田亞鋒，范天峰，張?zhí)?，薛慶陽，寧變芳，王華亭

(西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099)

防空高炮作為摧毀來襲目標的最后一道防御網(wǎng)[1]，對高炮的射擊精度具有更高要求，炮塔作為高炮系統(tǒng)重要的承載部件，炮塔的剛度對射擊精度有較大的影響；另外，高炮總體對質(zhì)量、尺寸等指標有嚴格控制，減重有利于提高裝備的機動性且更利于運輸，但是減重可能會影響結(jié)構(gòu)的剛強度，因此需要在炮塔結(jié)構(gòu)優(yōu)化設計時進行剛強度分析[2]。筆者基于結(jié)構(gòu)剛強度理論，采用ANSYS workbench有限元仿真軟件，在對樣機方案進行有限元分析的基礎上，通過對炮塔進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，對改進后炮塔本體方案進行剛強度分析，完成炮塔的輕量化設計。

1 理論分析

進行結(jié)構(gòu)輕量化設計，需在滿足剛強度的前提下進行。強度理論旨在研究材料在復雜應力條件下的屈服和破壞規(guī)律。最大剪應力理論又稱為Tersca-Guest理論，該理論認為導致屈服的是最大剪應力。

剛度指結(jié)構(gòu)在工作時所產(chǎn)生的彈性變形不超過正常工作所允許的限度。結(jié)構(gòu)在彎矩作用下會發(fā)生彎曲變形，其抵抗彎曲變形的能力被稱為抗彎剛度[3]。

在數(shù)值計算中常用靜載荷下結(jié)構(gòu)的變形量衡量結(jié)構(gòu)剛度，變形量越大，剛度越差，反之則越好。

1.1 炮塔受力分析

炮塔通常由炮塔底板、左右托架、搖架、耳軸、自動機等組成。自動機隨搖架繞耳軸中心作俯仰運動，實現(xiàn)上下俯仰射擊；炮塔通過座圈繞座圈中心轉(zhuǎn)動，實現(xiàn)方位360°射擊。

火炮在射擊時，受到后坐阻力以及自重的作用，通過搖架導軌支撐力及反后坐裝置的后坐阻力傳遞給炮塔。本文炮塔采用中炮布置，因此后坐阻力分布于座圈中心豎直面上，且由于炮塔可以繞座圈轉(zhuǎn)動，忽略炮塔質(zhì)心相對于座圈中心的微小偏移量，理想狀態(tài)下，炮塔受到自身重力、后坐阻力在豎直和水平方向的分力以及翻轉(zhuǎn)力矩。因此在剛度評價時，重點分析在豎直方向上炮塔各組成單元的剛度，然后對炮塔整體的剛強度進行驗證計算[4]?；鹋谠谏鋼暨^程中，按照俯仰角度不同，后坐力作用方向隨之改變，俯仰角為0°、45°、85°射擊時3種工況下炮塔所受載荷如表1所示。

表1 搖架前后導軌支撐反力 kN

1.2 火炮剛強度評價

結(jié)合剛強度理論以及炮塔所受載荷，需要選擇合理的指標評價炮塔剛強度。

1)炮塔最大合變形：反映射擊時炮塔整體在后坐力以及其他載荷的作用下，炮塔某一位置最大的變形量，反映炮塔整體的剛度，最大合變形越小，剛度越好。

2)左右托架耳軸室周圍最大變形：直接反映到搖架的平動和擺動，進而影響火炮射擊精度。

3)炮塔最大等效應力：反映射擊時炮塔承受最大載荷的能力。

本文中樣機方案經(jīng)過射擊試驗驗證，炮塔剛強度滿足精度指標要求，但需減重15%以上，因此以樣機方案中炮塔剛強度計算結(jié)果為依據(jù)，對炮塔本體進行輕量化設計。

