丁 偉，戴勁松，管紅根

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094)

某連續(xù)彈幕發(fā)射火炮中加速臂結(jié)構(gòu)對(duì)后坐位移的影響

丁 偉，戴勁松，管紅根

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094)

運(yùn)用虛擬樣機(jī)技術(shù)建立某連續(xù)彈幕發(fā)射火炮的虛擬樣機(jī)模型；利用多體動(dòng)力學(xué)，對(duì)該火炮的開閂過(guò)程進(jìn)行動(dòng)態(tài)仿真。分析仿真結(jié)果表明不同的加速臂曲線和安裝位置對(duì)某火炮的后坐位移有著不同的影響。當(dāng)加速臂曲線弧長(zhǎng)為104.03 mm，兩個(gè)加速臂安裝間隔為203.39 mm時(shí),火炮的后坐位移為447.53 mm，與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，符合實(shí)際射擊要求。

機(jī)械工程；連續(xù)彈幕發(fā)射；后坐位移；加速臂

火炮的開閂過(guò)程比較復(fù)雜，既涉及后坐部分的大范圍運(yùn)動(dòng)又涉及炮閂系統(tǒng)開閂的小范圍運(yùn)動(dòng)。由于炮閂系統(tǒng)的復(fù)雜動(dòng)力學(xué)特性無(wú)法確定，這方面的研究相對(duì)較少?；鹋诘暮笞\(yùn)動(dòng)不僅對(duì)火炮的開閂過(guò)程有影響，還會(huì)影響火炮的膛口流場(chǎng)，影響彈丸出炮口后的運(yùn)動(dòng)。國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)火炮開閂過(guò)程中動(dòng)力學(xué)特性、火炮反后坐裝置、火炮抽殼機(jī)構(gòu)與開閂運(yùn)動(dòng)的匹配性等相關(guān)問(wèn)題進(jìn)行了研究[1-9]。

小口徑火炮在低空末端防御中起著關(guān)鍵作用，隨著來(lái)襲目標(biāo)速度的不斷提高，對(duì)小口徑火炮的射速的要求也不斷提高。對(duì)于某些特殊的來(lái)襲目標(biāo)，現(xiàn)有的高速炮已經(jīng)無(wú)法有效攔截，因此需要更高射速的火炮進(jìn)行攔截。連續(xù)彈幕發(fā)射火炮可以極大提高射速，在未來(lái)的末端防御中有著關(guān)鍵作用。在進(jìn)行連續(xù)彈幕發(fā)射時(shí)，內(nèi)彈道膛內(nèi)壓力作用時(shí)間長(zhǎng)且有多種射擊模式，與現(xiàn)有的火炮結(jié)構(gòu)有較大的區(qū)別。需要分析不同加速臂的結(jié)構(gòu)對(duì)發(fā)射裝置開閂過(guò)程中后坐位移的影響。本文運(yùn)用虛擬樣機(jī)技術(shù)建立該裝置的虛擬樣機(jī)模型，分析不同的加速臂結(jié)構(gòu)對(duì)其后坐位移的影響，為后續(xù)的深入研究奠定基礎(chǔ)。

1 火炮自動(dòng)機(jī)模型的建立

1.1三維模型的建立[10-11]

運(yùn)用三維建模軟件，建立火炮的三維模型，并進(jìn)行裝配。圖1為火炮整體模型，圖2為加速臂安裝方式。

圖1 火炮整體模型

圖2 加速臂安裝方式

1.2 加速臂參數(shù)的設(shè)計(jì)

在該火炮開閂的時(shí)候，不同的加速臂結(jié)構(gòu)對(duì)開閂過(guò)程中火炮后坐位移產(chǎn)生的影響也不同。加速臂與閂座碰撞部位的輪廓曲線直接影響開閂的效果。加速臂三維模型如圖3所示，關(guān)鍵參數(shù)如圖4所示。

表1 加速臂參數(shù)值

圖3 加速臂模型

圖4 加速臂示意圖

表1中的加速臂碰撞部位的輪廓曲線(即圖4上的碰撞曲線)弧長(zhǎng)I和安裝距離間隔D，是影響加速臂開閂效果的兩個(gè)關(guān)鍵參數(shù)。

1.3 自動(dòng)機(jī)主要結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)

