浮動發射武器瞎火自動復位裝置設計與仿真研究

黃文俊,邱 明,郭 飛,宋 杰,廖振強,2

(1.南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094;2.蘇州高博軟件技術職業學院 機電工程學院,江蘇 蘇州 215163)

浮動發射是一種用于減小武器后坐力的前沖技術,最早應用于美國研制的XM204型前沖炮[1]。我國于上世紀七十年代,在130 mm加農炮和100 mm反坦克炮上發展出了前沖炮[2-3]。宋杰等[4-6]成功將浮動發射技術應用于某高初速榴彈發射器的減后坐力研究,實現了初速達到450 m/s的前提下,后坐力與制式武器后坐力相當的目的。然而,由于彈丸在保存過程中底火受潮等原因,自動武器在浮動發射過程中會發生瞎火問題,此時自動機將無法自動后坐完成武器的連續射擊。因此該操作必須由射擊手手動完成,極大地限制了武器的正常連發射擊,增加了操作人員的安全隱患[7]。

火藥燃氣是由火藥燃燒產生的氣體和正在燃燒的火藥顆粒組成的氣固兩相流。研究表明,槍炮武器在射擊時未被利用的火藥燃氣能量占火藥燃燒總能量的40%以上[8]。目前,研究者已綜合利用火藥燃氣能量完成了槍炮武器中的諸多功能,驗證了火藥燃氣利用方法的可行性。

為了減小武器射擊后坐力,研究者提出了一種利用膛內火藥燃氣的噴管氣流反推技術,并通過數值仿真對內彈道和噴管內流場進行模擬分析,結果表明,武器在加裝噴管后能夠顯著地降低射擊后坐力[9-11]。文獻[12-14]為解決武器采用噴管后彈丸初速降低的問題,在噴管氣流反推技術基礎上提出了一種雙藥室噴管減后坐技術,在不降低彈丸初速的前提下有效降低武器后坐力。針對武器射擊振動影響射擊精度問題,研究者提出了一種力偶式氣動振動控制裝置,利用火藥燃氣從噴管噴出而形成的力偶矩實現了對武器身管射擊振動的有效抑制[15-17]。為了提高內能源轉管武器的射頻,李佳圣等[18]提出了一種氣動助旋活塞裝置,利用膛內火藥燃氣從助旋活塞流出而形成的反作用力來實現對身管的助旋作用,并通過數值模擬對助旋活塞驅動方案的驅動性能進行了計算分析,結果表明,內能源轉管武器采用氣動助旋活塞裝置后的身管組轉速得到顯著提升。

本文針對某榴彈發射器浮動發射過程中可能會出現的瞎火問題,設計了一種利用火藥燃氣能量的自動復位裝置。從瞎火自動復位裝置的工作原理、理論推導、數值計算和動力學仿真來分析驗證本自動復位裝置在遇到瞎火工況時實現自動機自動復位的可行性。本研究成果將有助于促進我國高初速榴彈發射器的發展與應用。

1 理論計算模型

1.1 工作原理

鑒于上述利用火藥燃氣完成槍炮武器功能的研究,利用火藥燃氣能量作為驅動瞎火自動復位裝置工作的動力來源具有可行性。設計在槍管某處開一個導氣孔連接集氣室,每發榴彈發射后,保證集氣室可儲存定量火藥燃氣。由于榴彈發射器采用浮動發射的原理,彈丸擊發都是在自動機復進過程中進行。當遇到瞎火彈時,并沒有火藥燃氣沖量促使自動機后坐,自動機在復進簧的作用下前沖過位。利用前沖過位這一特殊動作觸發瞎火自動復位裝置工作,自動機在火藥燃氣沖量作用下后坐。

圖1所示為瞎火自動復位裝置的結構示意圖,主體由導氣節套、固定箍、導氣管、單向閥、集氣室和活塞組成。該裝置布置在機匣前端支座上,機匣前端支座固定在機匣上。單向閥通過膛內和集氣室內氣壓差控制火藥燃氣流入集氣室。單向閥與導氣管和集氣室之間通過金屬密封圈密封和螺紋連接;集氣室采用與槍管同種炮鋼材料,其與通氣管道之間以金屬密封圈與法蘭密封連接;通氣管道與后方活塞腔之間由壓桿閥芯隔斷;彈簧給予閥芯預壓力以保證閥芯與通氣管道內壁緊密貼合,使火藥燃氣能夠密封儲存在集氣室。當首發榴彈正常擊發,彈丸后的高溫高壓火藥燃氣通過槍管導氣孔作用于氣體單向閥,匯集到集氣室形成密閉的高壓集氣室,瞎火自動復位裝置的集氣過程完畢。

