范林盛，劉樹(shù)華，曹廣群，薛彥云，張廣輝

（1.中北大學(xué)，太原030051；2.重慶長(zhǎng)安工業(yè)公司，重慶401120）

串聯(lián)式反后坐裝置設(shè)計(jì)與動(dòng)力學(xué)仿真

范林盛1，劉樹(shù)華1，曹廣群1，薛彥云2，張廣輝2

（1.中北大學(xué)，太原030051；2.重慶長(zhǎng)安工業(yè)公司，重慶401120）

利用Runge-Kutta方法確定了火炮串聯(lián)式后坐系統(tǒng)的參數(shù)，設(shè)計(jì)出串聯(lián)式反后坐裝置結(jié)構(gòu)，并運(yùn)用ADAMS軟件進(jìn)行了串聯(lián)式后坐系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)仿真，以驗(yàn)證設(shè)計(jì)結(jié)果的準(zhǔn)確性。動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的參數(shù)比較吻合，證明了結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)結(jié)果的準(zhǔn)確性，通過(guò)串聯(lián)式后坐系統(tǒng)與單一后坐系統(tǒng)的對(duì)比，反映了串聯(lián)式后坐系統(tǒng)的優(yōu)越性。

串聯(lián)式，反后坐裝置，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，ADAMS仿真

0 引言

現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)形勢(shì)下，首先投入戰(zhàn)爭(zhēng)的都是快速反應(yīng)部隊(duì)，輕型榴彈炮的機(jī)動(dòng)性已經(jīng)逐步超越火炮射程成為其更加重要的一個(gè)戰(zhàn)術(shù)技術(shù)指標(biāo)。相比大口徑榴彈，中口徑榴彈炮雖射程較小，但重量更輕，機(jī)動(dòng)性更好，因此，對(duì)于中口徑榴彈炮輕量化研究就尤為迫切。中口徑榴彈炮身管相對(duì)短小，而為保證射擊穩(wěn)定性，較小的火炮全重又要求較長(zhǎng)的后坐長(zhǎng)度，在此情況下，單一后坐系統(tǒng)由于身管的導(dǎo)向部很長(zhǎng)，身管顯得很重，已經(jīng)無(wú)法滿(mǎn)足輕量化要求。串聯(lián)式后坐系統(tǒng)則可以使得第一重后坐距離減小，從而縮短身管的導(dǎo)向部，減小身管的重量。將身管上減小的質(zhì)量用來(lái)引入第二重后坐系統(tǒng)，可以在火炮后坐部分質(zhì)量幾乎不變的情況下，大幅減小作用于炮架的后坐力，這對(duì)于后續(xù)的炮架輕量化設(shè)計(jì)以及火炮總體布置奠定了良好的基礎(chǔ)。

1 串聯(lián)式后坐系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)微分方程

串聯(lián)式后坐系統(tǒng)包括由炮身以及第一重反后坐裝置組成的第一重后坐部分和聯(lián)接于第一重后坐部分的搖架以及第二重反后坐裝置等部件組成的第二重后坐部分?；鹋诎l(fā)射時(shí)，第一重后坐部分在炮膛合力的作用下沿第一層搖架后坐，后坐時(shí)受到第一重反后坐裝置的后坐阻力。通過(guò)調(diào)節(jié)兩層反后坐裝置的復(fù)進(jìn)機(jī)初力，可以使第二重后坐部分與第一重后坐部分同時(shí)后坐。當(dāng)?shù)谝恢睾笞糠趾笞轿缓螅谝恢胤春笞b置的制退機(jī)力變?yōu)?，后坐阻力只有復(fù)進(jìn)剩余力，且在選定了復(fù)進(jìn)機(jī)初力和壓縮比之后，復(fù)進(jìn)剩余力是可以確定的。若通過(guò)調(diào)整此時(shí)的第二重后坐阻力的大小，使得第一重后坐部分相對(duì)于第二重后坐部分的加速度方向沿著后坐運(yùn)動(dòng)方向，則第一重后坐部分在后坐阻力保持為復(fù)進(jìn)剩余力不變的情況下相對(duì)第一層搖架靜止，即第一重后坐部分與第二重后坐部分以相同的速度繼續(xù)后坐。直到第二重后坐部分后坐到位后，兩重后坐部分才開(kāi)始一起復(fù)進(jìn)。串聯(lián)式后坐系統(tǒng)受力情況如圖1所示。

圖1 串聯(lián)式后坐系統(tǒng)受力圖

圖中以炮架為參考系，m1為第一重后坐部分的質(zhì)量，m2為第二重后坐部分的質(zhì)量；R1和R2分別為第一重后坐部分和第二重后坐部分所受的復(fù)進(jìn)機(jī)力、制退機(jī)力、搖架導(dǎo)軌摩擦力及密封裝置摩擦力之和，ar為第一重后坐部分相對(duì)于第二重后坐部分的加速度，a2為第二重后坐部分加速度。

根據(jù)牛頓第二定律，可以得到

由式（1）可以分別求出ar和a2為:

