噴管氣流反推技術(shù)在改善機(jī)槍射擊精度中的應(yīng)用

華洪良，廖振強(qiáng)，宋杰，邱明，肖俊波（南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇南京210094）

噴管氣流反推技術(shù)在改善機(jī)槍射擊精度中的應(yīng)用

華洪良，廖振強(qiáng)，宋杰，邱明，肖俊波
（南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇南京210094）

為了改善機(jī)槍系統(tǒng)射擊精度，將噴管氣流反推技術(shù)應(yīng)用于某12.7mm重機(jī)槍系統(tǒng)，在槍管不同位置設(shè)計(jì)噴管，并設(shè)計(jì)了3種噴管工作方案進(jìn)行比較。根據(jù)相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立了準(zhǔn)確的機(jī)槍系統(tǒng)剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型并進(jìn)行計(jì)算，獲得了彈頭出膛口瞬時(shí)膛口響應(yīng)。根據(jù)外彈道理論，對(duì)射擊距離100m彈頭散布進(jìn)行計(jì)算，對(duì)比了不同噴管作用形式對(duì)機(jī)槍系統(tǒng)射擊精度的改善情況。研究結(jié)果表明：噴管以力矩形式作用于槍管時(shí)，彈頭出膛口瞬時(shí)高低方向位移、射角、速度擾動(dòng)波動(dòng)小，射向一致性高，對(duì)應(yīng)的散布圓半徑R50改善72.3%左右，可有效改善機(jī)槍系統(tǒng)射擊精度。

兵器科學(xué)與技術(shù)；射擊精度；噴管；剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)；振動(dòng)；機(jī)槍系統(tǒng)

0　引言

機(jī)槍發(fā)射過(guò)程中的結(jié)構(gòu)振動(dòng)是影響彈頭散布精度的一個(gè)主要因素。由于機(jī)槍發(fā)射過(guò)程中振動(dòng)對(duì)射擊精度的影響最終反映在彈頭出槍口瞬時(shí)槍口的振動(dòng)姿態(tài)上，保證機(jī)槍射向一致性是保證射擊精度的前提[1]。

噴管氣流反推驅(qū)動(dòng)是一種新型內(nèi)能源驅(qū)動(dòng)技術(shù)，其原理是利用噴管從膛內(nèi)導(dǎo)出部分高壓氣體，側(cè)向噴出，形成推力。其主要優(yōu)勢(shì)在于噴管相對(duì)于槍管無(wú)相對(duì)運(yùn)動(dòng)，槍管受力狀態(tài)好、工藝性好、能量利用率高、工作可靠性高等[2-3]。目前，該技術(shù)在提高轉(zhuǎn)管機(jī)槍射頻領(lǐng)域已有較多應(yīng)用研究[3-5]。噴管氣流反推技術(shù)在改善機(jī)槍射擊精度方面的探索仍然較少。

為探索該技術(shù)在改善機(jī)槍射擊精度中的應(yīng)用，本文首先在槍管不同位置設(shè)計(jì)噴管，并設(shè)計(jì)了3種噴管工作方案用于相互比較并優(yōu)選。隨后，基于動(dòng)力學(xué)計(jì)算軟件以及相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)建立準(zhǔn)確的機(jī)槍系統(tǒng)剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型，獲得彈頭出膛口瞬間膛口擾動(dòng)，并借助外彈道理論預(yù)測(cè)其射彈散布，該方法可有效預(yù)測(cè)其射擊精度[6-7]。

1　噴管設(shè)計(jì)

機(jī)槍發(fā)射過(guò)程中槍身在高低方向的振動(dòng)使彈頭出膛口瞬時(shí)受到的擾動(dòng)波動(dòng)大，是導(dǎo)致彈頭散布過(guò)大的直接原因。為此，本文在槍管上合適位置開(kāi)孔并添加噴管，使部分火藥氣體噴出，產(chǎn)生推力并作用于槍管，使機(jī)槍在每一次射擊過(guò)程中在高低方向均受到噴管的抑制作用，以此來(lái)改變膛口動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，減小波動(dòng)。在膛底位置開(kāi)設(shè)噴管會(huì)使膛內(nèi)火藥氣體大量噴出，使彈頭初速受到較大影響，而在膛口位置開(kāi)設(shè)噴管，又無(wú)法獲得足夠的噴管推力。因此，本文在槍管中間部位開(kāi)設(shè)噴管，如圖1所示。即安裝提把（A-A處）、導(dǎo)氣管接頭（B-B處），在該兩處，由于連接結(jié)構(gòu)的存在，能夠保證槍管結(jié)構(gòu)剛度不會(huì)受到較大影響。噴管位置及結(jié)構(gòu)如圖1所示，噴管1、噴管2位于截面A-A，距膛底0.23m，噴管3位于截面B-B，距膛底0.51m，其中噴管1、噴管3開(kāi)口朝上，噴管2開(kāi)口朝下。通過(guò)計(jì)算比較，取噴管張角為15°，噴管1、噴管2喉道孔徑為4mm，噴管3喉道孔徑為5mm，此時(shí)彈頭初速下降較小，噴管推力適中。