1.3.1 集束身管結(jié)構(gòu)

為了實(shí)現(xiàn)連續(xù)彈幕發(fā)射的功能，該火炮身管組件由多根炮管集束組裝而成。炮管的數(shù)目取決于整體結(jié)構(gòu)和作戰(zhàn)效能，需要綜合考慮。為增加身管組的剛度，在中部加裝了約束裝置。圖1中最前端的質(zhì)量塊即為等效集束身管組件。

1.3.2 整體炮閂結(jié)構(gòu)

火炮的自動(dòng)機(jī)閂體結(jié)構(gòu)有很多種，不同的自動(dòng)機(jī)有著自已獨(dú)有的閂體結(jié)構(gòu)。該火炮采用整體化閂體，避免了結(jié)構(gòu)繁瑣，提高了整體結(jié)構(gòu)的可靠性。可以循環(huán)依次完成對(duì)多枚炮彈的輸彈、閉鎖、擊發(fā)、開鎖等動(dòng)作。

自動(dòng)機(jī)尾部為整體閂體，參見圖1。

1.3.3 整體緩沖裝置

該火炮的緩沖原理主要以內(nèi)源式FORC技術(shù)為基礎(chǔ)，將一次彈幕的射擊歸并為一次整體緩沖，將整體閂座、閂體的開閂過(guò)程和輸彈過(guò)程所需的緩沖和復(fù)進(jìn)機(jī)構(gòu)緩沖合并。

FORC緩沖器原理是一種閥控原理，當(dāng)該火炮自動(dòng)機(jī)擊發(fā)后，其后坐部分(包括閂座組和身管組)連同活塞桿一起后坐，同時(shí)液壓桿帶動(dòng)液壓活塞后坐；液壓腔液體受壓向前腔運(yùn)動(dòng)，通過(guò)差控閥與復(fù)進(jìn)孔流入外壁的液壓腔，使外壁液壓腔壓力升高。同時(shí)外壁液壓腔內(nèi)液體推動(dòng)氣液活塞，壓縮腔內(nèi)氣體，使后坐產(chǎn)生的能量?jī)?chǔ)存在氣腔內(nèi)。在整個(gè)后坐過(guò)程中，氣腔壓力使后坐初壓力低，后坐結(jié)束時(shí)壓力高，而液體形成的阻尼則是相反。因此，只要合理設(shè)計(jì)差控閥和復(fù)進(jìn)孔的大小就能控制后坐時(shí)后坐力近似為恒定值，即可實(shí)現(xiàn)差動(dòng)補(bǔ)償。

2 火炮開閂過(guò)程動(dòng)態(tài)仿真

由于火炮特殊的結(jié)構(gòu)與工作條件，在理論分析的基礎(chǔ)上，建立虛擬樣機(jī)仿真實(shí)際工作情況。

2.1 虛擬樣機(jī)模型的建立與計(jì)算條件

2.1.1 虛擬樣機(jī)模型的建立

動(dòng)態(tài)仿真的虛擬樣機(jī)模型如圖5所示。

圖5 虛擬樣機(jī)模型

在該虛擬樣機(jī)模型中，搖架與地面固結(jié)。炮管組、閂座組與搖架構(gòu)成移動(dòng)副，實(shí)現(xiàn)在搖架上的水平運(yùn)動(dòng)，加速臂與炮管組上的加速臂軸連接，構(gòu)成旋轉(zhuǎn)副。后坐過(guò)程中，加速臂碰撞到后限位器后旋轉(zhuǎn)，進(jìn)而與閂座組碰撞，推動(dòng)閂座組完成解鎖、開閂。

2.1.2 仿真計(jì)算條件

在確定炮膛合力時(shí)，根據(jù)已有的25 mm彈丸內(nèi)彈道數(shù)據(jù)進(jìn)行曲線擬合，得到單身管的內(nèi)彈道曲線，通過(guò)疊加可以得到炮膛合力的曲線。根據(jù)炮膛合力曲線可知在擊發(fā)的瞬間炮膛合力在950 kN上下浮動(dòng)，在不影響仿真結(jié)果的基礎(chǔ)上為了簡(jiǎn)化仿真模型，在擊發(fā)的幾毫秒內(nèi)取炮膛合力F1=950 kN。由于該火炮緩整體緩沖裝置的設(shè)計(jì)特點(diǎn)，后坐過(guò)程中的后坐力可簡(jiǎn)化為恒力。根據(jù)后坐阻力計(jì)算公式計(jì)算得到炮管組整體緩沖器后坐阻力F2=57 kN，閂座組整體緩沖器后坐阻力F3=15 kN。

