閥控式制退機緩沖性能研究

史興亮，潘孝斌，高啟軒

(南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094)

1 引言

反后坐裝置是火炮的核心部件之一，其中的制退機起到了消耗后坐能量、控制平穩后坐的關鍵作用，除此之外，還可以控制火炮平穩復進。火炮發射時，炮身承受的后坐力首先經過制退機的緩沖，把短暫且劇烈變化的沖擊力轉化為作用時間長、幅度變化不大、峰值較小的力之后，再作用在炮架上。常見的制退機結構形式有節制桿式、溝槽式、筒壁溝槽式等，其中，節制桿式制退機，現已形成一套較完善的行之有效的設計方法和理論，并且廣泛應用于各種火炮上。然而，傳統的制退機因為結構固定，當內彈道條件發生變化時，可能會導致后坐行程不足、壓力峰值變化等結果，影響火炮的射擊循環。

隨著計算機技術、數值計算和湍流理論的快速發展，數值模擬方法開始廣泛應用于復雜流場問題的分析研究。張曉東為了研究不同湍流模型對制退機內部復雜流場計算的適用性，建立了某火炮制退機實際結構的計算模型，通過仿真計算與試驗對比，得到了在常用的雙方程湍流模型中，相較于RNG-模型和Realizable-模型，標準-模型的計算誤差最小。潘孝斌通過對流動模型的等效簡化，用流場仿真分析方法，根據伯努利方程來確定筒壁溝槽式制退機的主流液壓阻力系數，并以某成熟制退機為例進行了方法驗證，證明采用此種方法確定液壓阻力系數的取值范圍是合理可行的。肖本勇提出了一種新的制退方案，在制退機上外并一個裝有伺服閥的旁路，通過控制閥門的開口大小來調節液壓阻力，達到了不同裝藥條件下，后坐位移的有效控制。以上湍流模型的選取、液壓阻力系數的研究方法以及控制液壓阻力的思路為后續研究提供了良好的啟發。本文對一種新型的嵌入式閥控制退機進行流場分析，研究后坐過程中液壓阻力的變化規律，搭建了后坐模擬試驗平臺，對比試驗和仿真結果，驗證該制退機的緩沖性能。

2 新型閥控式制退機流場分析

2.1 工作原理

圖1為新型閥控式制退機結構示意圖，主要結構包括活塞、制退筒、制退桿以及制退桿內部由伺服電機和減速器組成的轉閥控制機構。

1.動活塞; 2.靜活塞; 3.制退筒; 4.制退桿; 5.電機; 6.流液孔圖1 新型閥控式制退機結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of a new valve-controlled recoil mechanism

如圖1(b)所示，在動、靜活塞上周向分布有8個位置和大小互相對應的圓形通孔，互相錯位之后形成流液孔。這也是傳統制退機與本文所研究制退機的主要區別，在限制范圍內，活塞上流液孔的結構可以隨著動活塞和靜活塞相對位置的改變而改變。制退機在工作時，制退桿與活塞整體進行軸向運動，與此同時，動活塞經減速器由伺服電機驅動，和靜活塞的相對位置發生變化，流液孔的結構也隨之發生變化，從而可以產生不同的液壓阻力。控制電機的旋轉規律，便可調節流液孔結構的變化，進而調整液壓阻力的變化規律，實現對后坐阻力的控制。圖2為閥控式制退機樣機結構示意圖。

圖2 閥控式制退機樣機結構示意圖Fig.2 Prototype of a new valve-controlled recoil mechanism

2.2 液壓阻力系數研究

根據文獻[3]的研究結果，可對制退機工作時的內部流場進行等效處理，等效后的流動模型如圖3所示。活塞和制退筒的位置固定，活塞將制退機內部分為：工作腔Ⅰ和非工作腔Ⅱ。設此時動活塞的轉角為，Ⅰ腔內工作面上的壓力為，Ⅱ腔中內的壓力為，設定工作腔Ⅰ內的制退液以入流速度流入，通過活塞錯位產生的流液孔后以出流速度流入非工作腔Ⅱ。

圖3 制退機等效流動模型示意圖Fig.3 Equivalent flow model of recoil mechanism

實際工作中，制退桿不斷向外抽出，從工作腔Ⅰ流入非工作腔Ⅱ內制退液的體積總是小于非工作腔Ⅱ增大的容積，因此在非工作腔Ⅱ內會產生負壓，為研究方便，設=0，此時，制退機工作過程中能夠提供的液壓阻力為：

=

(1)

式(1)中：為制退機提供的液壓阻力；為活塞工作面積，=-，為入流斷面的面積，為流液孔的面積。

由連續性方程，可得到與的關系為：

(2)