2　機(jī)槍系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)

在某12.7 mm重機(jī)槍系統(tǒng)中，槍管、槍架等細(xì)長(zhǎng)結(jié)構(gòu)剛度較差，由于機(jī)槍發(fā)射為一強(qiáng)沖擊過(guò)程，受到的載荷激勵(lì)幅值較大，會(huì)使得槍管、槍架等結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大的彈性變形。為了獲得準(zhǔn)確的膛口動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，本文將槍管、槍架、導(dǎo)氣管作為彈性結(jié)構(gòu)考慮，其余零部件作為剛體，建立機(jī)槍系統(tǒng)剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型進(jìn)行研究，如圖2所示。這樣，不僅能夠獲得較好的計(jì)算精度，也能夠有效節(jié)約計(jì)算成本。本文研究的12.7mm重機(jī)槍與文獻(xiàn)[8-9]中研究對(duì)象相同，因此剛?cè)狁詈习l(fā)射動(dòng)力學(xué)模型中各零部件之間的運(yùn)動(dòng)副定義、結(jié)構(gòu)碰撞設(shè)置等可參考文獻(xiàn)[8-9]，本文在此不再贅述。

圖1　槍管及噴管結(jié)構(gòu)Fig.1　Gun barrel and nozzle structure

圖2　機(jī)槍系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型Fig.2　Dynamicsmodel ofmachine gun system

2.1載荷確定

機(jī)槍射擊過(guò)程中載荷主要包括槍膛壓力、導(dǎo)氣室壓力、噴管推力。根據(jù)文獻(xiàn)[2]，考慮火藥氣體從噴管噴出的內(nèi)彈道模型為

式中：sgb、lgb分別為槍管截面積與槍管長(zhǎng)度；m、l、v分別為彈頭質(zhì)量、彈頭行程、彈頭運(yùn)動(dòng)速度；n為燃燒指數(shù)；φ、Ψ、Z、Ik分別為次要功系數(shù)、火藥已燃相對(duì)厚度、燃速指數(shù)、壓力全沖量；χ、λ、μ為藥形系數(shù)；ω、γ、α、f分別為裝藥量、火藥密度、火藥氣體余容、火藥力參數(shù)；K為絕熱指數(shù)；cp、Tp、R分別為定壓比熱、氣體溫度、氣體常數(shù)，內(nèi)彈道各相關(guān)參數(shù)選取可參考文獻(xiàn)[10]；qmn為噴管流量；p為槍膛壓力；ln為噴管孔到膛底距離；V、V0分別為藥室容積、藥室初始容積。

導(dǎo)氣裝置氣流模型為

式中：qmi、qmo分別為膛內(nèi)氣體流入導(dǎo)氣室流量、導(dǎo)氣室漏氣流量；V′、V′0分別為導(dǎo)氣室容積、導(dǎo)氣室初始容積；xf、vf、mf、Sf分別為機(jī)框的位移、速度、質(zhì)量、活塞截面積；Rf為機(jī)框所受阻力；ei、eo分別為流入、流出導(dǎo)氣室單位質(zhì)量氣體所具有的能量；ppg、ρpg、Tpg分別為導(dǎo)氣室內(nèi)火藥氣體壓力、密度、溫度；d Q/d t為導(dǎo)氣室散熱損失；sh、μh分別為導(dǎo)氣孔面積、流入流量系數(shù)；ξ為臨界壓力比。

噴管一維非定常流守恒模型為

式中：p、ρ、T、u、e分別為氣體壓力、密度、溫度、速度和內(nèi)能；s為管道截面積；f為氣體摩擦系數(shù)；Tw為管壁溫度；q為單位時(shí)間管壁對(duì)管內(nèi)單位質(zhì)量氣體的傳導(dǎo)熱；Fw為管壁摩擦力。

根據(jù)上述理論，在Matlab中進(jìn)行計(jì)算，得出槍膛壓力曲線與導(dǎo)氣室壓力曲線如圖3所示。圖4為噴管推力曲線，其中：P1為噴管1、噴管2推力曲線，P2為噴管3推力曲線。

圖3　槍膛壓力與導(dǎo)氣室壓力Fig.3　Bore pressure and gas chamber pressure

圖4　噴管推力Fig.4　Thrust of nozzles

2.2彈簧參數(shù)

機(jī)槍系統(tǒng)中各彈簧參數(shù)：復(fù)進(jìn)簧剛度為0.6N/mm，預(yù)壓力為65 N；槍管簧剛度為68.5 N/mm，預(yù)壓力為70N；制轉(zhuǎn)卡筍簧剛度為2N/mm，預(yù)壓力為24 N；肩托緩沖器簧剛度為11 N/mm，預(yù)壓力為188 N；機(jī)頭緩沖器簧剛度為5.17 N/mm，預(yù)壓力為159 N；機(jī)框緩沖器簧剛度為540 N/mm.

