機槍系統支撐發射動力學特性及散布精度研究

華洪良，廖振強，郭 魂，陳勇將

(1.常州工學院 航空與機械工程學院， 江蘇 常州 213032； 2.南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094)

1 引言

射擊精度是評價機槍系統殺傷力的一個重要指標。然而，隨著機槍系統的不斷輕量化設計，在其諸多結構部件中總是不可避免地存在一些剛度較差的結構或部件。由于機槍系統發射為一強沖擊過程，會使得機槍系統中剛度較差的結構產生較大的彈性變形與振動，并影響機槍系統射擊精度。

彈頭飛離槍口瞬時飛行姿態參數(也稱彈頭初始擾動或外彈道邊界條件)直接決定于槍口振動狀態，彈頭散布精度將直接受到槍口動力學響應特性的影響。因此，為了改善機槍系統射擊精度，可以對機槍系統結構進行改進，匹配其動力學特性并提高射擊精度，目前國內已有多篇相關研究文獻，如：彈性槍架、駐鋤緩沖式槍架、高效能膛口制退器、弧形槍架、槍口動力學匹配等。本文的主要思想是采用支撐結構對槍口以及槍身振動直接進行抑制，達到提高射擊精度的目的。

本文的主要工作：根據某12.7 mm大口徑重機槍發射過程中結構變形特性，設計不同的結構支撐與加強方案，并借助剛柔耦合動力學、外彈道理論對各方案槍口動力學響應特性、彈頭初始擾動、射彈散布進行計算對比研究，獲得有效的結構支撐方案。

筆者在文獻[1]中結合實驗數據建立了準確的某12.7 mm大口徑重機槍整槍有限元模型，并對其發射過程進行了數值計算，獲得了機槍系統發射過程結構變形云圖，如圖1?？梢?，在發射過程中，槍身運動為一繞著球鉸(槍身與槍架連接處)轉動的俯仰運動，槍身小幅的俯仰角將引起槍口顯著的位移偏差。同時筆者對槍口射角進行了定量分析，發現槍口射角主要由槍身俯仰角與槍管彎曲變形疊加得到，并且兩者幅值相當。

圖1 機槍系統變形云圖

因此，為了減少槍口振動，可對槍管結構進行局部加強或者在槍身俯仰運動方向進行整體支撐。為此，本文設計了如下3種方案(其示意圖如圖2)：

1) 槍管結構局部加強。在槍管外圍設計加強結構，提高槍管結構剛度，減小發射過程中槍管變形。

2) 整體后支撐。在機匣尾部設計支撐結構，通過連桿使機匣尾部與兩后架腿駐鋤部分分別相連，對槍身俯仰振動進行抑制。

3) 整體前支撐。在槍管前端設計支撐結構，通過連桿結構將槍口處與前架腿駐鋤相連，對槍口振動直接進行抑制。

圖2 支撐結構示意圖

某12.7 mm大口徑重機槍原槍質量為26.5 kg，方案1～方案3中各支撐、加強結構質量分別為0.8 kg、1.9 kg、1.7 kg。引入支撐結構后，機槍系統整體質量為27.3 kg、28.4 kg、28.2 kg，質量增加率分別為3%、7%、6%左右，均在可接受范圍內。

2 動力學響應

剛柔耦合動力學方法是一種既經濟又有效的動力學響應分析方法，不僅能夠分析結構的彈性變形，還能分析結構剛體位移與變形耦合效應，在武器系統動力學分析領域得到了廣泛應用。某12.7 mm大口徑重機槍剛柔耦合動力學模型如圖3所示，其中，槍管、導氣管、架腿結構為剛度較差的細長結構，在發射強沖擊載荷作用下會出現較大的結構變形，因此在剛柔耦合動力學計算中將其作為彈性體進行建模，槍身以及其他部件作為剛體進行考慮。在各支撐方案中，為了盡量減小機槍系統質量增加，各支撐結構均采用細長連桿，因此各連桿也作為彈性體進行建模。

圖3 機槍系統剛柔耦合動力學模型示意圖

關于某12.7 mm大口徑重機槍剛柔耦合發射動力學計算，已有多篇文章結合實驗數據對其進行研究。本文剛柔耦合動力學模型除強化結構外，其余參數條件與上述文獻模型相一致，未考慮人體抵肩因素影響，射頻為10 Hz。由于某12.7 mm重機槍發射過程中機框為主要運動部件，質量接近3 kg，其運動速度對機槍振動影響較大，可通過對比機框最大后坐速度、后坐到位速度、機框復進開始速度、復進到位速度以及膛口振幅以驗證模型的正確性。上述參數計算值與實驗值對比如表1，各主要參數相對誤差較小，本文建立的剛柔耦合動力學模型具有較高的可信度，滿足分析要求。

表1 機槍系統動力學模型驗證

對于某12.7 mm重機槍而言，槍口高低方向各響應幅值均明顯大于其方位方向各響應幅值，并且彈頭高低方向散布范圍也明顯大于其方位方向散布范圍?？梢?，機槍系統射擊精度過差主要是槍口高低方向振動過大導致的。因此，本文將著重討論槍口高低方向響應特性。

對各方案建立剛柔耦合發射動力學模型，對其分別進行20發連續發射計算，得到機槍系統動力學響應如圖4～圖8。其中，圖4～圖6分別為槍口高低方向位移、速度、射角響應曲線，圖7、圖8分別為高低方向槍身俯仰角、槍管變形響應曲線。值得注意的是，本文所有用于對比的計算方案，除了支撐結構的不同，其余條件均一致，以確保計算結果的差異由不同支撐結構導致，而非其他因素。

