車載炮底盤載荷分離設計技術

錢林方， 陳光宋， 林通， 劉太素

(1.南京理工大學 機械工程學院, 江蘇 南京 210094; 2.西北機電工程研究所, 陜西 咸陽 712099)

0 引言

車載炮是火炮、輪式軍用卡車底盤與信息化系統有機組合而形成的一類輪式自行火炮，在高機動、低成本、大威力、高精度、輕量化、遠程化、高可靠性、人機環等方面具有獨特優勢，是現代陸軍向精確作戰、全地域機動作戰、空中突擊、超遠程火力打擊能力方向拓展過程中不可或缺的裝備，也是世界各軍事強國競相發展的熱點裝備[1]。

然而，車載炮發射產生的巨大炮膛合力經反后坐裝置緩沖后依然很大，遠遠超出了底盤的機動承載能力。若緩沖載荷直接經底盤懸架和輪橋系統傳遞到地面，會造成底盤懸架和輪橋系統結構的強度和可靠性問題，導致車載炮的機動性和可靠性下降；若通過提高載荷傳遞路徑上各部件的承載強度來增強對載荷的抵抗能力，就必然要增加系統的質量，導致底盤裝載能力和機動性下降；若緩沖載荷不經輪橋，而是通過安裝在大梁上的連接座，經與連接座相連的座盤、大架，與大梁直接相連的千斤頂等結構傳遞到地面上，則可免除輪橋系統直接承受發射緩沖載荷的作用，從而將發射載荷與機動承載載荷在底盤上的作用進行解耦分離，確保車載炮與底盤具有相同量級的行駛機動性和可靠性。稱上述免除底盤輪橋系統承受發射載荷作用的技術為底盤發射載荷的分離技術。然而，發射載荷分離技術的難點為：如何引導發射載荷的傳遞，構建載荷分離的協調條件，同時確保射擊穩定性等其他性能。

世界上現有的與發射載荷分離相關的典型車載炮主要有三類構型：第一類是人在車載炮上操作火炮，發射方向與底盤行駛方向相反，典型代表為南非的T5型155毫米車載炮[2]，T5通過連接在大梁左右的輔助支座及安裝在底盤后部的座盤，實現了對發射緩沖載荷的分離設計，由于發射時底盤較高、輔助支座的質量較重，降低了底盤的裝載能力；第二類是人在離地面有一定高度的踏板上操作火炮，發射方向與底盤行駛方向相同，典型代表為法國的Caesar型155毫米車載炮[2,3]，Caesar通過設計與底盤大梁連接的大駐鋤，將部分載荷傳遞到地面，但后輪橋仍承受著部分發射載荷的作用、前輪橋承受著復進前沖載荷的作用，系統的發射穩定性不高；第三類是人在地面上操作火炮，發射方向與底盤行駛方向相同，且具有前向發射全裝藥能力的火炮，典型代表為中國的SH15型155毫米車載炮[3,4]，SH15在總體設計時采用了底盤可升降技術，通過座盤、千斤頂、大架駐鋤實現了穩定的、位移變形協調的5點自適應支撐結構，獲得了較好的底盤發射緩沖載荷分離性能，確保了SH15具有較好的行駛機動性和可靠性。

目前，國內外學者對發射載荷及其傳遞特性進行了深入的研究，采用多樣化的理論和方法分析并優化了發射載荷的傳遞特性以及對結構的影響。例如利用有限元理論和方法研究發射載荷在火炮架體結構中的傳遞規律及結構優化設計[5-7]；利用虛擬樣機技術分析并優化發射載荷作用下的火炮射擊穩定性[8-11]；采用多柔體動力學技術，考慮火炮發射過程剛柔耦合運動的影響，優化火炮的架體結構[12]。此外，對火炮結合面和連接組件的特性也進行了深入的研究，例如座圈、高平機、結合面的載荷傳遞特性等[13-16]。上述的研究為掌握火炮發射載荷的傳遞規律，從而進行優化設計提供了很好的參考。然而，如何對發射載荷進行引導，從而在根本上控制載荷對結構的作用，是大口徑車載炮輕量化大威力發展面臨的一大挑戰。