圖1 瞎火自動復位裝置結構示意圖Fig.1 Structure schematic of the misfired automatic reset device

當遇瞎火彈時,由于沒有膛內火藥氣體使自動機后坐,自動機和槍管一同在復進簧的作用下前沖過位,槍管下方凸筍向下按壓壓桿使其被卡鎖塊卡鎖住,閥芯壓縮彈簧使通氣管道打開。高壓火藥氣體迅速從集氣室流入活塞腔中,并作用于活塞產生沖量,進而推動槍管和自動機完成后坐動作。同時由于槍管位置的改變,槍管兩側凸筍解鎖壓桿,下方凸筍停止按壓壓桿,通氣管道關閉。瞎火自動復位裝置完成復位動作,進入下一次預集氣狀態。

若武器正常連發射擊,射擊間隔為0.25 s[1],連發射擊期間集氣室內氣體的氣壓損失較小,集氣室內氣體壓力在首發射擊后趨于穩定,所以僅考慮瞎火自動復位裝置對首發彈丸初速的影響。

1.2 數學計算模型

根據自動機自動復位過程,瞎火自動復位裝置需滿足以下條件:

①火藥燃氣作用于槍管和自動機的沖量應能夠使自動機恢復到初始發射位置。

②瞎火自動復位裝置損耗的彈底壓力對彈丸初速的損失率小于5%。

③瞎火自動復位裝置使自動機復位時的后坐力不應超過正常發射時的最大后坐力(1 336.18 N)。

為了使自動機后坐到位,需要其具有足夠的后坐動量,然而瞎火自動復位裝置運行過程中主要是通過活塞推動槍管從而間接推動自動機后坐,在此過程中槍管消耗的動量不可忽略。在不影響本文研究結果的前提下,對該過程做了如下基本假設:

①忽略集氣室到活塞之間的熱損失。由于集氣室火藥燃氣到達活塞的時間非常短,因此作用于活塞上的氣體壓力近似等于集氣室內壓力。

②忽略集氣室的熱損失。榴彈發射器在連發射擊時的時間間隔較小,若未發生瞎火問題,則每次射擊后集氣室內氣壓保持恒定。

③忽略槍管和自動機運動時與機匣之間的摩擦阻力、自動機與節套之間的摩擦阻力、退彈阻力以及活塞運動損耗能量。

自動機復位過程可分為2個階段:第一階段,活塞推動包括槍管和自動機在內的整體后坐;第二階段,自動機和槍管分離,在自身動量的作用下壓縮復進簧后坐?；趧恿慷ɡ砗蛣幽芏ɡ?推導出含瞎火自動復位裝置武器的自動機復位過程運動方程組,可表示為

(1)

式中:p為集氣室內氣體壓力;sh為火藥氣體作用在活塞表面的截面積,sh=0.000 4 m2;Δt為活塞作用于槍管的時間,取0.005 s;m1和m2分別為槍管和自動機質量,m1=2.74 kg,m2=1.5 kg;v1和v0分別為自動機與槍管整體的后坐速度和初始速度,v0=0;k為復進簧剛度,k=1.2 N/mm;Δx為自動機復位位移,Δx=0.25 m;v2為自動機后坐到位速度,v2=0。根據以上基本假設,由式(1)計算所需集氣室內壓力最小值p0為14.99 MPa。

2 瞎火自動復位裝置數值仿真分析

2.1 集氣室內氣體動力學模型

對火藥燃氣從膛內流入到集氣室的過程進行分析,需作以下基本假設[19]:

①只考慮氣相流動,由于導氣孔距膛底位置較遠,此時可認為火藥顆粒已燃盡,膛內到集氣室無固相流動,可假設為一維非定常流動。

②忽略間隙流量熱損失,即不考慮火藥燃氣流經導氣管道過程中的流量逸出和熱損失。

基于以上假設,推導出集氣室內氣體流量基本方程組為

(2)

式中:

(3)

式中:pq、ρq、V和Tq分別為集氣室內氣體壓力、集氣室內氣相密度、集氣室容積和集氣室內氣相溫度;γ為絕熱指數;ei為流入集氣室單位質量氣體具有的能量;Cp為火藥燃氣定壓比熱;Tp為導氣孔處火藥燃氣溫度;φp、sp、pp和ρp分別為導氣孔處流量系數、導氣孔道橫截面積、導氣孔處膛內壓力和導氣孔處膛內氣相密度;qmb為單位時間內膛內流入集氣室氣體流量;R為火藥燃氣的氣體常數;ζ為臨界壓力比。

