某高炮炮塔輕量化設計研究

田亞鋒，范天峰，張太平，薛慶陽，寧變芳，王華亭

(西北機電工程研究所，陜西 咸陽 712099)

防空高炮作為摧毀來襲目標的最后一道防御網[1]，對高炮的射擊精度具有更高要求，炮塔作為高炮系統重要的承載部件，炮塔的剛度對射擊精度有較大的影響；另外，高炮總體對質量、尺寸等指標有嚴格控制，減重有利于提高裝備的機動性且更利于運輸，但是減重可能會影響結構的剛強度，因此需要在炮塔結構優化設計時進行剛強度分析[2]。筆者基于結構剛強度理論，采用ANSYS workbench有限元仿真軟件，在對樣機方案進行有限元分析的基礎上，通過對炮塔進行結構優化，對改進后炮塔本體方案進行剛強度分析，完成炮塔的輕量化設計。

1 理論分析

進行結構輕量化設計，需在滿足剛強度的前提下進行。強度理論旨在研究材料在復雜應力條件下的屈服和破壞規律。最大剪應力理論又稱為Tersca-Guest理論，該理論認為導致屈服的是最大剪應力。

剛度指結構在工作時所產生的彈性變形不超過正常工作所允許的限度。結構在彎矩作用下會發生彎曲變形，其抵抗彎曲變形的能力被稱為抗彎剛度[3]。

在數值計算中常用靜載荷下結構的變形量衡量結構剛度，變形量越大，剛度越差，反之則越好。

1.1 炮塔受力分析

炮塔通常由炮塔底板、左右托架、搖架、耳軸、自動機等組成。自動機隨搖架繞耳軸中心作俯仰運動，實現上下俯仰射擊；炮塔通過座圈繞座圈中心轉動，實現方位360°射擊。

火炮在射擊時，受到后坐阻力以及自重的作用，通過搖架導軌支撐力及反后坐裝置的后坐阻力傳遞給炮塔。本文炮塔采用中炮布置，因此后坐阻力分布于座圈中心豎直面上，且由于炮塔可以繞座圈轉動，忽略炮塔質心相對于座圈中心的微小偏移量，理想狀態下，炮塔受到自身重力、后坐阻力在豎直和水平方向的分力以及翻轉力矩。因此在剛度評價時，重點分析在豎直方向上炮塔各組成單元的剛度，然后對炮塔整體的剛強度進行驗證計算[4]。火炮在射擊過程中，按照俯仰角度不同，后坐力作用方向隨之改變，俯仰角為0°、45°、85°射擊時3種工況下炮塔所受載荷如表1所示。

表1 搖架前后導軌支撐反力 kN

1.2 火炮剛強度評價

結合剛強度理論以及炮塔所受載荷，需要選擇合理的指標評價炮塔剛強度。

1)炮塔最大合變形：反映射擊時炮塔整體在后坐力以及其他載荷的作用下，炮塔某一位置最大的變形量，反映炮塔整體的剛度，最大合變形越小，剛度越好。

2)左右托架耳軸室周圍最大變形：直接反映到搖架的平動和擺動，進而影響火炮射擊精度。

3)炮塔最大等效應力：反映射擊時炮塔承受最大載荷的能力。

本文中樣機方案經過射擊試驗驗證，炮塔剛強度滿足精度指標要求，但需減重15%以上，因此以樣機方案中炮塔剛強度計算結果為依據，對炮塔本體進行輕量化設計。

2 樣機方案剛強度計算

炮塔本體的主要組成及質量分布如表2所示。

表2 炮塔本體組成表

2.1 有限元計算模型

計算模型包含炮塔本體、搖架以及耳軸。將簡化模型導入ANSYS workbench中，采用高階四面體單元劃分網格[5]，采用多點約束梁單元連接模擬各組成之間的螺釘連接，耳軸與左右托架之間通過定義接觸連接；約束炮塔與座圈連接面3個方向自由度[6]。施加計算載荷、重力、彈簧力等。計算模型如圖1所示。

2.2 材料屬性

炮塔本體、搖架材料為ZL205A，耳軸采用鋼40Cr，有限元分析中，基本參數如表3所示。

表3 材料參數

2.3 數值計算結果

基于有限元計算模型，調整載荷大小，計算3種工況下炮塔的變形以及等效應力。圖2為0°射角時炮塔本體變形以及應力云圖，表4為3種射角下剛強度計算結果。

表4 炮塔計算結果匯總

參數 射角0°45°85°最大合變形/mm1.290.820.45耳軸孔最大變形/mm0.450.260.31炮塔最大等效應力/MPa144.584.533.6

3種工況下炮塔最大等效應力均出現在平衡機導向輪座根部，0°射角等效應力最大為144.5 MPa，耳軸孔周圍加強筋根部應力小于35 MPa；3種射角中0°及85°射角耳軸孔最大變形均為0.45 mm.由于0°射角平衡機彈簧力較大，平衡機導向輪座最大變形為1.29 mm.

