導(dǎo)氣與槍管浮動(dòng)混合式自動(dòng)機(jī)動(dòng)力學(xué)特性研究

宋杰，廖振強(qiáng)，李佳圣，肖俊波

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京210094)

0 引言

導(dǎo)氣式自動(dòng)機(jī)［1］具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，通過(guò)調(diào)節(jié)導(dǎo)氣裝置改變自動(dòng)機(jī)后坐速度，減小自動(dòng)機(jī)與機(jī)匣之間的碰撞力，有利于降低武器后坐力、提高武器射擊精度?；鹚帤怏w利用是否合理，直接影響到武器的結(jié)構(gòu)和性能。文獻(xiàn)［2］通過(guò)采用布拉文經(jīng)驗(yàn)公式求解內(nèi)能源轉(zhuǎn)管機(jī)槍導(dǎo)氣裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)導(dǎo)氣室壓力變化的影響，文獻(xiàn)［3］由熱力學(xué)第一定律推導(dǎo)出一維定常情況下導(dǎo)氣室動(dòng)力學(xué)基本方程組，文獻(xiàn)［4］建立內(nèi)彈道與導(dǎo)氣裝置耦合的導(dǎo)氣式自動(dòng)武器變質(zhì)量熱力學(xué)計(jì)算模型，定量分析導(dǎo)氣裝置不同參數(shù)對(duì)導(dǎo)氣室壓力和自動(dòng)機(jī)速度的影響規(guī)律。然而，考慮到某大口徑高初速榴彈發(fā)射器槍管壁面及導(dǎo)氣裝置氣室壁面面積大，必須考慮火藥燃?xì)馀c管壁的熱量交換，且槍管在發(fā)射過(guò)程中處于浮動(dòng)狀態(tài)，導(dǎo)氣裝置氣室壓力對(duì)槍管的作用力不能忽略。文獻(xiàn)［2 -4］計(jì)算模型均未考慮槍管及導(dǎo)氣室對(duì)外界散熱的影響且模型中槍管與機(jī)匣無(wú)相對(duì)運(yùn)動(dòng)，文獻(xiàn)［2 -3］采用經(jīng)驗(yàn)公式建立的計(jì)算模型不能求解導(dǎo)氣孔直徑、初始容積對(duì)導(dǎo)氣室壓力的影響規(guī)律。

為了克服上述研究不足，結(jié)合某大口徑高初速榴彈發(fā)射器導(dǎo)氣與槍管浮動(dòng)混合式自動(dòng)機(jī)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，建立考慮熱散失及槍管浮動(dòng)影響的一維準(zhǔn)定常氣體運(yùn)動(dòng)計(jì)算模型，對(duì)采用浮動(dòng)發(fā)射技術(shù)［5］的高初速榴彈發(fā)射器進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真，將仿真模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證仿真模型的正確性。通過(guò)調(diào)整導(dǎo)氣裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)，合理利用導(dǎo)氣裝置火藥氣體沖量:一方面，可以使槍管組件減速，降低槍管組件后坐到位對(duì)機(jī)匣的撞擊力;另一方面，使槍機(jī)框組件加速，獲得足夠能量完成抽殼、拋殼、后坐到位，以期實(shí)現(xiàn)導(dǎo)氣與槍管浮動(dòng)混合式自動(dòng)機(jī)在高初速榴彈發(fā)射器上的應(yīng)用并實(shí)現(xiàn)武器低后坐發(fā)射。

1 導(dǎo)氣裝置計(jì)算模型

1.1 物理過(guò)程及基本假設(shè)

