姚琳，馬大為，王璽，朱忠領(lǐng)，何強(qiáng)

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

冷彈射系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)與油氣懸架優(yōu)化設(shè)計(jì)

姚琳，馬大為，王璽，朱忠領(lǐng)，何強(qiáng)

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

為了提高全輪支撐冷發(fā)射時(shí)導(dǎo)彈的出筒精度，基于4軸連通式油氣懸架導(dǎo)彈發(fā)射車，推導(dǎo)出4軸連通油氣懸架數(shù)學(xué)模型并驗(yàn)證了AMESim仿真模型的正確性；建立了基于ADAMS/Simulink/AMESim的聯(lián)合仿真模型，以發(fā)射筒筒口縱向位移均方根值為優(yōu)化目標(biāo)，以油氣懸架系統(tǒng)的蓄能器容積、初始充氣壓力和阻尼孔直徑為設(shè)計(jì)變量，選擇車體傾斜0°，起豎角為90°這一工況，應(yīng)用遺傳算法進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。結(jié)果表明：優(yōu)化后筒口縱向位移均方根值降低了61.1%，提高了導(dǎo)彈出筒精度；發(fā)射車的俯仰姿態(tài)角位移和各軸載荷分配得到較好的改善，發(fā)射系統(tǒng)的穩(wěn)定性得到提高。基于遺傳算法的聯(lián)合仿真方法可同時(shí)提高導(dǎo)彈的出筒精度和發(fā)射系統(tǒng)的穩(wěn)定性，并為解決工程實(shí)際問題提供參考。

兵器科學(xué)與技術(shù)；冷彈射；全輪支撐；動(dòng)力學(xué)分析；連通式油氣懸架；優(yōu)化設(shè)計(jì)

0 引言

公路機(jī)動(dòng)發(fā)射是當(dāng)今世界上大型戰(zhàn)略戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈最先進(jìn)的發(fā)射方式之一。為使導(dǎo)彈發(fā)射車各車橋在不平路面或?qū)棸l(fā)射時(shí)載荷分配較為均衡，大型導(dǎo)彈發(fā)射車都采用了連通式油氣懸架系統(tǒng)。

對(duì)于油氣懸架系統(tǒng)的力學(xué)特性，國內(nèi)外學(xué)者開展了較多研究。林國問等［1］基于5自由度1/4導(dǎo)彈發(fā)射車模型，對(duì)比分析了采用兩種懸架時(shí)在不同激勵(lì)下導(dǎo)彈發(fā)射車的垂向振動(dòng)特性。仝軍令等［2］建立了油氣彈簧單缸數(shù)學(xué)模型，研究了油氣彈簧主參數(shù)變化對(duì)1/4車輛模型平順性、懸架動(dòng)行程和輪胎接地性的影響。Cao等［3］研究了雙氣室油氣懸架和連通式油氣懸架系統(tǒng)對(duì)車輛的抗俯仰和抗側(cè)傾能力的影響。杜恒等［4］基于聯(lián)合仿真的方法分析了油氣懸架的平順性與道路友好性，并對(duì)油氣懸架參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。魏建華等［5］建立了某大型工程車的單橋同軸連通式油氣懸架模型，在沒有考慮輪胎非線性的前提下，得出了油氣彈簧主參數(shù)變化對(duì)道路友好性的影響規(guī)律。畢世華等［6］針對(duì)某采用任意點(diǎn)無支撐發(fā)射方式的車載導(dǎo)彈武器系統(tǒng)，對(duì)懸架參數(shù)進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)，有效地降低了導(dǎo)彈發(fā)射車在行軍和發(fā)射導(dǎo)彈兩種工況下的振動(dòng)響應(yīng)。徐偉國等［7］設(shè)計(jì)了控制器，使得采用主動(dòng)控制懸架的運(yùn)輸發(fā)射車重要部位同時(shí)滿足導(dǎo)彈發(fā)射和機(jī)動(dòng)狀態(tài)的減振要求，提高了導(dǎo)彈的快速機(jī)動(dòng)和反應(yīng)能力。