2 樣機方案剛強度計算

炮塔本體的主要組成及質(zhì)量分布如表2所示。

表2 炮塔本體組成表

2.1 有限元計算模型

計算模型包含炮塔本體、搖架以及耳軸。將簡化模型導入ANSYS workbench中，采用高階四面體單元劃分網(wǎng)格[5]，采用多點約束梁單元連接模擬各組成之間的螺釘連接，耳軸與左右托架之間通過定義接觸連接；約束炮塔與座圈連接面3個方向自由度[6]。施加計算載荷、重力、彈簧力等。計算模型如圖1所示。

2.2 材料屬性

炮塔本體、搖架材料為ZL205A，耳軸采用鋼40Cr，有限元分析中，基本參數(shù)如表3所示。

表3 材料參數(shù)

2.3 數(shù)值計算結(jié)果

基于有限元計算模型，調(diào)整載荷大小，計算3種工況下炮塔的變形以及等效應力。圖2為0°射角時炮塔本體變形以及應力云圖，表4為3種射角下剛強度計算結(jié)果。

表4 炮塔計算結(jié)果匯總

參數(shù) 射角0°45°85°最大合變形/mm1.290.820.45耳軸孔最大變形/mm0.450.260.31炮塔最大等效應力/MPa144.584.533.6

3種工況下炮塔最大等效應力均出現(xiàn)在平衡機導向輪座根部，0°射角等效應力最大為144.5 MPa，耳軸孔周圍加強筋根部應力小于35 MPa；3種射角中0°及85°射角耳軸孔最大變形均為0.45 mm.由于0°射角平衡機彈簧力較大，平衡機導向輪座最大變形為1.29 mm.

3 炮塔模型優(yōu)化

原有模型中炮塔底板、左托架及右托架，均采用鋁合金鑄造實心加強筋，質(zhì)量分布如表5所示，對加強筋進行優(yōu)化。基于等效加載，通過改變加強筋的截面形式，分析改進前后加強筋的剛強度變化。

表5 主要部件中加強筋質(zhì)量分布 kg

3.1 耳軸室輻射筋優(yōu)化

3.1.1 結(jié)構(gòu)改進及仿真計算模型

火炮在射擊時通過耳軸將后坐力以及俯仰部分質(zhì)量傳遞到左右托架，理想狀態(tài)下，耳軸輻射加強筋受到沿耳軸徑向的壓力以及沿耳軸室周向的剪切力。

根據(jù)受力分析，不改變加強筋在托架立面內(nèi)剛強度的前提下，進行輕量化設計。擬將方案中的加強筋改為“工”字型筋，加強筋截面如圖3所示，加強筋長度為500 mm，通過設計不同的截面尺寸，建立了4種改進方案，各方案的結(jié)構(gòu)尺寸及質(zhì)量如表6所示。

表6 各方案幾何尺寸及質(zhì)量

方案幾何尺寸/mmLH質(zhì)量/kg質(zhì)量優(yōu)化/%方案130151.42939.1方案235151.55133.9方案33616.51.49236.4方案43716.51.51335.5原方案——2.347—

加強筋材料屬性與2.2節(jié)相同，在保證加強筋長度、載荷大小以及加載位置均一致的前提下，采用6面體網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸5 mm，建立仿真計算模型。圖4為改進前后有限元計算模型。

3.1.2 計算結(jié)果分析

加載載荷從20 N遞增至1 020 N，針對5種方案進行有限元仿真計算，圖5為5種方案中加強筋最大變形統(tǒng)計。

通過計算可知，5種方案在等效加載情況下，最大應力為95 MPa，屬于彈性變形；方案4對加強筋進行減重的同時，質(zhì)量減小35.5%，對加強筋寬度進行適當增加，可以有效提高加強筋在寬度方向上的抗彎剛度，變形減小2%.