導(dǎo)氣與槍管浮動(dòng)混合式自動(dòng)機(jī)示意圖如圖1 所示。槍機(jī)框在其復(fù)進(jìn)簧作用下帶動(dòng)槍機(jī)完成閉鎖動(dòng)作，在槍機(jī)框開(kāi)鎖后走自由行程時(shí)，槍機(jī)框的楔形面撞擊槍管鎖扣，完成對(duì)槍管解鎖動(dòng)作，隨后槍機(jī)框組件與槍管組件在機(jī)框防跳器作用下扣合在一起共同復(fù)進(jìn)。當(dāng)槍機(jī)框組件與槍管組件運(yùn)動(dòng)至最大前沖位置時(shí)擊發(fā)底火，發(fā)射藥被點(diǎn)燃。彈底壓力大于彈丸擠進(jìn)壓力時(shí)，彈丸在火藥燃?xì)鈮毫ψ饔孟聰D進(jìn)膛線加速運(yùn)動(dòng)，槍機(jī)在火藥燃?xì)庾饔孟聨?dòng)槍管組件開(kāi)始后坐。當(dāng)彈丸經(jīng)過(guò)導(dǎo)氣孔時(shí)，部分火藥燃?xì)庥蓪?dǎo)氣孔流入導(dǎo)氣室，導(dǎo)氣室內(nèi)壓力升高，由于開(kāi)始時(shí)膛內(nèi)與導(dǎo)氣室內(nèi)壓力差很大，導(dǎo)氣孔處出現(xiàn)臨界流動(dòng)。導(dǎo)氣室壓力升高后，一方面推動(dòng)活塞加速運(yùn)動(dòng)，活塞解脫機(jī)框防跳器，另一方面迫使槍管減速?；钊c導(dǎo)氣室之間存在配合間隙，部分導(dǎo)氣室內(nèi)高壓氣體通過(guò)間隙流入外界大氣。隨著膛內(nèi)氣壓降低及槍管與活塞運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致導(dǎo)氣室氣室容積增大，導(dǎo)氣室壓力達(dá)到峰值后開(kāi)始降低。當(dāng)膛內(nèi)壓力與導(dǎo)氣室壓力之比不能構(gòu)成臨界條件，氣流以非臨界流動(dòng)流入導(dǎo)氣室。當(dāng)二者壓力相等時(shí)，膛內(nèi)火藥氣體停止流入導(dǎo)氣室。在后效期內(nèi)膛內(nèi)氣體由膛口流出，膛內(nèi)壓力比導(dǎo)氣室氣體壓力下降快，氣體出現(xiàn)反流，自導(dǎo)氣室流入膛內(nèi)。開(kāi)始反流時(shí)，壓力差較小出現(xiàn)非臨界流動(dòng)，隨后由于膛內(nèi)壓力下降快，壓力差增大出現(xiàn)臨界流動(dòng)。最后膛內(nèi)壓力出現(xiàn)大氣壓，導(dǎo)氣室壓力也不是很高，以非臨界流動(dòng)告終。最終槍管被槍管鎖扣卡在槍管首發(fā)初始位置處，槍機(jī)框被阻鐵掛機(jī)于機(jī)匣后方(單發(fā)射擊模式)或者槍機(jī)框繼續(xù)復(fù)進(jìn)完成下一發(fā)自動(dòng)循環(huán)動(dòng)作(連發(fā)射擊模式)。

圖1 導(dǎo)氣與槍管浮動(dòng)混合式自動(dòng)機(jī)示意圖Fig.1 Sketch of automatic mechanism for gas operated and floating barrel operated automatic action

基本假設(shè)［6］:

1)內(nèi)彈道采用修正經(jīng)典內(nèi)彈道模型求解，研究后效期時(shí)膛內(nèi)氣流以準(zhǔn)定常流處理;

2)不考慮導(dǎo)氣裝置內(nèi)氣流參數(shù)分布，將導(dǎo)氣室內(nèi)氣體壓力、密度、溫度取平均參數(shù);

3)導(dǎo)氣室與活塞之間間隙漏氣作臨界流動(dòng)處理;

4)氣體在管道及間隙形成的流管中，軸向流動(dòng)效應(yīng)比橫向效應(yīng)大得多，因而忽略后者，認(rèn)為氣體為一維流動(dòng)，并認(rèn)為導(dǎo)氣裝置工作時(shí)，火藥已燃盡，沒(méi)有固相流動(dòng);

5)流動(dòng)中的氣體為完全氣體，不計(jì)質(zhì)量力。

1.2 氣體計(jì)算模型

氣體計(jì)算模型主要包括考慮熱散失的內(nèi)彈道與后效期計(jì)算模型、考慮槍管運(yùn)動(dòng)及熱散失的導(dǎo)氣室計(jì)算模型、導(dǎo)氣裝置與槍管流量方程。

