一种流口可控软后坐火炮反后坐装置设计与仿真

2024-01-05肖自强贾亦卓

弹道学报 2023年4期

肖自强,贾亦卓,杨利

(1.陆军装甲兵学院兵器与控制系,北京 100072;2.中国人民解放军77626部队,西藏日喀则 857000)

软后坐火炮是一种利用火炮前冲击发原理减小后坐力的火炮形式,与同规格的常规形式的火炮相比,其最大后坐力可降低50%以上[1]。作为一种有效降低火炮后坐力的火炮技术,其在大幅降低后坐力,火炮轻量化与小型化等方面具有很强的应用意义。但现有的软后坐技术多采用前冲定位击发方式,对于不同弹种的后坐力适应性差。常规反后坐装置在软后坐发射低膛压弹药时产生的阻力相对较大,导致不能正常超卡,影响发射性能,如坦克炮的榴弹与穿甲弹的发射内弹道过程与膛压相差较大,在不改变发射条件的前提下,穿甲弹的发射条件不能使榴弹的发射挂卡。因此,迫切需要针对软后坐火炮反后坐装置的可调节性开展研究。

针对这一问题,国内外可获取的公开资料较少。美国“鹰眼”与“布鲁图斯”软后坐火炮采用了气体-液压式前冲制退一体机[2],该前冲制退一体机可通过调节气压大小控制制退阻力,但由于用途与结构限制,仅适用于榴弹炮。国内在软后坐领域内对该问题研究较少,但对于常规火炮的可调制退机有一些成果。史兴亮等[3]提出了一种多孔的阀控式制退机,并采用CFD软件对其特性进行了分析。肖本勇等[4]提出一种带有旁路调节装置的变阻力制退机,可通过控制旁路改变制退机力,并对该制退机进行了理论后坐计算。在新型控制方法和高精度电机的辅助下,制退机的可调节性能得到了提升。另外,智能算法与参数辨识方法引入反后坐装置研究中,鲍丹等[5]应用神经网络与粒子群算法对常规火炮的制退机的关键参数进行了参数辨识,验证了算法应用的准确性。

本文基于已有常规反后坐装置方案与结构参数辨识数据,提出了一种改进的可控反后坐装置,通过电机控制流口大小以改变后坐阻力,并结合流体仿真结果,对改进的反后坐装置进行了性能预测,对多种弹药的软后坐发射过程进行了数值仿真。

1 反后坐装置设计

反后坐装置是发射后坐的重要部件,在火炮各部件中也处于核心地位,其工作特性直接影响火炮的发射性能。对于软后坐火炮的反后坐装置,除具有常规反后坐装置的后坐与复进功能外,还应具备一定的缓冲功能,以应对软后坐火炮可能出现的瞎火与迟发火等问题。

1.1 前冲机工作原理

图1所示为某软后坐火炮前冲机为液体-气压式前冲机[6]。图中,Ps为活塞杆处压强,Pf为前冲机内气体的瞬时压强,Pr为游动活塞左侧压强,Af为游动活塞工作面积,As为前冲机活塞杆工作面积,w1和w2分别为运动过程中外筒和内筒,v为火炮后坐部分运动速度。其内外双层筒间有隔离液体腔与气体腔的游动活塞。液体腔内的液体为传递力的介质,并在活塞杆伸长至极限位置时产生节制作用。气体腔内为高压储能气体,在活塞杆收缩和伸长过程中释放和储存能量。为使前冲机的反后坐性能便于调节,在前冲机外筒上设有充放气装置,由密封元件密闭气体,可接入高压气泵直接对气体压力进行调节,获得满足要求的前冲机力。

图1 前冲机结构简图Fig.1 Structure sketch of forward-rushing mechanism

1.2 制退机工作原理

本制退机为带有筒壁沟槽与可调中心流口的多通道制退机,液体流动通道有三类,筒壁沟槽A,中心可调流口B,单向流口C,其结构简图如图2所示。

图2 制退机结构简图Fig.2 Structure sketch of recoil brake

筒壁沟槽A沿后坐方向的截面积逐渐减小,起始段为水平的泄压槽,在后段逐渐消失。该变化可使后坐过程中产生的制退机力更加平稳。

如图3所示,中心可调流口B位于活塞上,为一半圆环流口,制退机工作腔端设有转阀[7-10],转阀上有一相同的半圆环流口。活塞杆为双层杆结构,转阀受内层花键轴约束,随活塞杆沿轴向运动;花键轴在伺服电机的带动下对转阀进行开闭,对中心可调流口B进行控制,两半圆环流口的重合部分即为中心可调流口B的截面积。由于电机性能及传动结构的限制,该可调结构仅在发射前调整至某一位置,发射过程中锁止,实现软后坐发射的前馈式流口控制。

