印 圣，邱 明，宋 杰，司 鵬，司尚宇

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

緩沖裝置在自動(dòng)武器中有著廣泛應(yīng)用，常用的彈簧緩沖裝置具備結(jié)構(gòu)簡易，維護(hù)性好，成本低的優(yōu)點(diǎn)，但是缺點(diǎn)是彈簧剛度無法改變，這使得緩沖過程沖擊大、不穩(wěn)定，嚴(yán)重影響了緩沖過程的可靠性。

本課題設(shè)計(jì)了一種新型的串聯(lián)彈簧剛度可變式雙向緩沖裝置，相對于普通彈簧緩沖裝置，在相同緩沖距離情況下，可以儲存更多能量，能大大降低動(dòng)力裝置在緩沖過程受到的沖擊，獲得類似于液壓減震器的平滑且可靠的緩沖效果。

航炮是口徑≥20 mm，裝備于飛機(jī)上的自動(dòng)發(fā)射武器。航炮特點(diǎn)是射速高且可調(diào)，彈丸初速高，威力大。為了適應(yīng)作戰(zhàn)需要，需要解決變射速航炮的后坐力問題。減小后坐力將會(huì)改善飛機(jī)的安全性能。周樂[1]應(yīng)用多目標(biāo)遺傳優(yōu)化算法和動(dòng)力學(xué)數(shù)值計(jì)算技術(shù)對反后坐裝置進(jìn)行結(jié)構(gòu)和總體優(yōu)化。李世康[2]的緩沖彈簧設(shè)計(jì)參數(shù)的并行優(yōu)化設(shè)計(jì)為轉(zhuǎn)管武器緩沖器優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)。閆菲[3]建立了一個(gè)可改變剛度的彈簧結(jié)構(gòu)振動(dòng)分析的數(shù)學(xué)模型，并推導(dǎo)出可改變剛度的彈簧解析解表達(dá)式。魏占芳[4]設(shè)計(jì)了變剛度螺旋彈簧的型式、結(jié)構(gòu)及特性參數(shù)，試驗(yàn)表明該彈簧能滿足越野車輛在彈性力學(xué)特性曲線及疲勞壽命方面的使用要求。Jafari A[5]開發(fā)了可變剛度執(zhí)行器，對不同類型彈簧的變剛度設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了分析。

縱觀已有文獻(xiàn)，關(guān)于剛度可變彈簧的研究涉及到優(yōu)化彈簧結(jié)構(gòu)，研究新材料[6]，運(yùn)用主動(dòng)控制[7]等，關(guān)于剛度可變彈簧減后坐的研究尚未見報(bào)導(dǎo)。為大幅度降低火炮的后坐力，本文設(shè)計(jì)出一種新型剛度可變彈簧緩沖器，并以某航炮為研究對象，對本裝置與單簧定剛度緩沖裝置緩沖效果進(jìn)行比較；分析了不同彈簧剛度和不同阻尼條件下炮身所受的后坐力大小，并進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，驗(yàn)證本裝置在緩沖效果上的優(yōu)勢。

1 剛度可變彈簧緩沖器工作原理

新型剛度可變彈簧緩沖器原理如圖1所示，其中，前置彈簧8預(yù)壓縮量為δ1，后置彈簧10預(yù)壓縮量為δ2。工作原理：套筒1與火炮身管固連，拉桿12與炮架固連。航炮擊發(fā)時(shí)，在火藥燃?xì)庾饔孟?，套?相對于外預(yù)壓套筒7和拉桿12向右運(yùn)動(dòng)。后置彈簧10設(shè)置了較為合理的預(yù)壓力，且大于前置彈簧8的預(yù)壓力，在緩沖后坐過程中，導(dǎo)引桿3帶動(dòng)前滑板5向右運(yùn)動(dòng)，使前置彈簧8不斷壓縮，此時(shí)裝置表現(xiàn)為單剛度彈簧緩沖器。當(dāng)前置彈簧8所受壓力大于后置彈簧10預(yù)壓力時(shí)，后滑板9開始向右運(yùn)動(dòng)，后置彈簧10受壓縮，此時(shí)兩級彈簧構(gòu)成串聯(lián)關(guān)系，緩沖裝置剛度發(fā)生改變，從前置彈簧剛度變?yōu)榇?lián)彈簧的剛度。

1.套筒；2.銷；3.導(dǎo)引桿；4.拉桿擋板；5.前滑板；6.內(nèi)預(yù)壓套筒；7.外預(yù)壓套筒；8.前置彈簧；9.后滑板；10.后置彈簧；11.擋板；12.拉桿

圖1 新型剛度可變緩沖器原理示意圖

2 基于剛度可變彈簧緩沖的某航炮后坐過程動(dòng)力學(xué)模型

航炮系統(tǒng)在射擊時(shí)，受到的主要作用力力為擊發(fā)時(shí)膛內(nèi)高溫高壓火藥氣體對膛底的壓力。作用于膛底的膛內(nèi)壓力會(huì)使炮身后坐，它會(huì)直接影響整個(gè)航炮發(fā)射裝置的后坐力、后坐位移的大小和整個(gè)航炮系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性。如圖2所示的某型航炮為本文的研究對象。模型中首先需要確定的作用力主要有膛底壓力、膛口制退器制退力、緩沖簧作用力等[8]。

