中国指挥与控制学会会刊 
迫击炮在实弹射击时,可能会出现哑弹、迟发火的现象,若再次装填,则易产生膛炸等严重事故,造成炮毁人亡[1]。如何判定迫击炮炮弹不发火,防止“重装弹”,目前通常由炮手观察炮口情况或听发射声音确定炮弹是否出膛,但是由于火光冲天、爆炸声等复杂的战场环境,加上实弹射击时炮手高度紧张的情绪,往往造成观察结果不准确,就会造成“重装弹”,危害人员和装备安全[2]。针对该问题,国内外科研人员做了较多研究,研制的防重装弹系统主要有机械式、光电式[3⇓-5]和电磁式3种技术方案,但在战场实际使用环境下,现有迫击炮防重装弹系统都存在一定技术上的缺陷。机械式能自动阻止瞎火弹、留膛弹引发的炮弹重装,但不能解决迟发火弹引起的重复装填问题。而且由于需更改身管结构,无法直接应用到现役迫击炮上。光电式、电磁式也存在诸多共性问题,如:抗干扰能力差,容易受烟尘、电磁等因素干扰,影响作战使用;环境适应性差,不宜在高温、低温、冲击、振动等环境下工作,恶劣环境会导致装置可靠性和稳定性下降。总之,对于实战条件下的迫击炮防重装弹系统,目前还缺乏安全、准确、可靠的技术手段。针对迫击炮发射部队实际使用需求,作者设计一种新型迫击炮防重装弹系统,通过利用缓冲机和身管的相对运动,借助迫击炮自身缓冲机的缓冲力,能够完成系统不同状态下的自动切换,从而解决“重装弹”问题。
1 系统结构与工作原理
在炮弹装填之前,指示物位于炮口处,呈隐藏状态如图1a )所示。炮弹从炮口下滑时,触发指示物至显现状态,提示膛内有弹。如果弹不出膛,指示物一直处于显现状态,如图1b )所示。当炮弹击发时,缓冲机在火药气体压力作用下沿身管轴线做往复运动。炮弹在出炮口后,触发指示物使其从显现状态复原至隐藏状态,提示膛内无弹。因此操作人员在装填炮弹时,只需看指示物的状态,即可清晰判断膛内是否有弹。
基于上述防重装弹系统的工作原理,系统结构主要由固定模块、缓冲力传递模块和指示模块三大部分组成,如图2 所示。
缓冲力传递模块整体与迫击炮、固定模块连接关系如图3 所示,对于某迫击炮而言,外形结构尺寸已经确定,系统零部件的设计必须符合迫击炮的外形结构尺寸,还要能承受炮弹发射时高温高压的作用。一般而言,迫击炮发射时炮口处火药气体压强接近20 MPa,身管温度可达100 ℃。在炮口处火药气体压力大和身管温度高的情况下,为保证系统可靠、耐用且满足小型、轻量化要求,本系统采用TC11钛合金作为相应材质,其耐受温度可达500 ℃,弹性模量约为110 GPa,比例极限约为820 MPa,屈服强度约为900 MPa。缓冲力传递模块中顶杆直径为10 mm,长度约为236 mm。
组件受到来自迫击炮缓冲机的作用力如下:
1)迫击炮发射时,在炮膛合力的作用下,身管带动座钣和防重装弹系统的固定模块高速后坐,缓冲机、炮架和防重装弹系统的顶杆组件由于惯性作用力暂时保持不动,缓冲弹簧和顶杆弹簧受到高速压缩;
2)顶杆组件质量较小,受到的惯性作用力小,会在较短的时间内开始向后运动,而缓冲机和炮架质量较大,受到的惯性作用力大,依然保持静止状态。因而缓冲机便对顶杆组件产生压力,推动其相对固定模块向炮口方向运动;