图3 中心流口B示意图Fig.3 Schematic of middle hole B

单向流口C为一大型液流口,受活塞杆上的滑环控制,该滑环与活塞组成单向阀。在前冲和复进的过程中,单向阀受杆方向上的力打开,单向流口C开启,大幅降低杆向内收缩时的液压阻力,提高前冲速度;在后坐过程中,单向阀受压,单向流口C关闭,制退机产生较大的制退阻力。后坐与前冲过程液体流动如图4所示,其中P1为制退机工作面压强,P2为制退机非工作腔压强,Ax1、Ax2分别为筒壁沟槽面积和活塞中心流口面积,u1、u2分别为筒壁沟槽和中心流口的液体流入速度,u3、u4分别为筒壁沟槽和中心流口的液体流出速度。

图4 后坐与前冲过程液体流动示意图Fig.4 Schematic of fluid flow in the process of recoil and forward-rushing

制退机前后端设有缓冲结构,分别应对前冲瞎火与迟发火长后坐过程。两端缓冲机构结构相似,结构简图如图5所示,其中Ph1为缓冲腔工作面压强,Ph2为制退机活塞非工作腔压强。

图5 缓冲结构简图Fig.5 Structure sketch of buffer

缓冲机构本体上设有多条沟槽,与制退机筒壁沟槽结构类似,因此其力学特性与制退机后坐过程类似。

2 软后坐发射运动方程

本文以某软后坐坦克炮为设计对象,设计制退机力可调节的反后坐方案。根据火炮发射理论,火炮发射过程后坐部分在身管轴线方向上受前冲机力2Ff,制退机力FΦ,后坐部分运动所受的等效摩擦力f,后坐部分沿身管轴线的重力分量FG,炮膛合力Fpt等力的作用[11]。对于软后坐发射过程,炮口方向为正方向,挂卡位置为零点建立一维坐标系,即向前方向的力为正,向后方向的力为负。发射过程后坐部分总运动方程可写为:

(1)

制退机力FΦ和等效摩擦力f的方向与速度方向相反,由sign函数处理其方向。

2.1 前冲机力方程

以前冲机的前冲过程为例,其高压气体腔的压力变化可表示为气体多变过程,则气体腔压强为:

(2)

式中:Pf0分别为前冲机内气体的瞬时初压强,V0为气体初体积,n为气体多变指数。X0为游动活塞位移。考虑到游动活塞两侧压强Pf、Pr与摩擦力fr间的关系,游动活塞的运动可表示为:

(3)

式中:mr为游动活塞的质量。假设液体不可压缩,内腔始终充满液体,根据连续性定律可得w1Af=vAs,则可求解Pr。再由伯努利定律可得前冲机的前冲过程总表达式为:

(4)

(5)

联立式(3)和式(5),则前冲(复进)过程前冲机力为:

(6)

同理可求得,后坐过程中前冲机力为:

(7)

2.2 制退机力方程

制退机在前冲和后坐过程中力学特性差别较大。由于单向流口C的作用,前冲过程制退机力相对其他力小很多,对运动影响有限,引用文献[11]的流体仿真结果,制退机力可拟合处理为速度的二次方程:

FΦ=125v2+400v

(8)

对于后坐过程,本制退机的内部流场复杂,且由于主体结构与尺寸与文献[11]相同,由文献[11]可知,该类型制退机的制退机力可由下式计算:

(9)

(10)

式中:A0为制退机活塞工作面积,K1、K2、K3分别为筒壁沟槽、中心流口前段和后段的液压阻力系数,x为后坐行程,L为筒壁沟槽长度,Kc、b1、b2、γ1、γ2、γ3为待定常数。与文献[11]所述不同的是,在本文所示的制退机中,中心可调流口B的液压阻力系数随其截面积变化而改变。

2.3 缓冲过程力方程

在缓冲过程中,缓冲阻力的主要来源为缓冲本体上沟槽处的液压阻力。以迟发火缓冲为例,根据伯努利定律可写出以下方程:

(11)

补充连续性方程Ax2wh2=Ah1v可解出:

(12)

式中:Ph1为缓冲腔工作面压强,Ph2为制退机活塞非工作腔压强,Ah1为缓冲筒等效工作面积。对于缓冲过程,液流路径复杂,无法列写方程和求解系数,采用缓冲过程的等效阻力系数Kha简化描述,该值可通过后文的CFD仿真求解。同理,另一侧缓冲机构力表达式可求,不再赘述。

2.4 结构参数辨识与仿真

本节内各表达式内的参数众多,部分参数无法直接给出,在此将应用参数辨识方法和流体仿真求解各参数的值,为后文的多弹种发射仿真奠定基础。

应用文献[11]的测试数据与上文所述各力表达式进行参数辨识。为避免传统粒子群算法在参数辨识过程中的早熟问题,引入可变参数改进粒子群算法,其参数因子设计[12]如式(13)所示。

(13)

式中:ω为步进参数,c1和c2为学习因子,N为最大迭代次数,k为迭代次数。优化的目标函数为综合相似度Sg。

Sg=γSv+(1-γ)Sx

(14)

