賀小杰，任杰

(南京理工大學(xué)機械工程學(xué)院，江蘇南京 210094)

0 前言

火箭炮在發(fā)射時，需要以適當?shù)姆绞街卧诘孛嫔希梢越档蛙圀w中彈性結(jié)構(gòu)對發(fā)射過程的影響，從而減小起始擾動。目前火箭炮的支撐方式有純支腿(剛性)支撐、純輪胎(彈性)支撐和混合(半剛性)支撐3種。研究不同支撐方式下火箭炮發(fā)射時的車身振動響應(yīng)具有重要意義。詹晶晶等[1]建立了千斤頂與地面接觸和輪胎與地面接觸的虛擬樣機模型，對混合支撐和純輪胎支撐2種方式下的火箭炮發(fā)射進行了動力學(xué)仿真。

連通式油氣懸架與獨立式油氣懸架的最大區(qū)別是：利用油管將不同車橋上油氣懸架的油室或者氣室相連，可以均衡分配發(fā)射車各車橋在不平路面或者發(fā)射時產(chǎn)生的不同載荷，使各車橋上的輪胎具有更好的接地性。林國問等[2]通過建立連通式油氣懸架和獨立式油氣懸架，驗證了連通式油氣懸架具有良好的振動性能。賈召敏等[3]通過建立仿真模型，證明了火箭炮發(fā)射過程中，相比獨立式油氣懸架，連通式油氣懸架能夠有效地降低車身垂向位移、垂向加速度以及俯仰角加速度，越野車在發(fā)射結(jié)束后能夠更快速地保持穩(wěn)定，提高了越野車的機動性。

關(guān)于連通式油氣懸架的研究文獻已有很多，但是主要集中于連通式油氣懸架的建模和剛度阻尼特性分析以及對車輛行駛性能的影響上[4-14]，對于連通式油氣懸架在發(fā)射過程中起到的減振作用研究還鮮有涉及。

本文作者利用專業(yè)液壓軟件AMESim搭建了3種支撐方式下的1/2整車發(fā)射動力學(xué)仿真模型，通過給車身施加一定的激勵作用，研究不同支撐方式下發(fā)射車的動力學(xué)響應(yīng)。

1 1/2火箭炮物理模型和數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

文中研究對象是新一代超輕型高機動多管火箭炮，整車全部采用合金金屬，既提高了車身強度，又能夠有效減輕整車質(zhì)量。由于車身結(jié)構(gòu)具有對稱性，發(fā)射過程中的橫向響應(yīng)相對較小，故主要研究火箭炮發(fā)射系統(tǒng)的垂向和俯仰響應(yīng)特性。根據(jù)實際結(jié)構(gòu)對火箭炮發(fā)射系統(tǒng)進行適當簡化，基于兩軸連通式油氣懸架，建立四自由度的1/2火箭炮發(fā)射車物理模型如圖1所示。

圖1 1/2火箭炮發(fā)射車物理模型

兩軸連通式油氣懸架的物理模型如圖2所示。兩軸連通式油氣懸架系統(tǒng)通過橡膠油管將雙氣室油氣懸架相互連通而成，并且，蓄能器6和蓄能器5也連接在中間管道上，前懸架液壓缸中的C腔和后懸架液壓缸中的F腔以及蓄能器6連通，中間充滿油液。后懸架液壓缸中的G腔和前懸架液壓缸中的B腔以及蓄能器5相互連通，中間也充滿油液。前后懸架液壓缸中的B(F)腔和A(E)腔通過單向閥和阻尼孔連通。C腔和A(B)以及G腔和E(F)腔之間有活塞隔開，蓄能器中充有氮氣，氮氣和油液之間隔有氣囊，用來防止氣體在高溫高壓下溶解到油液中，影響油氣懸架的工作性能[15-20]。

圖2 兩軸連通式油氣懸架物理模型

1.2 1/2火箭炮發(fā)射車四自由度動力學(xué)模型

1/2火箭炮發(fā)射車具有4個自由度，分別為：車身的垂向振動、俯仰振動以及前后2個車橋的垂向振動。根據(jù)簡化后的發(fā)射車模型，可以推導(dǎo)出其振動微分方程為

(1)

輪胎對地面的瞬時動載荷為

(2)

液壓支腿對地面的瞬時動載荷為

(3)

