高平機特性仿真分析與驗證

趙 凡，李宜丁，房世義

(山西北方機械制造有限責任公司，山西 太原 030009)

0 引言

車載榴彈炮為了避免后坐時后坐部分與地面或車體碰撞，將后坐部分相對耳軸向前布置，起落部分重心位于耳軸前，于是產(chǎn)生了一個使炮口向下的重力矩。平衡機的作用是提供一個相對于耳軸的平衡力矩來克服火炮起落部分的重力矩，保證高低機操作時打高輕便、打低平穩(wěn)[1-3]。高平機兼具高低機和平衡機的雙重作用，本文建立全炮動力學模型，得到高平機在不同射角下的受力特性，通過計算和測試結果分析高平機的性能。

1 高平機結構原理

采用液體氣壓式高平機，在MATLAB中建立了以整個射角范圍內(nèi)的最大不平衡力矩為目標函數(shù)的數(shù)學模型，利用MATLAB優(yōu)化工具箱對初始設計方案進行優(yōu)化，降低了起落部分不平衡力矩，根據(jù)優(yōu)化設計后參數(shù)完成液體氣壓式高平機的結構設計[4-7]。

高平機結構見圖1，其中內(nèi)筒、中筒和下鉸支構成了上行腔，中筒和外筒構成下行腔，上螺母、內(nèi)筒和外筒構成平衡腔并與蓄能器聯(lián)通。

內(nèi)筒采用中空的形式，一方面減輕了高平機的重量，有利于高平機減重，而又不影響高平機穩(wěn)定性；另一方面液壓油可以通過內(nèi)筒進入高低機的上行腔，在結構上不必在下端開設液壓油口，可以有效減小高平機總體結構尺寸。

中筒通過下鉸支與上架鉸接，相對于上架只有旋轉運動。中筒左端的活塞與內(nèi)、外筒接觸，中筒內(nèi)壁與內(nèi)筒外壁留有相對運動間隙，內(nèi)側有起支撐作用的導向件，以提高高平機穩(wěn)定性。

外筒左端通過連接螺母與內(nèi)筒固定連接在一起，即相對內(nèi)筒沒有運動。上鉸支的位置設定在外筒的中間位置，以焊接方式連接，以滿足結構上的要求。

1-上端蓋；2-上螺母；3-內(nèi)筒；4-活塞；5-上鉸支；6-外筒；7-密封端蓋；8-下螺母；9-下鉸支；10-中筒

2 動力學模型建立

以全炮為對象，對全炮系統(tǒng)動力學響應進行模擬計算分析[8-12]，以獲得火炮發(fā)射時高平機的受力特性。計算工況包括：①火炮方向射角為0°，高低射角為70°；②火炮方向射角為45°，高低射角為0°。全炮三維模型如圖2所示。

圖2 全炮三維模型

2.1 基本假設

實際情況下，火炮系統(tǒng)的發(fā)射是一個運動和受力非常復雜的過程[13]，火炮系統(tǒng)所有的零部件都是彈性體或彈塑性體，且火炮各零部件之間都存在著配合間隙。為了研究高平機對火炮發(fā)射過程的影響，本模型中不考慮彈丸運動的影響，在火炮系統(tǒng)虛擬樣機模型的建立和仿真分析時，進行以下假設：

(1) 全炮除輪胎外皆視為剛體，對高平機進行了簡化，用彈簧代替。

(2) 后坐部分相對搖架沿炮膛軸線方向做后坐和復進運動。

(3) 搖架相對上架繞耳軸做轉動。

(4) 上架相對車架做轉動。

(5) 車輪相對車架做上下運動。

2.2 全炮拓撲關系

基于以上基本假設建立車載炮發(fā)射動力學模型，模型拓撲關系如圖3所示。

圖3 全炮拓撲關系

圖3中，h表示部件與部件之間的連接關系和力作用關系，h1、h2、h3、h4分別為前輪、千斤頂、后輪、大架與地面間的作用力(包括垂直和水平分量)；h5、h7代表懸掛，即車架與輪胎間聯(lián)接，包括滑移鉸和等效線性彈簧阻尼器；h6為車架與千斤頂?shù)穆?lián)接及作用力；h8為車架與大架間的聯(lián)接及作用力；h9為上架與車架間的聯(lián)接及作用力；h10為搖架與上架間的聯(lián)接及作用力；火炮發(fā)射時，后坐部分相對搖架沿炮膛軸線方向做后坐和復進運動，即具有一個平動自由度，h11表示滑移副以及后坐部分與搖架間的反后坐裝置力、摩擦力。

