徐亞凱，楊宏亮，殷鵬賢，陳 雷

(中國(guó)船舶集團(tuán)有限公司第七一三研究所，河南鄭州450015)

0 引 言

目前，減小武器后坐力的方法主要有軟后坐技術(shù)（前沖技術(shù)）、無(wú)后坐技術(shù)、后坐緩沖裝置、炮口制退器等。高射速小口徑火炮武器目前多采用彈簧作為緩沖裝置，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，生產(chǎn)及使用維護(hù)方便，可靠性高。但受彈簧力學(xué)特性限制，該種緩沖方式下后坐阻力只能隨后坐位移增加來(lái)降低，而速射炮為保證供彈可靠性對(duì)后坐位移嚴(yán)格控制在一定范圍內(nèi)，導(dǎo)致降低最大后坐阻力比較困難。雖然后坐阻力的大小對(duì)于艦艇類武器平臺(tái)影響不大，但對(duì)于飛機(jī)和車輛等承載平臺(tái)影響十分明顯。降低火炮最大后坐阻力，對(duì)于車輛飛機(jī)等移動(dòng)平臺(tái)具有重要意義。因此，為提升武器的適裝性，就必須進(jìn)一步降低后坐力。

小口徑火炮反后坐方式有彈簧式、簧液式和氣液式等，目前研究方向主要集中在簧液式和氣液式。文獻(xiàn)[1]分析了最佳后坐力控制（FORC）原理特性，驗(yàn)證了其可行性；文獻(xiàn)[2]對(duì)3種緩沖裝置運(yùn)用鍵合圖理論建立了動(dòng)力學(xué)模型并進(jìn)行了仿真比較，結(jié)果顯示內(nèi)源式FORC裝置效果最明顯；文獻(xiàn)[3]對(duì)氣液式緩沖器的剛度、阻尼和預(yù)壓等關(guān)系進(jìn)行了研究，為緩沖器參數(shù)優(yōu)化提供了參考依據(jù)；文獻(xiàn)[4]采用湍流模型的計(jì)算方法對(duì)氣液式緩沖裝置進(jìn)行分析，并探討了溫度對(duì)緩沖裝置的影響；文獻(xiàn)[5]提出采用FORC理論對(duì)高射速自動(dòng)機(jī)后坐力進(jìn)行控制并開展了試驗(yàn)。

可以看出，嘗試?yán)脷庖菏骄彌_器代替彈簧式緩沖器是后坐力控制研究的趨勢(shì)，本文以小口徑火炮為研究對(duì)象，通過(guò)數(shù)值仿真與流體仿真相結(jié)合，驗(yàn)證氣液式緩沖器的反后坐效果。

1 工作原理

氣液緩沖反后坐裝置的原理圖如圖1所示。圖中，從左往右分別是：前緩沖簧、主活塞，液腔1，液控閥，液腔2，氣液活塞和氣腔。當(dāng)火炮擊發(fā)后，火炮后坐部分帶動(dòng)主活塞一起后坐。在主活塞的作用下，液腔1的壓力升高，液體經(jīng)過(guò)液控閥進(jìn)入液腔2，此時(shí)，液控閥流液面積較大，后坐阻力小。流入液壓腔的液體帶動(dòng)氣液活塞運(yùn)動(dòng)，壓縮氣壓腔中的氣體，存儲(chǔ)部分能量。隨著兩側(cè)液腔壓力的變化，流液孔面積動(dòng)態(tài)變化。復(fù)進(jìn)時(shí)，在氣壓腔氣體壓力作用下，氣液活塞運(yùn)動(dòng)，液壓腔中的液體帶動(dòng)后坐部分復(fù)進(jìn)，此時(shí)，液控閥流液面積小，復(fù)進(jìn)阻力大。復(fù)進(jìn)到位或過(guò)位時(shí)，連接筒前端與前緩沖簧作用，避免剛性碰撞，保護(hù)機(jī)構(gòu)安全。

圖1 氣液緩沖裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structural representation of the gas-liquid buffer device

2 運(yùn)動(dòng)方程

后坐運(yùn)動(dòng)微分方程可表示為：

其中：Fpt為炮膛合力；FR為后坐阻力。

氣液緩沖式自動(dòng)機(jī)后坐過(guò)程中主要承受液壓阻尼力、氣腔阻力和摩擦力，因此，后坐阻力可以表示為：

其中：Fq為氣腔阻力；Fs為液壓阻力；Ff為摩擦阻力。氣腔壓力可表示為：

其中：n為絕熱指數(shù)，取n=1.4；L為主活塞后坐位移；Ah為主活塞面積；Wq0為氣液活塞初始體積；Wq為氣腔實(shí)時(shí)體積。

液壓阻尼力計(jì)算公式如下：

其中R為后坐時(shí)總的液壓阻尼系數(shù)。

炮膛合力的計(jì)算公式可以表示為：

式中：φ為次要功計(jì)算系數(shù)；φ1為僅考慮彈丸旋轉(zhuǎn)和摩擦2種次要功的計(jì)算系數(shù)；m為彈丸質(zhì)量；ω為火藥裝藥質(zhì)量；A為膛內(nèi)導(dǎo)向部分的橫截面積；p為膛內(nèi)平均壓力；pg為tg時(shí)刻的膛壓；Fg為tg時(shí)刻的的炮膛合力；b為反映炮膛合力衰減快慢的時(shí)間常數(shù)。