幾何燃燒定律［7］

式中:ψ 為火藥燃燒去的百分比;χ、λ、μ 為火藥藥形系數(shù);Z 為火藥相對(duì)厚度。

燃速方程［7］

式中:p 為膛內(nèi)平均壓力;Ik為壓力全沖量。

考慮熱散失膛內(nèi)壓力變化規(guī)律

式中:S 為線膛內(nèi)橫截面積;l 為彈丸在膛內(nèi)行程;lψ為藥室自由容積縮徑長(zhǎng);f 為火藥力;ω 為裝藥量;θ=γ-1，γ 為絕熱指數(shù);v 為彈丸速度;qb為導(dǎo)氣孔處流入導(dǎo)氣室的流量;φ 為計(jì)算次要功系數(shù);δQ1為槍管內(nèi)氣流對(duì)外界散熱;L0為槍管長(zhǎng)度;μk0為膛口氣流流量系數(shù);n 為多變指數(shù);pk為膛口氣流壓力;ρk為膛口氣流密度。A、C、pk、ρk計(jì)算參考文獻(xiàn)［6］。

膛內(nèi)氣體與槍管壁面接觸傳熱定律［8］導(dǎo)出方程

式中:ε 取值為419 J·m/(kg·s·℃);ρb為膛內(nèi)導(dǎo)氣孔處氣體密度;Tb為膛內(nèi)導(dǎo)氣孔處氣流溫度;T0為大氣溫度;Sb0為膛內(nèi)初始表面積;d0為彈丸直徑。

藥室自由容積縮徑長(zhǎng)

式中:V0為藥室初始容積;ρp為火藥密度;α 為氣體余容。

彈丸運(yùn)動(dòng)方程

式中:m 為彈丸質(zhì)量。

膛內(nèi)火藥燃?xì)饷芏确匠?/p>

考慮槍管運(yùn)動(dòng)導(dǎo)氣室內(nèi)氣流質(zhì)量守恒方程

式中:ρq為導(dǎo)氣室氣體密度;qq為導(dǎo)氣室漏氣流量;Sh為活塞橫截面積;xh為活塞位移;vh為活塞速度;Sg為導(dǎo)氣室活塞面積;xg為槍管位移;vg為槍管速度;Vq為導(dǎo)氣室初始容積。

活塞、槍管運(yùn)動(dòng)方程

式中:mh為活塞質(zhì)量;mjk為槍機(jī)框組件質(zhì)量;mg為槍管質(zhì)量;pq為導(dǎo)氣室壓力;p0為大氣壓力;kjk為槍機(jī)框簧剛度;pjk為槍機(jī)框簧預(yù)壓力;Rf1為槍機(jī)框與活塞所受摩擦阻力;kg為槍管浮動(dòng)簧剛度;pg為槍管簧預(yù)壓力;Rf2為槍管所受阻力。

考慮槍管運(yùn)動(dòng)導(dǎo)氣室內(nèi)氣流能量守恒方程

式中:δQ2為導(dǎo)氣室氣流對(duì)外界散熱;eb為流入導(dǎo)氣室單位質(zhì)量氣體所具有的能量;eq為從導(dǎo)氣室間隙漏出的單位質(zhì)量氣體所具有的能量。