根據伯努利方程，有：

(3)

式(3)中：和分別代表工作腔Ⅰ和非工作腔Ⅱ內制退液的位置水頭，在本文的研究中，制退機水平放置，=；為制退液的密度；代表流動過程中的能量損失。與通過流液孔截面流速的平方成正比，即：

(4)

式(4)中，為能量損失系數。

聯立式(2)—式(4)，可以得到：

(5)

引入液壓阻力系數=1+，由式(5)反推，可得到的表達式為：

(6)

通常，液壓阻力系數需要通過試驗的方法進行確定，但試驗成本高、周期長，隨著計算流體力學的發展，仿真分析已成為研究實際問題中不可或缺的手段。本文使用流場數值仿真的方法，對制退機內部流場進行分析，以獲得在不同工作狀態下的液壓阻力系數。

2.3 流場仿真

從式(6)中可以看出，影響閥控式制退機液壓阻力系數的參數主要為制退機的結構尺寸、后坐速度和制退液通過流液孔時的能量損失。以上3個因素中，閥控式制退機的整體結構尺寸在前期總體設計中已確定，后坐運動過程中后坐速度實時變化，各工況下的能量損失與流液孔的結構息息相關，而流液孔的結構又由動活塞轉角唯一確定，因此，有必要分析后坐速度和活塞轉角對液壓阻力系數的影響。

根據閥控式制退機樣機的結構，建立了用于Fluent流場仿真的三維模型，如圖4所示，該模型還原了制退機動、靜活塞處的細節結構。

圖4 仿真計算流體域示意圖Fig.4 Fluid domain of simulation

本文采用標準-湍流模型，非耦合方法、一階迎風差分格式進行求解，根據實際情況，取制退液密度為1 100 kg/m，動力粘度取0.001 kg/(m·s)。流液孔的結構由動活塞轉角唯一確定，其液流通道面積與活塞轉角之間的關系如圖5所示。設置不同的入流速度，模擬制退機筒后坐的工作情況，通過對制退機內部流場仿真，能得到在特定活塞轉角和入流速度下，工作腔Ⅰ內工作面上的壓力，代入式(6)，即可計算得到液壓阻力系數值。

圖5 流液孔通道面積曲線Fig.5 The area of the fluid hole

例如，圖6為活塞轉角6°、入流速度6 m/s時的流場壓力云圖，由仿真計算得到的工作腔Ⅰ內活塞面上的壓力為40.02 MPa。

圖6 壓力云圖Fig.6 Pressure contours

采用同樣的分析方法，在2°～11°之間每間隔1°作為一個特征角度，依次分別設置1～12 m/s的入流速度，將得到的壓力值代入式(6)，得到不同工況下液壓阻力系數值變化規律，結果如圖7所示。

圖7 液壓阻力系數K與V1、θ的關系擬合曲線Fig.7 Polyfit of K、V1、θ

從圖7中可以看出，隨著活塞轉角的增大，液壓阻力系數也在逐步增大，但是入流速度對液壓阻力系數的影響相對較小，流液孔的結構是影響液壓阻力系數的主要因素，而流液孔結構是由活塞轉角確定的。因此，本文建立了液壓阻力系數與活塞轉角的函數關系。取某特定活塞轉角、不同入流速度下的平均值，作為該轉角時的參考液壓阻力系數，通過插值得到液壓阻力系數與活塞轉角的關系如圖8所示，在后續的后坐運動動力學分析中將使用此函數關系。

圖8 K的插值曲線Fig.8 Interpolation curve of K

3 模擬后坐平臺動力學分析

3.1 試驗背景

在火炮上應用之前，有必要對該制退機進行模擬試驗，以驗證制退機的緩沖性能和調節能力。設計的模擬后坐試驗平臺如圖9所示。

1.加載裝置; 2.制退機; 3.移動框架及配重; 4.緩沖碟簧; 5.緩沖支座; 6.導軌; 7.位移傳感器; 8.加載支座圖9 模擬后坐試驗平臺示意圖Fig.9 Simulating recoil test platform

該試驗平臺主要由3個部分組成：加載裝置、模擬后坐體(按炮身質量配重)和安全緩沖裝置。加載裝置實際上是一個半密閉爆發器，利用火藥燃氣直接推動后坐體，獲得與火炮發射過程相似的炮身后坐速度，本試驗設計的最大后坐速度為12 m/s。制退桿通過接頭固定在加載支架上，制退筒與后坐體固定，模擬筒后坐安裝。為確保試驗安全，在制退機達到極限工作行程前設置了2組碟簧進行限位緩沖。

