杨玉栋，张培林，郭化平，田 铖，吴晓明，王 成

(1.军械工程学院 七系，石家庄 050003；2.武汉军械士官学校 四系，武汉 430075；3.陆军指挥学院 军事运筹中心，石家庄 050084)

传统反后坐理论不考虑制退液的空化效应，这是对实际情况的一种理想化近似。然而，大口径火炮后坐速度可达10m/s，制退液最快流速可达140m/s，受后坐冲击作用和制退杆抽出的影响，制退液会发生空化，空化后的制退液流动特性和宏观力学特性与空化前相比极为不同。本文对冲击载荷作用下的制退液实际特性和制退机实际性能进行了试验研究，并与人工后坐条件下的试验结果进行了对比分析，揭示制退液空化对制退机实际性能的影响，以期提高火炮复进运动计算精度，并为制退机液压阻力计算和制退机设计提供参考。

1 节制杆式制退机工作原理

野战火炮一般采用带复进节制沟槽的节制杆式制退机，其工作原理如图1所示。火炮发射时，制退杆随炮尾向后运动，压迫工作腔Ⅰ中的制退液通过节制环流液孔射入非工作腔Ⅱ，此液流称为“主流”；另一部分制退液向后流动，推开调速筒末端的活门进入复进节制腔Ⅲ，此液流称为“支流”。火炮复进时，节制杆末端的活门关闭，复进节制腔内的制退液只能通过制退杆内侧的4条沟槽回流，此过程中会产生复进液压阻力以消耗复进剩余能量。

图1 节制杆式制退机工作原理图

传统反后坐理论认为，由于制退杆从制退筒中抽出，火炮后坐结束时非工作腔内有真空段，复进最初阶段是真空排除阶段，制退机复进液压阻力来自复进节制腔，在此过程中复进液压阻力小于复进剩余力，因此是复进加速时期；非工作腔内真空排除后，制退液在制退杆活塞挤压下回流到工作腔，突然产生一较大的液压阻力，使得复进液压阻力大于复进剩余力，使复进进入减速时期[1]。目前，火炮后坐复进运动数值仿真和火炮复进制动图的制订多基于以上假设[2-3]，然而，当考虑冲击载荷对制退液的影响时，采用上述分析方法将会造成对制退机复进液压阻力的错误估计，影响火炮后坐复进运动计算精度。

2 制退液空泡力学特性及溃灭过程分析

制退液空化机理可参见文献[4]。赵建新等[5-6]对制退液空化及空蚀破坏机理进行过研究，但并未研究过空化后的制退液泡沫特性。本文研究的制退机后坐结束时非工作腔内制退液泡沫的液体体积分数约为77%，属于一种典型的泡沫流体，流变特性复杂：当制退液泡沫受压时内部的空泡体积会缩小，以适应外部压力变化，表现出弹性流体特性；当制退液泡沫所受压力继续增大或受到剪切作用时，其内部的空泡将会溃灭而“溶化”为液体[4]。

火炮复进时，制退液泡沫受到挤压，其体积缩小的同时向工作腔回流，当其流经节制环流液孔时会受到很强的剪切作用，并同时与复进节制腔回流的高压制退液流相遇，制退液空泡在节制环流液孔处溃灭，复进结束时空泡溃灭完毕，制退液恢复到射击前的状态。在制退液泡沫回流过程中，其表观粘度和内部空泡溃灭压力与制退液泡沫质量分数、空泡平均直径和制退液粘度等多种因素有关[7]，受研究条件所限，尚无法得出制退液泡沫表观粘度和空泡的具体溃灭压力数值，但制退液泡沫作为制退机复进时的工作介质，复进过程中产生的液压阻力可由实测的非工作腔压力间接换算得出。

低压泡沫的溃灭微观机理及其影响主要体现在制退液空化泡对制退机活塞等结构的空蚀破坏效应上，这并不是本文的研究重点，且在文献[5-6]中已有所述及，本文主要针对其宏观力学性能及其对火炮后坐和复进性能的影响进行研究。

3 制退机非工作腔内部空化的对比研究

3.1 实弹射击条件下的空化超声试验

制退机内部空化试验的具体原理与方法参见文献[8]，超声探头在制退筒上的安装位置如图2所示。火炮发射前，将探头接收的首列回波能量值标定为0.8(无量纲)，在火炮45°射角时，发射过程中探头接收到的回波能量值曲线见图3。