縱觀現(xiàn)有文獻(xiàn)，對(duì)含有連通式油氣懸架的全輪支撐導(dǎo)彈冷彈射系統(tǒng)響應(yīng)特性的研究鮮有報(bào)道。本文基于ADAMS/Simulink/AMESim聯(lián)合仿真的方法給出了含有被動(dòng)式4軸連通油氣懸架的全輪胎支撐導(dǎo)彈冷彈射過程仿真模型，分析了冷彈射系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，并對(duì)油氣懸架的主要參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。本文提出的聯(lián)合仿真方法和優(yōu)化結(jié)果為提高某大型導(dǎo)彈的發(fā)射精度和發(fā)射裝備的穩(wěn)定性提供了參考。

1 全輪支撐冷彈射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)模型

發(fā)射支撐方式有全剛性支撐、混合支撐和全輪支撐3種，常用的是全剛性支撐和混合支撐發(fā)射方式。探尋不同支撐發(fā)射方式下發(fā)射裝備動(dòng)力學(xué)響應(yīng)對(duì)現(xiàn)代武器的研究具有重要的意義。本文建立了簡化后的某發(fā)射裝備全輪支撐冷彈射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)模型。

1.1 模型的結(jié)構(gòu)組成

導(dǎo)彈冷彈射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)組成非常復(fù)雜，文中建立了冷彈射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)模型并進(jìn)行了如下簡化［9］:

1）模型中所有的部件全部視為剛體；

2）輪胎、起豎油缸、導(dǎo)彈適配器視為彈性阻尼元件；

3）忽略彈射過程中導(dǎo)彈質(zhì)量、質(zhì)心及轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的變化；

4）不考慮風(fēng)載荷、推力偏心等橫向作用力，不考慮發(fā)射系統(tǒng)的側(cè)傾。

整個(gè)發(fā)射系統(tǒng)組成原理圖如圖1所示［8］。模型主要由車頭、大梁、懸架輸出力、車橋、輪胎、起豎油缸、起豎臂、發(fā)射筒、3道適配器滑動(dòng)底座組成。在ADAMS中，懸架輸出力定義為大梁與車橋之間的雙向作用力，該作用力設(shè)置為狀態(tài)變量，并在ADAMS/ controls中設(shè)置相應(yīng)的輸入輸出變量，其數(shù)值通過聯(lián)合仿真模型從AMESim中獲得。3道適配器沿發(fā)射筒內(nèi)的導(dǎo)向槽滑動(dòng)，適配器與導(dǎo)向槽之間設(shè)置為碰撞約束；導(dǎo)彈與發(fā)射筒底座設(shè)置接觸碰撞。根據(jù)發(fā)射系統(tǒng)組成原理圖，基于多體動(dòng)力學(xué)軟件ADAMS建立了冷彈射系統(tǒng)虛擬樣機(jī)模型，如圖2所示。

圖1 發(fā)射系統(tǒng)組成原理圖Fig.1 Composition of launch system

1.2 邊界條件

導(dǎo)彈彈射過程中的載荷包括:作用在導(dǎo)彈底部的推力載荷和作用在發(fā)射筒滑動(dòng)底座的附加載荷。根據(jù)仿真實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到的推力載荷和附加載荷的曲線如圖3所示。

起豎油缸等效彈簧阻尼器的剛度與阻尼，取彈簧的拉伸剛度為3.3×108N/m，壓縮剛度為5.16× 107N/m，阻尼為1.5×104N/m［7］。

圖2 發(fā)射系統(tǒng)虛擬樣機(jī)模型Fig.2 The virtual prototyping model of launch system

圖3 載荷曲線Fig.3 Curve of load

推力、附加載荷按照仿真實(shí)驗(yàn)擬合得到的曲線以Spline函數(shù)的形式導(dǎo)入模型中，力的大小由AKISPL函數(shù)插值得到。

1.3 非線性輪胎模型

模型中輪胎為非線性部件。采用多元逐步回歸模型。在工程中，由樣機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以得到在一定范圍內(nèi)輪胎彈性力和阻尼力的非線性曲線，如圖4所示［10］。

在ADAMS虛擬樣機(jī)模型中，以兩個(gè)非線性的相互作用力:彈性力和阻尼力模擬輪胎的作用，力的大小按照得到的輪胎非線性曲線以AKISPL函數(shù)插值得到［11-12］。

