某型狙擊榴彈發(fā)射器的膛口制退器優(yōu)化設(shè)計(jì)

趙排航，李永建，董金龍，康小勇，王瑞林

(1.陸軍工程大學(xué)石家莊校區(qū) 火炮工程系，河北 石家莊 050003；2.湖南兵器輕武器研究所有限責(zé)任公司，湖南 益陽(yáng) 413000)

膛口制退器是安裝在武器膛口的氣體動(dòng)力裝置。它的作用是減少武器射擊時(shí)所產(chǎn)生的后坐力，為減輕武器質(zhì)量或減少射手疲勞程度創(chuàng)造條件。某型狙擊榴彈發(fā)射器是一款可實(shí)現(xiàn)精確打擊的單兵武器。該武器膛口位置安裝有制退器以減小武器后坐，但該制退器制退效率較低，后坐力較其他單兵武器也明顯較大，故有必要對(duì)該膛口制退器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，提高制退效率。

目前，針對(duì)膛口制退器對(duì)武器發(fā)射性能及減后坐影響的研究報(bào)道有很多[1-4]，均表明制退器效率的提高有助于武器性能的提升。針對(duì)某型狙擊榴彈發(fā)射器膛口制退器，基于理論計(jì)算、仿真分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的方式，開(kāi)展了制退器結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)研究。

1 膛口制退器計(jì)算

1.1 制退效率計(jì)算

膛口制退器作為一種反后坐裝置，制退效率是衡量其反后坐能力的一大指標(biāo)。由于膛口制退器氣流的復(fù)雜性，制退效率的計(jì)算方法均是半經(jīng)驗(yàn)半理論方法。在一些簡(jiǎn)化假設(shè)的基礎(chǔ)上，主要有3種計(jì)算方法：改進(jìn)的奧爾洛夫方法、斯魯霍斯基方法和美國(guó)工程設(shè)計(jì)手冊(cè)方法。后兩種方法簡(jiǎn)單，但計(jì)算結(jié)果粗糙[5-6]。筆者采用改進(jìn)的奧爾洛夫方法計(jì)算制退效率：

(1)

式中：m為彈丸質(zhì)量；ω為裝藥量；β為火藥氣體作用系數(shù)；α為制退器結(jié)構(gòu)特征量。

1.2 制退器制退效率優(yōu)化

分別改變邊道孔角度、面積和制退腔數(shù)量進(jìn)行計(jì)算，分析該制退器制退效率的變化規(guī)律。結(jié)果如表 1～3所示。

表1 不同邊道孔角度制退器制退效率

表2 不同邊道孔面積制退器制退效率

表3 不同腔室數(shù)量制退器制退效率

由表1～3可知，增大邊道孔角度、面積和腔室數(shù)量均能提高制退效率。改變邊道孔角度對(duì)增大制退效率最有效，但制退效率增大的速度隨著角度的增大而減小。增加邊道孔面積和腔室數(shù)量對(duì)制退器效率的提高效果較差，且這兩種方案會(huì)增大制退器的質(zhì)量及外形。故考慮膛口制退器在邊道孔面積和腔室數(shù)量不變的情況下，對(duì)邊道孔角度在90°、120°和135°時(shí)的制退器方案開(kāi)展研究。

1.3 制退力計(jì)算

武器所受的后坐力是由膛口的靜壓力和膛內(nèi)氣體向外噴出而產(chǎn)生的動(dòng)壓的反作用力組成，其表達(dá)式為

Fh=qk0ρk0vk0+pk0μk0S-0.5qk0ρk0vk0=
0.5qk0ρk0vk0+pk0μk0S，

(2)

式中：qk0、ρk0、vk0、pk0和μk0分別為身管膛口氣流的秒流量、密度、流速、壓力和流量系數(shù)；S為膛口截面積。

安裝膛口制退器之后，一部分氣體自制退器的中央孔道流出，另一部分氣體自制退器的邊道孔流出，武器的后坐力表達(dá)式為

Fhz=qcρcvc+qbρbφbvbcosαb+pcSc+

pbSbcosαb-0.5qmk0vk0，

(3)

式中：qc和qb分別為中央彈孔和邊道孔的氣體秒流量；ρc和ρb分別為中央彈孔和邊道孔的氣流密度；vc和vb分別為中央彈孔和邊道孔的氣流速度；pc和pb分別為中央彈孔和邊道孔的氣流壓力；Sc、Sb分別為中央彈孔和邊道孔面積；φb為氣流速度損失系數(shù)；αb為制退器邊道孔角度。

膛口、邊道孔和中央彈孔的氣流壓力和速度的關(guān)系式為

(4)

式中，χ和λ分別為壓力比和速度比。

火藥氣體在膛口制退器內(nèi)會(huì)發(fā)生膨脹，半開(kāi)腔式制退器內(nèi)氣體膨脹度為[7]

(5)

式中，μc、μb分別為腔室中央彈孔、邊道孔的氣流系數(shù)。

速度比與壓力比的關(guān)系式為

(6)

