发射击时，击发能量为击发滑块组件撞击击发杠杆后传递至击针的动能，该动能即撞击击发杠杆前击发簧对击发滑块组件持续作功转化的动能；连发射击时，击发能量为滑块、击发滑座及击发滑块组件撞击击发杠杆时传递至击针的动能。需注意的是，击发机构必须有适度的击发能量，过小不能稳定击发底火，过大易造成底火击穿致使火药燃气向后喷出，影响弹丸初速。

2 不同射击模式下击发能量分析 2.1 单发射击模式

单发射击时，击发簧推动击发滑块组件运动到击发位后撞击击发杠杆。在此过程中，击发簧所做功为：

$ W_1=\int_0^L(F_0-k_ax)\mathrm{d}x 。$

(1)

式中：${W_1}$为击发簧做的功；$ L $为击发滑块从待击发位到击发位运动距离；$ {F_0} $为击发簧初始力；${k_a}$为击发簧刚度。

忽略击发滑块在击发滑座内运动过程中较小的摩擦阻力，可认为击发簧做的功全部转化为击发滑块组件的动能，即可传递至击针的能量，计算式为：

$ \frac{1}{2}{m_1}v_1^2 = {F_0}L - \frac{1}{2}{k_a}{L^2}。$

(2)

式中：${m_1}$为击发组件质量，取值3.1 kg；${v_1}$为击发滑块组件撞击击发杠杆时的速度。

由式(2)求得单发射击时击发滑块组件撞击击发杠杆的速度为4.3 m/s，传递至击针的能量为28.7 J。

2.2 连发射击模式

连发射击时，滑块、击发滑座及击发滑块组件随火炮的后坐、复进同步运动。前次击发后坐时，复位簧储能；再次复进时，复进簧已储存的能量转化为滑块、击发滑座及击发滑块组件同步运动的动能，撞击击发杠杆后传递到击针，实现击发。连发模式下，击发簧由击发滑座带动，其对击发过程的作用可忽略。在此过程中，复位簧所做功满足：

$ {W_2} = \frac{1}{2}{k_b}\Delta {L^2} 。$

(3)

式中：${W_2}$为复位簧做的功；${k_b}$为复位簧刚度；$ \Delta L$为复位簧在后坐或复进过程中的变形量，即火炮后坐、复进长，取值为278 mm。

忽略滑块、击发滑座及击发滑块组件同步运动过程中相对较小的摩擦力，可认为复位簧在火炮后坐过程中储存的能量全部转化为滑块、击发滑座及击发滑块组件同步运动的动能，即可传递至击针的能量，计算式为：

$ \frac{1}{2}{m_2}v_2^2 = \frac{1}{2}{k_b}\Delta {L^2}。$

(4)

式中：$ {m_2} $为滑板、击发滑座及击发滑块组件的总质量，取值为112.0 kg；$ {v_2} $为相应部件撞击击发杠杆时的速度。

结合式(3)、式(4)，求得连发射击时滑块、击发滑座及击发滑块组件同步运动撞击击发杠杆的速度为3.0 m/s，初始输入击针的击发能量为510.1 J。

单发、连发射击模式下，各主要参数的理论计算结果如表1所示。

由以上分析计算结果可知，该自动机连发射击模式下的击发能量远大于单发射击。弹药是否由该自动机击发机构可靠击发，还应结合底火的击痕深度进行判定。

3 击发过程动力学模拟 3.1 击发过程的有限元仿真模型

结合该自动机击发机构工作原理，建立击发机构的有限元模型，共有29978个网格单元，如图2所示。该模型对击针、底火等做局部网格的细化处理，可充分表征关键部位的几何细节。考虑到底火在击针冲击下的塑性变形，将底火设置为塑性体，而其余部件简化为线弹性体，以降低计算量。除建立各接触面间的接触关系外，在底火单元网格间建立自接触，以更好地模拟底火塑性变形。

采用Johson-Cook本构模型^[13]表征底火在击针冲击作用下的力学行为，计算式为：

$ \sigma = (A + B{\varepsilon _p}^{{k_1}})\left[1 + C\ln \left(\frac{{{{\dot \varepsilon }_p}}}{{{{\dot \varepsilon }_0}}}\right)\right]\left[1 - {\left(\frac{{T - {T_0}}}{{{T_M} - {T_0}}}\right)^{{k_2}}}\right]。$

(5)

式中：$ \sigma $、$ {\varepsilon _p} $、$ {\dot \varepsilon _0} $分别为等效应力、等效塑性应变、参考应变率（准静态试验下的材料应变率）；$ A $、$ B $、$ C $、k₁和k₂均为材料常数；$ {T_0} $为室温；$ {T_M} $为材料熔点温度；$ T $为膛内温度。

药筒本构模型参数参照文献[14]，如表2所示。

3.2 有限元仿真结果及对比分析

参考击发机构工况，仿真模型限制炮箱、底火、击针帽、限位套及击发杠杆轴的所有自由度，约束击发滑块组件除击针轴向外的其余自由度。以表1中的参数为输入，分别开展不同射击模式下击发过程的仿真计算，提取底火变形图，如图3所示。

仿真及试验的底火变形显示：连发射击模式的底火击痕较单发模式深。该现象与实弹射击的底火击痕形貌基本一致。提取单发、连发射击工况下的击针位移-时间曲线，如图4所示。

可知，击针位移迅速增大并达到最大值，继出现小幅震荡后，受击针复位簧作用回到初始位；单发射击的击针峰值位移为2.41 mm，连发射击的击针峰值位移为2.62 mm，满足底火正常发火要求。

击发机构设计时，还应控制炮箱及击发杠杆的变形以实现可靠限位，消除限位不充分导致底火被击穿的风险。单发、连发射击模式下，击发瞬时的应力云图，如图5所示。

可知，单发射击时，击发杠杆与炮箱碰撞弱，几乎不存在接触应力；连发射击时，击发杠杆与炮箱碰撞强，存在较大接触应力。这是因为单发射击模式下各零部件的总动能较小，击发杠杆的动能不足以造成其与炮箱的强接触；连发射击模式下各零部件的总动能较大，底火的塑性应变仅消耗小部分能量，其余较大部分的动能在与炮箱碰撞后转化为相应的应变能。

图6为击发杠杆应力-时间曲线，单发射击过程中击发杠杆与炮箱接触的峰值应力仅为65 MPa；连发射击过程中击发杠杆与炮箱接触的峰值应力为420 MPa。两峰值应力均远低于击发杠杆及炮箱材料的屈服强度，不存在炮箱发生塑性变形导致击针前出过多造成过击发的风险。

4 结　语

本文对某舰炮自动机单发、连发模式下击发机构的击发过程及其力学响应进行了具体的研究分析。首先，基于该自动机击发机构单发、连发射击模式不同的工作原理分别构建击发过程能量转化的理论模型，指出连发射击模式下可输入击针的能量为510.1 J，远大于单发模式的28.7 J。其次，以理论分析的结果为输入对单发、连发射击模式下击发机构驱动击针撞击底火后的击痕形貌进行有限元仿真计算。连发射击模式的底火击痕较单发模式深的趋势与实弹射击结果基本一致，单发、连发模式的击痕深度仿真值分别为2.41 mm、2.62 mm，符合击针突出量2.40～2.68 mm的要求。不同射击模式下炮箱与击发杠杆的有限元分析结果指出：炮箱与击发杠杆的最大接触应力420 MPa远低于相关材料的屈服强度，不存在因炮箱或击发杠杆塑性变形致使击针前出过多造成底火被击穿的风险。本工作的分析过程及方法可为同类自动机击发机构提供参考。