輕型高機(jī)動(dòng)火箭炮連通式油氣懸架發(fā)射振動(dòng)性能

賀小杰，任杰

(南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇南京 210094)

0 前言

火箭炮在發(fā)射時(shí)，需要以適當(dāng)?shù)姆绞街卧诘孛嫔希梢越档蛙圀w中彈性結(jié)構(gòu)對(duì)發(fā)射過(guò)程的影響，從而減小起始擾動(dòng)。目前火箭炮的支撐方式有純支腿(剛性)支撐、純輪胎(彈性)支撐和混合(半剛性)支撐3種。研究不同支撐方式下火箭炮發(fā)射時(shí)的車身振動(dòng)響應(yīng)具有重要意義。詹晶晶等[1]建立了千斤頂與地面接觸和輪胎與地面接觸的虛擬樣機(jī)模型，對(duì)混合支撐和純輪胎支撐2種方式下的火箭炮發(fā)射進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)仿真。

連通式油氣懸架與獨(dú)立式油氣懸架的最大區(qū)別是：利用油管將不同車橋上油氣懸架的油室或者氣室相連，可以均衡分配發(fā)射車各車橋在不平路面或者發(fā)射時(shí)產(chǎn)生的不同載荷，使各車橋上的輪胎具有更好的接地性。林國(guó)問(wèn)等[2]通過(guò)建立連通式油氣懸架和獨(dú)立式油氣懸架，驗(yàn)證了連通式油氣懸架具有良好的振動(dòng)性能。賈召敏等[3]通過(guò)建立仿真模型，證明了火箭炮發(fā)射過(guò)程中，相比獨(dú)立式油氣懸架，連通式油氣懸架能夠有效地降低車身垂向位移、垂向加速度以及俯仰角加速度，越野車在發(fā)射結(jié)束后能夠更快速地保持穩(wěn)定，提高了越野車的機(jī)動(dòng)性。

關(guān)于連通式油氣懸架的研究文獻(xiàn)已有很多，但是主要集中于連通式油氣懸架的建模和剛度阻尼特性分析以及對(duì)車輛行駛性能的影響上[4-14]，對(duì)于連通式油氣懸架在發(fā)射過(guò)程中起到的減振作用研究還鮮有涉及。

本文作者利用專業(yè)液壓軟件AMESim搭建了3種支撐方式下的1/2整車發(fā)射動(dòng)力學(xué)仿真模型，通過(guò)給車身施加一定的激勵(lì)作用，研究不同支撐方式下發(fā)射車的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。

1 1/2火箭炮物理模型和數(shù)學(xué)模型

1.1 物理模型

文中研究對(duì)象是新一代超輕型高機(jī)動(dòng)多管火箭炮，整車全部采用合金金屬，既提高了車身強(qiáng)度，又能夠有效減輕整車質(zhì)量。由于車身結(jié)構(gòu)具有對(duì)稱性，發(fā)射過(guò)程中的橫向響應(yīng)相對(duì)較小，故主要研究火箭炮發(fā)射系統(tǒng)的垂向和俯仰響應(yīng)特性。根據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)對(duì)火箭炮發(fā)射系統(tǒng)進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，基于兩軸連通式油氣懸架，建立四自由度的1/2火箭炮發(fā)射車物理模型如圖1所示。

圖1 1/2火箭炮發(fā)射車物理模型

兩軸連通式油氣懸架的物理模型如圖2所示。兩軸連通式油氣懸架系統(tǒng)通過(guò)橡膠油管將雙氣室油氣懸架相互連通而成，并且，蓄能器6和蓄能器5也連接在中間管道上，前懸架液壓缸中的C腔和后懸架液壓缸中的F腔以及蓄能器6連通，中間充滿油液。后懸架液壓缸中的G腔和前懸架液壓缸中的B腔以及蓄能器5相互連通，中間也充滿油液。前后懸架液壓缸中的B(F)腔和A(E)腔通過(guò)單向閥和阻尼孔連通。C腔和A(B)以及G腔和E(F)腔之間有活塞隔開，蓄能器中充有氮?dú)猓獨(dú)夂陀鸵褐g隔有氣囊，用來(lái)防止氣體在高溫高壓下溶解到油液中，影響油氣懸架的工作性能[15-20]。

圖2 兩軸連通式油氣懸架物理模型

1.2 1/2火箭炮發(fā)射車四自由度動(dòng)力學(xué)模型

1/2火箭炮發(fā)射車具有4個(gè)自由度，分別為：車身的垂向振動(dòng)、俯仰振動(dòng)以及前后2個(gè)車橋的垂向振動(dòng)。根據(jù)簡(jiǎn)化后的發(fā)射車模型，可以推導(dǎo)出其振動(dòng)微分方程為

(1)

輪胎對(duì)地面的瞬時(shí)動(dòng)載荷為

(2)

液壓支腿對(duì)地面的瞬時(shí)動(dòng)載荷為

(3)

