楊玉棟，張培林，郭化平，田 鋮，吳曉明，王 成

(1.軍械工程學院 七系，石家莊 050003；2.武漢軍械士官學校 四系，武漢 430075；3.陸軍指揮學院 軍事運籌中心，石家莊 050084)

傳統(tǒng)反后坐理論不考慮制退液的空化效應，這是對實際情況的一種理想化近似。然而，大口徑火炮后坐速度可達10m/s，制退液最快流速可達140m/s，受后坐沖擊作用和制退桿抽出的影響，制退液會發(fā)生空化，空化后的制退液流動特性和宏觀力學特性與空化前相比極為不同。本文對沖擊載荷作用下的制退液實際特性和制退機實際性能進行了試驗研究，并與人工后坐條件下的試驗結果進行了對比分析，揭示制退液空化對制退機實際性能的影響，以期提高火炮復進運動計算精度，并為制退機液壓阻力計算和制退機設計提供參考。

1 節(jié)制桿式制退機工作原理

野戰(zhàn)火炮一般采用帶復進節(jié)制溝槽的節(jié)制桿式制退機，其工作原理如圖1所示?；鹋诎l(fā)射時，制退桿隨炮尾向后運動，壓迫工作腔Ⅰ中的制退液通過節(jié)制環(huán)流液孔射入非工作腔Ⅱ，此液流稱為“主流”；另一部分制退液向后流動，推開調速筒末端的活門進入復進節(jié)制腔Ⅲ，此液流稱為“支流”。火炮復進時，節(jié)制桿末端的活門關閉，復進節(jié)制腔內的制退液只能通過制退桿內側的4條溝槽回流，此過程中會產(chǎn)生復進液壓阻力以消耗復進剩余能量。

圖1 節(jié)制桿式制退機工作原理圖

傳統(tǒng)反后坐理論認為，由于制退桿從制退筒中抽出，火炮后坐結束時非工作腔內有真空段，復進最初階段是真空排除階段，制退機復進液壓阻力來自復進節(jié)制腔，在此過程中復進液壓阻力小于復進剩余力，因此是復進加速時期；非工作腔內真空排除后，制退液在制退桿活塞擠壓下回流到工作腔，突然產(chǎn)生一較大的液壓阻力，使得復進液壓阻力大于復進剩余力，使復進進入減速時期[1]。目前，火炮后坐復進運動數(shù)值仿真和火炮復進制動圖的制訂多基于以上假設[2-3]，然而，當考慮沖擊載荷對制退液的影響時，采用上述分析方法將會造成對制退機復進液壓阻力的錯誤估計，影響火炮后坐復進運動計算精度。

2 制退液空泡力學特性及潰滅過程分析

制退液空化機理可參見文獻[4]。趙建新等[5-6]對制退液空化及空蝕破壞機理進行過研究，但并未研究過空化后的制退液泡沫特性。本文研究的制退機后坐結束時非工作腔內制退液泡沫的液體體積分數(shù)約為77%，屬于一種典型的泡沫流體，流變特性復雜：當制退液泡沫受壓時內部的空泡體積會縮小，以適應外部壓力變化，表現(xiàn)出彈性流體特性；當制退液泡沫所受壓力繼續(xù)增大或受到剪切作用時，其內部的空泡將會潰滅而“溶化”為液體[4]。

火炮復進時，制退液泡沫受到擠壓，其體積縮小的同時向工作腔回流，當其流經(jīng)節(jié)制環(huán)流液孔時會受到很強的剪切作用，并同時與復進節(jié)制腔回流的高壓制退液流相遇，制退液空泡在節(jié)制環(huán)流液孔處潰滅，復進結束時空泡潰滅完畢，制退液恢復到射擊前的狀態(tài)。在制退液泡沫回流過程中，其表觀粘度和內部空泡潰滅壓力與制退液泡沫質量分數(shù)、空泡平均直徑和制退液粘度等多種因素有關[7]，受研究條件所限，尚無法得出制退液泡沫表觀粘度和空泡的具體潰滅壓力數(shù)值，但制退液泡沫作為制退機復進時的工作介質，復進過程中產(chǎn)生的液壓阻力可由實測的非工作腔壓力間接換算得出。

