книги / Механизмы затворов ствольного оружия. Основы теории, расчета и проектирования
.pdf
2.3.2. Расчет активных нагрузок на звенья механизма, зависящих от времени
Для систем оружия, у которых движение основного звена происходит непосредственно за счет давления сжатых пороховых газов, уравнение движения вида (2.23) дополняется системой обыкновенных дифференциальных уравнений, описывающих газодинамические процессы в рабочем объеме газодинамического устройства. К таким системам относится автоматическое оружие с боковым газоотводным устройством (см. рис.1.5).
Расчет параметров движения основного звена – штока, перемещающегося в цилиндре бокового газоотводного устройства (БГОУ), проводится совместно с решением задачи внутренней баллистики, и основными исходными данными являются временные зависимости среднебаллистического давления p(t) и плотности ρ(t) пороховых газов в канале ствола. Расчет включает следующие уравнения:
1) уравнение движения основного звена:
dV0 |
= |
1 |
( p s |
− τ |
(+ ) (П |
0н |
+ с x )), |
(2.25) |
|
|
|||||||
dt |
mпр (x0 ) |
б.у б.у |
|
п |
0 0 |
|
||
|
|
|
|
|
|
|||
где V0 = dx0 ; dt
2) уравнение сохранения вещества в объеме БГОУ:
dρ б.у |
= |
|
1 |
(Gб.у − ρ б.уsб.у V0 ); |
(2.26) |
|
W |
||||
dt |
|
|
|||
|
|
|
б.у |
|
|
3) уравнение сохранения энергии. Данное уравнение выводим на основе первого начала термодинамики:
|
dQ = dU + p dW , |
|
|
|
||||||
dQ |
= C |
|
T dm |
= |
k R |
pб.у |
dm |
, |
||
p |
|
|
|
|
||||||
G |
|
б.у |
|
k −1 Rρ б.у |
б.у |
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
||||
dQT = α б.у ∫(Tб.у− Tср ) sб.уT dt,
61
|
|
|
R |
|
|
|
|
p |
m |
|
|
|
1 |
|
|
|
dU = С d T = |
|
|
|
d |
б.у |
б.у |
|
= |
|
|
|
d ( p W ) = |
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||||
W б.у |
k −1 |
|
|
R ρ б.у |
|
|
k− |
1 |
б.у б.у |
|||||||
|
|
|
|
|||||||||||||
|
|
|
|
|
||||||||||||
= |
1 |
|
( p |
|
dW |
+W |
dp |
|
), |
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
||||||||||
|
k −1 |
б.у |
|
б.у |
б.у |
б.у |
|
|
|
|
||||||
где dQ – изменение количества теплоты в БГОУ; dQG, dQT – изменение количества теплоты в БГОУ за счет потока втекающего газа и за счет потерь теплоты вследствие теплообмена с окружающей средой; Tср – температура окружающей среды; dU – изменение внутренней энергии термодинамической системы; pб.у, ρб.у, Tб.у – давление, плотность и температура газов в объеме БГОУ; Wб.у – объем БГОУ; p, T – давление и температура пороховых газов в канале ствола; mб.у – масса газа в БГОУ; Gб.у – массовый расход газа из канала ствола в БГОУ; W – объем заснарядного пространства; sб.у, sб.уТ – площадь поршня штока БГОУ и площадь боковой поверхности цилиндра, участвующая в теплообмене; Cp, CW – теплоемкость газа при постоянном давлении и объеме соответственно; αб.у – коэффициент теплообмена стенки цилиндра БГОУ с окружающей средой; R – газовая постоянная.
После дифференцирования выражения первого закона термодинамики по времени имеем:
dp |
1 |
|
|
p |
|
|
p |
б.у |
|
|
|
|
|
|
|
б.у |
= |
k G |
− (k −1)α |
|
|
− Т |
s |
− |
k p s V |
|
. (2.27) |
||||
|
|
|
Rρ |
|
|||||||||||
dt W |
|
б.у ρ |
б.у |
|
|
ср |
б.уТ |
б.у б.у 0 |
|
|
|||||
|
|
б.у |
|
|
|
|
|
б.у |
|
|
|
|
|
||
Для подкритического режима течения при выполнении условия
pб.у ≥
p
Gб.у = µб.уsотв 2 k
k −1
|
|
|
|
|
k |
|
|
|
|
|
||||
|
2 |
|
k −1 |
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||||||
k |
+1 |
|
|
|
|
|
||||||||
|
|
|
|
2 |
|
|
|
k +1 |
||||||
|
|
|
pб.у |
k |
pб.у |
k |
|
|||||||
p ρ |
|
|
|
|
|
|
− |
|
|
|||||
|
|
|
|
|||||||||||
|
|
|
|
p |
|
p |
||||||||
|
|
|
|
|
|
|||||||||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
.