3)后坐运动完成后,在土壤弹性恢复力的作用下,身管、座钣和防重装弹系统的固定模块开始复进运动,此时缓冲机和炮架在缓冲弹簧压力作用下继续后坐一段距离后,开始复进运动,顶杆组件在顶杆弹簧的压力作用下相对固定模块向后运动,此阶段顶杆组件下端与缓冲机处于分离状态,没有相互作用力;
4)身管、座钣和防重装弹系统的固定模块复进到位后会逐渐趋于静止,缓冲机和炮架在缓冲弹簧压力的作用下会继续复进运动,顶杆组件在顶杆弹簧的压力作用下回到初始位置。当缓冲机运动超过其在身管上的初始位置时,会继续对顶杆组件产生一定的推力;
5)缓冲机和炮架复进运动到位后,经过几次阻尼振动便很快静止下来。
不难看出,在迫击炮发射的第2阶段,系统所受到的外力最大。为了研究方便,忽略发射过程中的重力和阻力,顶杆组件仅受到身管后坐时缓冲机的压力以及顶杆弹簧的作用力。
2 顶杆受力分析
2.1 顶杆强度问题
在炮膛合力的作用下,身管带动防重装弹系统的固定模块高速后坐,缓冲弹簧和顶杆弹簧即将被压缩时,此时顶杆受力最大。忽略重力及阻力,此压力可近似看成身管后坐力,而引起身管后坐运动的主动力即炮膛合力。该炮膛合力被土壤吸收掉一部分后,其余部分作用在顶杆组件上。由于迫击炮身管内膛结构简单,无膛线和坡膛等结构,炮膛合力只有火药燃气对膛底作用力和炮弹对身管的滑动摩擦力,而炮弹对身管的摩擦力远小于火药燃气作用力,可忽略不计。火药燃气压强的变化规律按所建立的内弹道计算模型求解[10],目前主要采用四阶龙格—库塔法。
给定某迫击炮内弹道参数,当迫击炮采用全装药射击时,结合四阶龙格—库塔法,采用Matlab编程,得到迫击炮发射时膛底火药燃气压强和炮弹膛内速度随时间的变化规律曲线,具体结果如图4 和图5 所示。
从图4 和图5 可知,全装药下,某迫击炮膛内压强最大值为56.32 MPa,炮弹出炮口的最大速度为263.74 m/s,而该迫击炮的理论最大膛压为56.84 MPa,最大初速为265 m/s。膛压和炮弹速度仿真结果与理论值相比,误差分别为0.91%、0.48%,误差都在1%以内,说明数值仿真结果准确可信。
代入迫击炮以及顶杆组件相关参数,通过计算得到顶杆实际所受的最大应力为101.6 Mpa,远小于TC11钛合金屈服应力,符合迫击炮射击安全要求。
2.2 弹簧动力压缩
由于迫击炮发射时,炮膛合力很大,使得身管带动固定模块高速后坐,此时顶杆弹簧和缓冲弹簧高速压缩。对于本文所述的防重装弹系统,其缓冲力传递模块中的顶杆弹簧质量为0.01 kg,刚度为0.4 N/mm,缓冲弹簧质量为0.25 kg,刚度为2.2 N/mm。其中,缓冲弹簧初始压缩量为42 mm。根据弹性动力学理论,弹簧受到高速压缩时,簧圈因压力波的传递而产生振动,这时各圈之间的变形是不相等的,需要对簧圈的振动进行动态分析,即要考虑弹簧具有分布质量的惯性。本文将弹簧看成一个有分布质量的杆件,总质量等于弹簧的质量,刚度等于弹簧的刚度,图6 为高速压缩状态下弹簧的振动力学模型[11]。
弹簧受高速压缩时,弹簧动压缩力的计算公式为
F= v+F0
式中,m表示弹簧的质量,η为弹簧刚度,v为后坐速度,F0表示弹簧初压力。自由后坐时最大后坐速度为
vmax= v0
其中,m0为后坐部分重量,mq为炮弹重量,v0为炮弹初速。
2.3 顶杆稳定性问题