低壓泡沫的潰滅微觀機理及其影響主要體現(xiàn)在制退液空化泡對制退機活塞等結構的空蝕破壞效應上，這并不是本文的研究重點，且在文獻[5-6]中已有所述及，本文主要針對其宏觀力學性能及其對火炮后坐和復進性能的影響進行研究。

3 制退機非工作腔內部空化的對比研究

3.1 實彈射擊條件下的空化超聲試驗

制退機內部空化試驗的具體原理與方法參見文獻[8]，超聲探頭在制退筒上的安裝位置如圖2所示。火炮發(fā)射前，將探頭接收的首列回波能量值標定為0.8(無量綱)，在火炮45°射角時，發(fā)射過程中探頭接收到的回波能量值曲線見圖3。

圖2 空化試驗中所用的超聲探頭

圖3 實彈射擊時界面處反射的回波能量值曲線

分析圖3可知，非工作腔內的制退液在火炮發(fā)射的沖擊載荷作用下確實發(fā)生了空化，空化后的制退液內夾雜著很多包含著制退液蒸汽的空泡，聲阻抗急劇下降，使得交界面處的聲壓反射率明顯增大?；鹋诤笞Y束時非工作腔內并無真空段，因為如果非工作腔內存在真空段，在火炮大射角射擊時，制退液受重力作用位于非工作腔底部，真空段必定位于上部，然而筆者在不同火炮射角下進行了多次測試，并在同一射角下改變超聲探頭的安裝位置，使其對準制退機非工作腔的不同區(qū)域，多次測試得到的結果與圖3相比并無明顯差異，這說明空化形成的制退液泡沫已經(jīng)均勻分布在非工作腔內，填補了由于制退桿抽出而形成的“真空段”。據(jù)試驗結果還可得出，制退液空泡是在復進過程中逐漸潰滅的，這與復進過程中回波能量值的逐漸降低相吻合。

3.2 人工后坐條件下的空化超聲試驗

為了保證空化試驗結果的準確性，筆者在人工后坐條件下重復了以上試驗，具體方法為：打開復進機前端蓋，用液壓式人工后坐器的推桿向后推動復進機活塞，由復進桿帶動炮尾進而帶動制退桿向后運動，模擬火炮后坐，達到最大后坐位移后快速卸載人工后坐器推力，讓后坐部分在復進機力的作用下自行復進到位。試驗過程中火炮射角仍設置為45°，模擬的最大后坐位移同樣為690 mm，后坐時間約為3 min，后坐速度約0.003 8 m/s，試驗過程中超聲探頭接收的回波能量值曲線如圖4所示(考慮到人工后坐時間遠大于復進時間，為方便研究，已將坐標橫軸轉換為后坐位移，探頭安裝位置同圖2)。

圖4 人工后坐時界面處反射的回波能量值曲線

分析圖4可知，當火炮后坐位移達到約41 mm時，界面處回波能量值從0.8突躍到約0.871，相應地，制退液與制退筒交界面處聲壓反射率突然增加到約99.82%，這說明超聲探頭下方開始出現(xiàn)可被識別的真空段，在后坐結束前回波能量值一直穩(wěn)定在0.871附近，說明直到后坐結束時該真空段一直存在。復進前期，回波能量值一直保持在0.871附近，當復進位移達到193 mm(圖中對應的后坐位移約497 mm)時，回波能量值突降至0.8，并保持該值直至復進到位。以上試驗結果表明，人工后坐時制退液未發(fā)生空化，制退機非工作腔內確實形成了真空段，由于回波能量值是突然增大的，可知真空段一直位于制退機上部；復進時真空段首先消失，待其完全消失時，回波能量值驟降至初始值0.8。分析認為，由于人工后坐速度很慢，人工后坐時制退液在節(jié)制環(huán)流液孔的平均流速僅為約0.29 m/s，遠小于實彈射擊時制退液流動速度，因此制退液并未空化。