Для критического режима течения
62
|
2 |
|
|
k +1 |
|
|
2(k −1) |
||||
Gб.у = µб.уsотв |
|
|
|
|
p ρ , |
|
|
||||
k +1 |
|
|
|
||
Wб.у = sб.у (lб.у + x0 ); sб.у = π dб.у (lб.у+ x0 ),
где lб.у – начальная длина цилиндра БГОУ; sотв – площадь газоотводного отверстия; µб.у – коэффициент расхода газов.
2.3.3. Расчет активных нагрузок на звенья механизма, зависящих от времени и перемещения основного звена
Для систем со свободным продольно скользящим затвором отпирание канала производится при наличии давления в стволе, а затвор (запирающее звено разомкнутого типа) вместе с гильзой перемещается под действием силы давления газов на дно гильзы и силы трения между боковой стенкой гильзы и поверхностью камеры.
На рис. 2.3 показан характер изменения активных нагрузок на основное движущее звено в зависимости от времени: давления газов на дно канала ствола pдн(t) и контактного давления прижатия между гильзой и камерой pк(t).
Рис. 2.3. К расчету активных нагрузок на свободный затвор при выстреле
Для расчета процесса движения все время разбивается на четыре периода в соответствии с принятыми в разделе 1.4 периодами функционирования гильзы: t0… t1 – время радиальной деформации гильзы (выбор начального радиального зазора); t1… t2 – время со-
63
вместного радиального нагружения гильзы и камеры ствола; t2… t3 – время совместного разгружения гильзы и камеры; t > t3 – время разгружения гильзы (образования конечного зазора) и свободного осевого перемещения затвора.
Уравнение движения затвора:
|
dV0 |
= |
1 |
( pдн sк − f pк π dг (lг− x0 )− τ |
п(+) (П0н+ с0 x0 )); (2.28) |
||
|
|
|
|||||
|
dt mпр (x0 ) |
|
|
|
|||
где sк – поперечная площадь канала ствола; V0 |
= |
dx0 |
. |
||||
|
|||||||
|
|
|
|
|
|
dt |
|
Первый период (t > t1, pк = 0). Радиальные напряжения в гильзе в момент прижатия ее к стенкам камеры σг.п соответствуют расчетному значению давления в камере pдн.п (см. (1.29)) при pк.п = 0:
|
|
|
H |
г |
|
|
σ |
г.у |
|
|
|
|
h |
|
|
σ |
= σ |
+ |
|
∆ |
− |
|
r |
, |
p = σ |
г.п |
г |
. |
(2.29) |
||
|
|
|
|
|
|||||||||||
|
г.п |
г.у |
rг |
|
|
н |
Ег |
г |
|
дн.п |
rг |
|
|||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|||||
Используя известные зависимости давления в камере от времени, определяем время прижатия t1.
Второй период (t1 < t < t2). Для определения изменения контактного давления допустимо принять линейную связь между раз-
ностью давлений ∆p = pдн − |
|
pк и действующим давлением в камере |
||||||||
pдн. Тогда контактное давление |
|
|
|
|
||||||
p (t) = p |
дн |
(t) − ∆ |
p(t )− |
∆ |
p(t2 )− ∆ p(t1 ) |
( p (t)− |
p |
(t )). |
(2.30) |
|
|
|
|||||||||
к |
|
1 |
|
pдн (t2 ) − pдн (t1 ) |
дн |
дн |
1 |
|
||
|
|
|
|
|
|
|
|
|
||
Величина ∆p(t2) = pдн |
|
m – pк m соответствует моменту макси- |
||||||||
мальной нагрузки, причем pк m определяется выражением (1.35). Третий период (t2 < t < t3). Контактное давление определяется
на основании выражения (1.37), соответствующего совместной разгрузке камеры и гильзы:
|
c |
Е |
p |
дн |
(t) − ∆ − |
σ г m rг+ ∆ |
r |
|
|
pк (t) = |
|
|
н |
Е |
г m |
|
|||
|
|
|
|
|
г |
|
. |
(2.31) |
|
|
|
|
|
cЕ + ск |
|
||||
|
|
|
|
|
|
|
|
||
64
Четвертый период (t3 < t < tотп). Время отпирания канала tотп соответствует моменту, когда перемещение затвора достигнет длины гильзы, т.е. tотп = t (x0 = lг).