3 炮塔模型優化

原有模型中炮塔底板、左托架及右托架，均采用鋁合金鑄造實心加強筋，質量分布如表5所示，對加強筋進行優化。基于等效加載，通過改變加強筋的截面形式，分析改進前后加強筋的剛強度變化。

表5 主要部件中加強筋質量分布 kg

3.1 耳軸室輻射筋優化

3.1.1 結構改進及仿真計算模型

火炮在射擊時通過耳軸將后坐力以及俯仰部分質量傳遞到左右托架，理想狀態下，耳軸輻射加強筋受到沿耳軸徑向的壓力以及沿耳軸室周向的剪切力。

根據受力分析，不改變加強筋在托架立面內剛強度的前提下，進行輕量化設計。擬將方案中的加強筋改為“工”字型筋，加強筋截面如圖3所示，加強筋長度為500 mm，通過設計不同的截面尺寸，建立了4種改進方案，各方案的結構尺寸及質量如表6所示。

表6 各方案幾何尺寸及質量

方案幾何尺寸/mmLH質量/kg質量優化/%方案130151.42939.1方案235151.55133.9方案33616.51.49236.4方案43716.51.51335.5原方案——2.347—

加強筋材料屬性與2.2節相同，在保證加強筋長度、載荷大小以及加載位置均一致的前提下，采用6面體網格，網格尺寸5 mm，建立仿真計算模型。圖4為改進前后有限元計算模型。

3.1.2 計算結果分析

加載載荷從20 N遞增至1 020 N，針對5種方案進行有限元仿真計算，圖5為5種方案中加強筋最大變形統計。

通過計算可知，5種方案在等效加載情況下，最大應力為95 MPa，屬于彈性變形；方案4對加強筋進行減重的同時，質量減小35.5%，對加強筋寬度進行適當增加，可以有效提高加強筋在寬度方向上的抗彎剛度，變形減小2%.

3.2 炮塔底板縱梁結構優化

3.2.1 有限元計算模型

炮塔底板采用兩根對稱布置的縱梁與座圈安裝環筋相連，且縱梁的正上方布置左右托架，射擊時縱梁主要提供豎直方向的支撐力以及垂直方向的抗彎剛度。

原方案中縱梁為實心筋結構，取單根進行受力分析，保證長度1 220 mm不變，調整截面形狀如圖6所示，結構尺寸及減重效果如表7所示，加載載荷從50 N遞增至2 700 N，建立計算模型。

表7 4種改進方案幾何尺寸及質量

方案幾何尺寸/mmHH1D質量/kg質量優化/%方案1———15.3319.3方案262406515.6117.8方案364426015.3319.3方案468465615.5318.2原方案———19.00—

3.2.2 有限元計算結果

針對5種方案,采用等效加載方式進行數值計算，改進前后各方案加強筋變形及應力曲線如圖7所示。

通過計算結果可知，5種方案加強筋在加載到2 700 N的情況下最大應力為129 MPa,小于材料的許用應力，均屬于彈性變形；從變形以及應力曲線可知，改進方案4在應力與原方案變化不大的前提下，質量比原方案減小18.2%，變形比原方案減小2%.

3.3 座圈安裝環環面尺寸對剛強度影響

表5中炮塔底板環形筋為實心矩型截面，質量47 kg，參照3.2節計算結果，在不改變安裝高度的情況下，將截面改為階梯型，截面形狀如圖8所示。

3.4 炮塔優化模型建立

基于上述計算分析，按照3.1節加強筋的優化截面，對左右托架中耳軸室輻射筋進行結構優化；按照3.2節、3.3節優化結果，對炮塔底板中縱梁和座圈環筋進行截面優化處理，并對炮塔本體中其他加強筋進行結構調整，對局部進行加強處理，在考慮加工工藝性的基礎上將炮塔底板加強筋改為上下布置，改進后各主要組成部分質量如表8所示，計算模型如圖9所示。

表8 改進后各主要組成部分質量

4 仿真計算及對比分析

基于計算模型，通過調整平衡機彈簧力、導軌支撐力以及后坐力等載荷大小，計算了3種工況下的炮塔的變形及等效應力。在強度滿足材料許用應力的前提下，重點關注炮塔本體耳軸室附近的變形量大小。圖10為各射角時炮塔本體在承受外力載荷的情況下的變形云圖。計算結果如表9所示。

表9 炮塔本體計算結果對比

對比分析表4和表9得出：

1)由于在0°射角平衡機力較大，兩種方案最大等效應力均出現在平衡機滑輪座根部，且改進后方案應力值減小為106.5 MPa，耳軸室周圍加強筋根部應力均較小，小于35 MPa，均小于材料的屈服強度。

2)3種射角下耳軸室附近最大變形均小于0.45 mm，改進方案較原方案減小4%以上，在45°射角時減小11%，炮塔本體最大變形均出現在平衡機滑輪座，均屬于彈性變形。

3)與樣機方案對比，在剛強度變化不大的前提下，炮塔本體質量由453 kg降為369 kg，減小18.5%.

5 結論

筆者在對試驗樣機方案仿真計算結果的基礎上，采用調整加強筋截面形式的方法，完成了加強筋剛強度計算，進而完成了炮塔的輕量化設計。得出如下結論：

1)通過調整加強筋截面形式進行剛強度分析的方法，能夠有效地完成加強筋的結構優化炮塔的輕量化設計。炮塔本體質量整體減小18.5%，完成了總體對炮塔的減重要求。

2)在質量減輕且滿足材料強度的前提下，耳軸室附近最大變形較原方案減小4%以上，在45°射角時減小11%.

3)經過對樣機方案和改進后方案的分析對比，實現了炮塔本體的輕量化設計工作，筆者采用的方法能夠為后續炮塔輕量化設計提供一定的指導意義。