式中：m為1/2發(fā)射車車身質(zhì)量；m1、m2分別為前、后車橋質(zhì)量；J為1/2發(fā)射車車轉(zhuǎn)動慣量；l1、l2分別為前、后車橋到質(zhì)心的距離；l3、l4分別為前、后支腿到質(zhì)心的距離；x為車身垂向位移；xi(i=1,2)為各個車橋的垂向位移；ki(i=1,2)為2個輪胎的等效非線性剛度系數(shù)；ci(i=1，2)為2個輪胎的等效非線性阻尼系數(shù)；kzti(i=1,2)為2個支腿的等效剛度系數(shù)；czti(i=1，2)為2個支腿的等效阻尼系數(shù)；F為外加載荷；Fs1和Fs2分別為前、后活塞桿輸出力；Fti(i=1,2)為前后輪胎力；Fzti(i=1,2)為前后支腿力；q為路面輸入；θ為車身俯仰角。

1.3 連通式油氣懸架模型

文中假設(shè)懸架的液壓缸保持固定不動，活塞桿及活塞組件在液壓缸中做往復(fù)運動。油氣懸架系統(tǒng)的輸出力主要包括系統(tǒng)的彈性力、阻尼力、活塞和活塞桿組件與懸架液壓缸之間的摩擦力[21-22]。一般情況下，系統(tǒng)處于振顫狀態(tài)和由密封摩擦引起的誤差在可接受范圍內(nèi)，所以可以忽略系統(tǒng)的摩擦力。則活塞桿輸出力Fs1和Fs2可以表示為

(4)

式中：A1為A腔、E腔面積，A1=π/4(D2-d2)；A2為C腔、G腔的面積，A2=π/4D2，D為懸架缸C腔(G腔)內(nèi)徑，d為活塞桿直徑；pA為A腔瞬時壓力；pC為C腔瞬時壓力；pE為E腔瞬時壓力；pG為G腔瞬時壓力。

1.4 輪胎與液壓支腿模型

在待發(fā)射狀態(tài)下，起豎油缸將發(fā)射箱起豎至發(fā)射位置，此過程中整車質(zhì)心會向車尾變化，使得車身發(fā)生傾斜，從而影響發(fā)射，故須對車身姿態(tài)進行調(diào)平。發(fā)射車通過對懸架和液壓支腿的控制，使車身姿態(tài)達到發(fā)射要求，將整車行駛狀態(tài)下的車身高度作為車身調(diào)平的初始高度，液壓支腿伸出不同距離便是不同支撐狀態(tài)。輪胎和液壓支腿作用力分別為

(5)

(6)

式中：zt為輪胎壓縮量；z為液壓支腿壓縮量；kt、ct分別為輪胎的等效剛度和等效阻尼系數(shù)；kzt、czt分別為液壓支腿的等效剛度和等效阻尼系數(shù)。

2 仿真模型建立

2.1 模型建立

文中通過AMESim搭建了3種不同支撐方式下的1/2輕型高機動連通式油氣懸架火箭炮發(fā)射車仿真模型，如圖3—5所示。為了對比分析，同時搭建了混合支撐下的獨立式油氣懸架火箭炮發(fā)射車仿真模型，如圖6所示。

圖3 純輪胎支撐

圖4 純支腿支撐

圖5 連通式油氣懸架混合支撐

圖6 獨立式油氣懸架混合支撐

2.2 參數(shù)設(shè)置

在多管火箭炮發(fā)射過程中，后坐力會對車身產(chǎn)生突加載荷，文中取突加載荷的最大值作為激勵。在0～10 s時，液壓支腿將車身推升至待發(fā)射高度(0.3 m)后保持穩(wěn)定，隨后施加幅值為3 500 N的階躍載荷，用來模擬多管火箭炮發(fā)射產(chǎn)生的瞬時后坐力。在確定支腿液壓缸參數(shù)時考慮最危險的工況，即發(fā)射車處于純支腿支撐狀態(tài)，并且將支腿上的壓力按均布載荷考慮，支腿液壓缸直徑D1取50 mm，活塞桿直徑d1取36 mm。路面不平度用正弦信號來模擬，幅值為50 mm，頻率為2 Hz，其中前橋的輸入激勵比后橋相位上超前180°，可以模擬出車身在發(fā)射過程中所處的路面狀態(tài)。仿真時間設(shè)置為12 s，步長0.001 s。其他仿真模型參數(shù)如表1所示。

表1 仿真模型參數(shù)

3 結(jié)果對比分析

文中簡化并且模擬了火箭炮的發(fā)射過程，對液壓支腿的伸出過程(0～10 s)不予過多討論，重點分析不同支撐方式下發(fā)射時(10～12 s)火箭炮在垂直方向上的振動性能，包括車身的垂向位移、垂向加速度、輪胎動載荷、支腿壓力以及懸架動行程的變化。

