李偉，韓崇偉，張?zhí)?，趙維，陳騰飛

(西北機(jī)電工程研究所，陜西 咸陽(yáng) 712099)

0 引言

自行高炮(SPAA)具有的行進(jìn)間射擊性能是其戰(zhàn)術(shù)發(fā)展的需要，實(shí)現(xiàn)該性能的關(guān)鍵部件之一就是射擊線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)。它在SPAA 行進(jìn)間射擊時(shí)，控制高低和方向伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)武器線(xiàn)趨近射擊線(xiàn)[1]，并克服載體運(yùn)動(dòng)對(duì)射擊線(xiàn)跟蹤性能的影響。該穩(wěn)定系統(tǒng)屬于雙軸穩(wěn)定結(jié)構(gòu)，承載著火炮、雷達(dá)、光電跟蹤等設(shè)備，具有較大的負(fù)載自重比，模型復(fù)雜，承受較大的射擊沖擊干擾。

國(guó)內(nèi)外對(duì)用于瞄準(zhǔn)線(xiàn)穩(wěn)定的彈載、機(jī)載、車(chē)載等穩(wěn)定平臺(tái)的研究較為深入，建立了穩(wěn)定平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)模型，研究了平臺(tái)的動(dòng)力學(xué)特性，既有仿真分析，還有實(shí)驗(yàn)研究[2－7]。坦克早已采用射擊線(xiàn)與瞄準(zhǔn)線(xiàn)獨(dú)立的指揮儀式火控系統(tǒng)[8]而具有行進(jìn)間射擊性能，而SPAA 由于受大功率伺服控制技術(shù)的限制，使得對(duì)射擊線(xiàn)穩(wěn)定的研究停留在解算式位置穩(wěn)定[9－10]階段。僅在停止間射擊沖擊對(duì)車(chē)體姿態(tài)擾動(dòng)下研究了陀螺速率補(bǔ)償?shù)莫?dú)立式射擊線(xiàn)穩(wěn)定[11]，無(wú)法在車(chē)體顛簸搖擺的情況下使用。尚未查到關(guān)于射擊線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)分析文獻(xiàn)，本文以中炮配置的SPAA 為研究對(duì)象，系統(tǒng)地建立了采用直驅(qū)式射擊線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)的歐拉動(dòng)力學(xué)模型(暫不含電機(jī)控制模型)。

1 應(yīng)用的坐標(biāo)系

SPAA 射擊線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)采用方向軸和俯仰軸控制的兩軸穩(wěn)定，方向軸控制為方向力矩電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)炮塔帶動(dòng)火炮俯仰部分和光電搜索跟蹤設(shè)備進(jìn)行回轉(zhuǎn)，俯仰軸控制為俯仰力矩電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)火炮俯仰部分作俯仰運(yùn)動(dòng)，利用旋轉(zhuǎn)變壓器檢測(cè)相對(duì)轉(zhuǎn)角。為了便于建模，假設(shè)車(chē)體、炮塔、火炮俯仰部分為剛體，并沿用傳統(tǒng)SPAA 火控坐標(biāo)定義習(xí)慣，建立大地坐標(biāo)系Onxnynzn、車(chē)體坐標(biāo)系Obxbybzb、炮塔回轉(zhuǎn)體坐標(biāo)系Ohxhyhzh、火炮俯仰部分坐標(biāo)系Opxpypzp.大地坐標(biāo)系:原點(diǎn)取在車(chē)體重心，Onxn為平行水平面指向東，Onyn為平行水平面指向北，Onzn與Onxn、Onyn垂直指向上并滿(mǎn)足右手定則。車(chē)體坐標(biāo)系:原點(diǎn)取在車(chē)體重心處，Obxb為車(chē)體縱軸指向前方，Obyb為車(chē)體橫軸指向右，Obzb與車(chē)體豎軸同向。炮塔回轉(zhuǎn)體坐標(biāo)系:原點(diǎn)取炮塔的回轉(zhuǎn)中心上，Ohxh平行于回轉(zhuǎn)平面指向武器線(xiàn)方向，Ohzh與方向回轉(zhuǎn)軸重合指向上，Ohyh由右手定則決定，Ohzh與Obzb同向。火炮俯仰部分坐標(biāo)系:原點(diǎn)取火炮俯仰轉(zhuǎn)動(dòng)中心，Opxp指向武器線(xiàn)方向，Obyb與Ohyh同向，Opzp由右手定則決定并指向上。