式中：m為1/2發(fā)射車車身質(zhì)量；m1、m2分別為前、后車橋質(zhì)量；J為1/2發(fā)射車車轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；l1、l2分別為前、后車橋到質(zhì)心的距離；l3、l4分別為前、后支腿到質(zhì)心的距離；x為車身垂向位移；xi(i=1,2)為各個(gè)車橋的垂向位移；ki(i=1,2)為2個(gè)輪胎的等效非線性剛度系數(shù)；ci(i=1，2)為2個(gè)輪胎的等效非線性阻尼系數(shù)；kzti(i=1,2)為2個(gè)支腿的等效剛度系數(shù)；czti(i=1，2)為2個(gè)支腿的等效阻尼系數(shù)；F為外加載荷；Fs1和Fs2分別為前、后活塞桿輸出力；Fti(i=1,2)為前后輪胎力；Fzti(i=1,2)為前后支腿力；q為路面輸入；θ為車身俯仰角。

1.3 連通式油氣懸架模型

文中假設(shè)懸架的液壓缸保持固定不動(dòng)，活塞桿及活塞組件在液壓缸中做往復(fù)運(yùn)動(dòng)。油氣懸架系統(tǒng)的輸出力主要包括系統(tǒng)的彈性力、阻尼力、活塞和活塞桿組件與懸架液壓缸之間的摩擦力[21-22]。一般情況下，系統(tǒng)處于振顫狀態(tài)和由密封摩擦引起的誤差在可接受范圍內(nèi)，所以可以忽略系統(tǒng)的摩擦力。則活塞桿輸出力Fs1和Fs2可以表示為

(4)

式中：A1為A腔、E腔面積，A1=π/4(D2-d2)；A2為C腔、G腔的面積，A2=π/4D2，D為懸架缸C腔(G腔)內(nèi)徑，d為活塞桿直徑；pA為A腔瞬時(shí)壓力；pC為C腔瞬時(shí)壓力；pE為E腔瞬時(shí)壓力；pG為G腔瞬時(shí)壓力。

1.4 輪胎與液壓支腿模型

在待發(fā)射狀態(tài)下，起豎油缸將發(fā)射箱起豎至發(fā)射位置，此過(guò)程中整車質(zhì)心會(huì)向車尾變化，使得車身發(fā)生傾斜，從而影響發(fā)射，故須對(duì)車身姿態(tài)進(jìn)行調(diào)平。發(fā)射車通過(guò)對(duì)懸架和液壓支腿的控制，使車身姿態(tài)達(dá)到發(fā)射要求，將整車行駛狀態(tài)下的車身高度作為車身調(diào)平的初始高度，液壓支腿伸出不同距離便是不同支撐狀態(tài)。輪胎和液壓支腿作用力分別為

(5)

(6)

式中：zt為輪胎壓縮量；z為液壓支腿壓縮量；kt、ct分別為輪胎的等效剛度和等效阻尼系數(shù)；kzt、czt分別為液壓支腿的等效剛度和等效阻尼系數(shù)。

2 仿真模型建立

2.1 模型建立

文中通過(guò)AMESim搭建了3種不同支撐方式下的1/2輕型高機(jī)動(dòng)連通式油氣懸架火箭炮發(fā)射車仿真模型，如圖3—5所示。為了對(duì)比分析，同時(shí)搭建了混合支撐下的獨(dú)立式油氣懸架火箭炮發(fā)射車仿真模型，如圖6所示。

圖3 純輪胎支撐

圖4 純支腿支撐

圖5 連通式油氣懸架混合支撐

圖6 獨(dú)立式油氣懸架混合支撐

2.2 參數(shù)設(shè)置

在多管火箭炮發(fā)射過(guò)程中，后坐力會(huì)對(duì)車身產(chǎn)生突加載荷，文中取突加載荷的最大值作為激勵(lì)。在0～10 s時(shí)，液壓支腿將車身推升至待發(fā)射高度(0.3 m)后保持穩(wěn)定，隨后施加幅值為3 500 N的階躍載荷，用來(lái)模擬多管火箭炮發(fā)射產(chǎn)生的瞬時(shí)后坐力。在確定支腿液壓缸參數(shù)時(shí)考慮最危險(xiǎn)的工況，即發(fā)射車處于純支腿支撐狀態(tài)，并且將支腿上的壓力按均布載荷考慮，支腿液壓缸直徑D1取50 mm，活塞桿直徑d1取36 mm。路面不平度用正弦信號(hào)來(lái)模擬，幅值為50 mm，頻率為2 Hz，其中前橋的輸入激勵(lì)比后橋相位上超前180°，可以模擬出車身在發(fā)射過(guò)程中所處的路面狀態(tài)。仿真時(shí)間設(shè)置為12 s，步長(zhǎng)0.001 s。其他仿真模型參數(shù)如表1所示。

表1 仿真模型參數(shù)

3 結(jié)果對(duì)比分析

文中簡(jiǎn)化并且模擬了火箭炮的發(fā)射過(guò)程，對(duì)液壓支腿的伸出過(guò)程(0～10 s)不予過(guò)多討論，重點(diǎn)分析不同支撐方式下發(fā)射時(shí)(10～12 s)火箭炮在垂直方向上的振動(dòng)性能，包括車身的垂向位移、垂向加速度、輪胎動(dòng)載荷、支腿壓力以及懸架動(dòng)行程的變化。