2.3土壤邊界條件

槍架與地面接觸部分的土壤變形采用3組兩兩正交的彈簧阻尼器模型進(jìn)行等效（如圖2），彈簧剛度、阻尼系數(shù)按照Nemak和Rosenblueth提出的集成參數(shù)模型[11]：

式中：G、ρ分別為土壤切變模量、密度，該兩參數(shù)可參考文獻(xiàn)[1]進(jìn)行選取，本文選取土質(zhì)為草地，則G=40 kgf/cm2，ρ=1.72 g/cm3；r0為駐鋤與土壤接觸部分在軸向、橫向、垂直方向當(dāng)量接觸半徑，對(duì)于某12.7mm重機(jī)槍，軸向、橫向、垂直方向r0值分別為34.5mm、50.5mm、68.3mm，則相應(yīng)參數(shù)計(jì)算如表1所示。

表1　彈簧與阻尼器參數(shù)Tab.1　Spring and damper parameters

2.4模型驗(yàn)證

由于某12.7 mm重機(jī)槍發(fā)射過(guò)程中機(jī)框?yàn)橹饕\(yùn)動(dòng)部件，質(zhì)量約3 kg，其運(yùn)動(dòng)速度對(duì)機(jī)槍振動(dòng)影響較大，通過(guò)對(duì)比機(jī)框最大后坐速度v1、后坐到位速度v2、機(jī)框復(fù)進(jìn)開(kāi)始速度v3、復(fù)進(jìn)到位速度v4以及膛口振幅便可驗(yàn)證模型的正確性[1]。上述參數(shù)計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比如表2，各主要參數(shù)相對(duì)誤差較小，本文建立的剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型具有較高的可信度，滿足分析要求。

表2　機(jī)槍系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型驗(yàn)證Tab.2　Validation ofmachine gun system dynamicsmodel

2.5仿真算例

為更全面研究噴管對(duì)射擊精度改善效能，本文在保持其余條件一致的情況下提出了3種計(jì)算方案：

方案1：僅噴管1工作，推力向下。

方案2：僅噴管3工作，推力向下。

方案3：噴管2、噴管3同時(shí)工作，推力方向相反，大部分抵消，形成一繞x軸正向的力矩。

根據(jù)各方案以及氣體動(dòng)力學(xué)模型，分別編程獲得其槍膛壓力、導(dǎo)氣室壓力、噴管推力曲線。方案1中，噴管1推力為圖4中P1曲線。方案2中，噴管3推力為圖4中P2曲線。方案3中，噴管2、噴管3推力分別為圖4中P1、P2曲線。值得說(shuō)明的是，在各方案中，圖3、圖4中各曲線并不相同，但各方案載荷曲線變化趨勢(shì)、峰值相差不大，因此本文只給出了一組曲線。

由于機(jī)槍發(fā)射過(guò)程中振動(dòng)對(duì)射擊精度的影響最終反映在彈頭出槍口瞬時(shí)槍口的振動(dòng)姿態(tài)上。通過(guò)剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)計(jì)算，得出彈頭出槍口瞬間槍口高低方向姿態(tài)參數(shù)如圖1（限于篇幅，只給出高低方向結(jié)果）。其中：圖5（a）為彈頭出槍口瞬間槍口在y軸方向位移，圖5（b）為彈頭出槍口瞬間槍口繞x軸正向射角，圖5（c）為彈頭出槍口瞬間槍口沿y軸振動(dòng)速度，坐標(biāo)系如圖2所示。

圖5（a）和圖5（b）表明，方案3對(duì)應(yīng)的膛口位移、射角在第4發(fā)以后趨于平穩(wěn)，而方案1、方案2對(duì)應(yīng)的膛口位移與射角波動(dòng)程度仍然較大。圖5（c）表明，相比不含噴管的機(jī)槍系統(tǒng)，方案1～方案3對(duì)應(yīng)的膛口速度幅值均有所降低，且速度幅值相近。整體上，方案3對(duì)應(yīng)的膛口波動(dòng)程度更小。

3　射擊精度計(jì)算

根據(jù)彈頭出膛口瞬間膛口擾動(dòng)便可根據(jù)外彈道理論算得機(jī)槍射彈散布。外彈道模型為

圖5　彈頭出膛口瞬間膛口姿態(tài)參數(shù)Fig.5　Muzzle pose parameters at the time when the bullets leave themuzzle