圖4 槍口高低方向位移響應曲線

圖5 槍口高低方向速度響應曲線

圖6 槍口高低方向射角響應曲線

圖7 槍身俯仰角響應曲線

圖8 槍管高低方向變形響應曲線

計算對比分析表明：在方案1中，除了槍身俯仰角振動幅值略有增加外，其余響應(槍口高低方向位移、速度、射角、槍管變形)均有顯著增加。這是由于在對槍管結構進行剛度加強的同時，也增加了槍身與槍管整體繞球鉸處的轉動慣量，在槍架剛度一定的情況下，機槍系統主模態頻率(14.56 Hz)將有所下降并向射頻(10 Hz)靠近，在連發過程中更有利于槍身能量積累，呈現出結構共振現象。并且，槍管一端與槍身相連，發射過程中槍管跟隨槍身作受迫振動，槍管質量越大，其變速運動時慣性載荷也越大，在每一輪發射過程中槍管變形將增大。因此，對槍管結構進行局部加強不但無法減少槍口振動，還會增加槍管變形，效果并不理想。

采用方案3時，槍口高低方向位移、速度響應幅值抑制效果比方案2更好。是因為方案3對槍口位置直接進行了約束，而方案2中在機匣尾部進行約束后，槍身仍有部分振動會傳遞至槍管并引起槍口振動。

采用方案2時，槍口射角、槍身俯仰角、槍管變形響應幅值比方案3更小。這些不同是由槍身變形特性不同導致的，方案2中后支撐結構對機匣尾部進行支撐，直接對槍身俯仰振動進行抑制。由于槍管振動由槍身傳遞而來，槍身俯仰振動受到抑制的同時，也使槍管振動與變形得到了間接的抑制。方案3中的前支撐結構直接對槍口位置進行支撐，間接地抑制了槍身俯仰振動。抑制槍身俯仰振動的同時，也使槍管結構發生了較大的彈性變形，導致槍口射角也更大。因此，從槍管受力特性而言，后支撐方案(方案2)優于前支撐方案(方案3)。

3 射擊精度研究

由于彈頭初始擾動取決于彈頭出槍口瞬時槍口振動狀態，并且彈頭初始擾動將直接影響其最終散布。因此，根據彈頭出槍口時間，采用Matlab軟件編程從槍口高低方向響應(圖4-圖6)中提取各方案彈頭初始擾動，如圖9～圖11。

結果表明：采用方案1時，彈頭初始位移擾動從第10發后趨于穩定(圖9)，穩定過程較為緩慢。整體上，20連發過程中彈頭初始速度、射角波動較大，均未達到穩定狀態(圖10-11)，這對機槍系統射擊精度是十分不利的。

在方案2、3中，彈頭各初始擾動(初始位移、速度、射角)從第3發后基本上達到穩定狀態，相對原機槍系統均有較快的穩定過程以及較小的波動程度，且方案3中各初始擾動波動程度相對方案2更小?？梢?，前支撐方案更有利于保持彈頭初始擾動穩定性，這對改進機槍系統射擊精度是較為有利的。

圖9 彈頭高低方向初始位移曲線

圖10 彈頭高低方向初始速度曲線

圖11 彈頭高低方向初始射角曲線

為了定量研究各支撐方案對射擊精度的改進情況，將彈頭初始擾動作為外彈道邊界條件，采用Matlab軟件編程求解外彈道模型，取立靶距離為100 m，各方案彈頭散布如圖12。其中，大圓半徑為，小圓半徑為。原槍計算值=24.6 cm，=7.7 cm，對應的實驗值分別為25.6 cm、8 cm，則相對誤差分別為3.8%、3.9%，外彈道計算結果與實驗值吻合較好，說明外彈道計算可靠的同時，也表明剛柔耦合數據(外彈道邊界條件)可信。

圖12 射彈散布示意圖

在方案1中，彈頭散布參數、大小分別為90.4 cm、26.1 cm，相比原機槍系統，射擊精度有所下降，因此該方案并不可行。

在方案2、3中，彈頭散布參數、大小分別由原來24.6 cm、7.7 cm下降為11.4 cm、4.3 cm與23.2 cm、1.2 cm，各參數分別改進了54%、44%與6%、84%左右，效果較好。由于支撐結構的存在，會使得原槍射界受到一定的影響。因此，在工程設計中，可將支撐結構設計為快拆結構，以滿足實際作戰需求。

4 結論

1) 方案1對槍管結構局部加強時，增加槍身與槍管整體繞球鉸處的轉動慣量，使機槍系統主模態頻率(14.56 Hz)下降并向射頻(10 Hz)靠近，在連發過程中有利于槍身能量積累，呈現出結構共振現象。并且，加強結構附加質量會增加槍管變速運動時慣性載荷，使發射過程中槍管變形增加。該方案不僅無法減少槍口振動，還會增加槍管變形，不可行。

2) 方案2、3均能夠顯著抑制槍口以及槍身振動，并且連發過程中，彈頭初始擾動穩定速度較快，波動程度較小。各方案可分別將射擊精度參數提高54、44左右，提高6、84左右，效果令人滿意。方案2中槍管結構變形相對方案3較小，受力特性較好。