圖1 SPAA 武器線(xiàn)穩(wěn)定坐標(biāo)示意圖Fig.1 Coordinate schematic diagram of the weapon line stability of SPAA gun

車(chē)體坐標(biāo)系Obxbybzb繞Obzb轉(zhuǎn)動(dòng)βb角并平移一定距離得到炮塔回轉(zhuǎn)體坐標(biāo)系Ohxhyhzh，二者關(guān)系可用示。炮塔回轉(zhuǎn)體坐標(biāo)系Ohxhyhzh繞Ohyh轉(zhuǎn)動(dòng)εb角并平移一定距離得到火炮俯仰部分坐標(biāo)系Opxpypzp，二者關(guān)系用表示。車(chē)體坐標(biāo)系Obxbybzb與火炮俯仰部分坐標(biāo)系Opxpypzp的關(guān)系用表示。

2 穩(wěn)定系統(tǒng)雙軸動(dòng)力學(xué)模型

2.1 運(yùn)動(dòng)學(xué)模型

車(chē)體運(yùn)動(dòng)包含姿態(tài)和航向運(yùn)動(dòng)，將車(chē)體運(yùn)動(dòng)角速率ωb轉(zhuǎn)換到炮塔回轉(zhuǎn)體坐標(biāo)系上，并考慮炮塔相對(duì)車(chē)體的旋轉(zhuǎn)角速率，炮塔回轉(zhuǎn)體的旋轉(zhuǎn)角速率

將炮塔回轉(zhuǎn)角速率轉(zhuǎn)換到火炮俯仰部分坐標(biāo)系上，并考慮火炮俯仰部分相對(duì)炮塔的高低旋轉(zhuǎn)角速率，火炮俯仰部分的旋轉(zhuǎn)角速率

式中:ωb=[ωbz，ωby，ωbz]=為車(chē)體坐標(biāo)系下的轉(zhuǎn)動(dòng)角速率分量;為車(chē)體運(yùn)動(dòng)角加速度;ωh、分別為炮塔回轉(zhuǎn)總的角速度、角加速度;ωp、分別為火炮俯仰部分總的角速度、角加速度分別為炮塔相對(duì)車(chē)體旋轉(zhuǎn)的速度、加速度分別為火炮俯仰部分相對(duì)炮塔轉(zhuǎn)動(dòng)的速度、加速度。

2.2 動(dòng)力學(xué)模型

2.2.1 火炮俯仰部分

火炮俯仰部分的動(dòng)力學(xué)基本公式為

式中:Mp=[MpxMpyMpz]T為火炮俯仰部分慣性力矩;Jp為火炮俯仰部分慣量陣，含俯仰伺服電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。為簡(jiǎn)化分析，設(shè)火炮俯仰部分轉(zhuǎn)軸與慣性主軸一致，則火炮俯仰部分慣量陣為對(duì)角陣，即Jp=diag(Jpx，Jpy，Jpz).將(8)式寫(xiě)成分量形式:

考慮俯仰控制軸Obyb中的伺服電機(jī)控制力矩Mpc、火炮俯仰部分結(jié)構(gòu)質(zhì)量不平衡和加速度引起的偏心力矩M'pe、俯仰軸承受的射擊沖擊力矩Mps、俯仰摩擦力矩Mpf，它是ε·b的函數(shù);平衡機(jī)、彈鏈及其軟導(dǎo)引的彈性力矩Me后，有

式中:Me為彈鏈及其軟導(dǎo)引的彈性力矩;Kel為彈鏈及其軟導(dǎo)引的綜合彈性系數(shù);fn(εb)為平衡機(jī)、彈鏈及其軟導(dǎo)引的非線(xiàn)性或不可精確建模，即未知擾動(dòng)。將各參量帶入(12)式中進(jìn)行推導(dǎo)，得到火炮俯仰部分動(dòng)力學(xué)模型為

式中:

式中:Mpd為火炮俯仰部分干擾力矩總和;Kp為彈簧拖拽式高低平衡機(jī)、彈鏈及其軟導(dǎo)引的綜合彈性系數(shù);Mbcp為車(chē)體對(duì)火炮俯仰部分的交叉耦合力矩;Mhcp為炮塔回轉(zhuǎn)體對(duì)火炮俯仰部分的交叉耦合力矩。

