電磁軌道炮反后坐裝置研究

馬新科，邱群先，何 行，高 博，耿 昊，岳海波

(中國船舶重工集團公司第七一三研究所，河南 鄭州 450015)

0 引 言

電磁軌道炮是一種靠電磁力將彈丸加速到超高速度的新概念武器，由于在軍事領域具有廣闊的應用前景，目前已有多個國家對這一電能武器開展研究[1]。由牛頓第三定律，電磁軌道炮推動彈丸向前運動時，炮身會受到一個反方向的后坐力[2 – 3]。美國ISL研究中心和TEXAS研究中心在試驗中也驗證了電磁軌道炮存在后坐力[4 – 5]。從美國公開的其位于達爾格倫海軍水面作戰武器中心進行的32 MJ電磁軌道炮發射試驗視頻資料中可以看出，在發射過程中，裝置存在明顯的后坐運動，同樣驗證了后坐力的存在。

隨著研究的進展，電磁軌道炮的發射能級將不斷提高，炮口動能越來越大，發射裝置的后坐力也將越來越大。如果身管與炮架剛性連接，則將對炮架形成很大的沖擊，為保證結構穩定，炮架需要設計的很大[6]，這將不利于后續工程化應用。因此，為改善炮架受力，縮小架體結構尺寸，需在身管與炮架間設置起緩沖作用的反后坐裝置，使二者間成為彈性連接方式。目前，常規火炮使用的反后坐裝置已較為成熟，發展過程中形成了多種結構類型和布局方式的反后坐裝置，如某57G火炮采用的是與身管同心的彈簧式復進機和帶針式復進節制器的節制桿式制退機，某85J火炮采用的是液體氣壓式復進機和帶溝槽式復進節制器的節制桿式制退機，上述2種火炮的復進機和制退機均分別布置在身管的上下兩側；美國M2A1-105榴彈炮采用了雙筒式短節制桿制退復進一體機，2個外筒同樣分別布置在身管的上下兩側[7]。相對于常規火炮，電磁軌道炮作為新概念武器具有其自身的特點，如后坐部分質量大、炮口動能大等，發射過程中，尤其是高射角發射時，后坐工況復雜，對反后坐裝置結構類型和布局方式具有更高要求，而國內外在此方面的研究較少，因此對電磁軌道炮反后坐裝置的研究十分必要。本文基于某軌道炮發射系統實體模型，分別對采用3種類型反后坐裝置時的后坐規律進行仿真計算，從而研究反后坐裝置結構類型和布局方式對后坐過程的影響。

1 發射系統模型建立

1.1 發射系統模型

發射系統簡化實體模型如圖1所示，包括身管、反后坐裝置連接板、上下導電軌道和饋電裝置，這些部件組成軌道炮的后坐部分。

圖 1 發射系統簡化實體模型Fig. 1 Simplified entity model of launch system

1.2 動力學模型

取后坐部分為研究對象，對射擊時后坐部分進行受力分析。分析受力時，忽略彈丸對內膛的摩擦力，并假設所有的力均作用在射面內，且后坐部分為剛體[8 – 9]。射擊時后坐部分受力情況如圖2所示。后坐過程中，反后坐裝置為后坐部分提供制動力直至裝置停止后坐。

圖 2 后坐部分受力示意圖Fig. 2 Schematic diagram of recoil force

以炮膛軸線為x軸，軌道炮模型的動力學方程為：

2 3 種類型反后坐裝置及反后坐效能分析

對于有后坐運動的發射器，其后坐規律取決于自身結構和所使用的反后坐裝置，在自身結構確定的情況下，不同類型的反后坐裝置和布局方式，會對后坐規律產生不同的影響。結合3種不同類型的反后坐裝置，對電磁軌道炮的后坐規律進行仿真，并進一步分析3種類型反后坐裝置的反后坐效能。

