前沖擊發減后坐方案對某榴彈發射器射擊密集度的影響

廖章俊，王 濤，宋 杰，廖振強

(南京理工大學 機械工程學院，南京 210094)

戰場上新型裝甲車輛的機動性、防護力、威力和最大射程都會得到加強[1]。榴彈發射器作為主要針對性武器，降低后坐力能為提高射擊威力和實現輕量化提供更多空間。

在槍機后坐系統中，采用前沖擊發技術可以利用復進撞擊來消耗前一發彈所產生的后坐動能，有效減小武器系統后坐力。前沖擊發原理的應用始于1957年美國的XM204型前沖炮[2]，在減后坐方面取得了較好的效果，各國開始爭相研制[3-4]。我國于20世紀70年代首次將沖擊發原理應用于130mm加農炮上，隨后國內學者對前沖擊發方式的自動武器做了一些系統性的研究。理論研究表明前沖擊發原理可以將后坐力減小75%[5]，并成功將前沖擊發原理應用于自動武器上來降低系統后坐力[6-8]。

但是目前基于前沖擊發原理的自動武器研究存在三個主要問題：往往側重于前沖擊發原理對系統的減后坐效力分析而忽略了對射擊精度的影響；雖然成功將前沖擊發原理過渡到自動武器上，但是前沖擊發結構與自動武器本身結構的最優化結合都很淺顯，沒有系統的研究方法；研究對象初速普遍處于低音速狀態，急需適應未來戰場的射程遠、火力猛、威力大的自動武器。

本研究設計了一種將前沖擊發原理應用于某高初速榴彈發射器的減后坐方案，彌補了目前前沖擊發原理應用于自動武器時存在的主要不足。雖然自動榴彈發射器對射擊精度的要求不是很高，但槍管作為參與浮動的一部分其身管振動會比較劇烈，膛口跳動較大，導致射擊精度下降顯著，不容忽視。研究前沖擊發結構參數對身管振動的影響，合理采用前沖擊發結構參數，可以改善武器射擊精度。

1 武器系統減后坐原理

圖1為某前沖擊發原理減后坐高初速榴彈發射器原理示意圖。

圖1 減后坐原理示意圖

如圖1所示，扣動發射器扳機后，機框開始復進，并完成進彈、閉鎖動作，同時撥彈板復位準備抓取下一發彈；機框在復進時推開以扭簧連接于機匣的槍管鎖扣，此時槍管不再處于固定狀態，與槍機組件共同復進前沖；當前沖速度最大時火藥點火，發射藥劇烈燃燒，推動彈丸前進，同時產生的后坐沖量優先被前沖復進的動量抵消一部分，在彈丸到達導氣孔之前，殘余后坐沖量仍舊帶動閉鎖的自動機后坐；在彈丸經過導氣孔以后，一方面導致槍機同導氣式自動機一樣正常開鎖并后坐到位，另一方面，迫使槍管減速并復進直至復進到位時被槍管鎖扣卡住并等候下一發射擊時機框在復進過程中推開槍管鎖扣解鎖。

2 系統發射動力學模型

2.1 模型簡化及載荷處理

采用前沖擊發減后坐方案的榴彈發射器射擊時的實際影響因素復雜多變，需要進行一定的簡化處理，以便于計算分析得出仿真結果，但過度的簡化可能會忽略掉關鍵的影響因素，導致結果失真與實際情況完全不符。本研究在采用前沖擊發減后坐方案的榴彈發射器中所作的簡化假設如下：武器系統的零部件繁多而且結構復雜多變，對于質量很小而且不影響武器系統射擊循環過程的小部件不予考慮；對于質量較大但是不影響武器系統射擊循環過程的大部件以等效質量替換；武器系統的受力情況復雜，對于結構中的前沖簧、復進簧、架座簧等彈簧部件均以有質量和阻尼的彈性系統替代；對于腳架與土壤的連接、射手與抵肩的連接均以集總參數模型替代；對于影響武器系統方位方向運動的供彈系統以計算阻力曲線輸入；對于彈藥制造工藝帶來的誤差予以忽略，每次射擊循環的內彈道過程均一致。

2.2 載荷計算

前沖擊發減后坐方案的榴彈發射器的初始計算條件如表1～表3所示。

表1 榴彈主要初始參數

表2 導氣室主要初始參數

表3 前沖擊發結構主要參數

通過Matlab對采用前沖擊發減后坐方案的榴彈發射器的內彈道過程與后效期過程進行編程求解，獲得武器系統單發時的膛內壓力、導氣室壓力、制退力、彈丸速度的變化曲線如圖2～圖4所示。

