肖自強,賈亦卓,楊 利

(1.陸軍裝甲兵學院 兵器與控制系,北京 100072;2.中國人民解放軍77626部隊,西藏 日喀則 857000)

軟后坐火炮是一種利用火炮前沖擊發(fā)原理減小后坐力的火炮形式,與同規(guī)格的常規(guī)形式的火炮相比,其最大后坐力可降低50%以上[1]。作為一種有效降低火炮后坐力的火炮技術,其在大幅降低后坐力,火炮輕量化與小型化等方面具有很強的應用意義。但現(xiàn)有的軟后坐技術多采用前沖定位擊發(fā)方式,對于不同彈種的后坐力適應性差。常規(guī)反后坐裝置在軟后坐發(fā)射低膛壓彈藥時產生的阻力相對較大,導致不能正常超卡,影響發(fā)射性能,如坦克炮的榴彈與穿甲彈的發(fā)射內彈道過程與膛壓相差較大,在不改變發(fā)射條件的前提下,穿甲彈的發(fā)射條件不能使榴彈的發(fā)射掛卡。因此,迫切需要針對軟后坐火炮反后坐裝置的可調節(jié)性開展研究。

針對這一問題,國內外可獲取的公開資料較少。美國“鷹眼”與“布魯圖斯”軟后坐火炮采用了氣體-液壓式前沖制退一體機[2],該前沖制退一體機可通過調節(jié)氣壓大小控制制退阻力,但由于用途與結構限制,僅適用于榴彈炮。國內在軟后坐領域內對該問題研究較少,但對于常規(guī)火炮的可調制退機有一些成果。史興亮等[3]提出了一種多孔的閥控式制退機,并采用CFD軟件對其特性進行了分析。肖本勇等[4]提出一種帶有旁路調節(jié)裝置的變阻力制退機,可通過控制旁路改變制退機力,并對該制退機進行了理論后坐計算。在新型控制方法和高精度電機的輔助下,制退機的可調節(jié)性能得到了提升。另外,智能算法與參數(shù)辨識方法引入反后坐裝置研究中,鮑丹等[5]應用神經網(wǎng)絡與粒子群算法對常規(guī)火炮的制退機的關鍵參數(shù)進行了參數(shù)辨識,驗證了算法應用的準確性。

本文基于已有常規(guī)反后坐裝置方案與結構參數(shù)辨識數(shù)據(jù),提出了一種改進的可控反后坐裝置,通過電機控制流口大小以改變后坐阻力,并結合流體仿真結果,對改進的反后坐裝置進行了性能預測,對多種彈藥的軟后坐發(fā)射過程進行了數(shù)值仿真。

1 反后坐裝置設計

反后坐裝置是發(fā)射后坐的重要部件,在火炮各部件中也處于核心地位,其工作特性直接影響火炮的發(fā)射性能。對于軟后坐火炮的反后坐裝置,除具有常規(guī)反后坐裝置的后坐與復進功能外,還應具備一定的緩沖功能,以應對軟后坐火炮可能出現(xiàn)的瞎火與遲發(fā)火等問題。

1.1 前沖機工作原理

圖1所示為某軟后坐火炮前沖機為液體-氣壓式前沖機[6]。圖中,Ps為活塞桿處壓強,Pf為前沖機內氣體的瞬時壓強,Pr為游動活塞左側壓強,Af為游動活塞工作面積,As為前沖機活塞桿工作面積,w1和w2分別為運動過程中外筒和內筒,v為火炮后坐部分運動速度。其內外雙層筒間有隔離液體腔與氣體腔的游動活塞。液體腔內的液體為傳遞力的介質,并在活塞桿伸長至極限位置時產生節(jié)制作用。氣體腔內為高壓儲能氣體,在活塞桿收縮和伸長過程中釋放和儲存能量。為使前沖機的反后坐性能便于調節(jié),在前沖機外筒上設有充放氣裝置,由密封元件密閉氣體,可接入高壓氣泵直接對氣體壓力進行調節(jié),獲得滿足要求的前沖機力。