2.2 數值仿真結果及分析

瞎火自動復位裝置中影響集氣室內壓力的變量主要為:導氣孔位置(導氣孔中心與膛底之間軸向距離)、導氣孔直徑和集氣室容積(半徑均為15 mm,容積僅與長度相關)。通過數值計算的方法分析不同參數下集氣室內的氣體壓力值,結果如表1所示,其中第1組數據為對照組數據。

表1 不同結構參數下的集氣室壓力Table 1 Pressure in the gas collection chamber under different structural parameters

當導氣孔直徑和集氣室長度保持不變,分別為14 mm和50 mm時,導氣孔到膛底距離增加的過程中,集氣室內氣體壓力逐漸降低,從300 mm時的17.45 MPa降低到380 mm時的13.78 MPa。主要原因是導氣孔位置距離膛底越遠,則導氣孔處膛內壓力就越小,流入集氣室內火藥燃氣流量越小。

當導氣孔位置和集氣室長度保持不變,分別為340 mm和50 mm時,隨著導氣孔直徑的增加,集氣室內氣體壓力逐漸增大,從12 mm時的13.96 MPa增大到16 mm時的16.63 MPa。主要原因是導氣孔直徑越大,流入集氣室內的氣體流量就越多,則集氣室內壓力就越大。

當導氣孔位置和導氣孔直徑保持不變,分別為340 mm和14 mm時,隨著集氣室長度的增加,集氣室內氣體壓力逐漸降低,從30 mm時的17.56 MPa降低到70 mm時的13.81 MPa。主要原因是導氣孔位置和直徑確定后,導氣孔處膛內壓力也確定,由于容積增大導致的氣壓下降率大于壓差增大帶來的氣壓增大率,集氣室內壓力隨著集氣室容積增大而減小。但集氣室集氣的過程靠的是導氣孔處與集氣室內氣壓的壓差,當集氣過程經過一定次數,不同容積下的集氣室內氣體壓力也會相同。

3 瞎火自動復位裝置動力學仿真分析

3.1 導氣孔位置對自動機后坐能力的影響

在Adams軟件中將表1中的數據導入到已建立的武器系統模型中,開展武器系統的動力學仿真研究,分析自動機的自動后坐能力。

圖2所示為導氣孔位置對自動機后坐位移的影響曲線。

圖2 導氣孔位置對自動機復進后坐位移曲線的影響Fig.2 Effect of position of the gas guide hole on Recoil displacement curve of the automat

當導氣孔直徑和集氣室長度分別為14 mm和50 mm時,導氣孔位置只有在距膛底為300 mm和320 mm時自動機才能后坐到位,即恢復到初始發射位置;導氣孔位置在距膛底距離為340 mm、360 mm和380 mm時,由于集氣室內氣體壓力施加于活塞給的沖量不足,無法使自動機后坐到位。其中l=340 mm時集氣室內壓力大于最小值p0,主要原因是自動機和槍管等其他部件與機匣之間存在著摩擦、自動機存在退彈阻力、還有活塞運動等都消耗了一部分能量,致使實際需要的集氣室內氣體壓力值大于最小值p0。

3.2 導氣孔直徑對自動機后坐能力的影響

圖3所示為導氣孔直徑對自動機后坐位移的影響。當導氣孔位置和集氣室長度分別為340 mm和50 mm時,導氣孔直徑只有為15 mm和16 mm時,自動機才能后坐到位;導氣孔直徑為12 mm、13 mm和14 mm時,集氣室內氣體壓力施加于活塞的沖量不足以使自動機后坐到位,其中導氣孔直徑為14 mm時無法后坐到位的原因與3.1節所述相同。

圖3 導氣孔直徑對自動機復進后坐位移曲線的影響Fig.3 Effect of diameter of the gas guide hole on recoil displacement curve of the automat

3.3 集氣室長度對自動機后坐能力的影響

圖4所示為集氣室長度對自動機后坐位移的影響。

圖4 集氣室長度對自動機復進后坐位移曲線的影響Fig.4 Effect of length of the gas collection chamber on recoil displacement curve of the automat

當導氣孔位置和導氣孔直徑分別為340 mm和14 mm時,集氣室長度只有為30 mm和40 mm時自動機才能夠后坐到位;集氣室長度為50 mm、60 mm和70 mm時,由于集氣室內氣體壓力施加于活塞的沖量不足以使自動機后坐到位。

4 瞎火自動復位裝置結構參數對武器發射性能影響

武器未配置瞎火自動復位裝置時,彈丸初速為450.76 m/s。采用數值仿真的方法,計算瞎火自動復位裝置不同結構參數下的彈丸初速和彈丸初速損失率,分析瞎火自動復位裝置關鍵參數對武器彈丸初速的影響規律,仿真分析結果如表2所示。

