輪式自行高炮車體剛強度分析與結構優化

王亮寬，周加永,2，薛慶陽，寧變芳，吳瀟璞，孟凡哲

(1.西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099； 2.北京理工大學 機電學院，北京 100081)

1 引言

輪式自行高炮機動性好，主要裝備于陸軍中型部隊防空營，是末端防御的最后屏障，在近程末端防空作戰中具有不可替代的作用[1]。底盤作為輪式自行高炮的重要組成部分，是火力炮塔的主要承載平臺，并對火炮射擊精度有著很大的影響。對于某輪式自行高炮底盤的薄殼車體在研制過程中表現出不同程度的剛度不足及應力集中等問題。輪式自行高炮底盤的動力有前置與后置之分，二者在底盤總體結構形式上差別較大，通過對比分析多型輪式自行高炮，動力后置底盤的炮塔支撐機構更容易實現，但是為滿足不同的作戰需求，一些輪式自行高炮也采用動力前置底盤。

本文所研究的輪式自行高炮底盤采用了動力前置方案，為確保輪式自行高炮高機動越野的安全性以及火炮射擊精度的精確性，在設計過程中需要借助有限元法進行剛強度分析[2]。利用NX10軟件建立某輪式自行高炮底盤三維實體模型，利用ANSYS workbench軟件對火炮在不同射擊條件下底盤的剛強度進行分析，通過分析確定底盤的薄弱部位，并有針對性的對底盤結構做有針對性的改進；最終驗證火炮在不同射擊條件下的剛強度情況，通過數據分析表明，優化設計后的底盤能夠滿足座圈合變形小于0.5 mm的要求。

2 底盤車體有限元建模

有限元模型是進行有限元分析的基礎[3]，筆者利用NX10軟件建立了某輪式自行高炮底盤車體三維實體模型，然后導入到ANSYS workbench軟件建立其有限元模型[4]。

2.1 底盤車體模型及受力分析

某輪式自行高炮底盤主要由動力系統、動力傳動輔助系統、傳動系統、行動系統、操縱系統、電子電氣系統、車體及特設裝置等組成，其中車體是主承力結構，通過座圈與火力炮塔相連接，是本文的主要研究對象，如圖1所示。

圖1 底盤車體模型

車體為薄殼裝甲框架承載式結構，由車首、車尾、頂甲板、左右側甲板、輪艙、底甲板及檢查窗蓋等組成，車體頂部安裝有座圈，用于固定火力炮塔。根據剛強度及防護指標要求，車體各部位采用多種厚度的高強度裝甲鋼，通過焊接方式組合連接在一起。

自行高炮在進行射擊時，火力炮塔受到后座力、翻轉力矩、重力和慣性力的作用，并通過座圈傳遞給車體[5]。本文所研究的輪式自行高炮采用的是中炮布置方案，所以后坐力分布在座圈中心的豎直面上，火力炮塔可繞座圈中心轉動實現方位360°射擊，可以忽略火力炮塔中心在底盤縱向中心線上的微小偏移量。因此，在自行高炮射擊時車體主要受到火力炮塔的重力、翻轉力矩以及后坐力在水平方向和豎直方向的分力。

自行高炮在高低0°進行射擊時，車體的受力工況最為惡劣，為對車體的剛強度進行充分的驗證與考核，對3種射角射擊載荷作用下座圈局部變形進行計算，即方位0°高低0°、方位右90°高低0°、方位180°高低0°。

2.2 底盤車體剛度評價指標

某輪式自行高炮的射擊精度與底盤車體的變形量直接相關，底盤車體變形會牽連座圈出現的座圈垂直位移、前后垂直變形差均會影響到射擊精度[6]。結合強度理論和車體的受理情況，需要選擇合理的評價指標以直接反應底盤車體的支撐剛度。

1) 底盤車體牽連座圈的最大合變形：反應自行高炮在射擊時底盤車體在后坐力、重力、翻轉力矩等載荷作用下，底盤車體牽連座圈的最大變形量，反應底盤車體的整體剛度，最大合變形量越小，剛度越好。

2) 底盤車體牽連座圈的最大等效應力：反應自行高炮在射擊時底盤車體所能承受最大載荷的能力。

2.3 底盤車體模型的簡化

在建立某輪式自行高炮有限元模型時，方便后續網格的劃分以及有限元模型的建立，并在確保模型計算的準確性及不影響仿真結果的前提下，需要對其進行適當簡化，減少不必要的計算，提高仿真效率[7]。在進行底盤模型簡化時，主要遵循以下原則：

1) 只考慮該輪式自行高炮靜止間射擊時車體的剛度和強度，模型為靜態模型[8]。

2) 火力炮塔座圈與車體通過螺釘進行剛性連接，因此整車可視為均質各向同性材料進行一體化求解分析。

3) 火力炮塔中心在底盤縱向中心線上。

4) 忽略對整體模態計算結構影響較小部件，例如供各分系統部件安裝和檢查用的支架、附座、把手等。

5) 對梁結構中的圓角、平板上的孔洞進行修正填補，方便網格的劃分。

2.4 底盤車體的有限元模型

在構建輪式自行高炮底盤車體的有限元模型時，采用有限元中梁、板、塊體元的組合來描述系統的結構。將車體與內部的梁結構分別賦予不同的材料屬性，具體材料屬性如表1所示。在針對車體與梁的接觸問題上，在ANSYS環境中進行接觸固定操作，將車體與梁的所有接觸面進行固連操作，將二者進行綁定；上述操作完成后進行網格劃分，本次網格劃分所有體均采用四面體網格，劃分好的網格模型如圖2所示。

