韓如鋒，袁永強(qiáng)，唐蓬博，劉野，王永存

(西北機(jī)電工程研究所，陜西 咸陽(yáng) 712099)

某低后坐自動(dòng)炮,發(fā)射底部可排氣式新型埋頭彈藥,采用慣性炮閂精確控制膛內(nèi)開(kāi)閂泄壓時(shí)機(jī),實(shí)現(xiàn)膨脹波原理發(fā)射。埋頭彈的彈丸鑲嵌在圓柱形藥筒內(nèi),大幅縮短了整體長(zhǎng)度,使得炮塔結(jié)構(gòu)能夠更加緊湊,有效提高了現(xiàn)役戰(zhàn)車(chē)的綜合性能[1]。但同時(shí),埋頭彈火炮存在高膛壓下身管燒蝕、閉氣與抽殼困難等情況。膨脹波火炮通過(guò)精確控制炮閂在內(nèi)彈道時(shí)期的打開(kāi)時(shí)間,使膨脹波在炮口處才追上彈丸的尾部,實(shí)現(xiàn)了在不影響火炮初速和殺傷威力的前提下大幅度減小火炮后坐力與后坐沖量的效果[2-3]。但由于存在火藥燃?xì)獾暮髧?在結(jié)構(gòu)上不便于采用傳統(tǒng)的后方裝填方式。

埋頭彈火炮與膨脹波火炮存在天然結(jié)合的特點(diǎn):一是埋頭彈火炮具有的擺膛式裝填方式是實(shí)現(xiàn)膨脹波火炮工程化應(yīng)用理想選擇;二是膨脹波火炮開(kāi)閂泄壓降低了平均膛壓,有利于解決埋頭彈火炮身管壽命、密封與抽殼等難題;三是在保證威力基本不變的前提下,大幅減小了后坐力,滿足未來(lái)輕型裝甲車(chē)輛的適配性要求。

某低后坐自動(dòng)炮將膨脹波發(fā)射機(jī)理與埋頭彈火炮融合應(yīng)用,實(shí)現(xiàn)了系統(tǒng)的集成創(chuàng)新,其結(jié)合了埋頭彈火炮與膨脹波火炮各自的性能,同時(shí)又有別于二者,其發(fā)射規(guī)律的影響因素也各不相同。筆者通過(guò)建立發(fā)射過(guò)程的內(nèi)彈道集總參數(shù)模型和動(dòng)力學(xué)模型,分析其動(dòng)力學(xué)特性,對(duì)該型火炮的總體參數(shù)優(yōu)化與匹配具有一定的指導(dǎo)意義。

1 內(nèi)彈道集總參數(shù)模型

根據(jù)某低后坐自動(dòng)炮的工作原理,考慮膨脹波發(fā)射機(jī)理與埋頭彈火炮融合的工作機(jī)制,結(jié)合經(jīng)典內(nèi)彈道模型,計(jì)及慣性炮閂的運(yùn)動(dòng)過(guò)程,建立了某低后坐自動(dòng)炮的內(nèi)彈道集總參數(shù)模型[4-5]:

(1)

(2)

(3)

(4)

式中:Z為火藥相對(duì)已燃厚度;k為絕熱指數(shù)(θ=k-1);n為火藥燃速指數(shù);S為炮膛截面積;f為火藥力;ω為裝藥量;Δ為裝填密度;φ為次要功計(jì)算系數(shù);m為彈丸質(zhì)量;ψ為已燃相對(duì)體積;l、v分別為彈丸的行程和速度;l1、v1分別為慣性炮閂的行程和速度;pE為慣性炮閂啟動(dòng)壓力;lE為慣性炮閂開(kāi)閂前行程;FS為炮閂緩沖器的力;m1為慣性炮閂質(zhì)量;S1為慣性炮閂噴口截面積;η、τ分別為相對(duì)流量、相對(duì)溫度;ρp為火藥密度;α為氣體余容。

通過(guò)數(shù)值求解,獲取了閉膛發(fā)射與膨脹波發(fā)射兩種發(fā)射模式下對(duì)應(yīng)的p-t數(shù)值解,并結(jié)合身管壓力傳感器進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證,仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比曲線如圖1所示。結(jié)果表明,兩種發(fā)射模式下各自對(duì)應(yīng)的p-t仿真值與試驗(yàn)值均較為吻合。

通過(guò)數(shù)值求解,獲取了閉膛發(fā)射與膨脹波發(fā)射兩種發(fā)射模式下對(duì)應(yīng)的v-t數(shù)值解,仿真結(jié)果曲線如圖2所示,可以看出,兩種發(fā)射模式下的炮口初速基本不變。