將第一重后坐阻力與第二重后坐阻力表示為后坐阻力方程的標(biāo)準(zhǔn)形式即，

將式（3）代入式（2），可得

2 串聯(lián)式后坐系統(tǒng)參數(shù)確定

串聯(lián)式反后坐裝置設(shè)計(jì)主要是確定后坐距離，一旦確定好后坐距離，問(wèn)題就還原成通過(guò)調(diào)整兩重反后坐裝置的后坐阻力來(lái)滿(mǎn)足后坐距離要求。在全炮總體尺寸允許的情況下，長(zhǎng)的后坐距離意味著低的后坐力和輕的結(jié)構(gòu)。為了減小火炮重量，第一重反后坐裝置采用短節(jié)制桿式制退復(fù)進(jìn)機(jī)，第一層搖架采用制退復(fù)進(jìn)機(jī)外筒加強(qiáng)的搖架；第二重反后坐裝置采用獨(dú)立式反后坐裝置，搖架選用筒形搖架。通過(guò)火炮發(fā)射過(guò)程的能量守恒關(guān)系可以求出兩重反后坐裝置需要提供的平均后坐阻力的估算值，后坐制動(dòng)圖的制定以平均后坐阻力為依據(jù)。

首先進(jìn)行簡(jiǎn)單的聲明:第一后坐距離表示第一重后坐部分相對(duì)于第二重后坐部分的后坐距離。第二后坐距離表示第二重后坐部分相對(duì)于組合搖架的后坐距離。兩重反后坐裝置的后坐制動(dòng)圖如圖2所示。

圖2 兩重反后坐裝置后坐制動(dòng)圖

2.1 第一后坐距離的計(jì)算

第一后坐距離分兩部分計(jì)算:①火藥氣體壓力作用時(shí)期的移動(dòng)距離；②火藥氣體停止作用后的移動(dòng)距離。第一后坐距離是這兩部分的移動(dòng)距離之和。

利用MATLAB編寫(xiě)腳本文件，采取分段的Runge-Kutta方法求解上述常微分方程，通過(guò)限定vr不小于0來(lái)控制循環(huán)的結(jié)束，由此就得到了第一重反后坐裝置的制退后坐諸元。

2.2 第二后坐距離的計(jì)算

第二后坐距離分兩部分計(jì)算:①第一重后坐部分后坐到位時(shí)第二重后坐部分移動(dòng)的距離；②兩重后坐部分以相同速度后坐直至第二后坐速度變?yōu)?時(shí)第二重后坐部分移動(dòng)的距離。第二后坐距離是這兩部分的移動(dòng)距離之和。

第一重后坐部分后坐到位后到第二重后坐部分后坐結(jié)束的第二后坐部分運(yùn)動(dòng)微分方程:

利用MATLAB編寫(xiě)腳本文件，采取分段的Runge-Kutta方法求解上述常微分方程，通過(guò)限定v2不小于0來(lái)控制循環(huán)的結(jié)束，由此就得到了第二重反后坐裝置的制退后坐諸元。

根據(jù)第一、二兩重反后坐裝置的制退后坐諸元，進(jìn)行第一重反后坐裝置的制退復(fù)進(jìn)機(jī)設(shè)計(jì)和第二重反后坐裝置的復(fù)進(jìn)機(jī)、制退機(jī)設(shè)計(jì)，并利用Solidworks軟件繪制三維圖，就可以完成串聯(lián)式反后坐裝置的初步設(shè)計(jì)。

圖3 串聯(lián)式后坐系統(tǒng)的組成

3 串聯(lián)式反后坐裝置的動(dòng)力學(xué)仿真

通過(guò)ADAMS建立的復(fù)雜機(jī)械的運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)模型，在產(chǎn)品概念設(shè)計(jì)階段進(jìn)行輔助分析，對(duì)于設(shè)計(jì)的產(chǎn)品進(jìn)行各項(xiàng)性能分析，從而達(dá)到縮短開(kāi)發(fā)周期、降低開(kāi)發(fā)成本的目的。

將串聯(lián)式反后坐裝置的三維模型導(dǎo)入ADAMS軟件中，定義各個(gè)部件的質(zhì)量特性值，添加約束和炮膛合力、第一重后坐阻力、第二重后坐阻力，在此第一、二重后坐阻力采用雙向力的方式進(jìn)行模擬，在制退復(fù)進(jìn)機(jī)中的制退桿與后坐到位處的卡環(huán)之間添加接觸。動(dòng)力學(xué)仿真得到的后坐位移、速度曲線(xiàn)如圖4、圖5所示。