2.2 仿真結(jié)果分析

加速臂曲線與加速臂的安裝方式都會(huì)影響該火炮開閂過(guò)程中的后坐位移。

當(dāng)加速臂安裝間隔距離為203.39 mm時(shí)，不同加速臂曲線作用下后坐位移的仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6中上面的一條粗虛線為加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為103.47 mm時(shí)的仿真結(jié)果，后坐位移為491.42 mm；實(shí)線為加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為104.03 mm時(shí)的仿真結(jié)果，后坐位移為447.54 mm；下面的一條細(xì)虛線為加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為107.96 mm時(shí)的仿真結(jié)果，后坐位移為402.29 mm。

圖6 仿真結(jié)果

當(dāng)加速臂安裝間隔距離為193.39 mm，不同加速臂碰撞部位輪廓曲線作用下后坐位移的仿真結(jié)果如圖7所示。

圖7 仿真結(jié)果

圖7中上面的一條細(xì)虛線為加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為103.47 mm的仿真結(jié)果，后坐位移為471.14 mm；實(shí)線為加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為104.03 mm的仿真結(jié)果，后坐位移為428.97 mm；下面的一條粗虛線為加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為107.96 mm的仿真結(jié)果，后坐位移為417.64 mm。

當(dāng)加速臂安裝間隔距離為209.39 mm時(shí)，不同加速臂碰撞部位輪廓曲線作用下后坐位移的仿真結(jié)果如圖8所示。

圖8 仿真結(jié)果

圖8中實(shí)線為加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為103.47 mm時(shí)的仿真結(jié)果，后坐位移為465.99 mm；中間的一條粗虛線為加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為104.03 mm時(shí)的仿真結(jié)果，后坐位移為436.89 mm；下面的一條細(xì)虛線為加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為107.96 mm時(shí)的仿真結(jié)果，后坐位移為421.89 mm。

為了確認(rèn)加速臂碰撞部位輪廓曲線與安裝方式的選擇，需要與實(shí)際射擊試驗(yàn)的結(jié)果相對(duì)比。試驗(yàn)在某國(guó)防工廠試驗(yàn)基地利用試驗(yàn)樣機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)中采用加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為104.03 mm、安裝距離為203.39 mm的加速臂。在試驗(yàn)時(shí)分別對(duì)不同的彈幕射擊進(jìn)行測(cè)試。圖9(a)為射速為20萬(wàn)發(fā)/分，兩個(gè)彈幕連續(xù)射擊時(shí)測(cè)得的后坐位移情況；圖9(b)為射速20萬(wàn)發(fā)/分，三個(gè)彈幕連續(xù)射擊時(shí)測(cè)得的后坐位移情況。使用激光位移器測(cè)量位移。激光位移器的電信號(hào)與位移的比例關(guān)系為：1 V=50 mm。圖中縱坐標(biāo)為電壓值，可換算為該火炮射擊時(shí)最大的后坐距離。

圖9 試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果

由圖9可以看出，當(dāng)該連續(xù)彈幕發(fā)射裝置進(jìn)行雙彈幕和三彈幕連續(xù)射擊時(shí),火炮首先完成推彈入膛動(dòng)作，即圖中曲線開始上升過(guò)程；供彈到位后，進(jìn)入射擊后坐過(guò)程，即圖中曲線下降過(guò)程。圖中曲線的最大值為該火炮后坐的初始位置，最小值為后坐過(guò)程的極限位置。最大值與最小值差大致為8.8 V，根據(jù)比例關(guān)系可以知道后坐最大距離大致為440 mm。

仿真結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果對(duì)比如表2所示。

從表2可以看出，當(dāng)加速臂安裝距離為203.39 mm，加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為104.03 mm以及加速臂安裝距離為209.39 mm，碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為104.03 mm時(shí)，誤差較小。后者的后坐位移為436.89 mm，小于實(shí)際射擊實(shí)驗(yàn)中的后坐位移，可能導(dǎo)致后坐不到位，可見前者方案更為合理。