3.3 制退機非工作腔內部壓力測試與結果分析

分析上面的對比試驗結果可知，制退液是否空化取決于是否受到火炮發(fā)射沖擊載荷作用，傳統(tǒng)反后坐理論中關于“真空段”的假設只在火炮后坐速度很低的前提下成立，在實際火炮發(fā)射時是不適用的。由于制退液空泡在復進過程中逐漸潰滅，意味著非工作腔內一直有低壓制退液泡沫存在，非工作腔提供的復進液壓阻力遠小于傳統(tǒng)理論中指出的由于排除“真空段”后突然增加的復進液壓阻力，這會對復進阻力的計算帶來較大影響，進而影響火炮復進運動計算。為驗證上述結論，筆者分別對火炮實彈射擊時和人工后坐時的非工作腔內部壓力進行了測試，測試時采用量程為0-5 MPa的壓力傳感器，傳感器安裝在制退機注液孔處，如圖5所示。實彈射擊時和人工后坐時的非工作腔壓力測試值與傳統(tǒng)反后坐理論計算值的對比見圖6(由于人工后坐時間很長，已將試驗結果中的坐標橫軸轉換為復進位移)。

圖5 壓力傳感器及其安裝位置

分析圖6(a)可知，實彈射擊時，制退機非工作腔在后坐初期有一個峰值約0.58 MPa，持續(xù)時間約0.01 s的脈沖壓力，分析認為，這是火炮后坐初期制退液以極高的速度突然射入非工作腔，該液流沖擊傳感器表面形成的動壓力被記錄為非工作腔壓力所致。在隨后的后坐過程中，非工作腔內始終保持較低壓力范圍，受傳感器測量精度所限，尚無法測量出具體壓力數(shù)值，但推斷其值應不會超過傳感器的測量精度值100 kPa；在火炮復進過程中，非工作腔壓力仍保持在該壓力范圍內，并沒有出現(xiàn)傳統(tǒng)反后坐理論中指出的由于“真空段”消失而突然增加的液壓阻力，這說明低壓制退液空化泡在受壓潰滅時在宏觀上并不能提供使得復進運動由加速變?yōu)闇p速的較大的液壓阻力，這與依據(jù)傳統(tǒng)反后坐理論得出的計算值不符。

分析圖6(b)可知，人工后坐時，后坐階段非工作腔內壓力一直為0(由于該壓力值恒為0，并未在圖中顯示)，結合3.3的超聲空化試驗結果可知，非工作腔內確實有真空產(chǎn)生。在復進行程達到193 mm之前(即真空段排除之前)，非工作腔內壓力仍保持為0，復進液壓阻力全部來自復進節(jié)制腔；待真空段排除后，非工作腔壓力突然升高到約2.89 MPa，而后隨著復進行程的增加逐漸降低到0，這說明非工作腔在復進后期提供了復進液壓阻力，與依據(jù)傳統(tǒng)反后坐理論得出的計算值相符。

圖6 兩種情況下非工作腔壓力計算值與測試值的比較

4 制退液空化對制退機性能的影響分析

4.1 考慮制退液空化效應時的復進制動圖繪制

復進制動圖是表征復進剩余力Fsh和復進液壓阻力FΦfj隨復進行程變化規(guī)律和特點的圖形，它是指導火炮制退機流液孔設計計算的主要依據(jù)[1]。以往繪制復進制動圖依據(jù)的是傳統(tǒng)反后坐理論中的“真空段”假設，對于全長復進節(jié)制的帶溝槽節(jié)制桿式制退機，傳統(tǒng)復進制動圖如圖7。

