陳 吉，葛建立，謝 潤，張 罡，楊國來

(1.南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094； 2.上海機電工程研究所， 上海 201109)

隨著現(xiàn)代戰(zhàn)爭形勢的日益緊張，空襲的種類日益多樣化，對防空的要求越來越高。目前廣泛應用于防空的武器多為高炮、防空導彈等，彈炮結(jié)合武器系統(tǒng)集導彈、火炮于一體，具有攔截火力調(diào)配靈活，殺傷空域大、作戰(zhàn)效能高以及機動能力強等特點，受到廣泛青睞[1]。彈炮結(jié)合武器在行進間進行火炮射擊時，由于路面不平度隨機激勵及火炮射擊的高頻激勵，炮口擾動對火炮射擊準確度影響較大[2]，有必要對此進行分析研究。羅竹輝等[3]對比和評價了常見的幾種路面不平度生成方法，并給出了一種生成可被Adams識別的三維路面文件的方法；鐘洲等[4]建立了某型車載防空導彈的行進和發(fā)射一體化多柔體動力學模型，研究了不同路面情況和車速情況下對導彈發(fā)射精度的影響；麻小明等[5]對某型防空武器行進間發(fā)射動力學進行了研究，并給出了可以安全發(fā)射的路況和車速信息；謝潤等[6]建立了某自行火炮虛擬樣機模型，得到了其在不同等級路面上以不同速度行駛并射擊的炮口振動規(guī)律；姚琳等[7]在某越野火箭炮的剛?cè)狁詈蟿恿W模型中引入了油氣懸架的非線性特征，研究了其對于路面垂向沖擊的減輕作用。然而對于彈炮結(jié)合戰(zhàn)車而言，由于發(fā)射裝置集成了大量設備，火炮射擊受到不同設備的影響，考慮其關鍵部件柔性并進行行進間射擊的相關研究較少，對于發(fā)射裝置進行調(diào)轉(zhuǎn)后，其振動對行駛射擊時的動態(tài)特性的影響研究較少。

本文針對某型彈炮結(jié)合戰(zhàn)車(以下簡稱戰(zhàn)車)，建立剛?cè)狁詈隙囿w動力學模型，選取了典型工況進行仿真，通過與試驗數(shù)據(jù)對比，驗證了其用于工程分析的正確性。針對火炮以不同速度行進間射擊的問題，研究了相應工況下的炮口擾動。

1 剛?cè)狁詈蟿恿W模型建立

1.1 戰(zhàn)車拓撲結(jié)構(gòu)

彈炮結(jié)合戰(zhàn)車包括行駛部分和發(fā)射裝置，行駛部分由輪胎、懸架、車體、設備艙、工具艙及油機電站組成。輪胎通過懸架連接到車體，各艙室和油機電站固定在車體上。

發(fā)射裝置由發(fā)射轉(zhuǎn)塔及安裝在發(fā)轉(zhuǎn)塔上的光電設備、炮塔及火炮、導彈發(fā)射架(以下稱發(fā)射架)及箱彈模塊以及伺服電動缸(電缸)等組成。發(fā)射轉(zhuǎn)塔作為承載發(fā)射裝置其他部件的平臺，通過旋轉(zhuǎn)副與車體相連，光電設備等固連在發(fā)射轉(zhuǎn)塔上，炮塔與發(fā)射轉(zhuǎn)塔固定連接，火炮與炮塔通過轉(zhuǎn)動副連接，提供火炮的高低射角，發(fā)射架后端通過轉(zhuǎn)動副與轉(zhuǎn)塔連接，電缸兩端通過轉(zhuǎn)動副與發(fā)射架及發(fā)射轉(zhuǎn)塔連接，通過電缸的推動調(diào)節(jié)發(fā)射架的俯仰角。