導(dǎo)氣室內(nèi)氣體與活塞筒接觸傳熱定律導(dǎo)出方程

式中:Tq為導(dǎo)氣室內(nèi)氣流溫度;Sq0為導(dǎo)氣室初始表面積;dg為活塞名義直徑。

膛內(nèi)向?qū)馐伊魅氲谋饶芰糠匠?/p>

式中:Cp為火藥氣體比熱容;pb為導(dǎo)氣孔處膛內(nèi)壓力。

導(dǎo)氣室漏氣的比能量方程

理想氣體狀態(tài)方程

導(dǎo)氣室流量方程［9］

活塞間隙流量方程

式中:μb為導(dǎo)氣孔處流量系數(shù);d 為導(dǎo)氣孔直徑;μq為活塞處漏氣系數(shù)。

2 模型驗(yàn)證及仿真結(jié)果分析

2.1 模型驗(yàn)證

實(shí)驗(yàn)方法:用螺栓將實(shí)驗(yàn)架座固定在射擊平臺(tái)上，將高初速榴彈發(fā)射器通過(guò)夾具固接于滑移架座，滑移架座可在實(shí)驗(yàn)架座上自由滑動(dòng)。射擊前，將滑移架座拉至實(shí)驗(yàn)架座最后方，將壓力傳感器右端與固定實(shí)驗(yàn)架固結(jié)，左端與彈簧右端連接，而彈簧的左端與槍托橡膠墊右端連接。在仿真計(jì)算中，彈簧剛度取60 ～80 N/mm，阻尼取0.03 ～0.05 N·s/mm 替代實(shí)驗(yàn)中彈簧系統(tǒng)剛度與阻尼，仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合。射擊時(shí)，滑移架座后坐壓彈簧阻尼系統(tǒng)，測(cè)得武器系統(tǒng)后坐力曲線。槍管組件、槍機(jī)框組件、機(jī)匣組件沿槍管軸線方向位移時(shí)間曲線通過(guò)高速攝影法［10-11］測(cè)得，將位移時(shí)間曲線求導(dǎo)濾波得速度時(shí)間曲線。圖2 為高速攝影圖像采集榴彈發(fā)射器榴彈擊發(fā)瞬間實(shí)驗(yàn)圖。

圖2 高速攝影圖像采集實(shí)驗(yàn)圖Fig.2 Test chart of image acquisition by high-speed photography

圖3為榴彈發(fā)射器自動(dòng)機(jī)速度時(shí)間圖，分別為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的槍機(jī)框速度時(shí)間曲線和槍管速度時(shí)間曲線，仿真計(jì)算求得的槍機(jī)框速度時(shí)間曲線和槍管速度時(shí)間曲線。圖4 為仿真計(jì)算求得的自動(dòng)機(jī)位移時(shí)間曲線和導(dǎo)氣室壓力時(shí)間曲線。圖5 為膛壓曲線與導(dǎo)氣室壓力曲線。圖6 為武器系統(tǒng)后坐力實(shí)驗(yàn)曲線與理論曲線。表1 為自動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)特征量及武器后坐力的仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。

圖3 自動(dòng)機(jī)速度時(shí)間曲線Fig.3 Speed-time curves of automatic mechanism

圖4 自動(dòng)機(jī)位移時(shí)間曲線和導(dǎo)氣室壓力曲線Fig. 4 Displacement-time curves of automatic mechanism and pressure curve of gas chamber

圖5 膛壓曲線與導(dǎo)氣室壓力曲線Fig.5 Curves of bore pressure and gas chamber pressure

圖6 后坐力實(shí)驗(yàn)曲線與仿真曲線Fig.6 Test and simulated curves of recoil

通過(guò)對(duì)比榴彈發(fā)射器自動(dòng)機(jī)速度曲線與后坐力曲線的仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，二者基本相符，建立的計(jì)算模型是合理、正確的。

2.2 仿真結(jié)果分析

2.2.1 自動(dòng)機(jī)動(dòng)力學(xué)特性分析

本文研究的榴彈發(fā)射器采用槍管浮動(dòng)式自動(dòng)機(jī)，通過(guò)仿真計(jì)算，得到自動(dòng)機(jī)速度和位移隨時(shí)間變化曲線與后坐力曲線，如圖3 ～圖6 所示。