表2 仿真與試驗(yàn)結(jié)果之誤差 %

3 結(jié)論

1) 加速臂結(jié)構(gòu)與安裝方式影響火炮閂座的后坐位移；

2) 加速臂碰撞部位輪廓曲線弧長(zhǎng)為104.03 mm、安裝距離為203.39 mm時(shí)，開閂效果最好。

[1] 戴勁松,姜鐵牛.現(xiàn)代小口徑自動(dòng)炮設(shè)計(jì)理論與方法[M].北京：兵器工業(yè)出版社,2011.

[2] 余家祥，周晶，李華.艦炮人工彈幕反導(dǎo)射擊效力計(jì)算[J].四川兵工學(xué)報(bào)，2011(11):23-26.

[3] 付帥，顧克秋，張俊飛.某火炮炮閂機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性有限元分析[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù),2015,34(3):361-362.

[4] 化斌斌,馬吉?jiǎng)?趙思源,等.ADMAS的某自行火炮自動(dòng)開閂及抽筒過(guò)程動(dòng)力學(xué)分析[J].火力與指揮控制,2013,38(7):157-158.

[5] 杜中華,王興貴,馬吉?jiǎng)?基于虛擬樣機(jī)技術(shù)的某型火炮開閂過(guò)程動(dòng)力學(xué)特性研究[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào),2004,40(6):123-126.

[6] 雷紅霞,王志軍.火炮后坐對(duì)膛口流場(chǎng)的影響[J].中北大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2017,38(1):36-37.

[7] 張建，唐文獻(xiàn)，徐省省，等.火炮炮閂抽筒子結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].兵工學(xué)報(bào)，2012，33(6)：647-651.

[8] 范林盛，劉樹華，等.串聯(lián)式反后坐裝置設(shè)計(jì)與動(dòng)力學(xué)仿真[J].火力與指揮控制,2017,42(4):162-164.

[9] 蘇執(zhí)陽(yáng),姚忠,汪永忠,等.某艦炮獨(dú)立抽筒機(jī)構(gòu)與炮閂運(yùn)動(dòng)匹配性分析[J].火炮發(fā)射與控制學(xué)報(bào),2016,37(4):74-76.

[10] 濮良貴,陳國(guó)定,吳國(guó)立.機(jī)械設(shè)計(jì)[M].北京：高等教育出版社,2013.

[11] 張相炎.火炮自動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)[M].北京：北京理工大學(xué)出版社,2010.

(責(zé)任編輯周江川)

InfluenceoftheStructureofAcceleratingArmontheRecoilDisplacementinaContinuousBarrageArtillery

DING Wei, DAI Jinsong, GUAN Honggen

(College of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China)

Pointing at a continuous barrage artillery, this article studied key Institution-accelerating arm’s structures and installation methods that have important influence on this launcher’s breechblock opening process and recoil displacement.Virtual prototype model of the artillery is established by virtual prototyping technology. The dynamic simulation of the artillery breechblock opening process is carried out based on the muti-body dynamics. Simulation results show that different accelerating arm curves and installation locations have different effects on the recoil displacement.When the arc length of the accelerating curve is 104.03 mm and the installation distance is 203.39 mm, the recoil displacement is 447.53 mm.This result coincides with the experimental results in the main and meets the actual shooting requirements.

mechanical engineering; continuous barrage launcher; recoil displacement; accelerating arm

2017-07-15；

2017-08-10

丁偉(1994—)，男，碩士研究生，主要從事火炮自動(dòng)機(jī)研究。

裝備理論與裝備技術(shù)

10.11809/scbgxb2017.11.012

本文引用格式：丁偉,戴勁松，管紅根.某連續(xù)彈幕發(fā)射火炮中加速臂結(jié)構(gòu)對(duì)后坐位移的影響[J].兵器裝備工程學(xué)報(bào)，2017(11):55-58.

formatDING Wei, DAI Jinsong, GUAN Honggen.Influence of the Structure of Accelerating Arm on the Recoil Displacement in a Continuous Barrage Artillery[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(11):55-58.

TJ399

A

2096-2304(2017)11-0055-04