本文研究的剛?cè)狁詈蟿恿W模型，基于以下假設：

1) 路面為剛性，不考慮路面受到車體壓力產(chǎn)生的變形。

2) 戰(zhàn)車底盤、光電搜索設備、炮塔及箱彈模塊等視為剛體，考慮轉(zhuǎn)塔及火炮身管的柔性。

3) 不考慮戰(zhàn)車行駛過程中底盤發(fā)動機和油機電站等設備運轉(zhuǎn)對戰(zhàn)車的振動激勵，不考慮風載影響。

整車的拓撲結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1中，B2、h2等左右中間輪，中間懸架的連接未標明，h1～h6為輪胎與地面的接觸，h7～h12、h21、h25～h28為旋轉(zhuǎn)副，h13～h18為油氣彈簧連接，h19、h20、h22～h24、h29為固定約束。

圖1 整車的拓撲結(jié)構(gòu)框圖

1.2 路面模型

路面不平度是戰(zhàn)車行駛過程中受到的主要外部激勵，可看成是平穩(wěn)、遍歷、服從Gaussian分布的隨機過程。本文選用諧波疊加法進行路面重構(gòu)，將路面譜曲線看成由許多正弦曲線進行疊加得到，正弦曲線的幅值由標準路面譜位移功率譜密度函數(shù)求出，其相位角滿足正態(tài)分布隨機數(shù)。

根據(jù)GB/T7031—2005的要求，對位移功率譜密度用以下公式進行擬合[8]：

(1)

其中，n0為參考空間頻率;ω為擬合功率譜密度的指數(shù)。

路面不平度的擬合公式如下：

(2)

圖2 D級路面不平度曲線

通過節(jié)點縫合法，編寫MATLAB程序?qū)⑾噜徢€的三個節(jié)點進行有序組合，得到NODE和ELEMENT矩陣，延伸至三維，生成可被ADAMS識別的rdf路面文件。

1.3 懸架、輪胎模型

戰(zhàn)車為雙橫臂獨立油氣懸架型。懸架的剛度特性通過在ADAMS中建立彈簧(Spring)實現(xiàn)，在雙橫臂懸架上下橫臂對應的硬點處建立彈簧單元[10]。懸架剛度的非線性因素根據(jù)懸架剛度試驗確定，得到油氣彈簧剛度曲線，如圖3。

由于戰(zhàn)車低速行進在高頻激勵路面上，輪胎的松弛效應對滑移率的影響較大，因此輪胎選用考慮了輪胎的縱向、側(cè)向松弛效應的UA輪胎模型[9]。

圖3 油氣彈簧力曲線

1.4 發(fā)射裝置模型

發(fā)射裝置由發(fā)射轉(zhuǎn)塔、發(fā)射架、電缸、箱彈模塊、光電設備、火炮和炮塔等組成。對發(fā)射轉(zhuǎn)塔和火炮身管進行柔性化處理，其他部分視為剛體。

發(fā)射轉(zhuǎn)塔作為承載發(fā)射裝置各種設備的平臺，其剛強度影響發(fā)射裝置振動響應。轉(zhuǎn)塔整體為鋁合金材質(zhì)，轉(zhuǎn)塔中部起強化作用的支撐梁為合金鋼，材料參數(shù)如表1所示。

表1 轉(zhuǎn)塔材料參數(shù)

支撐梁與塔體通過綁定連接約束。為保證生成的柔性體模型導入ADAMS后與其他部件連接可靠，需在轉(zhuǎn)塔與其他部件連接處設置界面節(jié)點。與轉(zhuǎn)塔建模類似，建立火炮身管的柔性體模型。利用Lanczos模態(tài)綜合法，計算轉(zhuǎn)塔及身管的模態(tài)信息。轉(zhuǎn)塔與身管的模態(tài)詳細信息見表2。

發(fā)射裝置上搭載的火炮為小口徑雙管自動炮，由炮身、供輸彈機構(gòu)、反后坐裝置、發(fā)射機構(gòu)和保險機構(gòu)等組成，身管固連在炮尾，火藥燃氣通過炮身、炮閂等結(jié)構(gòu)傳遞到炮塔，通過反后坐裝置減少其后坐力，復進機構(gòu)使身管產(chǎn)生復進運動，建立接觸關系，將身管與火炮結(jié)構(gòu)采用彈簧阻尼系統(tǒng)連接，以模擬火炮的阻尼力及復進簧力等，其剛度和阻尼系數(shù)由試驗數(shù)據(jù)確定。