式中：x、y、S為彈頭在x軸、y軸、z軸方向位移分量；v1、v2、u分別為彈頭在x軸、y軸、z軸方向速度分量；g為重力加速度；C、H（y）、G（v）分別為彈道系數(shù)、空氣密度函數(shù)、彈頭與空氣相對(duì)運(yùn)動(dòng)特性，可參考文獻(xiàn)[12]進(jìn)行選取。

外彈道初始條件為

式中：v0為彈頭出膛口速度，由內(nèi)彈道計(jì)算得825m/s；Dx0、Dy0分別為彈頭出膛口瞬時(shí)x軸、y軸方向位移擾動(dòng)量；vx0、vy0分別為彈頭出膛口瞬時(shí)x軸、y軸方向速度擾動(dòng)量；Tx0、Ty0分別為彈頭出膛口瞬時(shí)繞x軸、y軸射角擾動(dòng)量。Dx0、Dy0、Vx0、Vy0、Tx0、Ty0由剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)計(jì)算得出，限于文章篇幅，取原設(shè)計(jì)與方案3共10組值對(duì)比于表2.

表2　外彈道邊界條件Tab.2　Exterior ballistics boundary conditions

對(duì)外彈道模型編程求解得出射擊距離100m彈頭散布如圖6所示。其中，大圓半徑為R100，小圓半徑為R50.可以看出，原設(shè)計(jì)計(jì)算值R100=24.55 cm，R50=7.75 cm，對(duì)應(yīng)的實(shí)驗(yàn)值[1]分別為 25.6 cm、8 cm，則相對(duì)誤差分別為4.1%、3.1%，外彈道計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，說(shuō)明外彈道計(jì)算可靠的同時(shí)，也表明剛?cè)狁詈蠑?shù)據(jù)（外彈道邊界條件）可信。相比原設(shè)計(jì)，方案1～方案3彈頭散布圓半徑R50分別減小了7.7%、13.5%、72.3%.方案1～方案3對(duì)應(yīng)的R100有所放大，其中方案3的R100放大程度最大，是由于首發(fā)離群現(xiàn)象導(dǎo)致，但整體上方案3的射彈散布密集度有較大改進(jìn)。

圖6　彈頭散布比較Fig.6　Comparison of bullet dispersion

4　結(jié)論

建立機(jī)槍系統(tǒng)剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型并對(duì)其進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)計(jì)算以及外彈道計(jì)算，研究了不同位置的噴管以及組合方式對(duì)機(jī)槍射擊精度的改善情況，得出了以下結(jié)論：

1）噴管推力以力矩形式作用于槍管時(shí)（方案3），彈頭出膛口瞬時(shí)膛口姿態(tài)較穩(wěn)定、波動(dòng)小。機(jī)槍系統(tǒng)射擊精度主要評(píng)價(jià)指標(biāo)R50改善72.3%左右，可有效改善機(jī)槍系統(tǒng)射擊精度。

2）單個(gè)噴管作用方式（方案1、方案2）對(duì)應(yīng)的R50分別改善7.7%、13.5%，但整體散布仍然較大。本文認(rèn)為該方案不能有效改善機(jī)槍系統(tǒng)射擊精度。主要是因?yàn)檫@兩種方案彈頭出膛口瞬時(shí)射角不穩(wěn)定，無(wú)法保持射向一致性。

本文為應(yīng)用噴管氣流反推技術(shù)于改善機(jī)槍系統(tǒng)射擊精度提供了參考。

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The Application of Reverse Jet Gas Technology in Im proving Firing Accuracy of a M achine Gun System

HUA Hong-liang，LIAO Zhen-qiang，SONG Jie，QIU Ming，XIAO Jun-bo
（School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，Jiangsu，China）

The reverse jet gas technology is proposed to improve the firing accuracy of a 12.7mm heavy machine gun system.The nozzles are designed at the different positions of the gun barrel，and 3 operating modes of nozzles are then designed for comparison.An accurate rigid-flexible couplingmulti-bodymodel of themachine gun system is then established based on related experimental data，and themuzzle dynamic responses are obtained through dynamic simulation.Based on the exterior ballistic theory and the boundary conditions，the bullet dispersions are obtained with a firing distance of100m，and the improved conditions of the firing accuracy of themachine gun system are compared.The results show that the initial displacement，firing angle and velocity are stable with little fluctuation when the nozzle thrusts form amoment.The radius of 50%scattered circle is decreased by about 72.3%.The reverse jet gas technology can effectively improve the firing accuracy of themachine gun system.

ordnance science and technology；firing accuracy；nozzle；rigid-flexible coupling dynamics；vibration；machine gun system

TJ25

A

1000-1093（2015）12-2241-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.12.005

2014-12-29

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51375241、51376090）

華洪良（1990—），男，博士研究生。E-mail：huahl123@126.com；廖振強(qiáng)（1950—），男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail：zqliao1013@126.com