2.2.2 炮塔回轉(zhuǎn)體

炮塔回轉(zhuǎn)體動(dòng)力學(xué)基本公式為

式中:Mh=[MhxMhyMhz]T為炮塔回轉(zhuǎn)體慣性力矩;Jh=diag(Jhx，Jhy，Jhz)為方向炮塔慣性矩陣;Mp為俯仰部分對(duì)回轉(zhuǎn)體的反作用力矩。將(18)式對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)軸寫(xiě)成分量形式為

考慮炮塔回轉(zhuǎn)體伺服電機(jī)控制轉(zhuǎn)矩輸出Mhc，炮塔回轉(zhuǎn)體以為變量的摩擦力矩Mhf，炮塔回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)質(zhì)量偏心引起的不平衡力矩Mhe，炮塔回轉(zhuǎn)軸所受到射擊沖擊力矩Mhs.根據(jù)牛頓運(yùn)動(dòng)定律，(19)式可簡(jiǎn)化為

將各參量帶入(17)式推導(dǎo)并化簡(jiǎn)得炮塔回轉(zhuǎn)體動(dòng)力學(xué)模型:

式中:Mhd為炮塔回轉(zhuǎn)體所受干擾力矩總和;Mpch為火炮俯仰部分對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)體的交叉耦合力矩;Mbch為車(chē)體對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)體的交叉耦合力矩。

2.3 因結(jié)構(gòu)質(zhì)量偏心引起的不平衡力矩

炮塔回轉(zhuǎn)體總體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)布置中，受火炮火線(xiàn)高設(shè)計(jì)要求，及雷達(dá)、光電等其他系統(tǒng)部件的尺寸、質(zhì)量等影響，難以做到火炮俯仰部分、炮塔回轉(zhuǎn)體部分的中心與各自的重心重合，存在質(zhì)量偏心。因此，載體線(xiàn)振動(dòng)產(chǎn)生的過(guò)載會(huì)通過(guò)質(zhì)量偏心對(duì)各個(gè)軸系形成干擾力矩，并隨著質(zhì)心轉(zhuǎn)動(dòng)的空間位置不同而變化。令載體坐標(biāo)系下載體的線(xiàn)加速度其中:gb為火炮俯仰坐標(biāo)系下的重力加速度為車(chē)載慣性導(dǎo)航系統(tǒng)加速度計(jì)輸出值。其結(jié)構(gòu)偏心如圖3 所示。

圖3 結(jié)構(gòu)偏心示意圖Fig.3 Eccentric structure

為便于求解Mhe，將投影至炮塔回轉(zhuǎn)體坐標(biāo)系中，此時(shí)炮塔質(zhì)量及質(zhì)心位置不變。故，炮塔回轉(zhuǎn)體的線(xiàn)加速度ah=[ahxahyahz]T，得

同理，將ah投影至火炮俯仰坐標(biāo)系中得火炮俯仰部分的線(xiàn)加速度ap=[apxapyapz]T，有

火炮俯仰部分的重心偏移量投影至炮塔回轉(zhuǎn)體坐標(biāo)系下，有

炮塔回轉(zhuǎn)體重心偏移主要為[xh，yh，zh]，Ohzh軸上的不平衡力矩Mhe為由炮塔和火炮俯仰部分二者作用的結(jié)果，得

式中:mh為炮塔回轉(zhuǎn)體質(zhì)量;mp為火炮俯仰部分質(zhì)量;[xp，yp，zp]為火炮俯仰部分重心距回轉(zhuǎn)中心的偏心距向量。平衡機(jī)用于最大限度抵消俯仰部分的質(zhì)量偏心引起的不平衡力矩，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化后如圖4 所示。圖4 中h1和h2為滑輪，h1的半徑為r1;A 為炮尾鋼絲繩掛點(diǎn)，與Opxp的夾角為(360° －α)，A 至Op的距離為L(zhǎng)A;h1與Op的相對(duì)坐標(biāo)為(x1p，y1p).根據(jù)簡(jiǎn)單幾何關(guān)系可得Opyp軸上的不平衡力矩為

式中:Ke為平衡機(jī)彈性系數(shù);Rpl為拉力力臂;Δl 為彈簧壓縮行程;Rpl和Δl 分別為εb的函數(shù)，將會(huì)給控制系統(tǒng)引入非線(xiàn)性因數(shù)。