圖1 前沖機結構簡圖Fig.1 Structure sketch of forward-rushing mechanism

1.2 制退機工作原理

本制退機為帶有筒壁溝槽與可調中心流口的多通道制退機,液體流動通道有三類,筒壁溝槽A,中心可調流口B,單向流口C,其結構簡圖如圖2所示。

圖2 制退機結構簡圖Fig.2 Structure sketch of recoil brake

筒壁溝槽A沿后坐方向的截面積逐漸減小,起始段為水平的泄壓槽,在后段逐漸消失。該變化可使后坐過程中產生的制退機力更加平穩(wěn)。

如圖3所示,中心可調流口B位于活塞上,為一半圓環(huán)流口,制退機工作腔端設有轉閥[7-10],轉閥上有一相同的半圓環(huán)流口?；钊麠U為雙層桿結構,轉閥受內層花鍵軸約束,隨活塞桿沿軸向運動;花鍵軸在伺服電機的帶動下對轉閥進行開閉,對中心可調流口B進行控制,兩半圓環(huán)流口的重合部分即為中心可調流口B的截面積。由于電機性能及傳動結構的限制,該可調結構僅在發(fā)射前調整至某一位置,發(fā)射過程中鎖止,實現(xiàn)軟后坐發(fā)射的前饋式流口控制。

圖3 中心流口B示意圖Fig.3 Schematic of middle hole B

單向流口C為一大型液流口,受活塞桿上的滑環(huán)控制,該滑環(huán)與活塞組成單向閥。在前沖和復進的過程中,單向閥受桿方向上的力打開,單向流口C開啟,大幅降低桿向內收縮時的液壓阻力,提高前沖速度;在后坐過程中,單向閥受壓,單向流口C關閉,制退機產生較大的制退阻力。后坐與前沖過程液體流動如圖4所示,其中P1為制退機工作面壓強,P2為制退機非工作腔壓強,Ax1、Ax2分別為筒壁溝槽面積和活塞中心流口面積,u1、u2分別為筒壁溝槽和中心流口的液體流入速度,u3、u4分別為筒壁溝槽和中心流口的液體流出速度。

圖4 后坐與前沖過程液體流動示意圖Fig.4 Schematic of fluid flow in the process of recoil and forward-rushing

制退機前后端設有緩沖結構,分別應對前沖瞎火與遲發(fā)火長后坐過程。兩端緩沖機構結構相似,結構簡圖如圖5所示,其中Ph1為緩沖腔工作面壓強,Ph2為制退機活塞非工作腔壓強。

圖5 緩沖結構簡圖Fig.5 Structure sketch of buffer

緩沖機構本體上設有多條溝槽,與制退機筒壁溝槽結構類似,因此其力學特性與制退機后坐過程類似。

2 軟后坐發(fā)射運動方程

本文以某軟后坐坦克炮為設計對象,設計制退機力可調節(jié)的反后坐方案。根據(jù)火炮發(fā)射理論,火炮發(fā)射過程后坐部分在身管軸線方向上受前沖機力2Ff,制退機力FΦ,后坐部分運動所受的等效摩擦力f,后坐部分沿身管軸線的重力分量FG,炮膛合力Fpt等力的作用[11]。對于軟后坐發(fā)射過程,炮口方向為正方向,掛卡位置為零點建立一維坐標系,即向前方向的力為正,向后方向的力為負。發(fā)射過程后坐部分總運動方程可寫為:

(1)

制退機力FΦ和等效摩擦力f的方向與速度方向相反,由sign函數(shù)處理其方向。

2.1 前沖機力方程

以前沖機的前沖過程為例,其高壓氣體腔的壓力變化可表示為氣體多變過程,則氣體腔壓強為:

(2)

式中:Pf0分別為前沖機內氣體的瞬時初壓強,V0為氣體初體積,n為氣體多變指數(shù)。X0為游動活塞位移?？紤]到游動活塞兩側壓強Pf、Pr與摩擦力fr間的關系,游動活塞的運動可表示為:

(3)

式中:mr為游動活塞的質量。假設液體不可壓縮,內腔始終充滿液體,根據(jù)連續(xù)性定律可得w1Af=vAs,則可求解Pr。再由伯努利定律可得前沖機的前沖過程總表達式為:

(4)

(5)

聯(lián)立式(3)和式(5),則前沖(復進)過程前沖機力為:

(6)

同理可求得,后坐過程中前沖機力為:

(7)

2.2 制退機力方程

制退機在前沖和后坐過程中力學特性差別較大。由于單向流口C的作用,前沖過程制退機力相對其他力小很多,對運動影響有限,引用文獻[11]的流體仿真結果,制退機力可擬合處理為速度的二次方程:

FΦ=125v2+400v

(8)

對于后坐過程,本制退機的內部流場復雜,且由于主體結構與尺寸與文獻[11]相同,由文獻[11]可知,該類型制退機的制退機力可由下式計算:

(9)

(10)

式中:A0為制退機活塞工作面積,K1、K2、K3分別為筒壁溝槽、中心流口前段和后段的液壓阻力系數(shù),x為后坐行程,L為筒壁溝槽長度,Kc、b1、b2、γ1、γ2、γ3為待定常數(shù)。與文獻[11]所述不同的是,在本文所示的制退機中,中心可調流口B的液壓阻力系數(shù)隨其截面積變化而改變。

2.3 緩沖過程力方程

在緩沖過程中,緩沖阻力的主要來源為緩沖本體上溝槽處的液壓阻力。以遲發(fā)火緩沖為例,根據(jù)伯努利定律可寫出以下方程:

(11)

補充連續(xù)性方程Ax2wh2=Ah1v可解出:

(12)

式中:Ph1為緩沖腔工作面壓強,Ph2為制退機活塞非工作腔壓強,Ah1為緩沖筒等效工作面積。對于緩沖過程,液流路徑復雜,無法列寫方程和求解系數(shù),采用緩沖過程的等效阻力系數(shù)Kha簡化描述,該值可通過后文的CFD仿真求解。同理,另一側緩沖機構力表達式可求,不再贅述。

2.4 結構參數(shù)辨識與仿真

本節(jié)內各表達式內的參數(shù)眾多,部分參數(shù)無法直接給出,在此將應用參數(shù)辨識方法和流體仿真求解各參數(shù)的值,為后文的多彈種發(fā)射仿真奠定基礎。

應用文獻[11]的測試數(shù)據(jù)與上文所述各力表達式進行參數(shù)辨識。為避免傳統(tǒng)粒子群算法在參數(shù)辨識過程中的早熟問題,引入可變參數(shù)改進粒子群算法,其參數(shù)因子設計[12]如式(13)所示。

(13)

式中:ω為步進參數(shù),c1和c2為學習因子,N為最大迭代次數(shù),k為迭代次數(shù)。優(yōu)化的目標函數(shù)為綜合相似度Sg。

Sg=γSv+(1-γ)Sx

(14)

式中:Sv和Sx為后坐部分速度與位移的時間序列狀態(tài)量的相似度,γ為權重系數(shù),在此取0.3,即在優(yōu)化過程中,位移數(shù)據(jù)的相似度所占權重更大。經辨識,其結果如表1所示。

表1 參數(shù)辨識結果Table 1 Result of parameter identification

除參數(shù)辨識獲得的基本參數(shù)外,還存在部分無法通過既有試驗獲取的參數(shù),如緩沖過程的等效阻力系數(shù)Kha以及中心可調流口B在不同轉閥角度下的阻力系數(shù)K2。在此對各工作狀態(tài)下的制退機力學特性進行流體力學仿真[13-15],以2 m/s、4 m/s、6 m/s和正弦變速運動為典型工況進行仿真,獲取工作面的平均壓力曲線,再通過理論方程計算各流口處的阻力系數(shù)。以制退機內液體為網(wǎng)格劃分對象,應用標準k-ε湍流模型求解,層鋪方式更新動網(wǎng)格,其網(wǎng)格劃分示意圖如圖6所示。針對不同開口角度的計算結果表明,當流口B開口為20°時,阻力系數(shù)K2為2.73;當開口為40°時,阻力系數(shù)K2為2.36,當開口全升時,K2為2.12。緩沖過程的等效阻力系數(shù)Kha為3.92。

圖6 網(wǎng)格劃分示意圖Fig.6 Schematic of grid division

3 多彈種典型工況軟后坐發(fā)射仿真

根據(jù)獲得的參數(shù)對典型的穿甲彈、破甲彈的軟后坐發(fā)射以及穿甲彈遲發(fā)火情況進行仿真,獲得發(fā)射過程中后坐部分的位移,速度,反后坐裝置阻力等數(shù)據(jù)。

3.1 穿甲彈高藥溫軟后坐發(fā)射

穿甲彈高溫軟后坐發(fā)射結果如圖7所示,中心流口B開口角度為20°。該發(fā)射條件下,前沖最大速度3.7 m/s,后坐最大速度10 m/s;最大前沖距離為320 mm,后坐超卡最大距離29 mm;后坐阻力最大約395 kN,后坐過程有緩沖結構參與后坐,且緩沖力較小,整個發(fā)射過程合力較為平穩(wěn)。