3.1 車身垂向位移

圖7所示為不同支撐方式下的火箭炮發(fā)射過(guò)程中車身垂向位移變化曲線。可以看出：在純輪胎支撐下車身垂向位移較大且震蕩持續(xù)時(shí)間較久；在混合支撐和純支腿支撐下車身垂向位移較小且車身能快速恢復(fù)穩(wěn)定。在含有連通式油氣懸架的混合支撐下比在含有獨(dú)立式油氣懸架的混合支撐下車身的垂向位移有所減小。這主要是因?yàn)榍罢叩能嚇蛲ㄟ^(guò)油管連通后，整個(gè)系統(tǒng)的剛度比后者大，可以減小系統(tǒng)的垂向位移。

圖7 車身垂向位移變化曲線

3.2 車身垂向加速度

圖8所示為不同支撐狀態(tài)下火箭炮發(fā)射過(guò)程中的車身垂向加速度變化曲線。可以看出：在純支腿支撐下車身垂向加速度的振幅最大且震蕩激烈，但是衰減速度最快，快速恢復(fù)穩(wěn)定；在純輪胎支撐以及混合支撐下車身垂向加速度振幅較小，但是衰減速度較慢。并且，在含有連通式油氣懸架的混合支撐下比在含有獨(dú)立式油氣懸架的混合支撐下車身垂向加速度要小。

圖8 車身垂向加速度變化曲線

3.3 輪胎動(dòng)載荷

圖9所示為不同支撐方式下火箭炮發(fā)射過(guò)程中的前、后輪胎動(dòng)載荷變化曲線。在純輪胎支撐下各輪胎壓力變化較大，車身震蕩也較大；在混合支撐下各輪胎動(dòng)載荷變化穩(wěn)定，前后輪胎動(dòng)載荷相近。在含有連通式油氣懸架的混合支撐下比在含有獨(dú)立式油氣懸架的混合支撐下輪胎動(dòng)載荷明顯減小且變化較小。這主要是因?yàn)檫B通式油氣懸架系統(tǒng)在發(fā)射車發(fā)射時(shí)可以使車橋上的載荷轉(zhuǎn)移，使各車橋的載荷保持均衡。

圖9 前輪胎(a)和后輪胎(b)載荷變化曲線

3.4 支腿壓力

圖10所示為不同支撐狀態(tài)下火箭炮發(fā)射過(guò)程中支腿壓力變化曲線。在純支腿支撐下，支腿的支撐壓力大，震蕩較為劇烈，但震蕩時(shí)間短，能夠使車身快速穩(wěn)定；在混合支撐下，支腿壓力較小，但是穩(wěn)定所需時(shí)間較長(zhǎng)，并且在這種支撐方式下，連通式與獨(dú)立式二者的表現(xiàn)基本接近。

圖10 支腿壓力變化曲線

3.5 懸架動(dòng)行程

圖11所示為在不同支撐狀態(tài)下火箭炮發(fā)射過(guò)程中的前、后懸架動(dòng)行程的變化曲線。在純輪胎支撐下，前、后懸架的懸架動(dòng)行程有較大的變化，而在混合支撐下懸架動(dòng)行程沒(méi)有很大變化。并且，在含有連通式油氣懸架的混合支撐下的懸架動(dòng)行程比在含有獨(dú)立式油氣懸架的混合支撐下的變化要大，因此連通式油氣懸架能夠有效改善車身振動(dòng)性能。

圖11 前(a)、后(b)懸架動(dòng)行程變化曲線

4 結(jié)論

文中基于兩軸連通式油氣懸架系統(tǒng)，分別建立了輕型高機(jī)動(dòng)火箭炮在3種不同支撐方式下的發(fā)射仿真模型，在發(fā)射沖擊的作用下對(duì)比不同支撐方式對(duì)發(fā)射車垂向振動(dòng)性能的影響。可以得到：在純支腿支撐下車身在發(fā)射過(guò)程中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)較小，支腿壓力變化較穩(wěn)定；在純輪胎支撐下車身在發(fā)射過(guò)程中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)較大，輪胎動(dòng)載荷、懸架動(dòng)行程變化較大；在輪胎與支腿混合支撐下車身的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和載荷變化較純支腿支撐方式大，較純輪胎支撐方式小，發(fā)射完成后能迅速使系統(tǒng)振動(dòng)能量衰減，使車身達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。此外，在混合支撐方式下的連通式油氣懸架比獨(dú)立式油氣懸架能夠更加有效減少車身振動(dòng)，使車身快速保持穩(wěn)定，平衡各橋載荷，有效減小振動(dòng)對(duì)車身的破壞，提高車輛的使用壽命。

文中通過(guò)AMESim液壓軟件搭建了連通式油氣懸架系統(tǒng)模型，并對(duì)懸架液壓系統(tǒng)性能進(jìn)行了研究，表明其對(duì)復(fù)雜液壓系統(tǒng)的研究是一種高效的方法。