圖2 內彈道及后效期計算曲線

圖3 膛口制退力計算曲線

圖4 彈丸速度曲線

由圖2～圖4可以看出，在初始時刻榴彈擊發，膛壓開始急劇增大；在0.34 ms時膛壓升高到30 MPa，榴彈開始加速運動；在0.78 ms時膛壓最大上升到了155.5 MPa然后開始迅速下降；在1.5 ms時榴彈通過導氣孔，導氣室壓力開始迅速增加并在2.24 ms時最大為14.1 MPa；在2.34 ms時彈丸出膛口，彈丸速度達到602 m·s-1,此時膛口制退力開始急劇上升到23.6KN后開始逐漸下降。在2.34 ms以后進入后效期作用階段，彈丸在剩余氣體壓力的作用下繼續加速運動一段時間在2.4 ms時最終增加到最大速度610 m·s-1。

抽殼阻力與撥彈阻力以外力的形式作用于模型，可由以下公式近似求得[9]。抽殼阻力計算方程為

(1)

式中：f為彈殼與膛壁的摩擦因數；l為彈殼長度；δ為彈殼厚度；α為彈殼半錐角；p為膛壓；DPN為彈殼平均內徑；DPW為彈殼平均外徑；E為彈殼彈性模量；u為彈殼后退行程；Δ0為彈殼初始相對緊縮量。

撥彈阻力計算方程為

(2)

式中：F0為撥彈阻力；N0為脫彈板對榴彈的支撐反力；Qx、Qy分別為彈鏈對彈體的面接觸力在水平和垂直方向的投影，可通過有限元模型求解；α0為彈體與脫彈板接觸面法向量與垂直方向夾角。

2.2 模型構建

本研究建立該減后坐方案榴彈發射器剛柔耦合動力學模型的步驟如下：槍管及腳架作為柔性體考慮，以準確模擬射擊時的實際情況，確保下一步槍管振動分析結果的準確性[10-11]，將槍管及腳架組件分別在ANSYS中進行有限元計算，取前20階模態生成的柔性體文件導入ADAMS計算模型中；依據各部件之間的運動關系，該減后坐方案榴彈發射器的各剛體之間以運動副連接；創建的柔性體以MARKER點與相應剛體部件固定；對各部件之間定義碰撞關系；將本文2.1節中計算所得的各減后坐方案榴彈發射器的載荷施加于對應部件上，通過建立傳感器的方式實現各載荷的作用時機符合實際射擊過程。所建立前沖擊發減后坐方案榴彈發射器的模型如圖5所示。

圖5 減后坐動力學模型

2.3 模型分析

由于該采用前沖擊發減后坐方案的榴彈發射器彈丸初速達到600 m·s-1以上，尚處于研究階段，本研究通過建立該減后坐方案榴彈發射器剛柔耦合動力學模型，利用ADAMS進行仿真，獲得了首發射擊時的機框運動特征量。利用高速攝影法[12]，測量了傳統導氣式榴彈發射器的機框運動特征量，如圖6所示。

圖6 機框位移時間曲線

通過對比傳統導氣式實驗值與減后坐方案仿真值，發現二者在射擊過程中前期基本一致，但是在0.135 s時傳統導氣式實驗值在火藥燃氣作用下開始上升時，減后坐方案仿真值繼續下降，直到0.142 s時減后坐方案仿真值才開始上升，導致二者曲線差異越發明顯。這是由于減后坐方案榴彈發射器具有前沖擊發結構，機框、機頭與槍管會繼續前沖，并在前沖速度最大時火藥燃氣才開始作用，導致減后坐方案仿真值曲線上升時間滯后，與實際情況相符。整體來看，二者機框位移與機框速度曲線變化趨勢基本相同，說明所建立的采用前沖擊發減后武器系統動力學模型是比較可信的。

3 前沖擊發對系統槍管振動的影響

3.1 連發射擊振動分析

利用ADAMS對已建立的減后坐方案發射動力學模型進行仿真，獲得了前5發連發射擊過程中槍管前沖及后坐的運動特征量曲線和膛口跳動曲線，如圖7～圖14所示。坐標系方向選取在圖1與圖5中均已經標出。

圖7 連發過程中槍管前沖及后坐位移時間曲線

圖8 連發過程中槍管前沖及后坐速度時間曲線

從圖7可知，首發射擊時由于射擊狀態未達到穩定，其前沖行程比其他4發明顯要大很多。在連發射擊狀態平穩時，武器系統完成4連發的完整時間為0.715 s，則武器理論射速為335 r/min(5.6 Hz)。在武器射擊過程中，槍管浮動前沖行程為73 mm，后坐位移為109 mm。由圖8可以看出，在連發射擊過程中，武器系統最大前沖速度為4.64 m·s-1,最大后坐速度為6.1 m·s-1。

圖9 連發過程中膛口高低振動位移時間曲線

圖10 連發過程中膛口方位振動位移時間曲線

圖11 連發過程中膛口高低振動線速度時間曲線

圖12 連發過程中膛口方位振動線速度時間曲線

圖13 連發過程中膛口高低振動角位移時間曲線

圖14 連發過程中膛口方位振動角位移時間曲線

根據圖9～圖14，可以獲得減后坐高初速榴彈發射器膛口運動特征量的最大幅值，如表4所示。

表4 膛口運動特征量的最大幅值

從圖9～圖14及表4可以看出，射擊過程中，膛口在高低方向上振動的位移極值和速度極值發生在彈丸擊發時及機框后坐到位撞擊緩沖杠桿時，在方位方向上振動的位移極值和速度極值發生在機框復進與槍管撞擊結合時及后坐撥彈時，速度峰值產生得略早。發現膛口跳動在方位方向上比高低方向上略明顯，這是因為機框在繼續前沖推開槍管鎖扣及與槍管碰撞結合時會導致槍管在方位方向上波動增大；另一方面，在后坐過程中，機框在后坐撥彈時也造成了槍管在方位方向上的波動。