氣體膨脹度與壓力比、速度比有以下關(guān)系：

(7)

式(5)～(7)聯(lián)立即可求得χ和λ的值。

對(duì)于多腔膛口制退器結(jié)構(gòu)，各腔室的邊道孔流量和中央彈孔流量分別為

(8)

式中：qbi和ρbi分別為第i個(gè)腔室邊道孔和中央彈孔的氣流秒流量；ρbi和ρci為第i個(gè)腔室邊道孔和中央彈孔的氣流密度；ηi為第i個(gè)腔室內(nèi)邊道孔流出流量相對(duì)于上一級(jí)腔室中央彈孔流出流量的比值，表達(dá)式如下：

(9)

式中：μbi和μci分別為第i個(gè)腔室邊道孔和中心彈孔的氣流系數(shù)；φbi為第i個(gè)腔室相對(duì)于上一級(jí)腔室的氣流速度損失系數(shù)；Sbi和Sci分別為第i個(gè)腔室內(nèi)邊道孔和中央彈孔的面積。相應(yīng)的每一級(jí)腔室內(nèi)氣體的膨脹系數(shù)為

(10)

安裝多腔膛口制退器之后的后坐力為

Fhz=qbiρbivbicosαbi+qb(i-1)ρb(i-1)vb(i-1)cosαb(i-1)+

…+qb1ρb1vb1cosαb1+pciSci+pbiSbicosαbi+

pb(i-1)Sb(i-1)cosαb(i-1)+…+pb1Sb1cosαb1-

0.5qk0ρk0vk0+qciρcivci,

(11)

則膛口制退器對(duì)武器的制退力可表達(dá)為

Ffhz=Fh-Fhz.

(12)

根據(jù)內(nèi)彈道計(jì)算得到的彈丸出膛口時(shí)的初速、氣流速度、密度、壓力等參數(shù)，計(jì)算得到不同邊道孔角度時(shí)的制退力，如圖1所示。

2 動(dòng)力學(xué)仿真

2.1 發(fā)射器結(jié)構(gòu)

圖2為該發(fā)射器的結(jié)構(gòu)示意圖，機(jī)頭與機(jī)體組成自動(dòng)機(jī)組件在機(jī)匣內(nèi)部做前后往復(fù)運(yùn)動(dòng)，復(fù)進(jìn)簧作用于自動(dòng)機(jī)與機(jī)匣之間用于自動(dòng)機(jī)的緩沖與復(fù)進(jìn)，身管與機(jī)匣固連組成身管機(jī)匣組件在外機(jī)匣內(nèi)部往復(fù)運(yùn)動(dòng)，復(fù)位簧作用于外機(jī)匣與機(jī)匣之間用于身管機(jī)匣的緩沖與復(fù)位，外機(jī)匣組件為發(fā)射器的外部支撐部件。

2.2 動(dòng)力學(xué)仿真分析

在該武器的虛擬樣機(jī)模型中，將制退器的制退力采用spline函數(shù)的方式添加到仿真模型之中，以集中力的方式添加到制退器的第1腔室前端面的中心位置。根據(jù)虛擬樣機(jī)仿真結(jié)果，該發(fā)射器整個(gè)射擊循環(huán)的自動(dòng)機(jī)、機(jī)匣和外機(jī)匣的速度曲線如圖3所示。將發(fā)射器膛口方向定為運(yùn)動(dòng)的負(fù)方向，武器擊發(fā)后，自動(dòng)機(jī)在閉鎖狀態(tài)下帶動(dòng)身管機(jī)匣共同后坐，在標(biāo)識(shí)1處機(jī)匣后坐到位，而后推動(dòng)外機(jī)匣向后運(yùn)動(dòng)，自動(dòng)機(jī)開(kāi)鎖后高速后坐，在標(biāo)識(shí)2處后坐到位并向后推動(dòng)身管機(jī)匣向后運(yùn)動(dòng)、身管機(jī)匣又推動(dòng)外機(jī)匣向后運(yùn)動(dòng),故身管機(jī)匣和外機(jī)匣的運(yùn)動(dòng)曲線均出現(xiàn)兩個(gè)波峰。在標(biāo)識(shí)3處自動(dòng)機(jī)在復(fù)進(jìn)簧的作用下開(kāi)始復(fù)進(jìn)，在標(biāo)識(shí)4處復(fù)進(jìn)到位，射擊行程結(jié)束。

對(duì)腔室角度分別為90°、120°、135°的3種制退器做動(dòng)力學(xué)仿真分析，圖4～6分別為使用3種制退器時(shí)的自動(dòng)機(jī)、機(jī)匣和外機(jī)匣的速度對(duì)比曲線。

由于制退力是在彈丸飛出身管、火藥燃燒后效期起作用的，而自動(dòng)機(jī)是在炮膛合力的作用下開(kāi)始后坐運(yùn)動(dòng)，故制退力對(duì)自動(dòng)機(jī)的運(yùn)動(dòng)影響較小，如圖4所示，3種角度的制退器下自動(dòng)機(jī)運(yùn)動(dòng)速度幾乎一致，與實(shí)際情況相符。