表2 去除局部模態(tài)的模態(tài)信息

將路面、懸架、柔性體和其他剛性部件模型等導入ADAMS，按照實際的連接關系將模型裝配完成[11]。整車裝配圖如圖4所示。

圖4 整車布局簡圖

模型共有3個柔性體(轉(zhuǎn)塔，左、右身管)、40個轉(zhuǎn)動副、2個移動副、23個固定副、以及12個驅(qū)動。系統(tǒng)慣性坐標系的X軸向沿車身行進方向，Y軸沿車身側(cè)向，Z軸垂直路面向上。

2 模型校核

通過改變戰(zhàn)車姿態(tài)，給定不同的行駛情況，模擬不同的試驗狀況，將仿真結(jié)果與試驗結(jié)果對比，對所建立的動力學模型進行校核。

2.1 D級路面行駛校核

試驗場路面狀況近似為D級路面，利用1.2節(jié)的方法，建立D級路面不平度三維模型，導入ADAMS，所建立的耦合模型如圖5所示。

圖5 D級路面行駛模型

行駛工況如下：轉(zhuǎn)塔方位角0°，發(fā)射架俯仰角0°，火炮俯仰角0°，行駛速度在5 s內(nèi)勻加速至30 km/h，行駛20 s后勻減速至完全停止。

測點設置：1) 回轉(zhuǎn)支承安裝面中側(cè)；2) 炮塔安裝面。

計算以恒定速度穩(wěn)定行駛階段的對應測點垂向加速度均方根，與試驗數(shù)據(jù)對比情況見表3。

表3 仿真與試驗數(shù)據(jù)垂向加速度均方根值

試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)誤差均小于10%，該耦合行車模型能夠滿足工程使用需要。

2.2 駐車射擊校核

工況設置如下：轉(zhuǎn)塔方位角90°，導彈發(fā)射架俯仰角25°，火炮俯仰角3°，炮擊載荷進行相應簡化，根據(jù)火炮試驗數(shù)據(jù)，測得在炮尾處受到的炮膛合力，在膛底施加炮膛合力，左右身管各炮擊12發(fā)，每發(fā)間隔16 ms，為模擬現(xiàn)實情況中左右身管發(fā)射不同步的狀況，右身管比左身管延遲8 ms射擊。將輪轂處的轉(zhuǎn)動副改為固定副，模擬戰(zhàn)車駐車狀態(tài)。測點設置：1) 轉(zhuǎn)塔內(nèi)回轉(zhuǎn)支承安裝面中側(cè)；2) 炮塔安裝面右側(cè)。

計算處于穩(wěn)定炮擊階段的回轉(zhuǎn)支承安裝面、炮塔安裝面右側(cè)的垂向加速度均方根，與試驗數(shù)據(jù)對比情況見表4。

表4 仿真與試驗數(shù)據(jù)垂向加速度均方根值

試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)誤差均小于10%，該炮擊模型能夠滿足工程使用需要。

3 行進間發(fā)射計算與分析

3.1 駐車調(diào)轉(zhuǎn)

在戰(zhàn)車行進時，當目標出現(xiàn)在戰(zhàn)車側(cè)方時，需要調(diào)轉(zhuǎn)發(fā)射裝置進行火炮瞄準，為研究其調(diào)轉(zhuǎn)對炮口擾動的影響和規(guī)律，通過選取不同調(diào)轉(zhuǎn)速度，將轉(zhuǎn)塔調(diào)轉(zhuǎn)90°，考察調(diào)轉(zhuǎn)速度對炮口擾動的影響。為了比較行進間與駐車狀態(tài)下調(diào)轉(zhuǎn)對炮口擾動的影響區(qū)別，先對駐車調(diào)轉(zhuǎn)進行分析。在左身管炮口中心處建立參考坐標系，X軸沿身管指向炮尾，Z軸豎直向上，Y軸依據(jù)右手定則確定，指向身管側(cè)向。炮口擾動的衡量指標為左身管橫向、垂向角位移。

