某防御戰(zhàn)車行進(jìn)間射擊炮口動態(tài)擾動特性研究

陳 吉，葛建立，謝 潤，張 罡，楊國來

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094； 2.上海機(jī)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(yīng)用于防空的武器多為高炮、防空導(dǎo)彈等，彈炮結(jié)合武器系統(tǒng)集導(dǎo)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(jī)動能力強(qiáng)等特點(diǎn)，受到廣泛青睞[1]。彈炮結(jié)合武器在行進(jìn)間進(jìn)行火炮射擊時，由于路面不平度隨機(jī)激勵及火炮射擊的高頻激勵，炮口擾動對火炮射擊準(zhǔn)確度影響較大[2]，有必要對此進(jìn)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(dǎo)彈的行進(jìn)和發(fā)射一體化多柔體動力學(xué)模型，研究了不同路面情況和車速情況下對導(dǎo)彈發(fā)射精度的影響；麻小明等[5]對某型防空武器行進(jìn)間發(fā)射動力學(xué)進(jìn)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(jī)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(xué)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(shè)備，火炮射擊受到不同設(shè)備的影響，考慮其關(guān)鍵部件柔性并進(jìn)行行進(jìn)間射擊的相關(guān)研究較少，對于發(fā)射裝置進(jìn)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(xué)模型，選取了典型工況進(jìn)行仿真，通過與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比，驗(yàn)證了其用于工程分析的正確性。針對火炮以不同速度行進(jìn)間射擊的問題，研究了相應(yīng)工況下的炮口擾動。

1 剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型建立

1.1 戰(zhàn)車拓?fù)浣Y(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(shè)備艙、工具艙及油機(jī)電站組成。輪胎通過懸架連接到車體，各艙室和油機(jī)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(shè)備、炮塔及火炮、導(dǎo)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(shè)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(xué)模型，基于以下假設(shè)：

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(shè)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(jī)和油機(jī)電站等設(shè)備運(yùn)轉(zhuǎn)對戰(zhàn)車的振動激勵，不考慮風(fēng)載影響。

整車的拓?fù)浣Y(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(biāo)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?fù)浣Y(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(jī)過程。本文選用諧波疊加法進(jìn)行路面重構(gòu)，將路面譜曲線看成由許多正弦曲線進(jìn)行疊加得到，正弦曲線的幅值由標(biāo)準(zhǔn)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(jī)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(jìn)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(diǎn)縫合法，編寫MATLAB程序?qū)⑾噜徢€的三個節(jié)點(diǎn)進(jìn)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(dú)立油氣懸架型。懸架的剛度特性通過在ADAMS中建立彈簧(Spring)實(shí)現(xiàn)，在雙橫臂懸架上下橫臂對應(yīng)的硬點(diǎn)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(yàn)確定，得到油氣彈簧剛度曲線，如圖3。

由于戰(zhàn)車低速行進(jìn)在高頻激勵路面上，輪胎的松弛效應(yīng)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(yīng)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(shè)備、火炮和炮塔等組成。對發(fā)射轉(zhuǎn)塔和火炮身管進(jìn)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(shè)備的平臺，其剛強(qiáng)度影響發(fā)射裝置振動響應(yīng)。轉(zhuǎn)塔整體為鋁合金材質(zhì)，轉(zhuǎn)塔中部起強(qiáng)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(dǎo)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(shè)置界面節(jié)點(diǎn)。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(jì)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(xì)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(jī)構(gòu)、反后坐裝置、發(fā)射機(jī)構(gòu)和保險(xiǎn)機(jī)構(gòu)等組成，身管固連在炮尾，火藥燃?xì)馔ㄟ^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(fù)進(jìn)機(jī)構(gòu)使身管產(chǎn)生復(fù)進(jìn)運(yùn)動，建立接觸關(guān)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(fù)進(jìn)簧力等，其剛度和阻尼系數(shù)由試驗(yàn)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(dǎo)入ADAMS，按照實(shí)際的連接關(guān)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(biāo)系的X軸向沿車身行進(jìn)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(yàn)狀況，將仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比，對所建立的動力學(xué)模型進(jìn)行校核。

2.1 D級路面行駛校核

試驗(yàn)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(dǎo)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(diǎn)設(shè)置：1) 回轉(zhuǎn)支承安裝面中側(cè)；2) 炮塔安裝面。

計(jì)算以恒定速度穩(wěn)定行駛階段的對應(yīng)測點(diǎn)垂向加速度均方根，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比情況見表3。

表3 仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)垂向加速度均方根值

試驗(yàn)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(shè)置如下：轉(zhuǎn)塔方位角90°，導(dǎo)彈發(fā)射架俯仰角25°，火炮俯仰角3°，炮擊載荷進(jìn)行相應(yīng)簡化，根據(jù)火炮試驗(yàn)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(shí)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(diǎn)設(shè)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(jì)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(yàn)數(shù)據(jù)對比情況見表4。

表4 仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)垂向加速度均方根值

試驗(yàn)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(jìn)間發(fā)射計(jì)算與分析

3.1 駐車調(diào)轉(zhuǎn)

在戰(zhàn)車行進(jìn)時，當(dāng)目標(biāo)出現(xiàn)在戰(zhàn)車側(cè)方時，需要調(diào)轉(zhuǎn)發(fā)射裝置進(jìn)行火炮瞄準(zhǔn)，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(jìn)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(jìn)行分析。在左身管炮口中心處建立參考坐標(biāo)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(biāo)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(dǎo)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(jì)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(jìn)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(biāo)，而當(dāng)目標(biāo)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(guān)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(jìn)行調(diào)轉(zhuǎn)，并進(jìn)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(jìn)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(dāng)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(jī)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(jī)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(jìn)間調(diào)轉(zhuǎn)射擊炮口橫向角位移曲線

圖9 行進(jìn)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(yàn)對比可以看出，文中所采用的動力學(xué)模型建立方法準(zhǔn)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(xué)模型提供參考。

3) 對該型彈炮結(jié)合戰(zhàn)車，當(dāng)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(biāo)的概率，需要將行駛速度控制在25 km/h以下。