在此基礎(chǔ)上,對(duì)閉膛發(fā)射與膨脹波發(fā)射對(duì)應(yīng)的炮膛合力與炮膛合力的沖量進(jìn)行了仿真,炮膛合力對(duì)比曲線如圖3所示,仿真結(jié)果表明,膨脹波發(fā)射方式相比閉膛發(fā)射方式,使得炮膛合力沖量有效減小了31.5%。

2 虛擬樣機(jī)模型

2.1 運(yùn)動(dòng)模型

將整個(gè)運(yùn)動(dòng)模型簡(jiǎn)化為兩自由度的彈簧-阻尼質(zhì)量系統(tǒng),整個(gè)系統(tǒng)受力模型如圖4所示,系統(tǒng)為兩自由度模型[6]。圖中,Fpt1為火藥氣體在閂體上的作用力;Fpt2為火藥氣體作用在炮身的炮膛合力;FR1為炮閂緩沖器力;FR2為全炮后坐阻力;m1為閂體質(zhì)量;m2為后坐部分質(zhì)量。

2.2 模型簡(jiǎn)化與假設(shè)

根據(jù)某低后坐自動(dòng)炮的結(jié)構(gòu)特點(diǎn),在不影響系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)規(guī)律的前提下,作出以下簡(jiǎn)化與假設(shè)[7-8]:

1)除緩沖簧以外的結(jié)構(gòu)件均視為剛體;

2)自動(dòng)炮的搖架設(shè)置為與大地固定,且不考慮其受力響應(yīng);

3)把各個(gè)部分運(yùn)動(dòng)關(guān)系相互一致的部件逐個(gè)進(jìn)行合并;

4)將火藥燃?xì)獾淖饔昧σ暈榧辛?以集中力的形式施加;

5)摩擦力僅考慮在主要接觸環(huán)節(jié)施加。

2.3 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

自動(dòng)炮后坐運(yùn)動(dòng)部分以滑動(dòng)副方式在搖架上后坐-復(fù)進(jìn);慣性炮閂與自動(dòng)炮以碟簧相連接,以滑動(dòng)副方式在自動(dòng)炮滑軌上移動(dòng);全炮緩沖器與搖架及自動(dòng)炮以緩沖簧-阻尼形式相連。在緩沖器內(nèi)部,外筒、缸體、螺蓋與搖架固連;芯軸、軸套、導(dǎo)桿以滑動(dòng)副形式在緩沖器內(nèi)滑動(dòng);軸套與導(dǎo)桿之間以彈簧-阻尼相連;軸套與導(dǎo)桿在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中皆與外筒存在面接觸;在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中芯軸與導(dǎo)桿、芯軸與軸套之間均存在實(shí)體接觸。拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖5所示。其中Hf、Hc、Ht、Ho分別代表固定副、接觸副、移動(dòng)副和其他連接關(guān)系。

2.4 載荷分析

噴口打開(kāi)之前,炮閂和炮身受到的火藥氣體作用力分別為

(5)

(6)

式中:φ為次要功系數(shù);ω為裝藥量;m為彈丸質(zhì)量;A為炮膛橫截面積;Svent為噴口活塞面積;p為膛內(nèi)平均壓力。

噴口打開(kāi)之后,火藥氣體作用力使用FLUENT進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,閂體和身管的受力大小如圖6所示,為方向向前的阻力。

整個(gè)過(guò)程的火藥氣體對(duì)炮身和炮閂的作用力如圖7所示。通過(guò)矢量力的形式分別施加在炮身和炮閂上。

炮閂緩沖力FR1為

(7)

式中:t為單片碟簧厚度;D為碟形彈簧外徑;x為彈簧總壓縮量;h0為緩沖器壓平時(shí)單片碟形彈簧變形量的計(jì)算值;n為對(duì)合碟簧的個(gè)數(shù);E為彈簧材料的彈性模量;μ為彈簧材料的泊松比;K1和K4為計(jì)算系數(shù)。

炮閂緩沖力的表達(dá)形式采用RecurDyn中單向力方式,力值為關(guān)于彈簧壓縮量即炮閂相對(duì)全炮的后坐位移的單變量表達(dá)式函數(shù)。

全炮后坐阻力為

(8)

式中:F0為彈簧預(yù)壓力;K為彈簧剛度系數(shù);X為后坐位移;η1、η2為液壓阻尼結(jié)構(gòu)參數(shù),其值與液壓阻尼器的結(jié)構(gòu)和液壓油的性質(zhì)有關(guān);v為后坐速度;F為密封裝置摩擦力;μ為后坐部分與架體之間的摩擦系數(shù);mh為后坐部分質(zhì)量;g為重力加速度。

液壓阻力的表達(dá)形式采用RecurDyn函數(shù)庫(kù)中狀態(tài)條件判斷IF函數(shù)[7]:

IF(VX(1)∶η1*VX(1)*VX(1),0,-η2*VX(1)*VX(1)).