1.炮口制退器；2.身管；3.新型緩沖器；4.自動(dòng)機(jī)部分

2.1 火藥氣體內(nèi)彈道與后效期模型

首先計(jì)算內(nèi)彈道和后效期內(nèi)膛內(nèi)和膛口處的氣體參數(shù)。膛內(nèi)火藥氣體對膛底的壓力通過Matlab編寫的程序計(jì)算求得，在后文ADAMS仿真部分中，將得到的壓力數(shù)據(jù)曲線導(dǎo)入ADAMS中，在身管相應(yīng)位置處添加，載荷的大小為曲線的值乘以膛底面積，同時(shí)設(shè)置一個(gè)傳感器來控制仿真時(shí)力的觸發(fā)時(shí)間點(diǎn)。

2.2 航炮后坐過程動(dòng)力學(xué)模型

為了研究緩沖器內(nèi)彈簧剛度對后坐力的影響，便于分析計(jì)算，對模型作出如下假設(shè)：

1) 運(yùn)動(dòng)過程中前后滑板質(zhì)量忽略不計(jì)；

2) 前后滑板與預(yù)壓套筒之間碰撞忽略不計(jì)；

3) 不考慮系統(tǒng)內(nèi)摩擦力；

4) 以下計(jì)算中的位移指套筒的絕對位移，并用彈簧力表示后坐力建立模型。

以前置彈簧預(yù)壓縮量為δ1時(shí)為起始位置建立坐標(biāo)系，坐標(biāo)系正方向?yàn)橄蛴疫\(yùn)動(dòng)方向。變剛度瞬間位移和速度連續(xù)。對于本文建立的單自由度振動(dòng)系統(tǒng)，系統(tǒng)的微分方程如下：

3 數(shù)值計(jì)算實(shí)例及分析

3.1 數(shù)值求解模型

前置彈簧剛度為k1，預(yù)壓縮量為δ1，前置彈簧工作行程為b。后置彈簧剛度為k2，預(yù)壓縮量為δ2，后置彈簧工作行程為Δx-b，Δx為單剛度緩沖器緩沖工作行程，數(shù)值為0.02 m。

兩彈簧串聯(lián)共同作用時(shí)，前置彈簧與后置彈簧之間的彈力相等，有

得到：

炮架后坐時(shí)轉(zhuǎn)化為兩彈簧的彈性勢能，可分解為三部分，為僅前置彈簧工作消耗能量E1，兩彈簧串聯(lián)時(shí)前置彈簧消耗能量E2，以及后置彈簧消耗能量E3。

3.2 三種緩沖方式下航炮后坐過程對比分析

為了研究剛度可變彈簧緩沖器比單剛度彈簧緩沖器在緩沖效果上的優(yōu)勢，本文對3種緩沖器用Matlab進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，通過對微分方程的解析，運(yùn)用胡克定律和4階Runge-Kutta數(shù)值算法，得出3種裝置的緩沖力F、緩沖距離X分別與時(shí)間t的關(guān)系曲線如圖3、圖4，緩沖力F和緩沖距離X的關(guān)系曲線如圖5。

圖3 3種緩沖裝置的后坐力與時(shí)間t的關(guān)系曲線

根據(jù)第二節(jié)內(nèi)容計(jì)算出該型航炮炮架后坐沖量為126 kg·m/s，炮架質(zhì)量為63 kg，初始后坐速度為2 m/s，緩沖距離設(shè)定為20 mm，3種緩沖器的初始預(yù)壓力為3 500 N。單剛度緩沖器緩沖簧剛度k為280 N/mm，后坐力F為9 100 N。剛度可變緩沖器k1取值1 500 N/mm，k2取值10 N/mm，在阻尼c=0時(shí)后坐力F為6 534.24 N，c=100時(shí)后坐力F為6 510.18 N。

圖4 3種緩沖裝置的緩沖位移曲線

圖5 3種緩沖裝置的F-X的關(guān)系曲線

t/msF/NX/mm單剛度17.649 100.0020.00剛度可變c=019.176 534.2420.00剛度可變c=10019.436510.1819.61

由圖3、圖4、圖5和表1可見：

1) 在相同的緩沖距離下，剛度可變結(jié)構(gòu)(c=0)后坐力為6 534.24 N，單剛度結(jié)構(gòu)后坐力為9 100 N，剛度可變結(jié)構(gòu)后坐力降低了28.20%；

2) 剛度可變結(jié)構(gòu)緩沖行程所需的時(shí)間大于單剛度結(jié)構(gòu)，增加了1.53 ms，增加7.98%；

3) 剛度可變結(jié)構(gòu)c=0與c=100結(jié)構(gòu)相比較，后者緩沖后坐時(shí)間相比多0.26 ms，增加了1.34%，后坐力降低了24.06 N，減小了0.37%，但是阻尼c=100時(shí)，此時(shí)的緩沖后坐行程變?yōu)?9.61 mm，減小了0.39 mm，減小1.95%。