圖4 第一重反后坐裝置仿真結(jié)果與設(shè)計(jì)對(duì)比圖

圖5 第二重反后坐裝置仿真結(jié)果與設(shè)計(jì)對(duì)比圖

通過(guò)仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)，第一重后坐部分后坐到位后，第一重后坐部分相對(duì)于第二重后坐部分仍有很小的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度，這是由于制退復(fù)進(jìn)機(jī)內(nèi)部制退桿與制退筒的卡環(huán)相互接觸作用產(chǎn)生的。在實(shí)際中，可以通過(guò)在制退復(fù)進(jìn)機(jī)后坐結(jié)束部位添加蝶形彈簧來(lái)減小此設(shè)計(jì)誤差。與此同時(shí)，由于第一重后坐部分與第二重后坐部分相互接觸，第二重后坐部分也引起了一定的速度震蕩，表現(xiàn)在第二重后坐部分速度時(shí)間曲線(xiàn)上，就產(chǎn)生了兩個(gè)速度拐點(diǎn)。仿真結(jié)果與設(shè)計(jì)時(shí)的數(shù)據(jù)基本吻合，由此證明了設(shè)計(jì)結(jié)果的準(zhǔn)確性。

4 串聯(lián)式反后坐裝置與單一反后坐裝置的對(duì)比分析

在保證其他條件都相同的前提下，對(duì)于單一后坐系統(tǒng)和串聯(lián)式后坐系統(tǒng)進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，相比單一后坐系統(tǒng)，串聯(lián)式后坐系統(tǒng)使得傳遞到炮架的后坐力降低了20 000 N左右，但是后坐長(zhǎng)度卻增加了121 mm；由于第一重后坐長(zhǎng)度僅為428 mm，相比單一后坐系統(tǒng)的后坐長(zhǎng)度減少了817 mm，這樣便可以大幅度減少身管導(dǎo)向部的長(zhǎng)度。而且此時(shí)第一重后坐長(zhǎng)度非常短，可以將炮身的圓柱面做成梯形，合理地解決了榴彈炮等膛壓曲線(xiàn)變化較陡的火炮由于采用筒形搖架而造成的身管材料浪費(fèi)問(wèn)題，從而使后坐部分質(zhì)量不至于因?yàn)橐雰芍睾笞糠侄龃?。由于串?lián)式后坐系統(tǒng)兩重后坐部分同時(shí)后坐，雖然總的后坐長(zhǎng)度相比單一后坐系統(tǒng)更長(zhǎng)，但是后坐所用的時(shí)間卻更短。

圖6 單一后坐系統(tǒng)與串聯(lián)式后坐系統(tǒng)后坐阻力曲線(xiàn)

將采用串聯(lián)式反后坐裝置的身管與54式122mm榴彈炮身管進(jìn)行對(duì)比，選取同樣密度的炮鋼，在最大射程比后者大200 m情況下，身管質(zhì)量卻比后者輕10.2%，可以證明串聯(lián)式后坐系統(tǒng)的合理性。

5 結(jié)論

串聯(lián)式后坐系統(tǒng)在身管短小的超輕型中口徑火炮上具有明顯的優(yōu)勢(shì)。特別是在當(dāng)前戰(zhàn)爭(zhēng)形勢(shì)下，為了使火炮部隊(duì)具備快速反應(yīng)能力，不惜犧牲火炮射程來(lái)提高火炮的機(jī)動(dòng)性，由此造成了火炮身管短小與后坐長(zhǎng)度較長(zhǎng)的矛盾，而串聯(lián)式后坐系統(tǒng)在解決此矛盾時(shí)可以獲得非常明顯的效果。

［1］高樹(shù)滋，陳運(yùn)生，張?jiān)铝?，?火炮反后坐裝置設(shè)計(jì)［M］.北京:兵器工業(yè)出版社，1995.

［2］GAO Y F，WU G D，ZHANG X X，et al.Dynamic simulation test of recoil mechanisms［J］.Journal of Ballistics，2000，12（1）:93-96.

［3］何永，鄭建國(guó)，高樹(shù)滋.二維后坐火炮分析及搖架設(shè)計(jì)［J］.火炮發(fā)射與控制，2000（2）:43-46.

［4］何永，王京鳴，張培忠，等.二維后坐火炮發(fā)射動(dòng)力學(xué)研究［J］.四川兵工學(xué)報(bào)，2000，21（2）:12-15.

［5］談樂(lè)斌，侯寶林，陳衛(wèi)民.降低火炮后坐力技術(shù)概［J］.火炮發(fā)射與控制學(xué)報(bào)，2006（4）:69-71.

Design and Dynamic Simulation of Tandem Recoil Mechanism

FAN Lin-sheng1，LIU Shu-hua1，CAO Guang-qun1，XUE Yan-yun2，ZHANG Guang-hui2
（1.North University of China，Taiyuan 030051，China；2.Changan Industry Company，Chongqing 401120，China）

Runge-Kutta method is used to determine the parameters of artillery tandem recoil system，by structure design and dynamics simulation of tandem recoil mechanism，the accuracy of the design results can be verified.Dynamic simulation results are consistent with the parameters of structure design，the structure design accuracy is proved.By comparing tandem recoil system with single recoil system，the superiority of tandem recoil system can be reflected.

tandem type，recoil mechanism，structural design，ADAMS simulation

TJ81+.0 371

A

1002-0640（2017）04-0162-03

2016-02-14

2016-04-04

范林盛（1992-）男，山西晉中人，碩士研究生。研究方向：武器系統(tǒng)設(shè)計(jì)。