為此，本文分析了車載炮底盤發射載荷分離的基本原理，基于車載炮的拓撲結構，建立了車載炮的發射動力學模型，重點考慮車載炮與地面的相互作用的影響，并構建了車載炮載荷分離的協調條件和約束條件，最后，利用試驗數據驗證了模型的正確性，通過仿真分析驗證了載荷分離設計的有效性。

1 發射載荷分離設計的基本原理

車載炮在發射過程中，底盤結構將承受發射傳遞過來的沖擊載荷作用，若不加以引導和控制，則會使得系統結構龐大、電氣設備損壞、可靠性降低等問題。車載炮載荷分離設計的基本原理為：利用車載炮底盤構型的設計，將火炮發射過程傳遞到底盤的沖擊載荷按預期的傳遞路徑引導到地面，避免底盤輪橋系統直接承載沖擊載荷，并將沖擊載荷傳遞影響域約束在較小的范圍內。圖1所示為車載炮不同底盤構型下沖擊載荷的傳遞影響域示意圖，圖1(a)為車載炮靠輪胎直接支撐底盤結構，發射載荷將在底盤結構中廣泛傳遞，最終通過輪橋系統傳遞至地面，沖擊載荷傳遞的影響域較大；圖1(b)為具有千斤頂支撐的底盤結構，該構型可在一定程度上避免前橋免受沖擊載荷的作用，然而在駐鋤和千斤頂之間的結構(包括中后橋)也將廣泛受到沖擊載荷的作用；圖1(c)為通過千斤頂和自適應座盤支撐的底盤結構，滿足載荷分離設計的基本原理，在該構型中千斤頂起到輔助支撐作用，大部分的沖擊載荷被駐鋤和自適應座盤接收并引導到地面，沖擊載荷傳遞的影響域較小，也使得輪橋系統受沖擊載荷的作用減小。

圖1 車載炮載荷分離示意圖

如圖2所示，上架部分通過座圈安裝在連接座上，連接座通過一體化設計與底盤車架縱梁相連接，大架(駐鋤)、座盤安裝在連接座上，千斤頂安裝在與底盤車架縱梁相連接的輔助支架上；采用具備鎖止功能的雙橫臂油氣彈簧獨立懸掛，車輪通過上、下懸掛擺臂連接在車架縱梁上，構成四連桿運動機構；油氣彈簧下端與懸掛下擺臂連接，上端與車架縱梁相連，通過油氣彈簧車輪與車架彈性連接，其垂直載荷通過懸掛擺臂、油氣彈簧傳遞到車架上。油氣彈簧伸縮狀態可以主動控制，當油氣彈簧伸長時，由于輪胎與地面的約束，推動車架平面上升；反之，彈簧收縮，車架平面下降。當油氣彈簧剛性閉鎖時，連接車輪與車架的四連桿機構剛性鎖止，懸掛簧下質量與整炮其他質量固連在一起，形成一個沒有相對運動的整體。

圖2 底盤與上架裝配結構圖

圖3 載荷作用點位置坐標

圖4給出了發射時作用在車載炮上的外力。千斤頂、座盤和大架(駐鋤)與地面的接觸力記為FAai(i=1,2,…,5)；前、中、后輪胎與地面的接觸力記為FAi(i=1,2,…,6)，PPt為炮膛合力。

圖4 車載炮組成及結構受力圖

根據火炮發射動力學原理，可建立系統各部件運動微分方程，并施以各主動力、邊界條件和初始條件，通過求解系統運動微分方程，在滿足相應的約束條件下，即可求得底盤與地面的接觸反力FAai(i=1,2,…,5)、FAi(i=1,2,…,6)。假定底盤所有輪橋的許允載荷均相同，記為[FAQ]，若單個輪橋在[FAQ]作用下，輪胎與地面的作用力記為[FA]，通過優化設計千斤頂、座盤、大架(駐鋤)的結構特性，與底盤的安裝位置等，使發射過程中地面對輪胎的作用力FAi(i=1,2,…,6)滿足以下條件：

nA‖FAi‖≤[FA]，i=1,2,…,6

(1)

式中，nA為安全系數。

式(1)是通過限制發射過程中作用在輪橋上的載荷不超過許允載荷來滿足底盤輪橋系統的強度和可靠性要求，由于千斤頂、座盤、大架(駐鋤)的承載能力遠遠大于輪橋的承載能力，為了確保車載炮行駛機動性和可靠性不受射擊載荷的影響，并與底盤具有相同的量級，這就要求車載炮在發射過程中底盤輪橋系統盡可能不受發射載荷的影響，由此得到以下更加嚴格的約束條件：