式中:Sv和Sx为后坐部分速度与位移的时间序列状态量的相似度,γ为权重系数,在此取0.3,即在优化过程中,位移数据的相似度所占权重更大。经辨识,其结果如表1所示。

表1 参数辨识结果Table 1 Result of parameter identification

除参数辨识获得的基本参数外,还存在部分无法通过既有试验获取的参数,如缓冲过程的等效阻力系数Kha以及中心可调流口B在不同转阀角度下的阻力系数K2。在此对各工作状态下的制退机力学特性进行流体力学仿真[13-15],以2 m/s、4 m/s、6 m/s和正弦变速运动为典型工况进行仿真,获取工作面的平均压力曲线,再通过理论方程计算各流口处的阻力系数。以制退机内液体为网格划分对象,应用标准k-ε湍流模型求解,层铺方式更新动网格,其网格划分示意图如图6所示。针对不同开口角度的计算结果表明,当流口B开口为20°时,阻力系数K2为2.73;当开口为40°时,阻力系数K2为2.36,当开口全升时,K2为2.12。缓冲过程的等效阻力系数Kha为3.92。

图6 网格划分示意图Fig.6 Schematic of grid division

3 多弹种典型工况软后坐发射仿真

根据获得的参数对典型的穿甲弹、破甲弹的软后坐发射以及穿甲弹迟发火情况进行仿真,获得发射过程中后坐部分的位移,速度,反后坐装置阻力等数据。

3.1 穿甲弹高药温软后坐发射

穿甲弹高温软后坐发射结果如图7所示,中心流口B开口角度为20°。该发射条件下,前冲最大速度3.7 m/s,后坐最大速度10 m/s;最大前冲距离为320 mm,后坐超卡最大距离29 mm;后坐阻力最大约395 kN,后坐过程有缓冲结构参与后坐,且缓冲力较小,整个发射过程合力较为平稳。

3.2 穿甲弹常温软后坐发射

穿甲弹常温软后坐发射的仿真结果如图8所示,中心流口开口角度为20°。该发射条件下,前冲最大速度3.5 m/s,后坐最大速度10.3 m/s;最大前冲距离为370 mm,后坐超卡最大距离约18 mm;后坐阻力最大约370 kN,后坐过程缓冲结构未参与后坐,整个发射过程合力较为平稳。

图8 穿甲弹常温软后坐发射仿真结果Fig.8 Firing simulation results of soft recoil of AP at room temperature

3.3 穿甲弹低温软后坐发射

穿甲弹低温软后坐发射的仿真结果如图9所示,中心流口开口角度为20°。该发射条件下,前冲最大速度3.7 m/s,后坐最大速度约9 m/s;最大前冲距离为320 mm,后坐超卡最大距离约10 mm;后坐阻力最大约340 kN,后坐过程缓冲结构未参与后坐,整个发射过程合力较为平稳,低温条件下后坐阻力较小。

图9 穿甲弹低温软后坐发射仿真结果Fig.9 Firing simulation results of soft recoil of AP at low temperature

3.4 破甲弹常温软后坐发射

破甲弹常温发射的仿真结果如图10所示,中心流口开口角度为40°。该发射条件下,前冲最大速度3.7 m/s,后坐最大速度约6.5 m/s;最大前冲距离为360 mm,后坐超卡最大距离约19 mm;后坐阻力最大约112 kN,后坐过程缓冲结构未参与后坐,整个发射过程合力较为平稳。

图10 破甲弹常温软后坐发射仿真结果Fig.10 Firing simulation results of soft recoil of HEAT at room temperature

3.5 穿甲弹常温迟发火

穿甲弹常温迟发火仿真如图11所示,中心流口开口角度为20°,选取极限迟发火位置即完全前冲位置作为起始点。该发射条件下,后坐最大速度约13 m/s;后坐超卡最大距离约27 mm;后坐阻力最大约620 kN,如图11(d)前后缓冲结构同时参与发射过程,后坐阻力最大位置为击发后的一段距离,整个发射过程相较同条件下的软后坐发射合力波动较大,峰值也较大。

图11 穿甲弹常温迟发火仿真结果Fig.11 Simulation results of delayed firing of AP at room temperature

3.6 仿真结果分析

由3.1、3.2和3.3节可知,穿甲弹在3种温度下,中心开口20°都能正常发射并超卡。而由图7(c)的合力所示,高温情况下,缓冲参与后坐过程,提供了部分后坐阻力,而该力较小,符合反后坐设计的整体要求。由3.2与3.4节对比,改变中心流口角度可适应不同装药,满足了不同装药下的软后坐发射,可调反后坐装置的作用明显。由3.5节可知,带有前后缓冲的反后坐装置对软后坐迟发火情况具备适应性,且缓冲力符合要求,另外,与3.2节对比,软后坐发射可大幅降低后坐阻力40%以上,提高火炮综合性能。