發(fā)射時(shí)，扣扳機(jī)解脫槍機(jī)框，槍機(jī)框在槍機(jī)框復(fù)進(jìn)簧作用下復(fù)進(jìn)。當(dāng)槍機(jī)框復(fù)進(jìn)至閉鎖位置時(shí)，槍機(jī)框速度為4.046 m/s. 槍機(jī)完成閉鎖動(dòng)作，槍機(jī)框速度衰減為2.707 m/s. 槍機(jī)框走完閉鎖后自由行程，槍機(jī)框解脫槍管鎖扣，槍機(jī)框與槍管碰撞結(jié)合。槍機(jī)框與槍管作為浮動(dòng)體在浮動(dòng)簧作用下共同前沖至最大位移處，浮動(dòng)體獲得最大前沖速度4.051 m/s.擊針撞擊底火，火藥燃?xì)庾饔糜谒幫才c彈頭之間，槍管與槍機(jī)框開(kāi)始后坐。當(dāng)彈丸經(jīng)過(guò)導(dǎo)氣孔時(shí)，部分火藥燃?xì)膺M(jìn)入導(dǎo)氣室，導(dǎo)氣室氣體膨脹做功，一方面使槍管減速，另一方面推動(dòng)活塞使槍機(jī)框加速。槍機(jī)框由最大前沖位置后坐28 mm 獲得最大后坐速度6.643 m/s，槍管由最大前沖位置后坐21 mm 獲得后坐速度5.05 m/s. 隨后槍機(jī)框相對(duì)槍管走完開(kāi)鎖前自由行程進(jìn)行開(kāi)鎖，此時(shí)膛內(nèi)氣體壓力降為0.5 MPa，開(kāi)鎖過(guò)程是安全的且避免較大的抽殼阻力。槍機(jī)完成開(kāi)鎖動(dòng)作，槍機(jī)框速度為6.01 m/s，槍管速度為3.853 m/s. 隨后槍機(jī)框依次完成抽殼、拋殼、后坐到位撞擊緩沖器，直至被阻鐵掛住。其中槍機(jī)框撞擊緩沖器前速度為2.728 m/s，復(fù)進(jìn)掛機(jī)前撞擊阻鐵速度為2.161 m/s. 與此同時(shí)，槍管在浮動(dòng)簧作用下減速后坐到位，最終被槍管鎖扣掛于初始位置，槍管撞擊槍管鎖扣速度為1.654 m/s. 通過(guò)仿真計(jì)算，采用導(dǎo)氣與槍管浮動(dòng)混合式自動(dòng)機(jī)的高初速榴彈發(fā)射器能夠順利完成自動(dòng)循環(huán)機(jī)構(gòu)動(dòng)作，在原理上是可行的。

表1 自動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)特征量及后坐力比較Tab.1 The comparison of automatic mechanism moving parameters and recoil

由圖6 后坐力隨時(shí)間變化曲線可知，最大后坐力為第2 波峰值，其主要原因是槍管后坐壓縮浮動(dòng)簧。通過(guò)調(diào)整導(dǎo)氣裝置參數(shù)，可以降低槍管后坐位移，進(jìn)而減少浮動(dòng)簧壓縮量，降低武器系統(tǒng)最大后坐力。造成第3 波峰值的主要原因是槍機(jī)框后坐到位撞擊槍機(jī)框緩沖器。改變導(dǎo)氣裝置參數(shù)會(huì)對(duì)機(jī)框后坐速度產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響第3 波峰峰值。第1 波峰值是浮動(dòng)簧在槍管前沖過(guò)程中對(duì)武器系統(tǒng)的作用造成的。本文主要研究導(dǎo)氣裝置參數(shù)對(duì)武器自動(dòng)機(jī)動(dòng)力學(xué)特性及后坐力影響，因此下文中槍管前沖階段自動(dòng)機(jī)動(dòng)力學(xué)特性不予分析。

2.2.2 熱散失對(duì)膛內(nèi)氣流及彈丸初速的影響

比較是否考慮熱散失的膛內(nèi)壓力曲線與導(dǎo)氣室壓力曲線(如圖7 所示)可以看出:考慮熱散失與未考慮熱散失的膛內(nèi)壓力峰值分別為164.7 MPa、165.3 MPa，考慮熱散失比未考慮熱散失的壓力沖量減少4.2 N·s;導(dǎo)氣室壓力考慮熱散失與未考慮熱散失的峰值分別為62.2 MPa、64.0 MPa，考慮熱散失比未考慮熱散失的壓力沖量減少0.6 N·s. 對(duì)于膛內(nèi)壓力沖量，考慮熱散失是不考慮熱散失理論計(jì)算結(jié)果的96.2%;對(duì)于導(dǎo)氣室氣室壓力沖量，考慮熱散失是不考慮熱散失理論計(jì)算結(jié)果的94.1%. 比較是否考慮熱散失彈丸速度曲線(如圖8 所示)可以看出，考慮熱散失比未考慮熱散失彈丸飛離膛口端面速度損失可達(dá)19.9 m/s. 因此，熱散失對(duì)膛壓、導(dǎo)氣室壓力和彈丸初速有較大影響，在求解本樣槍模型的內(nèi)彈道及導(dǎo)氣室氣體參數(shù)時(shí)必須考慮熱散失的作用。