圖4 輪胎非線性特性曲線Fig.4 Nonlinear characteristics of tire

2 4軸連通油氣懸架模型

2.1 4軸連通油氣懸架物理模型

［4］，在兩軸連通式油氣懸架的基礎(chǔ)上搭建了如圖5所示的4軸連通油氣懸架物理模型，并推導(dǎo)了4軸連通油氣懸架的數(shù)學(xué)方程。

圖5 4軸連通式油氣懸架物理模型Fig.5 Physical model of four-axle-interconnected hydro-pneumatic suspension model

油缸輸出力為

蓄能器的相關(guān)數(shù)學(xué)公式為

式中:SA、SB指A、B腔面積；pn為蓄能器瞬時(shí)壓力；Vn為蓄能器瞬時(shí)容積；γ為氣體多變指數(shù)；pns為蓄能器靜平衡時(shí)的壓力；pn0為蓄能器初始充氣壓力；Vns為蓄能器靜平衡時(shí)的容積；Vn0為蓄能器初始充氣容積。

靜平衡蓄能器壓力為

式中:Ftot為4軸懸架載荷之和；d為活塞桿直徑。

油液在運(yùn)動(dòng)過程中會(huì)產(chǎn)生沿程壓力損失和局部壓力損失，各腔室與蓄能器之間的壓力損失關(guān)系為

式中:n=1，2；j=3，4；l1、l2分別為蓄能器5到油缸1、2的A腔的油路長度；l3、l4分別為蓄能器6到油缸3、4的A腔的油路長度；l′1、l′2分別為蓄能器5到油缸3、4的C腔的油路長度；l′3、l′4分別為蓄能器6到油缸1、2的C腔的油路長度；Q為任意時(shí)刻A腔和蓄能器之間的油液流量；Q′為任意時(shí)刻C腔和蓄能器之間的油液流量；Sh為油管截面積，

根據(jù)短孔節(jié)流理論和壓力關(guān)系，得B腔與C腔之間的壓力關(guān)系為

式中:符號(hào)函數(shù)

沿程阻力系數(shù)

Cd1為阻尼孔流量系數(shù)；Cd2為單向閥流量系數(shù)；S01為阻尼孔截面積；S02為單向閥的有效過流面積。

在MATLAB/Simulink中搭建4軸連通油氣懸架數(shù)學(xué)模型實(shí)現(xiàn)求解。

2.2 AMESim油氣懸架仿真模型的驗(yàn)證

根據(jù)搭建的4軸連通油氣懸架物理模型，在液壓仿真軟件AMESim中建立如圖6所示的仿真模型。

圖6 4軸連通油氣懸架仿真模型Fig.6 Simulation model of four-axle-interconnected hydro-pneumatic suspension

選取相同的油氣懸架參數(shù)，將AMESim仿真結(jié)果與Simulink數(shù)學(xué)模型仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以檢驗(yàn)AMESim仿真模型的正確性。

激勵(lì)參數(shù)為幅值0.05 m、頻率0.1 Hz時(shí)，仿真結(jié)果如圖7所示。

圖7 活塞桿輸出力的位移特性和速度特性（頻率0.1 Hz，振幅0.05 m）Fig.7 The displacement and velocity characteristics of suspension（f=0.1 Hz，A=0.05 m）

激勵(lì)參數(shù)為幅值0.03 m、頻率1 Hz時(shí)，仿真結(jié)果如圖8所示。

從圖7和圖8中可以看出，頻率為0.1 Hz時(shí)，AMESim仿真結(jié)果與Simulink數(shù)值仿真結(jié)果誤差很小，頻率為1 Hz時(shí)誤差稍微加大，這是由于AMESim軟件HCD庫中液壓元件的高頻滯后造成的。總體上，仿真結(jié)果基本吻合，證明了AMESim仿真模型的正確性。本文搭建的AMESim 4軸連通油氣懸架仿真模型可以作為本文對(duì)導(dǎo)彈冷彈射時(shí)發(fā)射系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)分析及油氣懸架參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)。

3 導(dǎo)彈冷彈射過程聯(lián)合仿真分析及懸架參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 評(píng)價(jià)指標(biāo)與設(shè)計(jì)變量

導(dǎo)彈彈射時(shí)發(fā)射筒會(huì)有縱向、橫向與垂向3個(gè)方向的位移，在不考慮風(fēng)載荷的條件下，以發(fā)射筒的縱向位移對(duì)導(dǎo)彈出筒姿態(tài)的影響最大。本文選取從仿真開始到導(dǎo)彈出筒這一時(shí)間段內(nèi)發(fā)射筒的筒口縱向振動(dòng)位移均方根值作為評(píng)價(jià)指標(biāo)。

