小口徑自動炮低后坐力射擊模式研究

郭競堯，劉建斌，李 勇，范文超，豆 征

（1.西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099；2.北京軍代局駐晉中地區(qū)軍代室，山西 晉中 030812）

0 引言

現(xiàn)代戰(zhàn)爭對火炮武器系統(tǒng)的性能要求不斷提高，火炮的威力也在逐步提高，同時也要求火炮具有良好的機動作戰(zhàn)能力.而火炮威力的增大將產(chǎn)生諸如火炮后坐沖量過大帶來的火炮發(fā)射載荷增加，火炮系統(tǒng)質(zhì)量過大，機動性降低，發(fā)射平臺結構強度變差，火炮精度下降等一系列問題，這些問題成為制約火炮武器系統(tǒng)綜合性能進一步提高的主要因素.如何降低或控制火炮發(fā)射時所產(chǎn)生的后坐力，是協(xié)調(diào)火炮威力與機動性矛盾的關鍵技術，也是火炮武器系統(tǒng)研究中的一個重要問題［1］.

后坐力控制技術一般分為兩個研究方向，其一是通過減小火炮后坐沖量，包括炮口制退器的優(yōu)化設計，膨脹波火炮概念的應用以及前沖火炮技術；其二是通過緩沖裝置的優(yōu)化設計，包括增大后坐長度技術，自適應控制技術及電磁流變技術等.

目前研究的主要方向集中在炮口制退器優(yōu)化設計［2-3］，膨脹波火炮概念應用［4-6］，新式緩沖裝置的結構原理［7-8］和無后坐力火炮［9］等，但由于小口徑自動炮的結構及工作特點，尚存在如下問題：一方面是對后坐力減小的貢獻度有限，另一方面是工程化實現(xiàn)難度較大以及應用中不可控的因素較多.

根據(jù)以上的問題，本文針對一些特定裝載平臺下的小口徑自動炮，提出采用增大后坐長度，彈箱與自動炮共同浮動射擊的方法，形成一種低后坐力的射擊模式，并以小口徑自動炮為例對此射擊模式進行了動態(tài)仿真分析，分析結果顯示該射擊模式能有效降低后坐力.

1 射擊模式

為了滿足自動炮較長連射的要求，一般需要將供彈端固定在搖架或炮塔上，從而使供彈系統(tǒng)有足夠的體積能容納足夠的炮彈進行作戰(zhàn).在射擊時供彈端固定，自動炮進行后坐復進動作.通過實彈射擊表明：自動武器的故障大部分是由供彈機構引起的［10］，而大多數(shù)供彈故障的直接或間接原因是供彈端和自動炮之間的相對位移過大.因此為了保證供彈過程的可靠性，目前的小口徑自動炮的最大后坐位移一般不超過40mm，大都處于10～35mm 之間.

隨著小口徑自動炮自身威力和射擊精度的提高，毀傷目標所需彈數(shù)逐步減少，對于一些自動炮的裝載平臺，如輕型偵查車、可移動式崗哨及非直接作戰(zhàn)用直升機等，不需要每次執(zhí)行作戰(zhàn)任務時攜帶很多的炮彈，但對機動性、輕量化要求較高，即少量的攜彈量就能滿足作戰(zhàn)需求且要求火炮系統(tǒng)的總質(zhì)量（包括火炮、供彈系統(tǒng)、彈藥、炮架等）較小.

在這種情況下，可使用小容量的無鏈供彈彈箱并直接安裝在自動炮上，隨自動炮共同完成后坐復進運動，此時的彈箱和自動炮之間在射擊過程中不存在相對位移，供彈可靠性可大幅提升，同時不必為保證供彈可靠性而限制最大后坐長度.這樣，就有了通過大后坐行程后位浮動的射擊方式來降低后坐力的可能性，從而可減輕火炮系統(tǒng)的總質(zhì)量，提高了火炮系統(tǒng)裝載平臺的機動性.

2 動態(tài)仿真

2.1 數(shù)學模型

火炮在射擊時后坐部分所受的主動力、約束反力和阻力構成了一個空間力系.以全炮后坐式自動炮為例，炮膛軸線為軸，則自動炮受力可簡化為如圖1 所示的示意圖.