圖5為身管機(jī)匣組件速度對(duì)比曲線，在標(biāo)識(shí)1處，身管機(jī)匣組件在炮膛合力作用下后坐到速度最大值時(shí)，彈丸飛出身管，后效期氣體作用于制退器產(chǎn)生制退力，使身管機(jī)匣后坐速度減??；使用120°、135°制退器時(shí)機(jī)匣速度的下降速度明顯快于90°制退器，而在135°制退器下的機(jī)匣速度下降稍快于120°制退器，但不明顯；標(biāo)識(shí)2處為自動(dòng)機(jī)后坐到位后向后推動(dòng)身管機(jī)匣使得身管機(jī)匣再次后坐速度達(dá)到第2波峰值時(shí)，此處的速度峰值隨著制退器的角度增大而減小，但在135°制退器下的機(jī)匣速度第2峰值幾乎與120°制退器相當(dāng)。

如圖6所示，標(biāo)識(shí)1處為身管機(jī)匣組件后坐到位向后推動(dòng)外機(jī)匣組件使其向后運(yùn)動(dòng)的速度達(dá)到第1峰值，標(biāo)識(shí)2處身管機(jī)匣在自動(dòng)機(jī)的推動(dòng)下第2次后坐推動(dòng)外機(jī)匣向后運(yùn)動(dòng)達(dá)到第2速度峰值，兩次峰值均表現(xiàn)出制退器角度越大速度峰值越小的規(guī)律，同樣在135°制退器下的機(jī)匣速度第2峰值幾乎與120°時(shí)相當(dāng)。表明，增大制退器角度有助于減小該武器身管機(jī)匣和外機(jī)匣組件的后坐能量、提升制退效果，但腔室角度為135°較120°的制退器制退效果稍好，但不明顯。

3 射擊實(shí)驗(yàn)

以上分析可知，腔室角度為135°的制退器較120°時(shí)制退效果增加并不明顯，由于角度增大會(huì)使制退器的加工難度及外形尺寸增大，故采用腔室角度為120°的制退器方案進(jìn)行實(shí)彈射擊試驗(yàn)。試件實(shí)物如圖7所示。

3.1 制退效率測(cè)試

某型狙擊榴彈發(fā)射器采用身管短后坐的方式減小自動(dòng)機(jī)的后坐能量，如圖2所示，彈丸擊發(fā)后，自動(dòng)機(jī)組件隨身管機(jī)匣組件共同開(kāi)始后坐，由于彈丸出膛口時(shí)的身管后坐距離較短，自動(dòng)機(jī)尚未開(kāi)鎖，復(fù)位簧消耗能量相對(duì)于后坐組件動(dòng)能可忽略不計(jì)，故試驗(yàn)中計(jì)算制退器效率時(shí)將身管機(jī)匣組件與自動(dòng)機(jī)組件作為后坐體，后效期結(jié)束時(shí)身管機(jī)匣的速度為后坐體速度，計(jì)算公式如下：

(13)

式中：mhz、mh分別為有、無(wú)制退器時(shí)后坐體質(zhì)量；vhz、vh分別為有、無(wú)制退器時(shí)后坐體在后效期結(jié)束時(shí)后坐速度。

腔室角度分別為90°、120°時(shí)的制退器效率理論計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表4所示。理論計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果誤差均小于5%，誤差在允許范圍內(nèi)，該理論計(jì)算結(jié)果可信。

表4 制退效率理論計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比 單位：%

3.2 后坐力測(cè)試

將發(fā)射器固定于發(fā)射架，發(fā)射架尾端與發(fā)射器肩托之間安裝AFT-L2型力傳感器，用數(shù)據(jù)采集儀記錄射擊過(guò)程中的傳感器信號(hào)，采集系統(tǒng)組成如圖8所示。

對(duì)采集所得信號(hào)進(jìn)行濾波降噪處理及單位換算即可得到武器后坐力曲線。圖9、10分別為采用原膛口制退器和新膛口制退器的后坐力曲線對(duì)比和后坐沖量曲線對(duì)比。該武器制退器腔室角度改為120°可使制退效率從14.7%提高到27.0%，使武器后坐力峰值減小13.6%，整個(gè)射擊行程的后坐沖量減小6.3%.

4 結(jié)束語(yǔ)

基于膛口制退器制退效率的計(jì)算方法，對(duì)制退器提高效率的幾種方案進(jìn)行了計(jì)算分析。針對(duì)3種改變腔室角度的制退器方案做了制退力計(jì)算和動(dòng)力學(xué)仿真，分析了制退效果。對(duì)腔室角度為120°的制退器做了實(shí)彈射擊試驗(yàn)并與原90°腔室角度的制退器做了對(duì)比分析，對(duì)其制退效率和減后坐力效果做了驗(yàn)證。結(jié)果表明：該武器制退器腔室角度改為120°后，可有效提高制退效率，減小后坐力。