(2)

式中，ρi為前、中、后橋載荷的加權系數，可根據各橋的負重情況確定，kA為與地面接觸工況條件下有關的系數，如硬質地面kA=0.1-0.2，松軟地面kA=0.8-0.9，一般地面kA=0.3-0.7。

可見，發射載荷分離的基本原理是通過對千斤頂、座盤、大架(駐鋤)的性能、結構優化和安裝位置的優化，使發射過程中作用在輪胎上的載荷滿足式(2)，從而確保車載炮與底盤具有相同的量級行駛機動性和可靠性。

2 動力學方程的建立

2.1 基本約定

表1 裝配位置示性參數

2.2 系統動力學方程建立

如圖5所示，底盤(部件A)相對于地面慣性坐標系iG運動的角速度由歐拉轉換關系得到：

圖5 底盤上任意一點OA的位形示意圖

(3)

角加速度為：

(4)

底盤上任意一點xA處相對于地面慣性坐標系iG的位置矢量、速度由下式給出：

(5)

由此可得：

(6)

對式(6)的第一式求時間導數，得：

(7)

上架(部件B)的絕對角運動應是底盤的牽連角運動ωA和相對于底盤的角運動ωAB之和：

ωB=ωA+ωAB

(8)

如圖6，上架上任意一點xB處相對于地面慣性坐標系iG的位置矢量、速度由下式給出：

圖6 上架上任意一點OB的位形示意圖

(9)

由此可得：

(10)

對式(10)的第一式求時間導數，得：

(11)

同樣可得搖架(部件C)和后坐部分(部件D)的運動速度公式：

(12)

(13)

(14)

(15)

聯立求解式(6)、式(10)、式(12)和式(14)的第一式，可得以下關系：

(16)

其中：

(17)

對式(16)第一式求時間導數得：

(18)

根據虛功率原理，在不考慮額外約束的情況下，經詳細推導可得系統動力學方程為：

(19)

其中：

(20)

(21)

(22)

假定系統中還存在有額外的約束，其位移、速度和加速度約束方程可寫成如下形式：

Φ(s,t)=0

(23)

(24)

(25)

即

(26)

(27)

式中，s為廣義位移，t為時間。

將式(19)和式(27)聯立，引入拉格朗日乘子λ，可得含有額外約束的車載炮動力學控制方程：

(28)

2.3 放列協調條件

圖7 車載炮放列示意圖

由于實際地面高不平整，因此需要考慮每個放列結構的放列情況，并滿足位移協調條件。記6個輪胎圓心距地面的高度為hLi(i=1,2,…,6)，6個油氣彈簧使車載炮大梁及以上部分相對于各自輪胎圓心的下降量為hXi(i=1,2,…,6)，千斤頂、座盤、大架(駐鋤)將底盤大梁在各自連接點處提升了hAai(i=1,2,…,5)。由圖7可得駐鋤中心點與地面間的間距為：

(29)

當Δ=0時，可得hC的估算值。

坐標系iA原點oA在iG中的位置矢量為：

(30)

千斤頂、座盤、大架(駐鋤)與地面接觸點的位置矢量為：

(31)

hXai由hXj(j=1,2,…,6)根據各自的位置坐標線性插值得到。

輪胎與地面接觸點的位置矢量為：

(32)

由于實際地面不是水平的，安裝在底盤上的姿態傳感器測得了底盤大梁平面的法向姿態：

(33)

(34)

輪胎與地面的接觸點亦應在π內：

(35)

2.4 放列約束條件

放列后車載炮的火線高H由下式給出：

(36)

式中，hD為大架到耳軸的垂直距離。

火線高應滿足戰士在地面上操炮的人機環條件，即：

[HL]≤H≤[HU]

(37)

式中，[HL]、[HU]分別為滿足人機環條件要求的最小和最大閾值。

同時還要滿足火炮射擊時的射擊穩定性要求：

(38)

