某低射速自動炮緩沖裝置浮動特性研究

田楠，劉宗超，王凱，劉杰，韓如鋒

(1.西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099；2.內(nèi)蒙古北方重工業(yè)集團有限公司，內(nèi)蒙古 包頭 014033)

射擊精度是自動炮重要的戰(zhàn)術技術性能指標之一。但隨著自動炮威力的提高，射擊穩(wěn)定性和射擊精度下降，如何在保證威力前提下提高自動炮射擊精度成為一項重要研究課題。

浮動技術是利用復進擊發(fā)的原理，使自動炮在復進中擊發(fā)。采用浮動技術可以大幅度減小后坐力，并且使自動炮后坐力方向一致，從而提高射擊精度。因此采用浮動技術可以較好地解決自動炮威力與精度的矛盾[1-2]。

目前國內(nèi)對緩沖裝置浮動技術的研究較為深入。其中文獻[3]針對大口徑高射速步兵自動武器用彈簧液壓式浮動機，提出了一種浮動機結(jié)構參數(shù)的優(yōu)化設計方法，優(yōu)化后的浮動機可大幅度降低武器的后坐力，浮動較為穩(wěn)定；文獻[4]為研究大口徑高射速機槍浮動技術，針對其彈簧式浮動機構，建立其虛擬樣機模型，通過浮動自動機動力學參數(shù)的合理匹配，使其具有穩(wěn)定的浮動性能及良好的減后坐力效果；文獻[5]針對高射速大口徑機槍提出了一種彈簧式浮動機構，通過設置獨特的復進打斷裝置實現(xiàn)浮動過程中穩(wěn)定的前沖擊發(fā)，建立機槍槍身的虛擬樣機模型，并與試驗結(jié)果進行對比，結(jié)果表明機槍浮動機能實現(xiàn)穩(wěn)定的浮動，可減少武器射擊時的碰撞，減弱射擊振動，并且減后坐力效果明顯；文獻[6]提出了一種應用于身管短后坐式武器的浮動自動機技術，建立了其動力學模型，并對浮動過程進行了模擬仿真，實現(xiàn)了高穩(wěn)定性的浮動，有效提高射擊精度和射擊密集度；文獻[7]建立了浮動自動機的動力學優(yōu)化模型，通過浮動自動機動力學參數(shù)合理匹配，實現(xiàn)了穩(wěn)定的浮動射擊；文獻[8]針對某中口徑自動機緩沖器，采用環(huán)形彈簧實現(xiàn)浮動，減小了后坐力并且使火炮受力方向始終保持向后不變，顯著提高了自動機的射擊密集度。

上述浮動技術工作開展都是以高射速武器為前提，沒有對低射速武器浮動技術進行研究。筆者提出一種環(huán)形彈簧-液壓裝置，建立其動力學仿真模型，研究低射速浮動對自動炮后坐力影響。

1 液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置結(jié)構原理

環(huán)形彈簧在工作時由于接觸表面產(chǎn)生很大的摩擦力，較大部分后坐能量會被摩擦力轉(zhuǎn)換為熱能耗散掉，因此其復進剛度(卸載剛度)比后坐剛度(加載剛度)小很多；液壓緩沖裝置能吸收更多的能量，并將吸收航炮射擊時的大部分后坐能量轉(zhuǎn)化為熱能散失到空氣中，其復進阻尼系數(shù)遠大于其后坐阻尼系數(shù)[9-12]。因此筆者利用液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置實現(xiàn)自動炮低射速浮動。液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置主要由前連接頭、單向活門、液壓筒、環(huán)形緩沖彈簧、后連接頭、活塞桿和復位簧組成。具體結(jié)構如圖1所示。

前連接頭和身管通過圓柱銷連接，后連接頭通過圓柱銷與搖架連接。自動炮擊發(fā)時，在火藥燃氣作用下，自動炮后坐，固定其上的液壓筒向后運動，推動活塞前腔的液體流向活塞后腔，總共有兩股液體流：一股推開單向活門，經(jīng)單向活門流向后腔；另外一股經(jīng)活塞桿內(nèi)腔流液孔流向活塞后腔。液壓工作同時壓縮環(huán)形彈簧，自動炮后坐能量由液壓阻力耗散和環(huán)形緩沖彈簧吸收，環(huán)形緩沖彈簧的彈簧力是自動炮后坐時的主要阻力。后坐過程結(jié)束，自動炮在環(huán)形緩沖彈簧作用下復進，推動液壓筒向前運動，此時，單向活門在復位簧和液體壓力作用下關閉，后腔液體經(jīng)活塞桿內(nèi)腔流液孔流向前腔。復進時，液壓機構產(chǎn)生較大的液壓阻力，同時環(huán)形彈簧復進剛度相比其后坐剛度較小，因此自動炮復進時間較長，在第1發(fā)復進未結(jié)束時，第2發(fā)已經(jīng)開始擊發(fā)，實現(xiàn)自動炮浮動射擊。

