高射速自動機氣液式緩沖裝置仿真分析

徐亞凱，楊宏亮，殷鵬賢，陳 雷

(中國船舶集團有限公司第七一三研究所，河南鄭州450015)

0 引 言

目前，減小武器后坐力的方法主要有軟后坐技術（前沖技術）、無后坐技術、后坐緩沖裝置、炮口制退器等。高射速小口徑火炮武器目前多采用彈簧作為緩沖裝置，其結構簡單，生產及使用維護方便，可靠性高。但受彈簧力學特性限制，該種緩沖方式下后坐阻力只能隨后坐位移增加來降低，而速射炮為保證供彈可靠性對后坐位移嚴格控制在一定范圍內，導致降低最大后坐阻力比較困難。雖然后坐阻力的大小對于艦艇類武器平臺影響不大，但對于飛機和車輛等承載平臺影響十分明顯。降低火炮最大后坐阻力，對于車輛飛機等移動平臺具有重要意義。因此，為提升武器的適裝性，就必須進一步降低后坐力。

小口徑火炮反后坐方式有彈簧式、簧液式和氣液式等，目前研究方向主要集中在簧液式和氣液式。文獻[1]分析了最佳后坐力控制（FORC）原理特性，驗證了其可行性；文獻[2]對3種緩沖裝置運用鍵合圖理論建立了動力學模型并進行了仿真比較，結果顯示內源式FORC裝置效果最明顯；文獻[3]對氣液式緩沖器的剛度、阻尼和預壓等關系進行了研究，為緩沖器參數優化提供了參考依據；文獻[4]采用湍流模型的計算方法對氣液式緩沖裝置進行分析，并探討了溫度對緩沖裝置的影響；文獻[5]提出采用FORC理論對高射速自動機后坐力進行控制并開展了試驗。

可以看出，嘗試利用氣液式緩沖器代替彈簧式緩沖器是后坐力控制研究的趨勢，本文以小口徑火炮為研究對象，通過數值仿真與流體仿真相結合，驗證氣液式緩沖器的反后坐效果。

1 工作原理

氣液緩沖反后坐裝置的原理圖如圖1所示。圖中，從左往右分別是：前緩沖簧、主活塞，液腔1，液控閥，液腔2，氣液活塞和氣腔。當火炮擊發后，火炮后坐部分帶動主活塞一起后坐。在主活塞的作用下，液腔1的壓力升高，液體經過液控閥進入液腔2，此時，液控閥流液面積較大，后坐阻力小。流入液壓腔的液體帶動氣液活塞運動，壓縮氣壓腔中的氣體，存儲部分能量。隨著兩側液腔壓力的變化，流液孔面積動態變化。復進時，在氣壓腔氣體壓力作用下，氣液活塞運動，液壓腔中的液體帶動后坐部分復進，此時，液控閥流液面積小，復進阻力大。復進到位或過位時，連接筒前端與前緩沖簧作用，避免剛性碰撞，保護機構安全。

圖1 氣液緩沖裝置結構示意圖Fig.1 Structural representation of the gas-liquid buffer device

2 運動方程

后坐運動微分方程可表示為：

其中：Fpt為炮膛合力；FR為后坐阻力。

氣液緩沖式自動機后坐過程中主要承受液壓阻尼力、氣腔阻力和摩擦力，因此，后坐阻力可以表示為：

其中：Fq為氣腔阻力；Fs為液壓阻力；Ff為摩擦阻力。氣腔壓力可表示為：

其中：n為絕熱指數，取n=1.4；L為主活塞后坐位移；Ah為主活塞面積；Wq0為氣液活塞初始體積；Wq為氣腔實時體積。

液壓阻尼力計算公式如下：

其中R為后坐時總的液壓阻尼系數。

炮膛合力的計算公式可以表示為：

式中：φ為次要功計算系數；φ1為僅考慮彈丸旋轉和摩擦2種次要功的計算系數；m為彈丸質量；ω為火藥裝藥質量；A為膛內導向部分的橫截面積；p為膛內平均壓力；pg為tg時刻的膛壓；Fg為tg時刻的的炮膛合力；b為反映炮膛合力衰減快慢的時間常數。

3 數值仿真計算

分別對彈簧式和氣液式緩沖器進行仿真計算，對比2種形式緩沖器的反后坐效果。

根據上節公式，緩沖器后坐阻力可以根據后坐位移和速度求出，因此，在此采用數值方法求解，數值方法采用Runge-Kutta方法。采用4階Runge-Kutta方法，其公式為：