3 載荷分離優化設計

為了在載荷分離設計原理的基礎上，通過設計減小輪橋的載荷，同時檢驗載荷分離設計原理對車載炮發射穩定性的影響，可采用多目標優化的思想[20]進行求解。本文以火炮發射過程輪橋所受到的載荷最小和底盤的俯仰角最小為優化目標，以每個輪胎所受的載荷、火線高、放列協調等滿足給定的要求為約束條件，以千斤頂、座盤、駐鋤5個支撐點的安裝位置以及底盤的支撐高度為設計變量，建立如下載荷分離的多目標優化模型：

(39)

采用NSGA-II多目標優化方法，求解式(39)所示的多目標優化模型，其中每個迭代步通過求解動力學方程得到相關參數，最終獲得反應車載炮輪橋所受載荷和底盤俯仰之間制約關系的Pareto解集。

4 結果分析

4.1 試驗驗證

各部件間的相對位移反映了車載炮發射過程全炮的運動規律，為了驗證本文建立的力學響應模型的正確性，利用射擊試驗，對火炮發射過程載荷傳遞路徑上各個部件的受力進行驗證。考慮試驗工況為：常溫正裝藥，高低射角51度，方向射角0度，測試并記錄后坐，高平機油缸，千斤頂高低位移數據如圖8～圖10所示。

圖8 后坐位移數據對比

圖9 高平機油缸位移數據對比

圖10 千斤頂高低位移數據對比

后坐位移仿真結果和測試數據在傳感器有效量程內能較好地吻合，復進后坐過程總時間基本一致，表明施加的載荷和后坐模型能較準確地模擬車載炮發射的后坐復進全過程；高平機在車載炮發射后先小幅壓縮，隨后被拉伸并如此往復2個周期后趨于平緩，其變化規律反映了車載炮起落部分在發射過程中的俯仰運動規律，對比結果表明高平模型的剛度能較好反映實際系統的剛度，起落部分俯仰運動頻率和幅值在模型中能較好體現；千斤頂在發射過程中先輕微下沉，隨后有抬起的趨勢，之后千斤頂回落，在幾次輕微往復運動后趨于平穩，仿真值趨勢和幅值與實測值基本一致，模型展示的千斤頂運動規律與實際系統能基本吻合。

各個油缸壓強變化反應了各部件間載荷的變化規律，測試并記錄發射過程中制退機、高平機油缸、大架油缸數據如圖11～圖15所示，從實測值和仿真值的對比可看出，后坐模型、高平機模型和大架油缸模型的計算結果與測試值能較好的吻合，曲線的幅值和相位基本一致，據此可檢驗火炮動力學模型的準確性。

圖11 制退機P1腔壓強對比

圖12 制退機P3腔壓強對比

圖13 高平機A腔壓強對比

圖14 高平機B腔壓強對比

圖15 大架油缸壓強對比

在彈丸出炮口的前，P1壓強處于一個較低水平，使得制退機力對身管運動的影響盡可能小，隨后壓強迅速上升達到峰值，最終隨著后坐速度減小逐漸減小，P3腔壓強變化趨勢也基本相同。高平機油缸的平衡腔C腔壓力基本不變，而A、B腔壓力會反復變化提供支撐力，從高平機A、B腔壓強變化規律可以看出，由于火炮起落部分的俯仰運動高平機反復壓縮拉伸，高平機A、B腔壓強在火炮發射過程中反復變化，A腔受壓壓強升高的同時B腔被拉伸壓強下降接近真空，反之亦然。初始體積較小的B腔壓強變化較大，兩腔壓強在來回兩次較大波動后趨于平穩。從大架油缸壓強變化規律可看出，火炮發射后大架油缸壓強迅速升高，在火炮完成后坐運動的時間點附近到達峰值，隨后迅速下降趨于平緩。