表1 材料屬性Table 1 Material properties

圖2 計算模型單元

有限元模型建立之后，進行邊界條件的施加，在車體兩側懸掛連接上端面及車體底面分別添加固定約束，約束其3個方面的自由度。開啟ANSYS仿真環境中的經典地球重力，重力加速度為9.8 m/s2；計算重點關注射擊載荷作用下底盤座圈局部變形，考慮了下座圈對結構局部的加強作用，將火力炮塔的60 000 N重力簡化為質點,施加到上座圈的上表面上；將30 000 N后座力作為遠端力施加于座圈端面，作用點位于上座圈正上方593 mm處，處于后坐力作用線的高度。3種射角下計算模型約束及載荷如圖3所示。

3 底盤車體原方案剛強度分析

根據上述列出的剛強度評價指標，基于輪式自行高炮底盤車體的有限元模型，計算3種射擊工況下車體牽連座圈的變形及等效應力，并對原方案進行剛強度評估。圖4為不同射擊工況下車體座圈變形及應力云圖。

圖3 不同射角下計算模型約束及載荷

圖4 不同射擊工況下座圈變形及應力云圖

通過上述仿真分析可知，在方位0°射角工況下，座圈的最大變形出現在后部，方向向下，變形量為1.56 mm，座圈上的最大應力出現在座圈后部偏車左的位置為26.5 MPa；在方位0°射角工況下，座圈的最大變形出現在后部，方向向下，變形量為0.79 mm，座圈上的最大應力出現在座圈后部偏車左的位置為21.2 MPa。

將3種射角下車體的剛強度計算結果進行匯總，如表2所示。

表2 車體座圈剛強度計算結果匯總表Table 2 Summary of calculation results of rigidity and strength of car body seat ring

從3種射角工況計算對比可以看出，座圈的等效應力均小于材料的屈服強度，滿足要求；但是，由于底盤整體剛性不足，導致座圈位移量超出射擊時的穩定要求。經分析計算，座圈前后梁結構的剛度是影響座圈穩定性的關鍵因素。座圈前支梁結構變形圖如圖5所示，座圈后側操控艙頂板變形云圖如圖6所示。

圖5 座圈前支梁結構變形圖

圖6 座圈后側操控艙頂板變形云圖

在射擊工況下，通過圖5可以明顯看出，前梁已產生較大變形，同時通過圖6可以看出，由于座圈后側梁支撐結構之間的跨度大導致操控艙頂板也產生了較大變形，變形量達到了1.95 mm。

4 底盤車體優化設計

4.1 底盤車體結構改進設計

針對發現的問題，結合底盤內部整體布局要求，對底盤車體進行優化，具體措施為：

1) 為不影響底盤的傳動系統與操控艙的空間，在座圈后端設計增加A型支撐梁，上端支撐在座圈上，下端分別支撐在底盤的2個縱梁上。

2) 將座圈前端的2根支撐立梁的壁厚增至10 mm。

3) 在靠近車底的2條縱梁之間添加壁厚為5 mm的管梁用于支撐縱梁。

4) 在操控艙頂部增加橫梁。車體結構改進方案模型如圖7所示。

4.2 底盤車體結構改進設計的剛度分析

由于底盤車體原方案的強度已經滿足要求，因此在對車體底盤的原方案改進后，僅對其剛度進行分析即可。外載荷與邊界條件不變，3種不同射擊工況下車體座圈的變形云圖如圖8所示。

圖8 改進后不同射擊工況下座圈變形云圖

將3種射角下改進車體結構的剛強度計算結果進行匯總，如表3所示。

表3 車體座圈剛強度計算結果匯總表Table 3 Summary of calculation results of rigidity and strength of car body seat ring

對比分析表2和表3可以得出:原方案的最大等效應力滿足要求，但是剛度不足，座圈最大合變形量達到了1.37 mm，遠大于0.5 mm的指標要求；在添加A型梁、縱梁支撐梁、橫梁后，增強座圈前端支撐梁后，車體的質量增加了25 kg，雖然車體的質量有所增加，但能滿足某輪式自行高炮總質量的要求，而且座圈最大合變形量均有明顯的下降趨勢，均可滿足指標要求，最惡劣的180°射角工況下，座圈的最大合變形量為0.34 mm，小于0.5 mm，達到了指標要求，說明此優化設計方案是合理可行的。在除去仿真誤差及模型簡化等因素，計算結果具有一定的參考性。

5 結論

1) 本文建立了某輪式自行高炮底盤車體剛度分析的力學模型，并給出了剛度評價指標，通過有限元分析，明確了火炮在不同射擊工況下車體牽連座圈的變形特征及薄弱環節，指導底盤車體結構進行改進設計。

2) 改進后的設計使底盤質量增加了25 kg，但能滿足某輪式自行高炮總質量的要求，并使座圈在射擊工況下的最大合變形由1.37 mm降到0.34 mm，效果明顯，達到了設計改進目標。

3) 通過對底盤車體原方案和改進設計后方案的對比，實現了在60 000 N火力炮塔自重，30 000 N火炮射擊后坐力作用下座圈合變形量小于0.5 mm的要求，所采用的設計方法對后續輪式自行高炮底盤車體剛度提升設計具有一定的指導意義。