3.2 前沖擊發對武器系統射擊密集度的影響分析

3.2.1射擊密集度計算公式

表征身管振動的數據結果繁多復雜[13]。需要更加簡潔明了地分析不同浮動裝置結構參數的影響。對各項膛口跳動數據進行處理可獲得射擊密集度[14]。以武器靜平衡狀態下膛口位置為原點，坐標系與動力學建模一致，彈丸質心運動方程組為：

(3)

式中：v為彈丸速度；u為v在x軸上投影速度；v1為v在z軸上投影速度；v2為v在y軸上投影速度；C為彈道系數；H(y)為空氣密度函數；G(v)為阻力函數；S為彈丸飛行距離。

外彈道初始條件為：

(4)

式中：v0為彈丸初速；θz0、vzo、Δz0與θzo、vy0、Δy0分別表示彈丸出膛口瞬間在方位方向上與高低方向的起始射角擾動、起始速度擾動、起始位移擾動。

由式(4)計算可得各發彈在100 m處彈著點坐標，則以密位表示的立靶密集度為：

(5)

式中：Ez、Ey分別表示在方位以及高低方向上的射擊密集度情況。

3.2.2不同結構參數下計算結果分析

分析前沖擊發結構參數對身管振動的影響，是為了進一步確定其產生的膛口跳動對射擊精度的影響規律，研究各前沖擊發結構參數下的射擊密集度能直觀反映各參數的優劣。為了保證減后坐高初速榴彈發射器在2 000 m的有效射程上仍具有較好的命中率，必須滿足Ez≤1 mil，Ey≤1.6 mil。如圖15～圖17所示，下文的計算結果均在除某一項浮動裝置結構參數不同外，其他射擊條件一致的情況下進行5連發射擊仿真所得。

由圖15～圖17可以看出，符合高精度指標的前沖行程為94 mm到105 mm，前沖簧預壓力為1 180 N到1 340 N，前沖簧剛度為3.5 N·mm-1到5.2 N·mm-1。發現在初始的計算條件下EZ=0.95 mil而Ey=1.4 mil,前文的振動情況分析得出膛口跳動在方位方向上略明顯，而射擊密集度的計算結果表明在方位方向上射擊精度反而更好，說明其受膛口初始擾動的影響大過受身管總體振動情況的影響。適當地調節前沖擊發結構的參數取值以達到有效改善射擊精度的方法是可行的。總體來看，前沖行程越短，前沖簧預壓力越小，則前沖擊發過程中抵消的后坐沖量越少，導致后坐沖量過大加劇了后坐到位時的碰撞幅度，彈丸出膛口時波動變大造成射擊精度變差；前沖簧剛度越大，則前沖擊發機構作用時越不平緩，系統穩定性下降，不利于射擊精度；而前沖行程過長、前沖簧預壓力過大或者前沖簧剛度過小可能會導致系統無法后坐到位，反而導致射擊精度下降。

圖15 武器射擊密集度在不同前沖行程下的變化趨勢

圖16 武器射擊密集度在不同前沖簧預壓力下的變化趨勢

圖17 武器射擊密集度在不同前沖簧剛度下的變化趨勢

4 結論

提出了一種前沖擊發方式的新型高初速低后坐榴彈發射器減后坐方案，通過仿真分析，確認了研制初速高、射頻高、射程遠、精度高以及后坐力低的自動榴彈發射器在理論上是可行的。通過編程計算內彈道和后效期過程，獲得了前沖擊發方式的新型高初速低后坐榴彈發射器的內彈道曲線及導氣室曲線規律。通過對減后坐方案榴彈發射器進行仿真分析，獲得了自動機的運動特征量曲線，可以自動完成5連發射擊過程，除首發射擊外其余射擊過程均比較平穩。分析了前沖擊發對身管振動的影響規律，發現膛口跳動在方位方向上略明顯。通過射擊密集度計算獲得了各前沖擊發結構參數下的射擊密集度變化趨勢，確定了在高精度射擊指標下前沖擊發結構的各參數取值范圍以及各參數對射擊精度的影響規律，發現各參數調試范圍過大或者過小都會導致射擊精度降低，適當地調節前沖擊發結構的參數取值以達到有效改善射擊精度的方法是可行的。后續的工作將圍繞對新型高初速低后坐榴彈發射器的進一步優化設計以獲取最優的前沖擊發結構參數以及加工出減后坐方案實驗樣槍進行實驗驗證展開研究。