2.1 3種類型反后坐裝置

2.1.1 反后坐裝置布局圖

結合圖1所示的某軌道炮的簡化實體模型，3種類型的反后坐裝置布局圖如圖3所示。圖3（a）所示的類型1反后坐裝置（簡稱類型1）由1套復進機和1套駐退機組成，二者對稱布置在身管的上下兩側；圖3（b）所示的類型2反后坐裝置（簡稱類型2），由2套與類型一具有相同結構尺寸的復進機和駐退機組成，兩復進機對稱布置在身管的上下兩側，兩駐退機對稱布置在身管的左右兩側；圖3（c）所示的類型3反后坐裝置（簡稱類型3），由4套相同的單筒式駐退復進機組成，均勻布置在身管的四周。

圖 3 三種類型反后坐裝置布局圖Fig. 3 Layout of three types of recoil device

2.1.2 3 種類型反后坐裝置結構方案

1）復進機結構方案

類型1和類型2的復進機為氣壓式復進機，結構方案如圖4所示。其中復進桿端部與后坐部分相連，外筒與炮架相連，儲氣腔內氣壓可調，活塞的工作面積為0.013 m2，儲氣腔初容積為 0.018 m3，其工作原理是：后坐過程中，軌道炮后坐部分拉動復進桿使其與外筒產生相對運動，進而壓縮儲氣腔中的氣體儲存復進能量。

2）駐退機結構方案

圖 4 氣壓式復進機結構方案簡圖Fig. 4 Schematic diagram of the structure of recuperating machine

類型1和類型2的駐退機為帶針式復進節制器的節制桿式駐退機，結構方案如圖5所示。駐退桿端部與后坐部分相連，外筒與炮架相連，其工作原理是：后坐過程中，后坐部分帶動駐退桿與節制桿產生相對運動，節制桿與節制環間形成變截面流液孔，液體流過該流液孔時形成液壓阻力，復進過程中，液體流過針式復進節制器上的變截面溝槽形成液壓阻力。

圖 5 駐退機結構方案簡圖Fig. 5 Schematic diagram of the structure of recoil brak

3）駐退復進機結構方案

類型3的駐退復進機為帶復進緩沖彈簧的駐退復進一體機，結構方案如圖6所示。其中大活塞桿端部與后坐部分相連，外筒與炮架相連，儲氣腔內氣壓可調，活塞的工作面積為0.01 m2，儲氣腔初容積為0.002 m3，其工作原理是：后坐過程中，后坐部分帶動大活塞桿與外筒產生相對運動，通過儲油腔中的油液將壓力傳遞到浮動活塞，使其壓縮儲氣腔氣體儲存復進能量，同時液體流過節制桿與節制環之間的變截面流液孔形成液壓阻力，復進過程中，浮動活塞通過油液將復進力傳遞給大活塞桿，使大活塞桿與外筒產生相對運動，通過復進緩沖彈簧進行緩沖。

圖 6 駐退復進機結構方案簡圖Fig. 6 Schematic diagram of the structure of recoil and recuperating integrated machine

2.2 后坐復進過程仿真

對后坐復進過程的仿真計算就是對式（1）的求解計算，在VC環境下編制計算程序，時間步長設置為0.1ms，在相同的發射工況下，對某軌道炮分別使用3種類型反后坐裝置時的后坐復進過程進行仿真計算。

2.2.1 輸入條件設定

發射工況如表1所示。

表 1 發射工況Tab. 1 Launch condition

計算過程中，由于3種類型反后坐裝置的儲氣腔數量不同，因此需設置不同的氣壓初值，所設置的氣壓初值為保證軌道炮在射角范圍內均能夠復進到位的最小值。儲氣腔氣壓初值如表2所示。

表 2 儲氣腔氣壓初值Tab. 2 Initial pressure value of gas storage chamber

發射時，電源裝置傳輸到導電軌道上的電流值是電磁軌道炮的重要輸入參數，通過電流值可計算出同一時刻彈丸推力值，仿真計算所采用的電流曲線和計算出的彈丸推力曲線如圖7所示。