為研究不同調(diào)轉(zhuǎn)速度對炮口擾動的影響，使戰(zhàn)車處于駐車狀態(tài)，發(fā)射裝置在2 s、3 s和5 s內(nèi)由初始0°調(diào)轉(zhuǎn)至90°，導彈發(fā)射架及火炮身管高低角在相同時間內(nèi)由初始0°分別上升到50°及70°，調(diào)轉(zhuǎn)完成后開始射擊，射擊工況與2.2節(jié)相同。

以調(diào)轉(zhuǎn)完成為0 s開始計時，在第0.05 s開始射擊，射擊過程左側(cè)身管炮口橫向、垂向角位移曲線如圖6、圖7所示。

圖6 駐車調(diào)轉(zhuǎn)射擊炮口橫向角位移曲線

圖7 駐車調(diào)轉(zhuǎn)射擊炮口垂向角位移曲線

由圖6、7可見，駐車工況下調(diào)轉(zhuǎn)射擊時，橫向角位移受炮擊載荷的影響較為明顯，且不同調(diào)轉(zhuǎn)速度下橫向角位移相差較小。垂向角位移相比橫向角位移受炮擊載荷的影響更小，且調(diào)轉(zhuǎn)速度越快，垂向角位移在炮擊過程中變化的幅值越大。

3.2 行進間射擊

在戰(zhàn)車正常行駛過程中，火炮身管需要跟蹤不同方向出現(xiàn)的目標，而當目標出現(xiàn)時，戰(zhàn)車可能以不同速度行駛在路面上。

為研究行駛速度與射擊穩(wěn)定性的關系，使戰(zhàn)車分別以15 km/h、25 km/h以及35 km/h的速度穩(wěn)定行駛在D級路面上，發(fā)射裝置以3.1節(jié)中3 s調(diào)轉(zhuǎn)的工況進行調(diào)轉(zhuǎn)，并進行火炮射擊。射擊過程中炮口橫向、垂向的角位移如圖8、圖9所示。

可以看出，相比于駐車射擊，行進間射擊的炮口橫向角位移的低速工況與駐車工況的幅值及變化規(guī)律相近，高速工況初始時刻的橫向角位移絕對值增加約0.8°，且橫向角位移幅值的絕對值最大。炮口垂向角位移變化較大，當戰(zhàn)車以較低速度(15 km/h、25 km/h)行駛時，垂向角位移與駐車射擊垂向角位移相差不大，而以較高速度(35 km/h)行駛時，垂向角位移的絕對值增大較明顯，初始時刻的垂向角位移絕對值相比于駐車射擊增加1.5°。

低速工況下，路面對戰(zhàn)車的隨機激勵表現(xiàn)得不明顯。炮口擾動的幅值及變化規(guī)律與駐車工況相近。而隨著車速的提高，路面的隨機激勵對戰(zhàn)車平穩(wěn)性的影響逐漸增大，炮口擾動也不斷增大，會對射擊的穩(wěn)定性、精確性造成更大影響，在制定調(diào)轉(zhuǎn)策略時，需要考慮不同速度下炮口擾動的區(qū)別。

圖8 行進間調(diào)轉(zhuǎn)射擊炮口橫向角位移曲線

圖9 行進間調(diào)轉(zhuǎn)射擊炮口垂向角位移曲線

4 結(jié)論

1) 發(fā)射裝置調(diào)轉(zhuǎn)時，炮口擾動的變化情況受戰(zhàn)車行駛速度的影響較大，受發(fā)射裝置調(diào)轉(zhuǎn)速度的影響較小。

2) 通過與試驗對比可以看出，文中所采用的動力學模型建立方法準確可靠，能夠滿足工程分析需要，可以為建立彈炮結(jié)合戰(zhàn)車的動力學模型提供參考。

3) 對該型彈炮結(jié)合戰(zhàn)車，當行駛在路況較差的路面上時，行駛速度對炮口擾動的影響較大，為提升命中目標的概率，需要將行駛速度控制在25 km/h以下。