圖8 活塞桿輸出力的位移特性和速度特性（頻率1 Hz，振幅0.03 m）Fig.8 The displacement and velocity characteristics of suspension（f=1 Hz，A=0.03 m）

對(duì)油氣懸架而言，懸架缸作為承載元件，其尺寸由設(shè)計(jì)的懸掛質(zhì)量決定，單向閥的作用是提高平安比，故參數(shù)無需調(diào)整。本文重點(diǎn)分析蓄能器容積、蓄能器預(yù)充氣壓力、阻尼孔直徑這3個(gè)參數(shù)變化時(shí)對(duì)發(fā)射筒的筒口振動(dòng)的影響。依據(jù)工程實(shí)際，將這3個(gè)參數(shù)定為設(shè)計(jì)變量，變量的初值及設(shè)計(jì)范圍如表1所示。

表1 設(shè)計(jì)變量的初始值及變量范圍Tab.1 Initial value and variable ranges of design variables

3.2 聯(lián)合仿真模型的建立

聯(lián)合仿真模型的建立過程為:在多體動(dòng)力學(xué)軟件ADAMS中建立導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的虛擬樣機(jī)模型，在Simulink中搭建了發(fā)射筒筒口縱向位移的均方根值計(jì)算模型；在AMESim中搭建了4軸連通油氣懸架仿真模型。仿真計(jì)算時(shí)以AMESim為主控平臺(tái)，將ADAMS模型、Simulink模型分別編譯成AMESim可以調(diào)用的ADAMS-To-AMESim和Simulink imported to AMESim子模塊，并插入AMESim主控模型中。最后搭建完畢的聯(lián)合仿真模型如圖9所示。

圖9 冷彈射系統(tǒng)聯(lián)合仿真模型Fig.9 Co-simulation model of cold launch system

在AMESim的parameter mode/export setup中定義蓄能器容積、蓄能器預(yù)充氣壓力、阻尼孔直徑3個(gè)設(shè)計(jì)變量并給定取值范圍；進(jìn)入simulation mode模塊，在Design exploration中選取Simulink imported to AMESim子模塊的輸出端作為優(yōu)化目標(biāo)，采用遺傳算法進(jìn)行優(yōu)化分析。蓄能器從車頭端到車尾端依次編號(hào)為1、2、3、4；懸架缸和阻尼孔則編號(hào)為1～8（Dn為阻尼孔直徑），左右兩側(cè)同軸油氣懸架參數(shù)設(shè)為相同。

遺傳算法是一種模擬生物在自然環(huán)境中的遺傳和進(jìn)化過程而形成的一種自適應(yīng)全局優(yōu)化概率搜索算法。迭代式重復(fù)反饋過程的活動(dòng)，其目的是為了逼近所需目標(biāo)或結(jié)果。模型執(zhí)行20次迭代計(jì)算后，發(fā)現(xiàn)目標(biāo)值波動(dòng)較小，趨于收斂。故選定最大迭代次數(shù)為20代。文中遺傳算法的參數(shù)選擇［6］如下:種群規(guī)模為個(gè)體數(shù)50個(gè)，復(fù)制率為80%，執(zhí)行遺傳算法的最大代數(shù)為20代，變異率為10%，變異幅值為0.8.

3.3 結(jié)果分析

根據(jù)給定的油氣懸架初始參數(shù)，通過聯(lián)合仿真得到了冷彈射過程中發(fā)射筒的筒口縱向位移均方根值為0.082 2.

優(yōu)化計(jì)算結(jié)束后，優(yōu)化前后油氣懸架的各參數(shù)對(duì)比見表2.