因此得出結(jié)論，單剛度緩沖后坐工作時(shí)間最短，但后坐力最大，剛度可變結(jié)構(gòu)在c=100時(shí)，系統(tǒng)具有最小的后坐行程和最小的后坐力，但系統(tǒng)具有最長的工作時(shí)間。

3.3 剛度可變彈簧緩沖各因素對后坐力影響分析

如圖6所示為不考慮阻尼c時(shí)，取不同k1值，最大后坐力Fm與k1的關(guān)系曲線。初始值k1取800 N/mm，k2取10 N/mm。k1增量為100 N/mm。從圖6可以得出結(jié)論，隨著k1的增加，最大后坐力Fm減小，且變化量也逐漸減小。

圖6 無阻尼時(shí)Fm-k1關(guān)系曲線

如圖7所示為不考慮阻尼c時(shí)，取不同k2值，最大后坐力Fm與k2的關(guān)系曲線。k1取800 N/mm，k2取10 N/mm。k2增量為10 N/mm。從圖7可以得出結(jié)論，隨著k2的增加，最大后坐力Fm近似線性地增加。

圖7 無阻尼時(shí)Fm-k2關(guān)系曲線

如圖8所示為不同阻尼系數(shù)下最大后坐力Fm與前置彈簧剛度k1的關(guān)系圖線。根據(jù)圖8可以得出結(jié)論：阻尼系數(shù)c保持不變，k1增加，最大后坐力Fm減小；如果k1保持不變，增加阻尼系數(shù)c，那么最大后坐力Fm減小。

圖8 不同阻尼時(shí)Fm-k1關(guān)系曲線

圖9顯示了不同阻尼系數(shù)的最大后坐力Fm與k2之間的關(guān)系。根據(jù)圖9可以得出結(jié)論：阻尼系數(shù)c保持不變，k2增加，最大后坐力Fm近似線性增加；若k2保持不變，增大阻尼系數(shù)c，那么最大后坐力Fm變大。

圖9 不同阻尼時(shí)Fm-k2關(guān)系曲線

3.4 最大后坐力Fm與后置彈簧預(yù)壓力F2關(guān)系

如圖10所示為無阻尼系數(shù)時(shí)最大后坐力Fm與F2的關(guān)系曲線。k1選取800 N/mm，k2取值從10 N/mm到90 N/mm，通過圖10和表2可以得出結(jié)論： 當(dāng)k2增加時(shí)，后置彈簧預(yù)壓力F2降低，最大后坐力Fm變大。

圖10 后置彈簧預(yù)壓力F2與最大后坐力Fm的關(guān)系曲線

表2 Fm與F2數(shù)值對應(yīng)關(guān)系

4 動(dòng)力學(xué)仿真

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的結(jié)果，本文使用ADAMS對剛度可變結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真，得到的曲線如圖11所示，并對數(shù)值計(jì)算與仿真結(jié)果的誤差進(jìn)行分析。

航炮后坐載荷由前文數(shù)值計(jì)算得到的壓力數(shù)據(jù)曲線導(dǎo)入到ADAMS中，在相應(yīng)位置處添加。剛度可變緩沖裝置的結(jié)構(gòu)參數(shù)選取與前文相同，前置彈簧剛度k1=1 500 N/mm，后置彈簧剛度k2=10 N/mm，c分別取0和100。

圖11 數(shù)值計(jì)算與動(dòng)力學(xué)仿真曲線

由圖11可見：

1)c取0時(shí)，Matlab數(shù)值計(jì)算結(jié)果后坐力為6 534.24 N，ADAMS動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果中后坐力為6 530 N，誤差為0.065%，誤差較小。c取100時(shí)Matlab數(shù)值計(jì)算結(jié)果后坐力為6 510.08 N，ADAMS動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果中后坐力為6 500 N，誤差為0.155%，誤差較小數(shù)值計(jì)算結(jié)果得到驗(yàn)證。

2) 數(shù)值計(jì)算中忽略了系統(tǒng)零部件之間的碰撞，而仿真中存在零件間碰撞的能量損失，使得仿真結(jié)果略小于數(shù)值計(jì)算結(jié)果。

5 結(jié)論

1) 數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，在相同的預(yù)壓力作用下，剛度可變彈簧緩沖裝置的最大后坐力減少了28.20%，明顯提高了緩沖效果。數(shù)值計(jì)算結(jié)果與仿真結(jié)果誤差較小。

2) 增加前置彈簧剛度k1、減小后置彈簧剛度k2和增加后置彈簧的預(yù)壓力F2可以顯著降低緩沖裝置的最大后坐力。

3) 根據(jù)不同阻尼下的力與時(shí)間曲線，阻尼c為100時(shí)比無阻尼的緩沖效果提高0.37%，增加阻尼提升緩沖效果不明顯，但是能降低緩沖距離。

4) 上述研究結(jié)果可以為鏈?zhǔn)脚跍p后坐的后續(xù)研究提供理論依據(jù)和應(yīng)用參考。