圖4 火炮俯仰部分的平衡機(jī)示意圖Fig.4 Schematic diagram of balancing machine of elevation part

2.4 射擊沖擊力矩

在結(jié)構(gòu)布置中，火炮射擊沖擊力不通過(guò)回轉(zhuǎn)中心時(shí)，產(chǎn)生射擊力矩，它將對(duì)軸系和車(chē)體的姿態(tài)產(chǎn)生干擾。在此只考慮軸系干擾，而在射擊沖擊力矩激勵(lì)下引起車(chē)體姿態(tài)的變化，涉及SPAA 武器系統(tǒng)的射擊動(dòng)力學(xué)范疇。由射擊沖擊力矩、路譜等綜合因素激勵(lì)下的車(chē)體姿態(tài)變化作為已知條件進(jìn)行穩(wěn)定系統(tǒng)動(dòng)力計(jì)算。射擊沖擊力矩具有時(shí)間短，峰值高的特點(diǎn)，可看作為連續(xù)脈沖函數(shù)。將射擊沖擊力經(jīng)傅里葉級(jí)數(shù)展開(kāi)后為

由于射擊沖擊力的作用機(jī)理跟具體結(jié)構(gòu)有關(guān)，涉及因素多。故，火炮俯仰軸所受的射擊沖擊力矩Mps簡(jiǎn)化處理為

式中:zps為俯仰射擊力臂。將火炮俯仰部分的射擊沖擊力轉(zhuǎn)換至炮塔回轉(zhuǎn)體坐標(biāo)系中，可得方向軸射擊沖擊力矩

式中:yhs為俯仰射擊力臂。

2.5 摩擦力矩

射擊線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)的各個(gè)軸系必須產(chǎn)生運(yùn)動(dòng)以補(bǔ)償載體的姿態(tài)變化，在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中不可避免低受到軸系、動(dòng)摩擦件等產(chǎn)生摩擦力矩的影響，主要在低速或零速段表現(xiàn)為死區(qū)、爬行等控制不平穩(wěn)現(xiàn)象。炮塔與車(chē)體采用方向座圈連接，座圈半徑為Rhd，座圈中滾動(dòng)軸承滑動(dòng)摩擦系數(shù)為μhf，座圈密封圈的粘性摩擦系數(shù)為Khf.將炮塔的質(zhì)量投影到炮塔回轉(zhuǎn)體坐標(biāo)系的Ohzh軸上，可得炮塔回轉(zhuǎn)體的平均滑動(dòng)摩擦力矩

方向軸平均滑動(dòng)摩擦力矩結(jié)合Tustin 摩擦力矩模型[12]可得

式中:Mhc為方向控制力矩;Msh、Mch分別為炮塔回轉(zhuǎn)軸的靜阻力矩、庫(kù)倫摩擦力矩，且Msh＞Mch;ωhs為方向軸stribeck 速度常值。

火炮俯仰部分通過(guò)搖架與炮塔的“丫”型體上的2 個(gè)座圈相接，如圖1 所示。座圈半徑為Rpd，座圈中滾動(dòng)軸承滑動(dòng)摩擦系數(shù)為μpf，座圈密封圈的粘性摩擦系數(shù)為Kpf.將火炮俯仰部分的質(zhì)量投影到火炮俯仰部分坐標(biāo)系Opzp軸上，同理可得俯仰軸的摩擦力矩和控制力矩[12]分別為