建立好的虛擬樣機(jī)模型如圖8所示。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

采用激光CCD傳感器對(duì)后坐位移進(jìn)行測(cè)試,現(xiàn)場(chǎng)布置原理如圖9所示。其中CCD激光位移傳感器固定在地面臺(tái)架上,其發(fā)射的激光垂直正對(duì)火炮后坐部分的端面。射擊試驗(yàn)場(chǎng)景如圖10所示。

將閉膛發(fā)射與膨脹波發(fā)射兩種發(fā)射模式下的后坐部分位移-時(shí)間仿真值與測(cè)試值進(jìn)行對(duì)比,如圖11所示,二者吻合度較高,驗(yàn)證了動(dòng)力學(xué)模型的正確性。

某低后坐自動(dòng)炮緩沖器的特性使得最大后坐力值出現(xiàn)在最大后坐位移處,依據(jù)工程算法,FR1=2(KX+F0),帶入閉膛發(fā)射與膨脹波發(fā)射時(shí)的最大后坐位移測(cè)試數(shù)據(jù),對(duì)應(yīng)得到最大后坐力FR1,如表1所示,膨脹波發(fā)射模式使得最大后坐力減小高達(dá)74%。

表1 閉膛發(fā)射與膨脹波發(fā)射最大后坐力試驗(yàn)值對(duì)比

4 炮閂緩沖力優(yōu)化模型

炮閂緩沖器采用碟簧緩沖,具有很廣范圍的變剛度非線性特性。可通過(guò)適當(dāng)選擇碟形彈簧壓平時(shí)變形量h0和厚度t之比,得到不同特性曲線,也可采用復(fù)合不同厚度、不同片數(shù)等的組合方式使彈簧特性在很大范圍內(nèi)變化。

將開(kāi)閂前定義為第1階段,開(kāi)閂后定義為第2階段。第1階段,慣性炮閂在最佳開(kāi)閂時(shí)間點(diǎn)打開(kāi),因此,第1階段的慣性炮閂緩沖簧支撐剛度在優(yōu)化前后應(yīng)保持基本不變,以保證相同的最佳開(kāi)閂時(shí)機(jī);第2階段,慣性炮閂打開(kāi),由于結(jié)構(gòu)特征決定了該自動(dòng)炮后噴氣體流場(chǎng)與炮閂所處的位置無(wú)關(guān),所以可將第2階段慣性炮閂緩沖簧支撐剛度減小,利用較長(zhǎng)后坐行程和時(shí)間減小開(kāi)閂阻力。通過(guò)慣性炮閂緩沖簧支撐剛度的匹配優(yōu)化,達(dá)到減小最大開(kāi)閂阻力的效果,為慣性炮閂輕量化提供參考依據(jù)。

綜上,建立優(yōu)化模型:

(9)

式中:n為片數(shù);D為碟簧外徑;λ為炮閂相對(duì)炮尾最大后坐行程。

借助多島遺傳算法[8],基于多學(xué)科優(yōu)化平臺(tái)Isight軟件,調(diào)用RecurDyn動(dòng)力學(xué)仿真軟件計(jì)算,優(yōu)化計(jì)算流程如圖12所示[9-10]。

優(yōu)化算法求取了炮閂緩沖裝置的最優(yōu)參數(shù),如表2所示。優(yōu)化前后,炮身與閂體后坐位移-時(shí)間以及炮身、炮閂受力-時(shí)間仿真曲線對(duì)比如圖13～15所示。結(jié)果表明在結(jié)構(gòu)安裝尺寸保持不變的前提下,全炮后坐位移和阻力基本不變,炮閂最大阻力減小約14.2%。

表2 優(yōu)化前后設(shè)計(jì)變量和目標(biāo)函數(shù)值

5 結(jié)束語(yǔ)

1)通過(guò)仿真計(jì)算與試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)的對(duì)比分析,驗(yàn)證了所建立的發(fā)射過(guò)程的內(nèi)彈道模型和動(dòng)力學(xué)模型能夠?qū)δ车秃笞詣?dòng)炮的特性進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè)。

2)通過(guò)對(duì)某低后坐自動(dòng)炮發(fā)射動(dòng)力學(xué)特性的分析,表明在保證彈丸初速基本不變的同時(shí)最大后坐力減小高達(dá)74%,驗(yàn)證了該創(chuàng)新集成的火炮能夠有效地協(xié)調(diào)火炮威力與機(jī)動(dòng)性之間的矛盾。

3)通過(guò)對(duì)慣性炮閂緩沖簧參數(shù)進(jìn)行的優(yōu)化匹配設(shè)計(jì),表明在不影響系統(tǒng)性能的前提下炮閂最大阻力減小約14.2%,為慣性炮閂輕量化設(shè)計(jì)提供了參考依據(jù)。