后坐體啟動后，制退機內嵌的伺服電機收到開關信號，開始旋轉調整活塞轉角，進而改變流液孔的面積，產生液壓阻力對后坐體進行緩沖。通過調整電機轉動的規律，可以調整后坐阻力的大小，使后坐體在工作行程內平穩緩沖。

3.2 動力學建模

對于該半密閉爆發器加載裝置，采用常規內彈道模型分析。該過程的數學模型為：

(7)

式(7)中：為火藥已燃百分數；、、為火藥形狀特征量；為火藥已燃相對厚度；為燃速系數；為膛內壓力；為多孔火藥的燃速指數；為多孔火藥初始12弧厚；為次要功系數；為彈丸質量；為炮膛截面積；和為藥室容積縮徑長和藥室自由容積縮徑長；是裝藥量。

對于模擬后坐體，運動方程為：

(8)

=+++sin

(9)

其中：為后坐體的質量；為后坐位移=為炮膛合力；為后坐阻力；為復進機力；為導軌間動摩擦力；sin為因射角帶來的重力分力。

本試驗中不存在復進機，射角為0，火藥燃氣直接作用于后坐體，因此在發射推桿到達出炮口，火藥氣體壓力降為1 MPa以后，后續的火藥氣體壓力按0計算。

根據以上分析，聯立式(1)、式(5)～式(9)，在給定動活塞旋轉規律的情況下，可以通過計算獲得制退機在緩沖過程中提供的液壓阻力。

4 仿真結果與試驗驗證

結合上述流場簡化模型和試驗平臺，可以進一步研究制退機工作中的狀態，在Matlab/Simulink仿真環境下，建立火炮后坐運動仿真模型，將內彈道數據、結構參數代入后即可求解。現給定活塞轉角的變化規律如圖10所示，初始角為2°，在給定裝藥量的情況下，計算得到發射推桿脫離半密閉爆發器的時間點為0.269 2 s，后坐體的速度為5.1 m/s。此時，電機按照如圖10所示的規律旋轉。

圖10 活塞轉角θ的變化規律Fig.10 Change law of piston rotation angle θ

仿真計算得到的后坐速度和制退機內的液壓阻力分別如圖11、圖12所示。

圖11 緩沖速度和后坐速度曲線Fig.11 Buffer speed and time curve

圖12 制退機內液壓阻力曲線Fig.12 Internal pressure of recoil mechanism and time curve

發射推桿在膛內運動時期，火藥燃氣對后坐體的作用力遠大于制退機能提供的液壓阻力。由圖11和圖12可以看出，在火藥燃氣壓力的作用下，后坐體迅速加速到5.1 m/s，制退機工作腔內的壓力也在這個時期迅速提升到約9 MPa，發射推桿到達出炮口時，制退桿內部的伺服電機開始以給定的規律旋轉調節流液孔的結構。發射推桿脫離半密閉爆發器后，膛內氣體快速排出，后坐體的主要受力從火藥氣體的壓力變為制退機的液壓阻力和導軌之間的摩擦力。在后坐速度越來越小的情況下，流液孔的面積也在伺服電機調節下，逐漸減小，液壓阻力系數逐漸增大，制退機工作腔內的液體壓力基本保持平穩。

圖13和圖14為仿真計算結果與實際試驗結果。

圖13 緩沖速度試驗結果與仿真曲線Fig.13 Buffer speed comparison of experimental results and simulation

圖14 制退機內壓力試驗結果與仿真曲線Fig.14 Internal pressure of recoil mechanism comparison of experimental results and simulation

從圖13、圖14中可以看出，試驗得到的壓力和速度曲線與動力學仿真的結果雖有所差別，但曲線變化規律和關鍵點的位置基本吻合，表明通過流場仿真預先獲得制退機液壓阻力系數的方法是正確、可行的，驗證了該制退機的緩沖性能和調節能力。

5 結論

1) 采用等效運動的方法，簡化了某新型閥控式制退機內部的流場模型，通過流場仿真分析獲得了液壓阻力系數的參考取值。該制退機液壓阻力系數隨著活塞轉角的增大而增大，后坐速度對液壓阻力系數的影響可以忽略。

2) 為驗證新型閥控式制退機的緩沖性能，本文設計了一種利用半密閉爆發器驅動后坐體加速的模擬后坐試驗平臺，調整裝藥量可以獲得與火炮發射相似的炮身后坐初速。

3) 運用Matlab/Simulink建立了動力學模型，并將流場仿真得到的液壓阻力系數運用到動力學模型，通過仿真得到了新型閥控式制退機工作過程中后坐速度與工作腔壓力的曲線，對比分析試驗與仿真的結果，流場仿真初步確定了值的合理性。該結果也為其他新型結構制退機的研發提供了理論依據。