圖1 自動炮受力示意圖Fig.1 Schematic diagram of the force on automatic gun

圖1 中，mh為后坐體質(zhì)量；x為自動炮相對搖架的位移，后坐為正，靜平衡位置為原點；Fpt為炮膛合力，作用在炮膛軸線上；Ff為自動炮前沖過位的緩沖簧力；Fh為緩沖簧力；FΦ為緩沖器液壓阻力；FT為導軌摩擦力；θ為自動炮高低射角.

根據(jù)牛頓定律，建立自動炮的運動微分方程為［1］

將式（1）表示為

其中：

是方向與炮膛合力相反的一個合力，稱為后坐力.當自動炮平角射擊時，mhgsinθ＝0，則式（1），（2）中Fpt的計算式為

式中：ω為火藥裝藥質(zhì)量；m為彈丸質(zhì)量；φ為次要功計算系數(shù)；φ1為僅考慮彈丸旋轉(zhuǎn)和摩擦兩種次要功的計算系數(shù)，一般取φ1 ≈1.02；A為導向部分的橫截面積（At-A為藥室錐面在垂直炮膛軸線方向的投影面積，At為藥室膛底的截面面積）；pg為彈丸脫離炮口時膛內(nèi)的平均壓力；χ為炮口制退器的沖量特征量；b為反映炮膛合力衰減快慢的時間常數(shù)；tg為彈丸脫離炮口的時刻點；tk為膛內(nèi)壓力為0 的時刻點.

當圖1 中的x＞0時，式（1）和（3）中

當圖1 中的x＜0時，式（1）和（3）中

式中：p為緩沖簧的預壓力；k為緩沖簧剛度.FΦ的計算式為

式中：K為液壓阻力系數(shù)，是理論與實際之間的復合系數(shù)；ρ為液體的質(zhì)量密度；A0為活塞工作面積；ax為流液孔面積；v為活塞運動速度.

當自動炮處于后坐過程，即v＞0（后坐方向為正）時，F(xiàn)T和式（8）求得的FΦ在式（1）和（3）中取正值；當自動炮處于復進過程，即v＜0時，F(xiàn)T和式（8）求得的FΦ在式（1）和（3）中取負值.

2.2 仿真實例

以采用彈簧液壓緩沖器的某30mm 口徑自動炮為例，仿真計算步驟如下：

1）確定自動炮的基本參數(shù)，包括浮動部分的質(zhì)量、射速和射擊角度.本例中分別為85kg，1 000 發(fā)／min，0°；

2）輸入自動炮的內(nèi)彈道參數(shù)，根據(jù)式（4）和（5）獲得Fpt的各階段數(shù)據(jù)；

3）調(diào)整彈簧參數(shù)p值（緩沖簧的預壓力）和k值（緩沖簧剛度）；

4）調(diào)整后坐，復進不同的流液孔面積，使后坐過程（即v＞0）阻尼系數(shù)較小，而復進過程（即v＜0）阻尼系數(shù)較大，可根據(jù)式（8）動態(tài)地計算FΦ值.

借助計算軟件，依照上述步驟，以使自動炮能夠穩(wěn)定浮動為目標，根據(jù)式（1）和（3）進行數(shù)值求解，可得10連發(fā)射擊時的后坐位移-時間曲線，10 連發(fā)射擊時的后坐力-時間曲線，如圖2 和圖3所示.

圖2 1 000發(fā)／min射速下10連發(fā)射擊的后坐位移-時間曲線圖Fig.2 1 000rounds per minute rate of fire，the 10bursts recoil length-time curve

圖3 1 000發(fā)／min射速下10連發(fā)射擊的后坐力-時間曲線圖Fig.3 1 000rounds per minute rate of fire，the 10bursts recoil force-time curve

當自動炮工作在另一個射速300 發(fā)／min時，重復步驟1）～4），可得10 連發(fā)射擊時的后坐位移-時間曲線，10 連發(fā)射擊時的后坐力-時間曲線，如圖4 和圖5 所示.