3.1 車身垂向位移

圖7所示為不同支撐方式下的火箭炮發(fā)射過程中車身垂向位移變化曲線。可以看出：在純輪胎支撐下車身垂向位移較大且震蕩持續(xù)時間較久；在混合支撐和純支腿支撐下車身垂向位移較小且車身能快速恢復(fù)穩(wěn)定。在含有連通式油氣懸架的混合支撐下比在含有獨立式油氣懸架的混合支撐下車身的垂向位移有所減小。這主要是因為前者的車橋通過油管連通后，整個系統(tǒng)的剛度比后者大，可以減小系統(tǒng)的垂向位移。

圖7 車身垂向位移變化曲線

3.2 車身垂向加速度

圖8所示為不同支撐狀態(tài)下火箭炮發(fā)射過程中的車身垂向加速度變化曲線?？梢钥闯觯涸诩冎戎蜗萝嚿泶瓜蚣铀俣鹊恼穹畲笄艺鹗幖ち遥撬p速度最快，快速恢復(fù)穩(wěn)定；在純輪胎支撐以及混合支撐下車身垂向加速度振幅較小，但是衰減速度較慢。并且，在含有連通式油氣懸架的混合支撐下比在含有獨立式油氣懸架的混合支撐下車身垂向加速度要小。

圖8 車身垂向加速度變化曲線

3.3 輪胎動載荷

圖9所示為不同支撐方式下火箭炮發(fā)射過程中的前、后輪胎動載荷變化曲線。在純輪胎支撐下各輪胎壓力變化較大，車身震蕩也較大；在混合支撐下各輪胎動載荷變化穩(wěn)定，前后輪胎動載荷相近。在含有連通式油氣懸架的混合支撐下比在含有獨立式油氣懸架的混合支撐下輪胎動載荷明顯減小且變化較小。這主要是因為連通式油氣懸架系統(tǒng)在發(fā)射車發(fā)射時可以使車橋上的載荷轉(zhuǎn)移，使各車橋的載荷保持均衡。

圖9 前輪胎(a)和后輪胎(b)載荷變化曲線

3.4 支腿壓力

圖10所示為不同支撐狀態(tài)下火箭炮發(fā)射過程中支腿壓力變化曲線。在純支腿支撐下，支腿的支撐壓力大，震蕩較為劇烈，但震蕩時間短，能夠使車身快速穩(wěn)定；在混合支撐下，支腿壓力較小，但是穩(wěn)定所需時間較長，并且在這種支撐方式下，連通式與獨立式二者的表現(xiàn)基本接近。

圖10 支腿壓力變化曲線

3.5 懸架動行程

圖11所示為在不同支撐狀態(tài)下火箭炮發(fā)射過程中的前、后懸架動行程的變化曲線。在純輪胎支撐下，前、后懸架的懸架動行程有較大的變化，而在混合支撐下懸架動行程沒有很大變化。并且，在含有連通式油氣懸架的混合支撐下的懸架動行程比在含有獨立式油氣懸架的混合支撐下的變化要大，因此連通式油氣懸架能夠有效改善車身振動性能。

圖11 前(a)、后(b)懸架動行程變化曲線

4 結(jié)論

文中基于兩軸連通式油氣懸架系統(tǒng)，分別建立了輕型高機動火箭炮在3種不同支撐方式下的發(fā)射仿真模型，在發(fā)射沖擊的作用下對比不同支撐方式對發(fā)射車垂向振動性能的影響?？梢缘玫剑涸诩冎戎蜗萝嚿碓诎l(fā)射過程中的動態(tài)響應(yīng)較小，支腿壓力變化較穩(wěn)定；在純輪胎支撐下車身在發(fā)射過程中的動態(tài)響應(yīng)較大，輪胎動載荷、懸架動行程變化較大；在輪胎與支腿混合支撐下車身的動態(tài)響應(yīng)和載荷變化較純支腿支撐方式大，較純輪胎支撐方式小，發(fā)射完成后能迅速使系統(tǒng)振動能量衰減，使車身達到穩(wěn)定狀態(tài)。此外，在混合支撐方式下的連通式油氣懸架比獨立式油氣懸架能夠更加有效減少車身振動，使車身快速保持穩(wěn)定，平衡各橋載荷，有效減小振動對車身的破壞，提高車輛的使用壽命。

文中通過AMESim液壓軟件搭建了連通式油氣懸架系統(tǒng)模型，并對懸架液壓系統(tǒng)性能進行了研究，表明其對復(fù)雜液壓系統(tǒng)的研究是一種高效的方法。