迫击炮后坐位移达到最大时,缓冲弹簧和顶杆弹簧压缩至最大值,沿着身管轴线方向,顶杆两端承受压力作用。根据材料力学压杆稳定的相关理论,对于压杆临界载荷的计算有如下两个基本假设:剪切变形的影响可以忽略不计;不考虑顶杆的轴向变形。将顶杆近似看成两端固定、承受轴向压缩载荷的理想直杆,顶杆的临界应力σcr为
σcr=
式中,λ= 为承受此种约束杆的柔度,l表示顶杆长度,i= 称为惯性半径,A表示顶杆横截面积,I为惯性矩,代入顶杆相关参数,通过计算可知λ=47.2。
需要注意的是,在临界力公式的推导过程中,我们假设的是在顶杆的弹性范围之内,这就要求在临界载荷作用下,顶杆横截面上的正应力不超过材料的比例极限[σp],即
σcr= ≤[σp]
也就是说,只有当λ≥ 时,才能用上式计算临界应力,此时横截面上的正应力不超过材料的比例极限,满足强度要求,它的破坏只可能是弹性范围内的失稳所致。代入顶杆材料相关参数求得 ≈36.37,满足要求,因此可用上式计算临界应力。代入参数求得顶杆临界应力σcr约为487.31 MPa,要使顶杆不丧失稳定性,必须使顶杆所能承受的轴向压力小于顶杆的临界应力,此外还要考虑一定的安全因素,使顶杆具有足够的稳定性。
某迫击炮使用全装药射击时,缓冲弹簧和顶杆弹簧处于高速压缩状态,根据式(1)和式(2),代入迫击炮以及缓冲和顶杆弹簧相关参数可求出最大后坐速度vmax为27.35 m/s,缓冲弹簧初压力F0为92.4 N,缓冲弹簧最大动压缩力为733.81 N,顶杆弹簧最大动压缩力为54.7 N。
代入迫击炮及顶杆弹簧相关参数不难求出顶杆实际所受的最大应力约为98.7 Mpa,小于压杆的临界应力σcr,满足迫击炮射击稳定条件。
3 仿真结果
作者将加装防重装弹系统的迫击炮发射过程有限元模型导入LS-DYNA软件,使用显式求解器进行求解,求解时间设置为100 ms,每1 ms输出一个结果文件。求解完成后,将结果文件导入HyperView软件中进行后处理,可得到顶杆组件在等效应力最大时刻的应力云图和等效应力随时间变化曲线,如图7 和图8 所示。
由图7 和图8 可知,加装防重装安全预警系统的迫击炮发射初期,顶杆组件等效应力迅速增大,并在6 ms时,顶杆组件等效应力达到最大值97.96 MPa,远小于TC11钛合金的屈服应力以及压杆的临界应力,且与上述理论分析计算结果基本一致,满足迫击炮射击安全稳定要求。此后顶杆等效应力迅速减小,在100 ms时间内,保持较小值,仅发生小幅波动。总体来看,仿真得到的顶杆组件等效应力随时间变化规律与迫击炮实际发射过程中顶杆组件等效应力变化规律相符。
4 结束语
本文所述的某新型迫击炮防重装弹系统结构简单,安全稳定,不需要提供额外的外力,利用炮弹发射后身管的后坐运动,通过缓冲机与顶杆组件之间的相互作用即可实现迫击炮防重装弹系统稳定、高效工作。该系统既能可靠的防止迫击炮弹的重装,能够往复操作,又能够方便快捷地安装在身管上。该系统通过分析顶杆组件受力情况,运用理论公式得到两端承压的顶杆所受应力的理论值,并基于LS-DYNA等软件对顶杆组件受力进行仿真分析,理论计算与仿真分析结果表明,该系统缓冲力传递模块中的顶杆组件能够满足某迫击炮射击的强度和稳定性要求。