2.3 受力分析

本模型中不考慮彈丸運動的影響。

(1) 炮身部分：炮身后坐時與反后坐裝置相互作用，作用在后坐部分的力有炮膛合力、駐退機液壓阻力、復進機力、導軌摩擦力和后坐部分重力。

(2) 搖架部分：作用在搖架部分的力和力矩除搖架自重外，還有導軌摩擦力、駐退機力、復進機力、高平機力、上架對耳軸的反作用力及對應的力矩。

(3) 上架部分：搖架耳軸對耳軸支架的作用力、高平機反作用力、座圈支反力和上架自重。

(4) 車身部分：上架座圈對車體的作用力、輪胎對車架的作用力、大架對車體的作用力和車身自重。

(5) 輪胎部分：車架對輪胎的作用力、輪胎與地面的作用力。輪胎與地面間的作用力包括了輪胎與地面的摩擦及輪胎的滑移、側偏、變形所產(chǎn)生的力和力矩。

(6) 大架、千斤頂部分：車架對大架的作用力、大架與地面的作用力。

3 鎖定液壓油柱剛度的確定

一般在液壓系統(tǒng)中認為液壓油是不可壓縮的，但是，實際工作過程中當有很大的沖擊載荷時液壓油會像彈簧一樣被壓縮，因此需要用等效的剛度來描述液壓油的彈性。

火炮射擊時，高平機的上行腔和下行腔均處于閉鎖狀態(tài)，上行腔和下行腔工作面積相等，均為1 590.4 mm2。

液壓油柱剛度計算公式為:

(1)

其中：K為油液的體積彈性模量，取K=-1.7×103MPa；A為高平機上行腔或下行腔工作面積，mm2；L為液壓油柱高度，mm；dL為液壓油柱高度變化量。當dL=1 mm時，由式(1)計算得到的即為被鎖定的液壓油柱的剛度，見表1。

表1 液壓油柱高度和等效剛度

4 基本數(shù)據(jù)

采用某122 mm榴彈炮制式底凹彈全裝藥內(nèi)彈道參數(shù)進行分析，炮膛合力-時間曲線如圖4所示。

圖4 全裝藥炮膛合力-時間曲線 圖5 方向射角0°、高低射角靶場進行樣機摸底射擊試驗圖6 方向射角45°、高低射角 70°高平機油缸力 0°高平機油缸力

5 仿真結果

(1) 方向射角0°，高低射角70°，高平機油缸力如圖5所示。

(2) 方向射角45°，高低射角0°，高平機油缸力如圖6所示。

6 測試結果

在247廠靶場進行樣機摸底射擊試驗，結合千米立靶密集度射擊試驗和強度考核射擊試驗進行了高平機內(nèi)腔液壓測試。

液壓測試時，在測點位置安裝液壓傳感器，將測點處的液壓變化轉化為電阻量的變化，通過測量電路的輸出電壓實現(xiàn)對測點處液壓值的測量。液壓測試系統(tǒng)組成框圖如圖7所示。

圖7液壓測試系統(tǒng)組成框圖

液壓測試測點位置：右高平機上腔和下腔。

射向45°，高低射角0°，射彈數(shù)6發(fā)，其測試結果見表2。射向0°，高低射角70°，射彈數(shù)2發(fā)，其測試結果見表3。

表2 0°高低射角高平機腔內(nèi)液壓測試數(shù)據(jù)(全裝藥)

表3 70°高低射角高平機腔內(nèi)液壓測試數(shù)據(jù)(強裝藥)

由表2可知：射向45°、高低射角0°射擊試驗中，右高平機上腔的初壓力穩(wěn)定在1.5 MPa左右，壓力峰值的平均值在14 MPa左右；右高平機下腔的初壓力穩(wěn)定在3.5 MPa左右，壓力峰值的平均值在12 MPa左右。

由表3可知：射向0°、高低射角70°射擊試驗中，右高平機上腔的初壓力穩(wěn)定在1 MPa左右，壓力峰值的平均值在16 MPa左右；右高平機下腔的初壓力穩(wěn)定在1.5 MPa左右，壓力峰值的平均值在22 MPa左右。

7 仿真結果與實測數(shù)據(jù)對比分析

(1) 圖8為第5發(fā)射彈右高平機下腔測點的液壓曲線。對比分析仿真結果和測試數(shù)據(jù)，高低射角0°時二者曲線變化一致，測試壓力峰值接近12 MPa，受力為19 084 N，與仿真結果受力25 058 N偏差約為23%，在誤差允許范圍內(nèi)，仿真結果可信，能夠反映高平機工作特性。

圖8 第5發(fā)射彈右高平機下腔液體壓力曲線

(2) 射向0°、高低射角70°時測試壓力峰值的平均值在22 MPa左右，與仿真結果偏差較大，分析原因主要有兩點：一是高低射角70°射擊時為強裝藥，而仿真初始膛壓數(shù)據(jù)采用全裝藥內(nèi)彈道參數(shù)；二是高低射角70°高平機下腔液柱短，此時用等效的剛度來描述液壓油的彈性存在較大偏差。