2 液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置動力學建模

2.1 基本假設

根據(jù)當前液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置結(jié)構的特點和工作過程，建立其動力學模型，主要假設如下：

1)彈簧阻尼忽略不計；

2)不考慮自動炮內(nèi)部機構運動對緩沖性能影響；

3)假設自動炮質(zhì)心在身管軸線上；

4)不考慮自動炮垂直于后坐方向的運動對緩沖裝置性能影響。

根據(jù)以上假設，將自動炮緩沖裝置簡化成為一個非線性振動的彈簧-阻尼-質(zhì)量系統(tǒng)，其所建立的物理模型如圖2所示。

2.2 液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置數(shù)學模型

自動炮緩沖裝置在其連續(xù)發(fā)射過程振動響應問題最終歸結(jié)為非線性有阻尼受迫振動方程[13]。振動微分方程可表示為

(1)

以自動炮初始的質(zhì)心位置為起始點建立坐標系，規(guī)定力的方向向后為正方向，向前為負方向；位移離開平衡位置向后為正，向前為負。

對于非線性受迫振動系統(tǒng)，自動炮運動的微分方程為：

(2)

式中：m為自動炮后坐質(zhì)量；x為自動炮后坐位移；θ為火炮高低射角；Fpt(t)為自動炮炮膛合力；c1為液壓后坐阻尼系數(shù)；k1為環(huán)形彈簧后坐剛度(加載剛度)；H0為環(huán)形彈簧預壓縮量；Ff為密封裝置間的摩擦力與搖架和導軌的摩擦力之和。

(3)

式中：c2為液壓復進阻尼系數(shù)；k2為環(huán)形彈簧復進剛度(卸載剛度)。

(4)

(5)

環(huán)形彈簧加載剛度k1和卸載剛度k2關系為

(6)

式中：β為環(huán)形彈簧的圓錐角，結(jié)合環(huán)形彈簧接觸面的加工精度取值為14°；ρ為環(huán)形彈簧的摩擦角，結(jié)合環(huán)形彈簧接觸面的加工精度和承受載荷取值為9°。

(7)

式中：φ為次要功計算系數(shù)；P為火藥氣體的平均壓力；ω為裝藥量；S為炮膛斷面面積；Pg為后效期開始炮口壓力；χ為炮口制退器沖量特征量；b為時間常數(shù)；t為內(nèi)彈道開始的計算時間；tg為炮口時間點；tk為后效期結(jié)束時間點。

3 優(yōu)化仿真計算與結(jié)果對比分析

3.1 優(yōu)化仿真計算工況

筆者仿真計算的是射角為0°時的后坐力，設置自動炮的射速為300 發(fā)/min，射長為7連發(fā)。自動炮射擊時所受的炮膛合力如圖3所示。

3.2 緩沖裝置約束條件及優(yōu)化模型建立

通過對液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置設計參數(shù)進行分析，發(fā)現(xiàn)對后坐過程影響顯著的參數(shù)主要有環(huán)形彈簧加載時的剛度k1，環(huán)形彈簧的預壓量H0，液壓后坐阻尼系數(shù)c1，液壓復進阻尼系數(shù)c2，因此以上述參數(shù)作為自動炮緩沖裝置設計變量[13-16]。

自動炮緩沖裝置參數(shù)設計需滿足以下要求：

1)預壓力除能減小后坐力外，還能保證自動炮恢復并保持在平衡位置，故在設計時應使預壓力大于摩擦力及全炮在使用過程中承受的過載與本身質(zhì)量乘積之和。全炮在使用過程中承受的過載一般取

k1H0≥Ff+(3～4)mg.

(8)

2)自動炮最大后坐長過大會影響供彈機構工作可靠性，一般最大后坐長控制在35 mm以內(nèi)，即

x≤35.