Время отпирания должно превышать полное время выстрела, включающее период движения снаряда по каналу и период последействия газов: tотп > tд + tпосл.
В течение всего времени отпирания гильза подвергается осевому растяжению, вследствие чего необходимо на каждом шаге решения проверять условие осевой прочности гильзы по разрывным
напряжениям: |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
1 |
|
|
dV0 |
|
|
|
σ рmax= |
|
|
pдн (t) sг− |
mпр |
|
≤ σ |
в, |
(2.32) |
π |
|
dt |
||||||
|
dгhг |
|
|
|
|
|||
где sг – поперечная площадь стенки гильзы; σ |
в – |
напряжения в ма- |
||||||
териале гильзы, при которых наступает разрушение материала. Таким образом, расчет носит итерационный характер и при не-
выполнении условий по времени отпирания или по осевой прочности гильзы необходимо варьирование конструктивными параметрами затвора или гильзы.
2.3.4. Расчет активных нагрузок на звенья механизма, зависящих от времени, перемещения и скорости основного звена
В системах пушечного и артиллерийского оружия для амортизации или торможения движения ствола используются гидравлические противооткатные устройства, или демпферы, создающие силу сопротивления движению основного звена за счет наличия в их конструкции дросселирующих элементов, обеспечивающих перетекание рабочей жидкости через каналы и отверстия, имеющие местные гидравлические потери энергии.
На рис. 2.4 представлена расчетная схема простейшего гидравлического демпфера с нелинейным квадратичным дросселем.
Кроме гидродемпфера торможение движения ОДЗ может обеспечиваться возвратной пружиной.
65
Рис. 2.4. Схема расчета активной силы сопротивления за счет гидравлического устройства
Уравнение Бернулли и закон неразрывности потока жидкости для сечений до и после гидродросселя, а также в перепускных отверстиях имеют вид:
|
p |
a |
|
V 2 |
|
p |
V |
2 |
|
V |
2 |
|
|
||||
|
|
+ |
|
a |
= |
b |
+ |
|
b |
|
+ ζ |
г |
отв |
, |
|
||
|
ρ ж |
|
2 |
ρ |
ж |
2 |
|
|
2 |
|
|
||||||
saVa = sbVb , |
saVa = sотвVотв, |
|
|
Va |
= V0 , |
||||||||||||
где ρ ж – плотность рабочей жидкости; pa , |
Va , |
pb , Vb – давления и |
|||||||||||||||
скорости потоков жидкости в сечениях до дросселя (a) и после дросселя (b) соответственно; ζг – коэффициент местных гидравлических потерь в дросселе; sа, sb – площади поперечных сечений гидропровода в сечениях (а) и (b); sотв, Vотв – площадь дросселирующих
отверстий и скорость потока в сечениях отверстий.
Полагая, что в полости вытеснения давление много больше, чем в полости заполнения (pa >> pb), примем pb = 0. Тогда, используя последние выражения, можно определить силу сопротивления со стороны гидравлического устройства Sг.у, воздействующую на основное звено:
|
|
|
|
|
V 2 |
s |
2 |
|
|
|
s |
2 |
|
|
|
||
S |
г.у |
= s |
p |
= s ρ |
|
0 |
|
a |
|
|
+ ζ |
г |
a |
− |
1 |
. |
(2.33) |
|
|
2 |
|
|
|||||||||||||
|
|
a a |
a |
ж |
|
|
|
|
|
2 |
|
|
|
||||
|
|
|
|
|
|
2 |
sb |
|
|
|
|
sотв |
|
|
|
||
66
3. ЗАДАЧИ И МЕТОДЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ МЕХАНИЗМОВ ЗАТВОРОВ
3.1. Проектирование запирающих механизмов
3.1.1. Поперечно перемещающиеся запирающие механизмы клиновых затворов
Клиновые затворы применяются в основном для пушечных и артиллерийских систем. Выбор основных размеров клина зависит от вида оружия и его калибра.
На рис. 3.1 схематически показан клин современных затворов с основными габаритными размерами, для выбора которых можно пользоваться рекомендациями:
с = (2,2…3,0) dк; a = (1,4…1,8) dк; b = (1,6…2,0) dк; h = (1,0…1,8) dк; dл = (1,05…1,15) dк,
где dк – диаметр камеры ствола в казенной части; dл – диаметр лотка клина.