3.2 炮塔底板縱梁結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.2.1 有限元計算模型

炮塔底板采用兩根對稱布置的縱梁與座圈安裝環(huán)筋相連，且縱梁的正上方布置左右托架，射擊時縱梁主要提供豎直方向的支撐力以及垂直方向的抗彎剛度。

原方案中縱梁為實心筋結(jié)構(gòu)，取單根進行受力分析，保證長度1 220 mm不變，調(diào)整截面形狀如圖6所示，結(jié)構(gòu)尺寸及減重效果如表7所示，加載載荷從50 N遞增至2 700 N，建立計算模型。

表7 4種改進方案幾何尺寸及質(zhì)量

方案幾何尺寸/mmHH1D質(zhì)量/kg質(zhì)量優(yōu)化/%方案1———15.3319.3方案262406515.6117.8方案364426015.3319.3方案468465615.5318.2原方案———19.00—

3.2.2 有限元計算結(jié)果

針對5種方案,采用等效加載方式進行數(shù)值計算，改進前后各方案加強筋變形及應力曲線如圖7所示。

通過計算結(jié)果可知，5種方案加強筋在加載到2 700 N的情況下最大應力為129 MPa,小于材料的許用應力，均屬于彈性變形；從變形以及應力曲線可知，改進方案4在應力與原方案變化不大的前提下，質(zhì)量比原方案減小18.2%，變形比原方案減小2%.

3.3 座圈安裝環(huán)環(huán)面尺寸對剛強度影響

表5中炮塔底板環(huán)形筋為實心矩型截面，質(zhì)量47 kg，參照3.2節(jié)計算結(jié)果，在不改變安裝高度的情況下，將截面改為階梯型，截面形狀如圖8所示。

3.4 炮塔優(yōu)化模型建立

基于上述計算分析，按照3.1節(jié)加強筋的優(yōu)化截面，對左右托架中耳軸室輻射筋進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化；按照3.2節(jié)、3.3節(jié)優(yōu)化結(jié)果，對炮塔底板中縱梁和座圈環(huán)筋進行截面優(yōu)化處理，并對炮塔本體中其他加強筋進行結(jié)構(gòu)調(diào)整，對局部進行加強處理，在考慮加工工藝性的基礎上將炮塔底板加強筋改為上下布置，改進后各主要組成部分質(zhì)量如表8所示，計算模型如圖9所示。

表8 改進后各主要組成部分質(zhì)量

4 仿真計算及對比分析

基于計算模型，通過調(diào)整平衡機彈簧力、導軌支撐力以及后坐力等載荷大小，計算了3種工況下的炮塔的變形及等效應力。在強度滿足材料許用應力的前提下，重點關(guān)注炮塔本體耳軸室附近的變形量大小。圖10為各射角時炮塔本體在承受外力載荷的情況下的變形云圖。計算結(jié)果如表9所示。

表9 炮塔本體計算結(jié)果對比

對比分析表4和表9得出：

1)由于在0°射角平衡機力較大，兩種方案最大等效應力均出現(xiàn)在平衡機滑輪座根部，且改進后方案應力值減小為106.5 MPa，耳軸室周圍加強筋根部應力均較小，小于35 MPa，均小于材料的屈服強度。

2)3種射角下耳軸室附近最大變形均小于0.45 mm，改進方案較原方案減小4%以上，在45°射角時減小11%，炮塔本體最大變形均出現(xiàn)在平衡機滑輪座，均屬于彈性變形。

3)與樣機方案對比，在剛強度變化不大的前提下，炮塔本體質(zhì)量由453 kg降為369 kg，減小18.5%.

5 結(jié)論

筆者在對試驗樣機方案仿真計算結(jié)果的基礎上，采用調(diào)整加強筋截面形式的方法，完成了加強筋剛強度計算，進而完成了炮塔的輕量化設計。得出如下結(jié)論：

1)通過調(diào)整加強筋截面形式進行剛強度分析的方法，能夠有效地完成加強筋的結(jié)構(gòu)優(yōu)化炮塔的輕量化設計。炮塔本體質(zhì)量整體減小18.5%，完成了總體對炮塔的減重要求。

2)在質(zhì)量減輕且滿足材料強度的前提下，耳軸室附近最大變形較原方案減小4%以上，在45°射角時減小11%.

3)經(jīng)過對樣機方案和改進后方案的分析對比，實現(xiàn)了炮塔本體的輕量化設計工作，筆者采用的方法能夠為后續(xù)炮塔輕量化設計提供一定的指導意義。