3.2 穿甲彈常溫軟后坐發(fā)射

穿甲彈常溫軟后坐發(fā)射的仿真結果如圖8所示,中心流口開口角度為20°。該發(fā)射條件下,前沖最大速度3.5 m/s,后坐最大速度10.3 m/s;最大前沖距離為370 mm,后坐超卡最大距離約18 mm;后坐阻力最大約370 kN,后坐過程緩沖結構未參與后坐,整個發(fā)射過程合力較為平穩(wěn)。

圖8 穿甲彈常溫軟后坐發(fā)射仿真結果Fig.8 Firing simulation results of soft recoil of AP at room temperature

3.3 穿甲彈低溫軟后坐發(fā)射

穿甲彈低溫軟后坐發(fā)射的仿真結果如圖9所示,中心流口開口角度為20°。該發(fā)射條件下,前沖最大速度3.7 m/s,后坐最大速度約9 m/s;最大前沖距離為320 mm,后坐超卡最大距離約10 mm;后坐阻力最大約340 kN,后坐過程緩沖結構未參與后坐,整個發(fā)射過程合力較為平穩(wěn),低溫條件下后坐阻力較小。

圖9 穿甲彈低溫軟后坐發(fā)射仿真結果Fig.9 Firing simulation results of soft recoil of AP at low temperature

3.4 破甲彈常溫軟后坐發(fā)射

破甲彈常溫發(fā)射的仿真結果如圖10所示,中心流口開口角度為40°。該發(fā)射條件下,前沖最大速度3.7 m/s,后坐最大速度約6.5 m/s;最大前沖距離為360 mm,后坐超卡最大距離約19 mm;后坐阻力最大約112 kN,后坐過程緩沖結構未參與后坐,整個發(fā)射過程合力較為平穩(wěn)。

圖10 破甲彈常溫軟后坐發(fā)射仿真結果Fig.10 Firing simulation results of soft recoil of HEAT at room temperature

3.5 穿甲彈常溫遲發(fā)火

穿甲彈常溫遲發(fā)火仿真如圖11所示,中心流口開口角度為20°,選取極限遲發(fā)火位置即完全前沖位置作為起始點。該發(fā)射條件下,后坐最大速度約13 m/s;后坐超卡最大距離約27 mm;后坐阻力最大約620 kN,如圖11(d)前后緩沖結構同時參與發(fā)射過程,后坐阻力最大位置為擊發(fā)后的一段距離,整個發(fā)射過程相較同條件下的軟后坐發(fā)射合力波動較大,峰值也較大。

圖11 穿甲彈常溫遲發(fā)火仿真結果Fig.11 Simulation results of delayed firing of AP at room temperature

3.6 仿真結果分析

由3.1、3.2和3.3節(jié)可知,穿甲彈在3種溫度下,中心開口20°都能正常發(fā)射并超卡。而由圖7(c)的合力所示,高溫情況下,緩沖參與后坐過程,提供了部分后坐阻力,而該力較小,符合反后坐設計的整體要求。由3.2與3.4節(jié)對比,改變中心流口角度可適應不同裝藥,滿足了不同裝藥下的軟后坐發(fā)射,可調反后坐裝置的作用明顯。由3.5節(jié)可知,帶有前后緩沖的反后坐裝置對軟后坐遲發(fā)火情況具備適應性,且緩沖力符合要求,另外,與3.2節(jié)對比,軟后坐發(fā)射可大幅降低后坐阻力40%以上,提高火炮綜合性能。

4 結論

本文通過建立軟后坐火炮的解析模型,結合參數(shù)辨識,對某反后坐裝置的軟后坐發(fā)射性能進行了仿真和預測,獲得了如下結論:

①本文提出的反后坐裝置可以在不同彈種和發(fā)射條件下,使軟后坐火炮發(fā)射正常超卡且發(fā)射過程平穩(wěn),可調節(jié)性強,可以滿足軟后坐設計需求。

②坦克穿甲彈在不同藥溫下的軟后坐發(fā)射過程差別不大,制退機參數(shù)可不進行調整;高膛壓與低膛壓發(fā)射的差別對軟后坐過程影響較大,彈種特性的影響明顯,為保證超卡過程,需對制退機進行調節(jié)。

③穿甲彈極限遲發(fā)火過程與火炮常規(guī)發(fā)射過程類似,常規(guī)發(fā)射過程反后坐裝置合力較大,軟后坐過程應盡量避免出現(xiàn)遲發(fā)火情況。