上述位移和載荷傳遞的對比結果驗證了車載炮綜合響應模型的正確性，為探索發射載荷的傳遞規律和發射載荷分離的優化提供了準確的模型支撐。

4.2 車載炮發射過程載荷分離驗證

為分析載荷分離設計原理的有效性，考慮無千斤頂無座盤、有千斤頂無座盤和有千斤頂有座盤支撐條件，分析車載炮發射過程輪胎的受力以及射擊穩定性。

圖16～圖18分別給出了車載炮在無千斤頂無座盤、有千斤頂無座盤和有千斤頂有座盤支撐條件下輪胎的受力變化。從圖中可看出，車載炮在發射過程中，首先后輪和中輪承受沖擊載荷，前輪有抬起的趨勢，而后車體回彈，前輪受力增加，如此往復，車體在后仰和前傾之后趨于平衡；在無千斤頂無座盤支撐的情況下，輪胎承載了很大部分的車載炮自重和發射載荷，前輪、中輪和后輪的載荷幅值在70 kN以上，最大的載荷幅值達到了90 kN以上，這些載荷將直接作用于底盤輪橋系統，對底盤輪橋系統的影響很大；當千斤頂將車載炮支撐后，作用在輪胎上的載荷均得到了大幅降低，特別是由于千斤頂的支撐，在車載炮回彈的過程中，由于千斤頂的支撐作用，前輪的作用載荷大幅減低；在增加了座盤支撐后，后輪的支撐載荷幅值降低了近1/3，中輪和前輪的支撐載荷幅值降低了近1/2，輪胎支撐載荷進一步得到很好的了改善。

圖16 無千斤頂無座盤輪胎受力

圖17 有千斤頂無座盤輪胎受力

圖18 有千斤頂有座盤輪胎受力

同時，為了驗證載荷分離對車載炮發射性能的影響，以安裝有千斤頂的底端支撐點作為參考點，考察不同支撐條件下支撐點的跳動量，計算結果如圖19所示。從圖中可以看出，相比無千斤頂無座盤支撐條件，有千斤頂無座盤和有千斤頂有座盤支撐下的前支點的最大跳高得到了大幅降低，僅為1/3左右，射擊穩定性得到了很好的提升。

圖19 不同支撐條件下前支點跳高

上述計算結果表明車載炮的載荷分離設計不僅可免除車載炮發射載荷對底盤輪橋系統的影響，為車載炮具有與底盤相同的可靠性提供了保障，而且，載荷分離設計對車載炮的性能提升也有很好的作用，從而驗證了載荷分離設計原理的有效性，可實現車與炮功能上的一體化、性能上的解耦設計。

圖20和圖21為前向最低射角和側向平角射擊時對輪胎支撐力和射擊穩定性的多目標優化設計的Pareto解。從圖中可看出，設計參數的變化對輪胎支撐力是較為敏感的，優化結果很容易使支撐力收斂到0值，而相反射擊穩定性對這些參數不是特別敏感，說明基于本文載荷分離設計原理的車載炮支撐構型具有較高的穩定性。綜合優化結果進一步驗證了本文載荷分離設計原理的有效性，而且在底盤支撐結構的設計時，射擊穩定性的限制較小，僅需將輪胎脫離地面即可。

圖20 前向最低射角射擊多目標優化解

圖21 側向平角射擊多目標優化解

5 結論

本文提出了車載炮底盤發射載荷分離的基本原理，建立了車載炮的發射動力學模型，驗證了車載炮載荷分離設計的有效性。主要結論如下：

(1)本文所建立的車載炮動態力學響應模型經過車載炮試驗中關鍵部件的運動及緩沖部件受力結果的驗證，能夠較好地反映系統的運動及受力狀態；

(2)車載炮載荷分離設計原理的關鍵部件為千斤頂、座盤和油氣懸架結構，通過油氣懸架結構使得火炮發射時降低火線高，發射翻轉力矩得到降低，并在千斤頂和座盤的支撐下，將發射載荷通過這兩個部件承載并傳遞到地面，作用在懸架和輪橋上的載荷明顯降低，同時發射穩定性進一步得到提高；

(3)車載炮載荷分離設計可進一步分離底盤輪橋系統的受載和車載炮射擊穩定性的設計，對確保車載炮和底盤具有相同的可靠性，同時提升車載炮的性能是有效的；

(4)利用載荷分離設計原理，實現了對車載炮發射強沖擊載荷的引導，車載炮底盤滿足功能的同時在性能上能夠進行解耦設計，使得發射強沖擊載荷不影響底盤的行駛機動性和可靠性。

本文提出的載荷分離設計原理和方法，是沖擊載荷緩沖和減載設計的重要方法，可應用于未來更大口徑、更遠射程的先進火炮中，是實現車載炮輕量化和大威力兼具的有效的新方法。