式中:Mpc為俯仰控制力矩;Msp、Mcp分別為俯仰軸的靜阻力矩、庫(kù)倫摩擦力矩，且Msp＞Mcp;ωps為俯仰軸stribeck 速度常值。

3 仿真計(jì)算

本文在文獻(xiàn)[9]的基礎(chǔ)上建立了更為完善的射擊諸元坐標(biāo)變換模型，在給定大地坐標(biāo)系下的射角εn及其角速度、角加速度方向角βn、角速度和角加速度的瞄準(zhǔn)參數(shù)、車(chē)體運(yùn)動(dòng)參數(shù)的已知條件下，不僅算出車(chē)體坐標(biāo)下的瞄準(zhǔn)角度εb、βb，還算出動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算所必需瞄準(zhǔn)參數(shù)。然后根據(jù)射擊線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，按最大功率原則，算出武器線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)的相關(guān)力矩。εn取值范圍為[0° 10° … 70°]，同時(shí)給定最大高低瞄準(zhǔn)速度=70°/s;最大高低瞄準(zhǔn)加速度=0°.每隔10°計(jì)算一次力矩，同時(shí)βn的區(qū)間在0° ～360°連續(xù)變化，同時(shí)給定最大方向瞄準(zhǔn)速度80°/s，最大方向瞄準(zhǔn)加速度=0°.在計(jì)算最大功率時(shí)，最大瞄準(zhǔn)速度和最大瞄準(zhǔn)加速度不會(huì)同時(shí)出現(xiàn)，按此方法計(jì)算有足夠余量。按一種重型車(chē)輛并考慮射擊沖擊力矩?cái)_動(dòng)后的車(chē)體運(yùn)動(dòng)數(shù)據(jù)進(jìn)行仿真計(jì)算，它們分別為:車(chē)體方向角車(chē)體俯仰角車(chē)體橫滾角γ =

射擊線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)機(jī)械參數(shù):Jpx=400 kg·m2，Jpy=850 kg·m2，Jpz=300 kg·m2;Jhx=4 000 kg·m2，Jhy=4 500 kg·m2，Jhz=5 500 kg·m2;mh=5 600 kg，mp=1 000 kg;xh=0.1 m，yh=0.1 m，xp=0.5 m，重力加速度gn=9.8 m/s2;Fps=20 000 N，為了觀察長(zhǎng)周期性影響，在2 s 時(shí)刻加入無(wú)限次連續(xù)射擊沖擊，zps=0.07 m，yhs=0.07 m，f0=15 Hz;Kfh=0.2，Kfp=0.2.由于方向軸和俯仰軸是按最大速度調(diào)轉(zhuǎn)，那么摩擦力矩較之其他力矩可忽略。

炮塔回轉(zhuǎn)軸和火炮俯仰軸在εn分別為0°和70°時(shí)承受的射擊沖擊力矩曲線(xiàn)如圖5 所示。在2 s時(shí)刻加入了射擊沖擊力矩，其Mps最大值約1 590 N·m，頻率為15 Hz.Mhs與Mps的大小受εn影響小。通過(guò)對(duì)比圖5 和圖11 可知，在εn=70°時(shí)，俯仰軸射擊力矩Mps約大于Mpd的30%，在低射角下所占比例更多。根據(jù)(34)式方向軸射擊力矩Mhs跟βb有關(guān)，βb對(duì)Mps進(jìn)行調(diào)制，形式復(fù)雜，所受射擊沖擊力幅值等同于Mps.

車(chē)體停止間，平衡機(jī)設(shè)計(jì)可滿(mǎn)足高低不平衡力矩|Mpe| ＜100 N·m.而車(chē)體行進(jìn)間由引起|M'pe|最大達(dá)到約5 400 N·m，|Mpe|可到達(dá)400 N·m 以上。方向軸的不平衡力矩曲線(xiàn)如圖6 所示。Mhe受εn的影響較小，受βn的影響，呈余弦變化，與βn同周期，幅值為(1 170 ±50)N·m.

圖5 炮塔回轉(zhuǎn)體和火炮俯仰部分射擊沖擊力矩曲線(xiàn)Fig.5 Shooting impact torque curves of turret revolution body and gun elevation part

圖6 方向軸的不平衡力矩曲線(xiàn)Fig.6 Imbalance torque curves of azimuth axis

炮塔回轉(zhuǎn)體對(duì)火炮俯仰部分的交叉耦合力矩曲線(xiàn)如圖7 所示，車(chē)體對(duì)火炮俯仰部分的交叉耦合力矩曲線(xiàn)如圖8 所示，火炮俯仰部分對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)體的交叉耦合力矩曲線(xiàn)如圖9 所示，車(chē)體對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)體的交叉耦合力矩曲線(xiàn)圖10 所示。運(yùn)動(dòng)交叉耦合力矩隨著εn增大而增大。車(chē)體運(yùn)動(dòng)對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)體和火炮俯仰部分的交叉耦合力矩大于炮塔回轉(zhuǎn)體和火炮俯仰部分相互之間產(chǎn)生的交叉耦合力矩，且車(chē)體運(yùn)動(dòng)對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)體的交叉耦合力矩遠(yuǎn)大于炮塔回轉(zhuǎn)體部分所受的不平衡力矩和射擊沖擊力矩。

俯仰軸和方向軸的總干擾力矩曲線(xiàn)分別如圖11和圖12 所示。經(jīng)過(guò)干擾力矩的疊加，俯仰軸的總干擾力矩隨著εn增大而增大，當(dāng)εn=0°時(shí)，俯仰軸總干擾力矩最大值Mpdmax≈2 983 N·m;當(dāng)εn=70°時(shí)，Mpdmax≈5 149 N·m.圖12 中，方向軸總干擾力矩幾乎重疊，受εn影響小，方向軸總干擾力矩最大值Mpdmax≈6 935 N·m.