3 數(shù)值仿真計(jì)算

分別對(duì)彈簧式和氣液式緩沖器進(jìn)行仿真計(jì)算，對(duì)比2種形式緩沖器的反后坐效果。

根據(jù)上節(jié)公式，緩沖器后坐阻力可以根據(jù)后坐位移和速度求出，因此，在此采用數(shù)值方法求解，數(shù)值方法采用Runge-Kutta方法。采用4階Runge-Kutta方法，其公式為：

式中h=tm+1?tm為積分步長(zhǎng)。

高射速自動(dòng)機(jī)發(fā)射頻率可達(dá)4 000次/m in以上[5]，計(jì)算取值4000次/m in，參考某內(nèi)彈道數(shù)據(jù)，進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算。

1）彈簧式緩沖器數(shù)值仿真

采用圓柱壓縮彈簧作為緩沖裝置時(shí)，后坐阻力主要包括彈簧力和摩擦力，根據(jù)以上公式編制程序進(jìn)行仿真計(jì)算，其后坐位移及后坐力結(jié)果如圖2和圖3所示。

通過(guò)仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，采用彈簧式緩沖器，最大后坐位移約為15.5 mm，最大后坐力約為61.1 kN。

2）氣液式緩沖器數(shù)值仿真

采用氣液緩沖反后坐裝置時(shí)，根據(jù)以上公式編制程序進(jìn)行數(shù)值仿真。氣液緩沖器為兩側(cè)對(duì)稱布置，因此僅需計(jì)算單側(cè)緩沖器。設(shè)置初始條件為：氣壓腔初壓7MPa，活塞摩擦力取為500 N，進(jìn)行仿真計(jì)算，其后坐位移及后坐力結(jié)果如圖4～圖6所示。

圖 2彈簧緩沖器后坐位移變化曲線Fig.2 The variation curve of the recoil displacement w ith time for spring buffer device

圖3 彈簧緩沖器后坐力變化曲線Fig.3 The variation curve of the recoil forcew ith time for spring buffer device

圖4 氣液緩沖器后坐速度隨時(shí)間變化曲線

Fig.4 The variation curve of the recoil speed w ith time for

gas-liquid buffer deviceby numerical simulation

圖5 氣液緩沖器后坐位移隨時(shí)間變化曲線Fig.5 The variation curve of the recoil displacement w ith time for gas-liquid buffer device by numerical simulation

通過(guò)仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，選取合理的參數(shù)，采用氣液緩沖器，在長(zhǎng)連發(fā)仿真過(guò)程中，后坐速度最大值為0.61m/s；后坐位移最大值15.1mm，并在10mm附近進(jìn)行浮動(dòng)射擊。整個(gè)射擊過(guò)程中，單個(gè)緩沖器后坐力最大值為18.5 kN。緩沖裝置為2個(gè)并列安裝，因此經(jīng)過(guò)氣液反后坐裝置，火炮總體后坐力降低為37 kN。相比使用彈簧式緩沖器61.1 kN的后坐力值，氣液緩沖裝置極大降低了火炮的最大后坐力，后坐力降幅達(dá)39%，效果十分明顯。

圖6 氣液緩沖器后坐力隨時(shí)間變化曲線Fig. 6 The variation curve of the recoil force with time for gas-liquid buffer device by numerical simulation

4 流體仿真

為進(jìn)一步驗(yàn)證氣液緩沖裝置反后坐效果，利用流體仿真分析軟件進(jìn)行計(jì)算，獲取與數(shù)值仿真相同參數(shù)條件下的后坐力、后坐速度和后坐位移變化曲線，并進(jìn)行對(duì)比分析，氣液緩沖器流場(chǎng)模型如圖7所示。

圖7 氣液緩沖器流場(chǎng)模型圖Fig.7 The flow field model of gas-liquid buffer device

一個(gè)發(fā)射周期內(nèi)壓力云圖變化如圖8所示。

后坐速度、后坐位移及后坐力曲線如圖9～圖11所示。

圖8 氣液緩沖器一個(gè)發(fā)射周期內(nèi)壓力云圖Fig.8 The variation of pressure for gas-liquid buffer device in a cycle

圖9 氣液緩沖器后坐速度變化曲線Fig.9 The variation curve of the recoil speed w ith time for gas-liquid buffer device by fluid simulation

圖10 氣液緩沖器后坐位移變化曲線Fig.10 The variation curve of the recoil displacement w ith time for gas-liquid buffer device by fluid simulation

圖11 氣液緩沖器后坐力變化曲線Fig.11 The variation curve of the recoil force w ith time for gas-liquid buffer deviceby fluid simulation

通過(guò)仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，在長(zhǎng)連發(fā)仿真過(guò)程中，后坐速度最大值為0.57m/s；后坐位移為13.9mm；整個(gè)射擊過(guò)程中，單個(gè)緩沖器后坐力最大值為18.2kN。

數(shù)值仿真與流體仿真對(duì)比結(jié)果如表1所示。可知，數(shù)值仿真與流體仿真結(jié)果較為接近，誤差小于10%，進(jìn)一步驗(yàn)證了仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

表1 數(shù)值仿真與流體仿真對(duì)比結(jié)果Tab.1 The comparison of numerical and fluid simulation

5 結(jié)語(yǔ)

本文在理論分析的基礎(chǔ)上，對(duì)緩沖裝置進(jìn)行了數(shù)值仿真與流體仿真。仿真計(jì)算結(jié)果表明，該裝置結(jié)構(gòu)合理，降低后坐力效果明顯，在高射速武器上具有很好的應(yīng)用價(jià)值和前景。