圖7 熱散失對(duì)膛壓及導(dǎo)氣室壓力的影響Fig.7 Impact of heat loss on bore pressure and gas chamber pressure

3 導(dǎo)氣參數(shù)對(duì)自動(dòng)機(jī)特性影響分析

3.1 導(dǎo)氣孔直徑對(duì)自動(dòng)機(jī)特性及后坐力影響分析

圖8 熱散失對(duì)彈丸初速的影響Fig.8 Impact of heat loss on bullet speed

不同導(dǎo)氣孔直徑對(duì)導(dǎo)氣室壓力和自動(dòng)機(jī)速度影響如圖9 和圖10 所示。由圖9 可知，隨著導(dǎo)氣孔直徑增大，導(dǎo)氣室壓力峰值分別為26.8 MPa、38.2 MPa、53.2 MPa、62.1 MPa，導(dǎo)氣孔直徑越大，流入導(dǎo)氣室內(nèi)的火藥氣體越多，壓力上升越高，且導(dǎo)氣孔直徑越小對(duì)導(dǎo)氣室壓力變化越敏感。由圖10 可知，導(dǎo)氣孔直徑分別為3 mm、4 mm、6 mm、12 mm，槍機(jī)框最大速度分別為6.311 m/s、6.507 m/s、6.693 m/s、6.828 m/s，槍管最大后坐速度分別為4.843 m/s、4.790 m/s、4.699 m/s、4.657 m/s. 導(dǎo)氣孔直徑增大，槍機(jī)框后坐最大速度逐漸增大，后坐到位對(duì)槍機(jī)框緩沖器的撞擊越嚴(yán)重，而槍管最大后坐速度逐漸降低，使槍管后坐過(guò)程中槍管浮動(dòng)簧的壓縮量降低，槍管掛機(jī)前速度越低，避免對(duì)槍管鎖扣劇烈撞擊，提高槍管鎖扣的壽命。

圖9 導(dǎo)氣孔直徑對(duì)導(dǎo)氣室壓力的影響Fig.9 Impact of gas-port diameter on gas chamber pressure

圖10 導(dǎo)氣孔直徑對(duì)自動(dòng)機(jī)速度的影響Fig.10 Impact of gas-port diameter on automatic mechanism speed

表2 導(dǎo)氣孔直徑對(duì)武器性能參數(shù)影響Tab.2 Impact of gas-port diameter on weapon system performance parameters

由表2 可知，導(dǎo)氣孔直徑增大，槍機(jī)框與槍管獲得沖量越大，槍管后坐能量越小而槍機(jī)框后坐能量越大，后坐力第2 波峰值減小，第3 波峰值增大，武器一個(gè)自動(dòng)循環(huán)時(shí)間越短。因此，增大導(dǎo)氣孔直徑有利于降低武器最大后坐力，提高武器射頻。而增大武器導(dǎo)氣孔直徑，一方面使得導(dǎo)氣裝置氣室壓力顯著增大，對(duì)導(dǎo)氣裝置強(qiáng)度要求較高且導(dǎo)氣室壓力沖量提升效果減弱，另一方面會(huì)導(dǎo)致槍管后坐速度過(guò)小無(wú)法后坐到位，影響下一發(fā)擊發(fā)動(dòng)作，槍機(jī)框后坐速度過(guò)大導(dǎo)致后坐力第3 波峰顯著增大。減小導(dǎo)氣孔直徑來(lái)匹配槍管后坐能量及槍機(jī)框后坐能量，可將武器系統(tǒng)最大后坐力由976 N 降低為785 N，但導(dǎo)氣室最大壓力卻增加為原來(lái)的2.3 倍，調(diào)節(jié)導(dǎo)氣孔直徑在4 ～6 mm 之間較合適。