圖8 車(chē)體對(duì)火炮俯仰部分的交叉耦合力矩曲線(xiàn)Fig.8 Cross coupling torque curves of vehicle body to elevation part

圖9 火炮俯仰部分對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)體的交叉耦合力矩曲線(xiàn)Fig.9 Cross coupling torque curves of elevation part to azimuth turret

圖10 車(chē)體對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)體的交叉耦合力矩曲線(xiàn)Fig.10 Cross coupling torque curves of vehicle body to turret revolution body

圖11 俯仰軸總干擾力矩曲線(xiàn)Fig.11 Total disturbance torque curves of elevation axis

圖12 方向軸總干擾力矩曲線(xiàn)Fig.12 Total disturbance torque curves of azimuth axis

火炮俯仰軸和炮塔方向軸的控制力矩曲線(xiàn)分別如圖13 和圖14 所示。俯仰軸控制力矩受εn影響較小，曲線(xiàn)幾乎相互重疊。當(dāng)εn=0°時(shí)，俯仰軸控制力矩最大值Mpcmax≈6 478 N·m，方向軸控制力矩隨著εn增大而迅速增大;當(dāng)εn=70° 時(shí)，方向軸控制力矩最大值Mhcmax≈3.25 ×105N·m.對(duì)比圖11和圖13，俯仰軸干擾力矩占俯仰控制力矩最大達(dá)到80%.對(duì)比圖12 和圖14，方向軸干擾力矩在εn≤20°時(shí)約占方向控制力矩的30%以上。隨εn的變換規(guī)律可參考文獻(xiàn)[10].當(dāng)εn＞20°時(shí)，由于迅速增大，此時(shí)慣性力矩也迅速增大，慣性力矩是方向軸控制力矩的主要組成部分。

綜合仿真計(jì)算結(jié)果，得到如下結(jié)論:

圖13 俯仰軸控制力矩曲線(xiàn)Fig.13 Control torque curves of elevation axis

圖14 方向軸控制力矩曲線(xiàn)Fig.14 Control torque curves of azimuth axis

1)車(chē)體運(yùn)動(dòng)對(duì)炮塔回轉(zhuǎn)體的交叉耦合力矩是炮塔回轉(zhuǎn)體受到的主要干擾力矩，且受射角影響小;方向軸控制力矩和俯仰軸干擾力矩隨著射角增大而增大，而方向軸控制力矩在方向慣性力矩的影響下，增加的速度更快。

2)俯仰軸干擾力矩和低射角下的方向軸干擾力矩是相應(yīng)軸控制力矩中較大的組成部分。

4 結(jié)論

本文依據(jù)動(dòng)量矩定理及矢量疊加原理，系統(tǒng)地建立了SPAA 射擊線(xiàn)穩(wěn)定控制平臺(tái)牛頓－歐拉動(dòng)力學(xué)模型，并結(jié)合車(chē)體坐標(biāo)系下的射擊諸元參數(shù)，對(duì)射擊線(xiàn)穩(wěn)定控制平臺(tái)進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算和分析。其結(jié)果表明:在一定的火炮結(jié)構(gòu)空間布置和供電能源限制條件下，火炮高低向穩(wěn)定具有完全可實(shí)現(xiàn)性;炮塔回轉(zhuǎn)部分控制力矩隨射角增大而成倍增大，方位向穩(wěn)定只有在特定條件下才具有可實(shí)現(xiàn)性。這對(duì)武器系統(tǒng)總體設(shè)計(jì)、研究射擊線(xiàn)穩(wěn)定適用條件，確定射擊線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)功率，尤其對(duì)設(shè)計(jì)和優(yōu)化穩(wěn)定系統(tǒng)控制器具有重要意義。以后將繼續(xù)采用上述方法并結(jié)合伺服電機(jī)模型對(duì)射擊線(xiàn)穩(wěn)定系統(tǒng)控制模型進(jìn)行深入研究。

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