Рис. 3.1. Клин и его основные размеры
Замыкающий эффект достигается выполнением конструктивных условий по самоторможению клина в клиновом пазу казенника за счет угла наклона задней опорной поверхности клина или замыкания со стороны открывающего рычага затвора.
67
Расчетная схема определения условий замыкания за счет угла
Рис. 3.2. Условия замыкания клина за счет угла наклона γ опорной поверхности
наклона опорной поверхности клина представлена на рис. 3.2, на ней использованы следующие обозначения: pдн – давление газов на дно канала ствола; N – нормальная реакция со стороны опорной поверхности казенника на клин; f1, f2 – коэффициенты трения скольжения по передней и задней поверхностям клина; mк – масса клина.
Уравнения равновесия по горизонтальной и вертикальной осям имеют вид:
− pдн + N cos γ + f2 N sin γ = 0;
f1 pдн − N sin γ + f2 N cos γ − mк g = 0.
Выражая N из первого уравнения, подставляя его во второе и считая, что удерживающая сила должна быть больше, чем выталкивающая, получим:
f1 pдн + f2 |
pдн |
cos γ ≥ |
|
pдн |
sinγ + |
mкg. |
||
cos γ + |
f2 sinγ |
|
cosγ + |
f2 sinγ |
||||
Если пренебречь |
весом |
клина |
и считать |
малой |
величиной |
|||
f1 f2 sin γ, то условие замыкания будет иметь вид |
|
|
||||||
|
γ ≤ |
arctg ( f1+ |
f2 ) или γ ≤ |
arctg 2 f . |
(3.1) |
|||
Второе неравенство условия (3.1) принято на основании того, что коэффициенты трения f1 и f2 зависят от состояния и качества смазки и для применяемых в артиллерии смазочных материалов изменяются в достаточно больших пределах (0,06…0,15), что позволяет упростить условие (3.1), т.е. f = f2 = f1.
Расчетная схема для условия замыкания клина за счет выбора угла наклона запирающего паза, обеспечивающего связь клина с открывающим рычагом ОТМ, представлена на рис. 3.3.
68
Рис. 3.3. Условия замыкания клина за счет угла наклона открывающего рычага: а – ε > ψ0; б – ε < ψ0; в – зоны замыкания
Возможны две конструктивные схемы замыкания: а) угол наклона ε запирающего паза больше угла исходного положения ψ0 открывающего рычага при закрытом клине (ε > ψ0) и б) угол наклона паза меньше угла рычага (ψ0 > ε).
В первом случае нормальная сила реакции клина на рычаг создает замыкающий момент, направленный против часовой стрелки, а сила трения, направленная по касательной, создает противоположный момент, действующий на открывание клина. Проектируя силы на направление, перпендикулярное радиусу рычага, получим условие замыкания:
l N sin(ε − ψ 0 ) ≥ |
l |
f N cos(ε − |
ψ 0 ), |
|
что соответствует неравенству |
|
|
|
|
ε ≥ |
ψ |
0 + arctg f . |
(3.2) |
|
Для второго случая условие замыкания |
|
|||
l N sin(ψ 0 − ε )≤ |
|
l |
f N cos(ψ |
0 − ε ), |
что соответствует неравенству |
|
|
|
|
ε ≥ |
ψ |
0 − arctg f . |
(3.3) |
|
На рис. 3.3, в показаны зоны допустимого соотношения углов, обеспечивающие условия замыкания.
69
3.1.2. Продольно скользящие запирающие механизмы
Продольно скользящие затворы широко используются в стрелковом и пушечном автоматическом оружии. При работе ЗПМ действуют относительно большие и нестабильные силы трения, в связи с чем затраты энергии на их преодоление могут значительно изменяться, что существенно сказывается на функционировании всей системы.
Замыкающий эффект достигается рациональным соотношением конструктивных параметров, обеспечивающих минимальную и стабильную энергию, идущую на работу запирающих механизмов.
В современных системах оружия наибольшее распространение находят два типа продольно скользящих ЗПМ:
–ЗПМ с перекосом замыкающего элемента;
–ЗПМ с поворотом замыкающего элемента.
Рис. 3.4. Расчетная схема работы ЗПМ с перекосом замыкающего элемента
На рис. 3.4 представлена принципиальная схема ЗПМ с перекосом замыкающего элемента (здесь γ – угол наклона опорной поверхности личинки затвора). Здесь же показаны скорости и силы, действующие на механизм при замыкании затвора: Vр – скорость затворной рамы; ωл – угловая скорость поворота личинки (замы-
70