3.2 導(dǎo)氣孔位置對(duì)自動(dòng)機(jī)特性及后坐力影響分析

不同導(dǎo)氣孔位置對(duì)導(dǎo)氣室壓力和自動(dòng)機(jī)速度影響如圖11 和圖12 所示。分析結(jié)果表明，導(dǎo)氣孔位置分別為62 mm、92 mm、122 mm、152 mm，導(dǎo)氣室壓力曲線逐漸滯后，機(jī)框最大后坐速度分別為6.998 m/s、6.707 m/s、6.418 m/s、6.250 m/s，槍管最大后坐速度分別為4.599 m/s、4.677 m/s、4.817 m/s、4.973 m/s. 隨著導(dǎo)氣孔位置靠近膛口，槍機(jī)框后坐最大速度依次減小，降低槍機(jī)框后坐到位對(duì)機(jī)匣的沖擊力，但槍管后坐速度逐漸增大，導(dǎo)致槍管浮動(dòng)簧壓縮量變大，且槍管復(fù)進(jìn)掛機(jī)前速度增大，掛機(jī)時(shí)對(duì)槍管鎖扣沖擊力變大，對(duì)槍管鎖扣強(qiáng)度不利。

圖11 導(dǎo)氣孔位置對(duì)導(dǎo)氣室壓力影響Fig.11 Impact of gas-port position on gas chamber pressure

圖12 導(dǎo)氣孔位置對(duì)自動(dòng)機(jī)速度影響Fig.12 Impact of gas-port position on automatic mechanism speed

由表3 可知，導(dǎo)氣孔位置越靠近彈膛底部，開(kāi)始流入導(dǎo)氣室的火藥氣體壓力越高，氣體壓力上升快，壓力值高，且氣體對(duì)活塞作用的時(shí)間越長(zhǎng)，活塞傳遞給槍機(jī)框獲得更大的沖量，第3 波峰值越大，同樣槍管獲得更大的沖量，后坐力第2 波峰值越小，武器一個(gè)自動(dòng)循環(huán)時(shí)間越短。導(dǎo)氣孔靠近膛底有利于降低武器最大后坐力，提高武器射頻且結(jié)構(gòu)較緊湊。但導(dǎo)氣孔位置靠近彈膛底部，一方面導(dǎo)氣孔處高壓氣體的燒蝕和沖刷作用較嚴(yán)重，容易使氣孔直徑擴(kuò)大，影響活動(dòng)機(jī)件動(dòng)作;另一方面，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，膛內(nèi)火藥燃燒不完全流入導(dǎo)氣孔內(nèi)對(duì)彈丸初速影響較大，會(huì)導(dǎo)致槍管后坐能量過(guò)小無(wú)法后坐至槍管掛機(jī)位置，槍機(jī)框后坐能量過(guò)大導(dǎo)致后坐力第3 波峰顯著增大。由表3 可知，導(dǎo)氣孔位置L =62 mm 時(shí)武器系統(tǒng)第3 波峰值取代第2 波峰值成為武器最大后坐力。通過(guò)改變導(dǎo)氣孔在槍管開(kāi)孔位置可以匹配槍管后坐能量及槍機(jī)框后坐能量，可將武器系統(tǒng)最大后坐力減小285 N，導(dǎo)氣孔開(kāi)孔位置在92 ～122 mm之間較為合適。

表3 導(dǎo)氣孔位置對(duì)武器性能參數(shù)影響Tab.3 Impact of gas-port position on weapon system performance parameters

3.3 導(dǎo)氣室初始容積對(duì)自動(dòng)機(jī)特性及后坐力影響分析

不同導(dǎo)氣室初始容積對(duì)導(dǎo)氣室壓力和自動(dòng)機(jī)速度的影響如圖13 和圖14 所示。分析結(jié)果表明，導(dǎo)氣室初始容積分別為5 cm3、10 cm3、15 cm3、25 cm3，導(dǎo)氣室壓力最大值分別為59.5 MPa、51.4 MPa、45.9 MPa、35.4 MPa，槍機(jī)框最大速度分別為6.840 m/s、6.816 m/s、6.642 m/s、6.591 m/s，槍管最大后坐速度分別為4.637 m/s、4.662 m/s、4.718 m/s、4.591 m/s. 隨著氣室初始容積的增大，導(dǎo)氣室最大壓力降為原來(lái)3/5，槍機(jī)框后坐最大速度逐漸減小，而槍管最大后坐速度逐漸增大。