图2 空化试验中所用的超声探头

图3 实弹射击时界面处反射的回波能量值曲线

分析图3可知，非工作腔内的制退液在火炮发射的冲击载荷作用下确实发生了空化，空化后的制退液内夹杂着很多包含着制退液蒸汽的空泡，声阻抗急剧下降，使得交界面处的声压反射率明显增大。火炮后坐结束时非工作腔内并无真空段，因为如果非工作腔内存在真空段，在火炮大射角射击时，制退液受重力作用位于非工作腔底部，真空段必定位于上部，然而笔者在不同火炮射角下进行了多次测试，并在同一射角下改变超声探头的安装位置，使其对准制退机非工作腔的不同区域，多次测试得到的结果与图3相比并无明显差异，这说明空化形成的制退液泡沫已经均匀分布在非工作腔内，填补了由于制退杆抽出而形成的“真空段”。据试验结果还可得出，制退液空泡是在复进过程中逐渐溃灭的，这与复进过程中回波能量值的逐渐降低相吻合。

3.2 人工后坐条件下的空化超声试验

为了保证空化试验结果的准确性，笔者在人工后坐条件下重复了以上试验，具体方法为：打开复进机前端盖，用液压式人工后坐器的推杆向后推动复进机活塞，由复进杆带动炮尾进而带动制退杆向后运动，模拟火炮后坐，达到最大后坐位移后快速卸载人工后坐器推力，让后坐部分在复进机力的作用下自行复进到位。试验过程中火炮射角仍设置为45°，模拟的最大后坐位移同样为690 mm，后坐时间约为3 min，后坐速度约0.003 8 m/s，试验过程中超声探头接收的回波能量值曲线如图4所示(考虑到人工后坐时间远大于复进时间，为方便研究，已将坐标横轴转换为后坐位移，探头安装位置同图2)。

图4 人工后坐时界面处反射的回波能量值曲线

分析图4可知，当火炮后坐位移达到约41 mm时，界面处回波能量值从0.8突跃到约0.871，相应地，制退液与制退筒交界面处声压反射率突然增加到约99.82%，这说明超声探头下方开始出现可被识别的真空段，在后坐结束前回波能量值一直稳定在0.871附近，说明直到后坐结束时该真空段一直存在。复进前期，回波能量值一直保持在0.871附近，当复进位移达到193 mm(图中对应的后坐位移约497 mm)时，回波能量值突降至0.8，并保持该值直至复进到位。以上试验结果表明，人工后坐时制退液未发生空化，制退机非工作腔内确实形成了真空段，由于回波能量值是突然增大的，可知真空段一直位于制退机上部；复进时真空段首先消失，待其完全消失时，回波能量值骤降至初始值0.8。分析认为，由于人工后坐速度很慢，人工后坐时制退液在节制环流液孔的平均流速仅为约0.29 m/s，远小于实弹射击时制退液流动速度，因此制退液并未空化。

3.3 制退机非工作腔内部压力测试与结果分析

分析上面的对比试验结果可知，制退液是否空化取决于是否受到火炮发射冲击载荷作用，传统反后坐理论中关于“真空段”的假设只在火炮后坐速度很低的前提下成立，在实际火炮发射时是不适用的。由于制退液空泡在复进过程中逐渐溃灭，意味着非工作腔内一直有低压制退液泡沫存在，非工作腔提供的复进液压阻力远小于传统理论中指出的由于排除“真空段”后突然增加的复进液压阻力，这会对复进阻力的计算带来较大影响，进而影响火炮复进运动计算。为验证上述结论，笔者分别对火炮实弹射击时和人工后坐时的非工作腔内部压力进行了测试，测试时采用量程为0-5 MPa的压力传感器，传感器安装在制退机注液孔处，如图5所示。实弹射击时和人工后坐时的非工作腔压力测试值与传统反后坐理论计算值的对比见图6(由于人工后坐时间很长，已将试验结果中的坐标横轴转换为复进位移)。

图5 压力传感器及其安装位置

分析图6(a)可知，实弹射击时，制退机非工作腔在后坐初期有一个峰值约0.58 MPa，持续时间约0.01 s的脉冲压力，分析认为，这是火炮后坐初期制退液以极高的速度突然射入非工作腔，该液流冲击传感器表面形成的动压力被记录为非工作腔压力所致。在随后的后坐过程中，非工作腔内始终保持较低压力范围，受传感器测量精度所限，尚无法测量出具体压力数值，但推断其值应不会超过传感器的测量精度值100 kPa；在火炮复进过程中，非工作腔压力仍保持在该压力范围内，并没有出现传统反后坐理论中指出的由于“真空段”消失而突然增加的液压阻力，这说明低压制退液空化泡在受压溃灭时在宏观上并不能提供使得复进运动由加速变为减速的较大的液压阻力，这与依据传统反后坐理论得出的计算值不符。