(9)

3)自動炮射擊全阻振時間T應小于其一個工作循環(huán)的時間，否則會導致后坐力疊加，緩沖器因過載而損壞。

T≤TA，

(10)

式中，TA為自動炮一個工作循環(huán)的時間，為0.2 s。

4)考慮緩沖裝置結(jié)構合理布局與尺寸參數(shù)設計，環(huán)形彈簧加載時的剛度系數(shù)k1(N·mm-1)，環(huán)形彈簧的預壓量H0(mm)，液壓后坐阻尼系數(shù)c1(N·s·mm-1)，液壓復進阻尼系數(shù)c2(N·s·mm-1)，各取值需在式(11)范圍內(nèi)。

(11)

基于構建的優(yōu)化數(shù)學模型，筆者選用第二代帶有精英保留策略的非支配排序的遺傳算法(NSGA -Ⅱ)對航炮緩沖裝置參數(shù)進行優(yōu)化。取航炮后坐力最小為目標函數(shù)，優(yōu)化的數(shù)學模型可描述為

minFR(t)，

(12)

(13)

通過遺傳算法，利用Matlab軟件編程得到液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置結(jié)構參數(shù)的最優(yōu)解[17-18]，如表1所示。

表1 自動炮緩沖裝置設計參數(shù)優(yōu)選結(jié)果

3.3 緩沖裝置計算結(jié)果分析

普通彈簧-液壓緩沖裝置設計參數(shù)取值與液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置相同，但普通彈簧-液壓緩沖裝置中彈簧卸載剛度和加載剛度相同，而液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置中環(huán)形彈簧卸載剛度為加載剛度的1/5。

仿真得到自動炮液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置和普通彈簧-液壓緩沖裝置7連發(fā)射擊時的后坐位移如圖4所示。在后續(xù)介紹中自動炮液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置簡稱緩沖裝置1，普通彈簧-液壓緩沖裝置簡稱緩沖裝置2。

由圖4可以看出，緩沖裝置1和緩沖裝置2的后坐位移仿真曲線在后坐工作階段走勢基本相同，在其他工作階段相差較大。其中緩沖裝置1在低射速時實現(xiàn)浮動，且浮動穩(wěn)定，此時只有后坐和復進兩個工作階段，而緩沖裝置2有后坐、復進、前沖和返回4個工作階段。由圖4得到緩沖裝置1和緩沖裝置2仿真后坐位移曲線結(jié)果對比如表2所示。

表2 緩沖裝置1和緩沖裝置2仿真后坐位移結(jié)果對比

由表2可以看出，緩沖裝置1和緩沖裝置2仿真最大后坐位移基本相同，但由于緩沖裝置1通過高耗能的液壓和環(huán)形彈簧介質(zhì)把自動炮射擊時產(chǎn)生的大部分后坐能量吸收，使自動炮實現(xiàn)浮動射擊，其前沖位移為0，使得自動炮不會發(fā)生復進到位時的撞擊現(xiàn)象，極大減少了射擊時自動炮的振動。

緩沖裝置1和緩沖裝置2仿真的后坐力曲線如圖5所示。

由圖5可以看出，緩沖裝置1和緩沖裝置2后坐力仿真曲線在后坐工作階段走勢基本相同，在其他工作階段相差較大。其后坐力曲線結(jié)果對比如表3所示。

表3 緩沖裝置1和緩沖裝置2仿真后坐力結(jié)果對比

由表3可以看出，緩沖裝置1和緩沖裝置2仿真最大后坐力基本相同，緩沖裝置1前沖力為0，自動炮受力方向始終保持向后不變，而緩沖裝置2前沖力為13.652 8 kN，其后坐力在后坐和復進階段向前，在前沖和返回階段向后，在射擊循環(huán)中，車體受交變力作用，極易引起自動炮的振動，影響自動炮射擊穩(wěn)定性和射擊精度，降低自動炮零件的使用壽命。

4 結(jié)論

通過建立液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置的動力學模型，對其后坐位移和后坐力進行仿真計算，并和原普通彈簧-液壓緩沖裝置對自動炮后坐力影響效果進行對比，可以得出以下結(jié)論：

1)通過合理的動力學參數(shù)匹配，液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置可以實現(xiàn)自動炮在低射速下的浮動，并且浮動較為穩(wěn)定。

2)在內(nèi)彈道和動力學設計參數(shù)相同條件下，液壓-環(huán)形彈簧緩沖裝置和原普通彈簧-液壓緩沖裝置最大后坐位移和最大后坐力基本相同，但前沖位移和前沖力都為0，不會發(fā)生復進到位撞擊現(xiàn)象，減少了射擊時自動炮的振動，且由于沒有前沖力，自動炮受力方向始終保持向后不變，對提高自動炮射擊穩(wěn)定性和射擊精度極為有利。