圖 7 電流曲線和推力曲線Fig. 7 Current curve and thrust curve

2.2.2 仿真計算結果

在相同計算模型下，分別對0°射角和45°射角工況下的后坐規律進行仿真計算，得出采用3種類型反后坐裝置時的后坐運動規律曲線。

1）后坐力曲線

0°和45°射角工況下的后坐力曲線如圖8所示。

2）后坐復進位移曲線

0°和45°射角工況下的后坐復進位移曲線如圖9所示。

3）后坐復進速度曲線

0°和45°射角工況下的后坐復進速度曲線如圖10所示。

4）后坐過程中儲氣腔氣壓曲線

0°和45°射角工況下的儲氣腔氣壓曲線如圖11所示。

仿真計算結果如表3所示。

圖 8 后坐力隨時間變化曲線Fig. 8 Recoil-time curve

圖 9 后坐復進位移隨時間變化曲線Fig. 9 Stroke-time curve

圖 10 后坐復進速度隨時間變化曲線Fig. 10 Velocity-time curve

圖 11 氣壓隨時間變化曲線Fig. 11 Pressure-time curve

表 3 后坐復進規律仿真計算結果Tab. 3 Simulation results of recoil rule

2.2.3 反后坐效能分析

從后坐復進運動規律曲線和表3計算結果可以看出，在0°和45°射角工況下：

1）對于后坐力變化規律，類型1和類型2相對于類型3后坐力變化趨緩，類型2的最大后坐力最小，類型3最大后坐力最大，最大后坐力越小越有利于發射裝置架體的受力狀態；

2）對于位移變化規律，類型3后坐復進位移變化更為急劇，3種類型的最大后坐位移依次增大，最大后坐位移均未超過110 mm，而常規大口徑火炮往往有數百毫米以上的后坐位移，可見電磁軌道炮的后坐位移較小，這與電磁軌道炮具有較大的后坐部分質量有關；

3）對于速度變化規律，3種類型的最大后坐速度依次增大，類型3的復進末速最大，類型2的復進末速最小，復進末速越小，后坐部分復進終了時的動能越小，對炮架的沖擊越?。?/p>

4）儲氣腔氣壓初值設置與儲氣腔數量有關，因此類型1氣壓初值設置的最高，類型3設置的最低，而氣壓值越高，越不利于反后坐裝置氣體密封性能。

5）3種類型反后坐裝置對后坐部分的受力和身管的擾動具有不同的影響，由于復進機力和駐退機力在后坐過程中不同步，因此類型1反后坐裝置的1套復進機和1套駐退機布局，會導致后坐部分受到偏轉力矩作用，并造成身管的擾動，而類型2和類型3反后坐裝置的布局方式能夠使后坐部分受力更均勻，避免產生偏轉力矩作用。

3 結 語

結合前述仿真計算結果和分析可以得出結論，由于高射角時氣壓初值設置過高不利于密封，以及復進機力和駐退機力不對稱導致后坐部分承受偏轉力矩，類型1反后坐裝置的結構類型和布局方式不能適用于具有后坐部分質量大、炮口動能高等特點的電磁軌道炮；類型3反后坐裝置的結構類型和布局方式雖然能夠改善后坐部分受力，并且具有較小的氣壓值利于密封，但是最大后坐力較大，并且復進末速較高，二者都對炮架帶來更大沖擊；而類型2反后坐裝置結構類型和布局方式能夠使最大后坐力和復進末速控制在最小，氣壓值雖然比類型3高，但是是在可行范圍內。綜上所述，類型2反后坐裝置結構類型和布局方式在反后坐綜合效能上具有更大的優勢，更適合于電磁軌道炮。

本文進行仿真計算時，由于反后坐裝置結構原因，對于不同的射角，氣壓初值取值相同（由于電磁軌道炮后坐部分質量較大，低射角和高射角工況所需的氣壓初值往往差別較大），這將不利于反后坐裝置在低射角工況下的反后坐效能，在進一步的研究中，可考慮能夠隨射角自動調整氣壓的反后坐裝置的設計。