圖4 300發(fā)／min射速下10連發(fā)射擊的后坐位移-時間曲線圖Fig.4 300rounds per minute rate of fire，the 10bursts recoil length-time curve

圖5 300發(fā)／min射速下10連發(fā)射擊的后坐力-時間曲線圖Fig.5 300rounds per minute rate of fire，the 10bursts recoil force-time curve

自動炮在低后坐力射擊模式下（無鏈供彈彈箱質(zhì)量未計入后坐質(zhì)量中）和常規(guī)射擊模式的對比結果如表1 所示.

表1 兩種射擊模式對比Tab.1 Two firing mode contrast

由表1可見，在低后坐力射擊模式下，最大后坐力較常規(guī)射擊模式可大幅下降，下降幅度超過了50%.

以上計算是為了與常規(guī)射擊模式有相同的后坐質(zhì)量進行對比，在忽略無鏈供彈彈箱的質(zhì)量的假設下進行的；而在彈箱和自動炮共同后坐時，彈箱本身和彈箱中的炮彈也屬于后坐質(zhì)量的一部分，并且射擊過程中炮彈的數(shù)量是在逐步減少，整個后坐部分的質(zhì)量不是基本恒定不變的，而是逐步減小.后坐部分質(zhì)量的變化對自動炮射擊的后坐力變化有多大影響，從而對射擊密集度有多大影響，仍需考慮.為此，采用極限法進行分析，具體為：

1）設定自動機射速為1 000 發(fā)／min，彈箱中滿炮彈時為狀態(tài)A，彈箱中無炮彈時為狀態(tài)B.根據(jù)狀態(tài)A 的后坐質(zhì)量調(diào)整緩沖器參數(shù)至在狀態(tài)A下自動炮能夠穩(wěn)定浮動，再以相同的緩沖器參數(shù)計算狀態(tài)B，得到的對比曲線如圖6和圖7 所示.

2）設定自動機射速為300 發(fā)／min，彈箱中滿炮彈時為狀態(tài)C，彈箱中無炮彈時為狀態(tài)D.根據(jù)狀態(tài)C的后坐質(zhì)量調(diào)整緩沖器參數(shù)至在狀態(tài)C 下自動炮能夠穩(wěn)定浮動，再以相同的緩沖器參數(shù)計算狀態(tài)D，得到的對比曲線如圖8 和圖9 所示.

圖6 狀態(tài)A 和B的后坐位移-時間對比曲線Fig.6 Status A and the status B of the recoil length-time of the contrast curve

圖7 狀態(tài)A 和B的后坐力-時間對比曲線Fig.7 Status A and the status B of the recoil force-time of the contrast curve

圖8 狀態(tài)C和D的后坐位移-時間對比曲線Fig.8 Status C and the status D of the recoil length-time of the contrast curve

圖9 狀態(tài)C和D的后坐力-時間對比曲線Fig.9 Status C and the status D of the recoil force-time of the contrast curve

兩種射速下兩種極限狀態(tài)的最大后坐位移及最大后坐力計算值對比結果如表2 所示.

表2 兩種極限狀態(tài)下的計算結果對比Tab.2 Two limiting states comparison of calculation results

由表2 可以看出，兩種極限條件下的最大后坐力差均不大于10%，且差值較?。ǚ謩e為0.7kN 和0.3kN），在此基礎上可對緩沖器參數(shù)進行進一步優(yōu)化，故而預計在本射擊模式下炮彈質(zhì)量的減小對射擊密集度影響不大.

3 結論

針對機動性、輕量化要求較高的自動炮裝載平臺，提出了小口徑自動炮的一種低后坐力的射擊模式，該射擊模式包含的主要因素有：①自動炮的裝載平臺執(zhí)行單次作戰(zhàn)任務時所需的攜彈量較少；②無鏈供彈彈箱隨自動炮共同后坐、復進并實現(xiàn)浮動射擊；③采用了增大后坐長度的技術.

根據(jù)以上因素，可形成大后坐行程后位浮動的射擊方式，相比于常規(guī)射擊模式，后坐力降低了50%以上，為小口徑自動炮的減小后坐力技術提供了參考.

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