一種流口可控軟后坐火炮反后坐裝置設計與仿真

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原理減小后坐力的火炮形式,與同規格的常規形式的火炮相比,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。但現有的軟后坐技術多采用前沖定位擊發方式,對于不同彈種的后坐力適應性差。常規反后坐裝置在軟后坐發射低膛壓彈藥時產生的阻力相對較大,導致不能正常超卡,影響發射性能,如坦克炮的榴彈與穿甲彈的發射內彈道過程與膛壓相差較大,在不改變發射條件的前提下,穿甲彈的發射條件不能使榴彈的發射掛卡。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,制退機的可調節性能得到了提升。另外,智能算法與參數辨識方法引入反后坐裝置研究中,鮑丹等[5]應用神經網絡與粒子群算法對常規火炮的制退機的關鍵參數進行了參數辨識,驗證了算法應用的準確性。

本文基于已有常規反后坐裝置方案與結構參數辨識數據,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射過程進行了數值仿真。

1 反后坐裝置設計

反后坐裝置是發射后坐的重要部件,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射性能。對于軟后坐火炮的反后坐裝置,除具有常規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的瞎火與遲發火等問題。

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,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,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。

如圖3所示,中心可調流口B位于活塞上,為一半圓環流口,制退機工作腔端設有轉閥[7-10],轉閥上有一相同的半圓環流口。活塞桿為雙層桿結構,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,該可調結構僅在發射前調整至某一位置,發射過程中鎖止,實現軟后坐發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,受活塞桿上的滑環控制,該滑環與活塞組成單向閥。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的反后坐方案。根據火炮發射理論,火炮發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。X0為游動活塞位移。考慮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,根據連續性定律可得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,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。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。以遲發火緩沖為例,根據伯努利定律可寫出以下方程:

(11)

補充連續性方程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,采用緩沖過程的等效阻力系數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 結構參數辨識與仿真

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

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

(13)

式中:ω為步進參數,c1和c2為學習因子,N為最大迭代次數,k為迭代次數。優化的目標函數為綜合相似度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量的相似度,γ為權重系數,在此取0.3,即在優化過程中,位移數據的相似度所占權重更大。經辨識,其結果如表1所示。

表1 參數辨識結果Table 1 Result of parameter identification

除參數辨識獲得的基本參數外,還存在部分無法通過既有試驗獲取的參數,如緩沖過程的等效阻力系數Kha以及中心可調流口B在不同轉閥角度下的阻力系數K2。在此對各工作狀態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。以制退機內液體為網格劃分對象,應用標準k-ε湍流模型求解,層鋪方式更新動網格,其網格劃分示意圖如圖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K2為2.73;當開口為40°時,阻力系數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Kha為3.92。

圖6 網格劃分示意圖Fig.6 Schematic of grid division

3 多彈種典型工況軟后坐發射仿真

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

3.1 穿甲彈高藥溫軟后坐發射

穿甲彈高溫軟后坐發射結果如圖7所示,中心流口B開口角度為20°。該發射條件下,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,整個發射過程合力較為平穩。

3.2 穿甲彈常溫軟后坐發射

穿甲彈常溫軟后坐發射的仿真結果如圖8所示,中心流口開口角度為20°。該發射條件下,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,整個發射過程合力較為平穩。

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

3.3 穿甲彈低溫軟后坐發射

穿甲彈低溫軟后坐發射的仿真結果如圖9所示,中心流口開口角度為20°。該發射條件下,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,整個發射過程合力較為平穩,低溫條件下后坐阻力較小。

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

3.4 破甲彈常溫軟后坐發射

破甲彈常溫發射的仿真結果如圖10所示,中心流口開口角度為40°。該發射條件下,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,整個發射過程合力較為平穩。

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

3.5 穿甲彈常溫遲發火

穿甲彈常溫遲發火仿真如圖11所示,中心流口開口角度為20°,選取極限遲發火位置即完全前沖位置作為起始點。該發射條件下,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射過程,后坐阻力最大位置為擊發后的一段距離,整個發射過程相較同條件下的軟后坐發射合力波動較大,峰值也較大。

圖11 穿甲彈常溫遲發火仿真結果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節可知,穿甲彈在3種溫度下,中心開口20°都能正常發射并超卡。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射,可調反后坐裝置的作用明顯。由3.5節可知,帶有前后緩沖的反后坐裝置對軟后坐遲發火情況具備適應性,且緩沖力符合要求,另外,與3.2節對比,軟后坐發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,結合參數辨識,對某反后坐裝置的軟后坐發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射條件下,使軟后坐火炮發射正常超卡且發射過程平穩,可調節性強,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射過程差別不大,制退機參數可不進行調整;高膛壓與低膛壓發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。

③穿甲彈極限遲發火過程與火炮常規發射過程類似,常規發射過程反后坐裝置合力較大,軟后坐過程應盡量避免出現遲發火情況。