優(yōu)化后發(fā)射筒的筒口縱向位移均方根值降為0.032 0 m.優(yōu)化前后筒口縱向位移均方根值對(duì)比如表3所示。

仿真計(jì)算得到的優(yōu)化前后發(fā)射筒筒口縱向位移對(duì)比如圖10所示。

表2 優(yōu)化前后油氣懸架的各參數(shù)對(duì)比Tab.2 Parameters of hydro-pneumatic suspension before and after optimization

表3 優(yōu)化前后均方根值對(duì)比Tab.3 Comparison of performances before and after optimization

圖10 優(yōu)化前后發(fā)射筒筒口縱向位移Fig.10 Displacements of launch tube nozzle before and after optimization

從圖10可以看出:優(yōu)化前發(fā)射筒筒口縱向位移較大，整個(gè)過程中筒口縱向位移變化非常劇烈；在0.35 s左右發(fā)射筒筒口達(dá)到最大縱向位移，為向后擺動(dòng)0.125 m，在2.5 s左右達(dá)到最小，為向后擺動(dòng)0.01 m；優(yōu)化后發(fā)射筒筒口縱向位移明顯變小，波動(dòng)幅值較小；在0.25 s左右發(fā)射筒筒口達(dá)到負(fù)向最大位移，為向后擺動(dòng)0.06 m，在2.5 s左右達(dá)到正向最大位移，為向前擺動(dòng)0.04 m.

圖11為優(yōu)化前后發(fā)射車俯仰振動(dòng)對(duì)比結(jié)果。從圖11可以看出:優(yōu)化前發(fā)射車俯仰姿態(tài)角位移變化較大；在0.32 s左右俯仰姿態(tài)角位移達(dá)到負(fù)向最大，為整車向后傾斜0.55°，在2.5 s左右達(dá)到最小，整車俯仰姿態(tài)角接近于0°；優(yōu)化后發(fā)射車俯仰姿態(tài)角位移明顯變小；在0.25 s左右俯仰姿態(tài)角位移達(dá)到負(fù)向最大位移，為整車向后傾斜0.27°，在2.5 s左右達(dá)到正向最大位移，為整車向前傾斜0.27°.

圖11 優(yōu)化前后發(fā)射車俯仰振動(dòng)Fig.11 Pitching angles of missile launcher before and after optimization

結(jié)合圖10、圖11可以得出以下結(jié)論:

1）發(fā)射筒筒口縱向位移變化趨勢(shì)與發(fā)射車俯仰振動(dòng)趨勢(shì)基本一致。從第3 s開始，導(dǎo)彈在彈射力的作用下開始向上運(yùn)動(dòng)，彈重釋放且此過程中附加載荷相對(duì)較小，使得發(fā)射車的俯仰姿態(tài)角迅速減小，甚至由負(fù)值變?yōu)檎?，筒口快速向前移?dòng)；2.5 s以后，滑動(dòng)底座受到的附加載荷迅速增大，所以2.5 s以后發(fā)射車的俯仰姿態(tài)角和筒口位移又迅速變大。

2）優(yōu)化后的油氣懸架參數(shù)使得發(fā)射筒筒口縱向位移和發(fā)射車俯仰姿態(tài)角位移均有明顯降低，不但降低了發(fā)射筒的縱向擺動(dòng)對(duì)導(dǎo)彈出筒姿態(tài)的影響，還提高了發(fā)射車的穩(wěn)定性。

圖12、圖13給出了優(yōu)化前后輪胎對(duì)地載荷的時(shí)程曲線。通過分析可知:

1）發(fā)射前，后4軸輪胎對(duì)地載荷之和大于前4軸輪胎對(duì)地載荷之和。導(dǎo)彈開始運(yùn)動(dòng)后，后4軸輪胎對(duì)地載荷之和迅速減小，之后逐漸增大。這是因?yàn)閷?dǎo)彈起豎后待發(fā)射時(shí)，彈重基本上全部由后4軸輪胎承受，當(dāng)導(dǎo)彈開始運(yùn)動(dòng)后彈重釋放，發(fā)射系統(tǒng)重心前移，對(duì)地載荷很快就下降至較小值。此后由于作用在滑動(dòng)底座的附加載荷迅速增大，致使后4軸輪胎對(duì)地載荷在2.9 s時(shí)達(dá)到峰值。

2）分析圖12、圖13可知:初始的油氣懸架參數(shù)使得后4軸輪胎對(duì)地載荷之和與前4軸輪胎對(duì)地載荷之和差距較大。優(yōu)化后的油氣懸架參數(shù)使得各軸載荷分配較為合理，前后4軸輪胎對(duì)地載荷之和的差距得到減小，優(yōu)化結(jié)果提高了發(fā)射裝備的穩(wěn)定性。