式中h=tm+1?tm為積分步長。

高射速自動機發射頻率可達4 000次/m in以上[5]，計算取值4000次/m in，參考某內彈道數據，進行數值仿真計算。

1）彈簧式緩沖器數值仿真

采用圓柱壓縮彈簧作為緩沖裝置時，后坐阻力主要包括彈簧力和摩擦力，根據以上公式編制程序進行仿真計算，其后坐位移及后坐力結果如圖2和圖3所示。

通過仿真結果可以發現，采用彈簧式緩沖器，最大后坐位移約為15.5 mm，最大后坐力約為61.1 kN。

2）氣液式緩沖器數值仿真

采用氣液緩沖反后坐裝置時，根據以上公式編制程序進行數值仿真。氣液緩沖器為兩側對稱布置，因此僅需計算單側緩沖器。設置初始條件為：氣壓腔初壓7MPa，活塞摩擦力取為500 N，進行仿真計算，其后坐位移及后坐力結果如圖4～圖6所示。

圖 2彈簧緩沖器后坐位移變化曲線Fig.2 The variation curve of the recoil displacement w ith time for spring buffer device

圖3 彈簧緩沖器后坐力變化曲線Fig.3 The variation curve of the recoil forcew ith time for spring buffer device

圖4 氣液緩沖器后坐速度隨時間變化曲線

Fig.4 The variation curve of the recoil speed w ith time for

gas-liquid buffer deviceby numerical simulation

圖5 氣液緩沖器后坐位移隨時間變化曲線Fig.5 The variation curve of the recoil displacement w ith time for gas-liquid buffer device by numerical simulation

通過仿真結果可以發現，選取合理的參數，采用氣液緩沖器，在長連發仿真過程中，后坐速度最大值為0.61m/s；后坐位移最大值15.1mm，并在10mm附近進行浮動射擊。整個射擊過程中，單個緩沖器后坐力最大值為18.5 kN。緩沖裝置為2個并列安裝，因此經過氣液反后坐裝置，火炮總體后坐力降低為37 kN。相比使用彈簧式緩沖器61.1 kN的后坐力值，氣液緩沖裝置極大降低了火炮的最大后坐力，后坐力降幅達39%，效果十分明顯。

圖6 氣液緩沖器后坐力隨時間變化曲線Fig. 6 The variation curve of the recoil force with time for gas-liquid buffer device by numerical simulation

4 流體仿真

為進一步驗證氣液緩沖裝置反后坐效果，利用流體仿真分析軟件進行計算，獲取與數值仿真相同參數條件下的后坐力、后坐速度和后坐位移變化曲線，并進行對比分析，氣液緩沖器流場模型如圖7所示。

圖7 氣液緩沖器流場模型圖Fig.7 The flow field model of gas-liquid buffer device

一個發射周期內壓力云圖變化如圖8所示。

后坐速度、后坐位移及后坐力曲線如圖9～圖11所示。

圖8 氣液緩沖器一個發射周期內壓力云圖Fig.8 The variation of pressure for gas-liquid buffer device in a cycle

圖9 氣液緩沖器后坐速度變化曲線Fig.9 The variation curve of the recoil speed w ith time for gas-liquid buffer device by fluid simulation

圖10 氣液緩沖器后坐位移變化曲線Fig.10 The variation curve of the recoil displacement w ith time for gas-liquid buffer device by fluid simulation

圖11 氣液緩沖器后坐力變化曲線Fig.11 The variation curve of the recoil force w ith time for gas-liquid buffer deviceby fluid simulation

通過仿真結果可以發現，在長連發仿真過程中，后坐速度最大值為0.57m/s；后坐位移為13.9mm；整個射擊過程中，單個緩沖器后坐力最大值為18.2kN。

數值仿真與流體仿真對比結果如表1所示?？芍瑪抵捣抡媾c流體仿真結果較為接近，誤差小于10%，進一步驗證了仿真結果的準確性。

表1 數值仿真與流體仿真對比結果Tab.1 The comparison of numerical and fluid simulation

5 結語

本文在理論分析的基礎上，對緩沖裝置進行了數值仿真與流體仿真。仿真計算結果表明，該裝置結構合理，降低后坐力效果明顯，在高射速武器上具有很好的應用價值和前景。