分析图6(b)可知，人工后坐时，后坐阶段非工作腔内压力一直为0(由于该压力值恒为0，并未在图中显示)，结合3.3的超声空化试验结果可知，非工作腔内确实有真空产生。在复进行程达到193 mm之前(即真空段排除之前)，非工作腔内压力仍保持为0，复进液压阻力全部来自复进节制腔；待真空段排除后，非工作腔压力突然升高到约2.89 MPa，而后随着复进行程的增加逐渐降低到0，这说明非工作腔在复进后期提供了复进液压阻力，与依据传统反后坐理论得出的计算值相符。

图6 两种情况下非工作腔压力计算值与测试值的比较

4 制退液空化对制退机性能的影响分析

4.1 考虑制退液空化效应时的复进制动图绘制

复进制动图是表征复进剩余力Fsh和复进液压阻力FΦfj随复进行程变化规律和特点的图形，它是指导火炮制退机流液孔设计计算的主要依据[1]。以往绘制复进制动图依据的是传统反后坐理论中的“真空段”假设，对于全长复进节制的带沟槽节制杆式制退机，传统复进制动图如图7。

图7 传统的复进制动图

图8 改进的复进制动图

4.2 制退机复进液压阻力系数的实际取值分析

传统反后坐理论中，对于带沟槽的节制杆式制退机，主流液压阻力系数一般建议取1.3到1.5之间的值，支流液压阻力系数一般取主流液压阻力系数的3到4倍[1]。然而，在制退机压力测试中发现，实测的非工作腔压力远低于主流液压阻力系数取较小值1.3时的理论计算值，实测的复进节制腔压力则明显高于支流液压阻力系数取最大值6时的理论计算值，如图9所示。

为使火炮复进运动计算更为精确，笔者对制退机复进液压阻力系数的实际取值进行了分析。根据3.3的分析可知，火炮后坐初期，传感器接收到的脉冲压力信号是高速制退液流产生的动压，实际上非工作腔内压力始终保持在100 kPa以下，制退机主流复进液压阻力系数是按照可能的最大压力值100KPa折算得出的，采用最小二乘法拟合的值为0.036；制退机支流复进液压阻力系数是根据实测的火炮复进速度和复进节制腔压力折算得出的，拟合值为6.622 8，大于文献[1]中给出的最大推荐取值6，如图10所示。因此，对于带沟槽的节制杆式制退机，在进行火炮复进运动计算时，建议支流复进液压阻力系数取主流后坐液压阻力系数的4到4.5倍。

图9 实弹射击时的复进节制腔压力

4.3 考虑制退液空化的火炮复进运动计算

为了进一步研究冲击载荷作用下的制退液空化对火炮制退机性能的影响，笔者用传统方法和本文方法分别对火炮实弹射击和人工后坐时的复进运动进行了计算，并将计算结果与两种情况下实测的火炮复进速度进行了对比，如图11所示。

分析可知，考虑制退液空化影响时，制退机主流液压阻力系数和支流液压阻力系数分别取0和6.622 8，依据本文方法计算出的复进速度与实弹射击的实测速度非常吻合，二者均在复进约0.19 s时由加速变为减速；而依据传统方法计算出的复进速度则与人工后坐的实测速度更为接近，在复进约0.15 s时，由于真空段排除后突然增加的非工作腔液压阻力，使得复进运动由加速变为减速。然而，虽然火炮人工后坐时会在复进过程中受到更大的液压阻力，火炮复进到位速度却高于实弹射击时的复进到位速度，这看似违背常理，但却是对4.1中“复进速度比沟槽深度对复进液压阻力的影响更明显”这一论述的极好证明，由于复进运动过早进入减速时期，复进速度的降低使复进节制腔液压阻力随之迅速减小，在相同的复进剩余力作用下，火炮人工后坐时的复进到位速度比实弹射击时要更快一些。

5 结 论

(1) 受火炮发射冲击载荷作用影响，后坐结束时制退机非工作腔内不存在真空段。制退液空化泡复进过程中并不提供液压阻力。

(2) 火炮人工后坐条件下制退机非工作腔后坐结束时存在真空段，制退机非工作腔实测压力与传统反后坐理论计算结果相符，传统的非工作腔真空段假设并不适用于有冲击载荷作用的火炮发射过程。

(3) 对于采用带沟槽节制杆式制退机的火炮，复进运动计算中取制退机主流液压阻力系数拟合值0.036，支流液压阻力系数取拟合值6.622 8时，火炮复进速度计算值与实弹射击时的实测值较为符合；按照传统反后坐理论给出的液压阻力系数取值方法，得出的复进速度计算值与人工后坐时的实测值更为一致。

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