圖13 導(dǎo)氣室初始容積對(duì)導(dǎo)氣室壓力影響Fig.13 Impact of initial volume on gas chamber pressure

由表4 可知，增大導(dǎo)氣室初始容積，導(dǎo)氣室內(nèi)壓力上升慢，槍管和槍機(jī)框獲得沖量越小，后坐力第2波峰值變大，第3 波峰值減小，武器一個(gè)自動(dòng)循環(huán)時(shí)間變長(zhǎng)。因此，減小導(dǎo)氣室初始容積有利于降低武器最大后坐力，提高武器射頻。增大導(dǎo)氣室初始容積可以使導(dǎo)氣裝置氣室壓力顯著降低，利于導(dǎo)氣裝置強(qiáng)度設(shè)計(jì)且對(duì)導(dǎo)氣室壓力沖量改變并不顯著。導(dǎo)氣室初始容積由5 cm3增加為原來(lái)5 倍，變?yōu)?5 cm3，壓力沖量降為原來(lái)85%，武器系統(tǒng)最大后坐力只增加101 N. 所以，通過(guò)調(diào)節(jié)導(dǎo)氣室初始容積的方法來(lái)匹配槍管后坐能量及槍機(jī)框后坐能量并不實(shí)用。

圖14 導(dǎo)氣室初始容積對(duì)自動(dòng)機(jī)速度影響Fig.14 Impact of initial volume on automatic mechanism speed

表4 導(dǎo)氣室初始容積對(duì)武器性能參數(shù)影響Tab.4 Impact of gas-chamber initial volume on weapon system performance parameters

4 結(jié)論

1)結(jié)合高初速榴彈發(fā)射器口徑大及發(fā)射榴彈時(shí)槍管處于浮動(dòng)狀態(tài)的特點(diǎn)，建立考慮熱散失及槍管浮動(dòng)的變質(zhì)量熱力學(xué)計(jì)算模型。自動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)學(xué)參數(shù)與武器后坐力的仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，證明所建立的仿真模型是正確合理的。

2)通過(guò)分析武器發(fā)射過(guò)程中自動(dòng)機(jī)的動(dòng)力學(xué)特性及開(kāi)鎖過(guò)程的安全性，證明導(dǎo)氣與槍管浮動(dòng)混合式自動(dòng)機(jī)在高初速榴彈發(fā)射器上運(yùn)用是可行的。

3)探討不同導(dǎo)氣裝置參數(shù)對(duì)導(dǎo)氣室內(nèi)氣體壓力、自動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)特性、后坐力的影響規(guī)律。導(dǎo)氣孔孔徑的大小及導(dǎo)氣孔在槍管上的位置對(duì)自動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)狀況及武器系統(tǒng)最大后坐力影響較大。導(dǎo)氣孔位置越靠近膛口，在物理結(jié)構(gòu)上導(dǎo)致活塞結(jié)構(gòu)尺寸和質(zhì)量增加，在計(jì)算中導(dǎo)氣室內(nèi)壓力沖量降低導(dǎo)致槍機(jī)框后坐不到位。調(diào)整導(dǎo)氣室初始容積能有效地降低氣室內(nèi)最大壓力，但對(duì)武器最大后坐力影響不顯著。調(diào)整導(dǎo)氣參數(shù)匹配槍機(jī)框及槍管后坐能量進(jìn)而實(shí)現(xiàn)武器低后坐發(fā)射的原則為:導(dǎo)氣孔位置在文中給出的92 ～122 mm 合理調(diào)試范圍內(nèi)，導(dǎo)氣孔位置靠近膛口時(shí)，其孔徑相應(yīng)地大一些，反之則相應(yīng)減小孔徑，可以有效地將武器最大后坐力限定在恰當(dāng)?shù)脑S可范圍內(nèi)，再通過(guò)改變導(dǎo)氣室初始容積使導(dǎo)氣室內(nèi)氣體壓力適中，減小火藥氣體對(duì)活塞的沖擊力使槍機(jī)框工作更為平穩(wěn)。文中給出導(dǎo)氣裝置參數(shù)調(diào)試范圍，對(duì)武器系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)有一定指導(dǎo)意義。

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