表2 不同結構參數下的彈丸初速Table 2 The initial velocity of the projectile under different structural parameters

由表2可以得出:當導氣孔直徑為14 mm、集氣室長度為50 mm時,隨著導氣孔到膛底距離的減小,彈丸初速逐漸降低,從380 mm時的442.94 m/s降低到300 mm時的440.61 m/s。這是由于越靠近膛底位置,膛內火藥燃氣能量損失越大,對彈丸的起始速度影響越大,繼而對其出膛口初速度影響越大。

當導氣孔位置為340 mm、集氣室長度為50 mm時,隨著導氣孔直徑的增大,彈丸初速逐漸減低,從12 mm時的442.55 m/s降低到16mm時的440.67 m/s。主要原因是隨著導氣孔直徑的增大,流入集氣室的氣體流量增加,彈底壓力損失也隨著增加,最終導致彈丸初速降低。

當導氣孔位置為340 mm、導氣孔直徑為14 mm時,隨著集氣室長度的增加,彈丸初速逐漸降低,從30 mm時的444.53 m/s降低到70 mm時的439.45 m/s,而從表1可知此過程中集氣室內壓力亦是逐漸減小的。這是因為集氣室集氣的過程受導氣孔與集氣室內的壓差驅動,導氣孔位置和直徑確定后,導氣孔處膛內壓力也確定。由于集氣室容積增大導致的氣壓下降率大于導氣孔處與集氣室內壓差增大帶來的氣壓增大率,集氣室內壓力隨著集氣室容積增大而減小,彈丸初速會隨著彈底壓力損失而降低。

采用Adams對配置有不同結構參數的瞎火自動復位裝置武器進行動力學仿真研究,分析不同參數水平下武器的后坐力峰值與不含瞎火自動復位裝置武器的后坐力峰值(1 336.18 N)。本文以自動機復進簧與緩沖簧的合力為后坐力,仿真結果如圖5所示。

圖5 不同結構參數下的武器后坐力曲線Fig.5 Recoil curve of the weapon under different structural parameters

圖5(a)中,當導氣孔到膛底距離為320 mm時,后坐力時程曲線在標注位置處出現突然增大的現象,是由自動機后坐到位時撞擊緩沖簧所引起。結合圖2和圖5(a),當導氣孔直徑和集氣室長度不變,分別為14 mm和50 mm時,導氣孔位置只有在距膛底為300 mm和320 mm時自動機才后坐到位,此時后坐力峰值分別為872.02 N和859 N;結合圖3和圖5(b),當導氣孔位置和集氣室長度不變,分別為340 mm和50 mm時,導氣孔直徑只有為15 mm和16 mm時自動機才后坐到位,后坐力峰值分別為754.73 N和790.89 N;結合圖4和圖5(c),當導氣孔位置和導氣孔直徑不變,分別為340 mm和14 mm時,集氣室長度只有為30 mm和40 mm時自動機才后坐到位,后坐力峰值分別為982.84 N和783.61 N。

自動機后坐過程為集氣室內氣體壓力作用于活塞,繼而活塞推動槍管,最終槍管推動自動機完成后坐,因此自動機后坐沖量來源于集氣室內氣體壓力,當集氣室內氣體壓力足夠大時才能夠實現自動機后坐到位,武器的后坐力峰值也會隨著集氣室壓力的增加而增大。

5 結論

針對某榴彈發射器浮動發射過程中遇瞎火后自動機無法復位問題,提出了一種利用火藥燃氣能量的瞎火自動復位裝置,通過數值模擬分析了瞎火自動復位裝置不同結構參數對集氣室內壓力和彈丸初速的影響規律,通過動力學仿真研究了該裝置不同結構參數下的武器系統射擊后坐力。根據仿真結果得到如下主要結論:

①當導氣孔位置為340 mm、導氣孔直徑為15 mm、集氣室長度為50 mm時,該裝置可以實現武器浮動發射遇瞎火后自動機的后坐復位。此時彈丸初速為441.19 m/s,初速損失率為2.12%,射擊后坐力峰值為754.73 N;

②導氣孔位置和導氣孔直徑是影響彈丸初速大小的主要因素。當其他參數不變時,彈丸初速隨著導氣孔位置減小而降低;彈丸初速隨著導氣孔直徑增大而降低。集氣室容積直接影響集氣室內氣體壓力的大小,當其他參數不變時,集氣室內壓力隨著集氣室容積的增大而減小。

以上研究結論驗證了瞎火自動復位裝置的可行性,為某榴彈發射器瞎火問題的解決提供了理論基礎,具有較好的應用前景。