圖12 優(yōu)化前4軸輪胎對(duì)地載荷之和時(shí)程曲線Fig.12 Time-history curve of front four-axle load before optimization

圖13 優(yōu)化后4軸輪胎對(duì)地載荷之和時(shí)程曲線Fig.13 Time-history curve of front four-axle load after optimization

4 結(jié)論

1）針對(duì)全輪支撐狀態(tài)下導(dǎo)彈冷彈射過程動(dòng)力學(xué)響應(yīng)及多軸連通式油氣懸架參數(shù)對(duì)發(fā)射系統(tǒng)性能的影響，在深入分析發(fā)射系統(tǒng)及連通式油氣懸架的基礎(chǔ)上，利用ADAMS建立了發(fā)射系統(tǒng)的多體動(dòng)力學(xué)模型、利用AMESim建立了4軸連通式液壓仿真模型并與4軸連通油氣懸架數(shù)學(xué)模型進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證、在Simulink中搭建了筒口縱向位移的均方根值計(jì)算模型，并以此為評(píng)價(jià)指標(biāo)。最終建立了以AMESim為仿真平臺(tái)的導(dǎo)彈冷彈射過程聯(lián)合仿真模型。

2）以筒口縱向位移的均方根值為優(yōu)化目標(biāo)，以油氣懸架系統(tǒng)的蓄能器容積、初始充氣壓力和阻尼孔直徑為設(shè)計(jì)變量，選擇車體傾斜0°，起豎角為90°這一工況，應(yīng)用遺傳算法對(duì)油氣懸架的主要參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析。優(yōu)化后發(fā)射筒的縱向位移均方根值大幅降低，較好地提高了導(dǎo)彈的發(fā)射精度。

3）優(yōu)化后的油氣懸架參數(shù)使得發(fā)射車的俯仰姿態(tài)角位移大大降低，發(fā)射裝備前后4軸輪胎對(duì)地載荷之和的差距得到減小，優(yōu)化結(jié)果提高了發(fā)射裝備的穩(wěn)定性?；谶z傳算法的聯(lián)合仿真方法可同時(shí)提高導(dǎo)彈的出筒精度和發(fā)射系統(tǒng)的穩(wěn)定性，并為解決工程實(shí)際問題提供參考。

［1］ 林國問，馬大為，朱忠領(lǐng).基于多軸連通式油氣懸架的導(dǎo)彈發(fā)射車振動(dòng)性能研究［J］.振動(dòng)與沖擊，2013，32（12）:144-148. LIN Guo-wen，MA Da-wei，ZHU Zhong-ling.Vibration of a missile launcher with a multi-spindled interconnected hydro-pneumatic suspension［J］.Journal of Vibration and Shock，2013，32（12）: 144-148.（in Chinese）

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Dynamic Response of Cold Launching System and Optimization of Hydro-pneumatic Suspension

YAO Lin，MA Da-wei，WANG Xi，ZHU Zhong-ling，HE Qiang
（School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，Jiangsu，China）

In order to improve the accuracy of missile launch under the whole tire supporting cold emission mode，the mathematics equations of four-axle-interconnected hydro-pneumatic suspension are derived to verify the correctness of simulation model established by AMESim.A co-simulation model that takes the root-mean-square value of launch tube end as an optimization target is built by using ADAMS/Simulink/AMESim，and the optimized result is obtained by using genetic algorithm.The initial pressure，total volume of the accumulator and the diameter of damper-hole are selected as design variables.The working conditions of that the vehicle slant angle is 0°and the missile erecting angle is 900°are studied.The results show that the RMS of launch tube end is decreased by 61.1%，and the accuracy of missile launch is greatly improved.Besides，the pitching angle and load distribution are more reasonable，which increase the stability of launching system.The accuracy of missile launch and the stability of launching system can be both raised by using co-simulation with multiple softwares based on genetic algorithm.

ordnance science and technology；cold launching；whole tire supporting；dynamic analysis；four-axle-interconnected hydro-pneumatic suspension；optimization design

??（

）

TJ768

A

1000-1093（2015）07-1228-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.07.011

2014-12-22

國防基礎(chǔ)科研計(jì)劃項(xiàng)目（B2620110005）

姚琳（1988—），男，博士研究生。E-mail:yaolinxueshu@163.com；馬大為（1953—），男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail:ma-dawei@mail.njust.edu.cn