圖7 傳統(tǒng)的復進制動圖

圖8 改進的復進制動圖

4.2 制退機復進液壓阻力系數(shù)的實際取值分析

傳統(tǒng)反后坐理論中，對于帶溝槽的節(jié)制桿式制退機，主流液壓阻力系數(shù)一般建議取1.3到1.5之間的值，支流液壓阻力系數(shù)一般取主流液壓阻力系數(shù)的3到4倍[1]。然而，在制退機壓力測試中發(fā)現(xiàn)，實測的非工作腔壓力遠低于主流液壓阻力系數(shù)取較小值1.3時的理論計算值，實測的復進節(jié)制腔壓力則明顯高于支流液壓阻力系數(shù)取最大值6時的理論計算值，如圖9所示。

為使火炮復進運動計算更為精確，筆者對制退機復進液壓阻力系數(shù)的實際取值進行了分析。根據(jù)3.3的分析可知，火炮后坐初期，傳感器接收到的脈沖壓力信號是高速制退液流產(chǎn)生的動壓，實際上非工作腔內壓力始終保持在100 kPa以下，制退機主流復進液壓阻力系數(shù)是按照可能的最大壓力值100KPa折算得出的，采用最小二乘法擬合的值為0.036；制退機支流復進液壓阻力系數(shù)是根據(jù)實測的火炮復進速度和復進節(jié)制腔壓力折算得出的，擬合值為6.622 8，大于文獻[1]中給出的最大推薦取值6，如圖10所示。因此，對于帶溝槽的節(jié)制桿式制退機，在進行火炮復進運動計算時，建議支流復進液壓阻力系數(shù)取主流后坐液壓阻力系數(shù)的4到4.5倍。

圖9 實彈射擊時的復進節(jié)制腔壓力

4.3 考慮制退液空化的火炮復進運動計算

為了進一步研究沖擊載荷作用下的制退液空化對火炮制退機性能的影響，筆者用傳統(tǒng)方法和本文方法分別對火炮實彈射擊和人工后坐時的復進運動進行了計算，并將計算結果與兩種情況下實測的火炮復進速度進行了對比，如圖11所示。

分析可知，考慮制退液空化影響時，制退機主流液壓阻力系數(shù)和支流液壓阻力系數(shù)分別取0和6.622 8，依據(jù)本文方法計算出的復進速度與實彈射擊的實測速度非常吻合，二者均在復進約0.19 s時由加速變?yōu)闇p速；而依據(jù)傳統(tǒng)方法計算出的復進速度則與人工后坐的實測速度更為接近，在復進約0.15 s時，由于真空段排除后突然增加的非工作腔液壓阻力，使得復進運動由加速變?yōu)闇p速。然而，雖然火炮人工后坐時會在復進過程中受到更大的液壓阻力，火炮復進到位速度卻高于實彈射擊時的復進到位速度，這看似違背常理，但卻是對4.1中“復進速度比溝槽深度對復進液壓阻力的影響更明顯”這一論述的極好證明，由于復進運動過早進入減速時期，復進速度的降低使復進節(jié)制腔液壓阻力隨之迅速減小，在相同的復進剩余力作用下，火炮人工后坐時的復進到位速度比實彈射擊時要更快一些。

5 結 論

(1) 受火炮發(fā)射沖擊載荷作用影響，后坐結束時制退機非工作腔內不存在真空段。制退液空化泡復進過程中并不提供液壓阻力。

(2) 火炮人工后坐條件下制退機非工作腔后坐結束時存在真空段，制退機非工作腔實測壓力與傳統(tǒng)反后坐理論計算結果相符，傳統(tǒng)的非工作腔真空段假設并不適用于有沖擊載荷作用的火炮發(fā)射過程。

(3) 對于采用帶溝槽節(jié)制桿式制退機的火炮，復進運動計算中取制退機主流液壓阻力系數(shù)擬合值0.036，支流液壓阻力系數(shù)取擬合值6.622 8時，火炮復進速度計算值與實彈射擊時的實測值較為符合；按照傳統(tǒng)反后坐理論給出的液壓阻力系數(shù)取值方法，得出的復進速度計算值與人工后坐時的實測值更為一致。

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