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(shù)技術(shù)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(shù)是利用復(fù)進擊發(fā)的原理，使自動炮在復(fù)進中擊發(fā)。采用浮動技術(shù)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(shù)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(shù)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(gòu)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)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(shù)，針對其彈簧式浮動機構(gòu)，建立其虛擬樣機模型，通過浮動自動機動力學(xué)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(gòu)，通過設(shè)置獨特的復(fù)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(yīng)用于身管短后坐式武器的浮動自動機技術(shù)，建立了其動力學(xué)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(xué)優(yōu)化模型，通過浮動自動機動力學(xué)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(shù)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(shù)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(xué)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(gòu)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(fù)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(fù)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(fù)位簧組成。具體結(jié)構(gòu)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(fù)進，推動液壓筒向前運動，此時，單向活門在復(fù)位簧和液體壓力作用下關(guān)閉，后腔液體經(jīng)活塞桿內(nèi)腔流液孔流向前腔。復(fù)進時，液壓機構(gòu)產(chǎn)生較大的液壓阻力，同時環(huán)形彈簧復(fù)進剛度相比其后坐剛度較小，因此自動炮復(fù)進時間較長，在第1發(fā)復(fù)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(xué)建模

2.1 基本假設(shè)

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

1)彈簧阻尼忽略不計；

2)不考慮自動炮內(nèi)部機構(gòu)運動對緩沖性能影響；

3)假設(shè)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(shè)，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(xué)模型

自動炮緩沖裝置在其連續(xù)發(fā)射過程振動響應(yīng)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(yù)壓縮量；Ff為密封裝置間的摩擦力與搖架和導(dǎo)軌的摩擦力之和。

(3)

式中：c2為液壓復(fù)進阻尼系數(shù)；k2為環(huán)形彈簧復(fù)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(guān)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(shè)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(shè)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(yù)壓量H0，液壓后坐阻尼系數(shù)c1，液壓復(fù)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(shè)計變量[13-16]。

自動炮緩沖裝置參數(shù)設(shè)計需滿足以下要求：

1)預(yù)壓力除能減小后坐力外，還能保證自動炮恢復(fù)并保持在平衡位置，故在設(shè)計時應(yīng)使預(yù)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(gòu)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(yīng)小于其一個工作循環(huán)的時間，否則會導(dǎo)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(gòu)合理布局與尺寸參數(shù)設(shè)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(yù)壓量H0(mm)，液壓后坐阻尼系數(shù)c1(N·s·mm-1)，液壓復(fù)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(gòu)建的優(yōu)化數(shù)學(xué)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(xué)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(gòu)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(shè)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(shè)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(fù)進兩個工作階段，而緩沖裝置2有后坐、復(fù)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(fù)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(fù)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(xué)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(xué)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(xué)設(shè)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(fù)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。