寧變芳，劉 歡，薛慶陽(yáng)，趙 萌，單春來

(西北機(jī)電工程研究所，陜西 咸陽(yáng) 712099)

懸掛是輪式武器系統(tǒng)底盤的重要組成部分，是連接武器系統(tǒng)車體和車輪的主要裝置，其功能是衰減由車輪振動(dòng)傳遞給車體的沖擊。傳統(tǒng)的圓柱彈簧懸掛結(jié)構(gòu)形式簡(jiǎn)單、可靠性高，但是其空/滿載車體高度變化幅度較大，無法實(shí)現(xiàn)懸掛參數(shù)與整車在不同承載狀態(tài)下的良好匹配[1]；而油氣懸掛可以通過改變油氣彈簧的充氣壓力來實(shí)現(xiàn)懸掛剛度變化，因此可適應(yīng)武器系統(tǒng)不同負(fù)載及射擊工況,具有良好的車炮匹配特性。

楊業(yè)海[1]對(duì)某高機(jī)動(dòng)性越野車油氣懸架系統(tǒng)進(jìn)行了設(shè)計(jì)與開發(fā)，將所涉及的各種參數(shù)計(jì)算程序、仿真模型、優(yōu)化算法及分析工具進(jìn)行了整合與模塊化，開發(fā)了油氣懸架系統(tǒng)設(shè)計(jì)軟件；徐文立[2]建立了油氣懸架試驗(yàn)車的整車模型,研究了油氣懸架對(duì)整車操縱穩(wěn)定性和平順性的影響；李魁武等[3]結(jié)合火控閉環(huán)控制技術(shù)，建立了誤差綜合補(bǔ)償模型，利用火控解算前一時(shí)刻的誤差特性，對(duì)后一時(shí)刻火控解算進(jìn)行誤差實(shí)時(shí)綜合補(bǔ)償，以提高射擊精度。以上文獻(xiàn)均未涉及懸掛特性對(duì)高炮射擊精度的影響。

為了掌握懸掛特性對(duì)某輕型高機(jī)動(dòng)平臺(tái)射擊精度的影響，采用集總參數(shù)識(shí)別方法獲取了懸掛系統(tǒng)振動(dòng)阻尼特性參數(shù)，研究了連發(fā)射擊載荷下圓柱彈簧懸掛系統(tǒng)平臺(tái)的振動(dòng)特性。針對(duì)圓柱彈簧剛度不可調(diào)、車炮匹配性不佳的特點(diǎn)，研究了油氣懸掛的剛度特性對(duì)車體振動(dòng)的影響，優(yōu)化后油氣懸掛剛度可大幅度減小車體振動(dòng)，從而實(shí)現(xiàn)車炮匹配優(yōu)化。在模擬射擊線穩(wěn)定的補(bǔ)償力矩作用下，該高炮可滿足射擊精度指標(biāo)要求。

1 基于試驗(yàn)測(cè)試曲線的集總參數(shù)識(shí)別

1.1 集總參數(shù)單自由度自由振動(dòng)特性分析

某輕型高機(jī)動(dòng)武器系統(tǒng)采用6×6雙橫臂獨(dú)立懸掛系統(tǒng)底盤，懸掛系統(tǒng)的阻尼特性參數(shù)一般通過試驗(yàn)獲取，筆者通過對(duì)底盤振動(dòng)特性分析和轉(zhuǎn)膛自動(dòng)機(jī)工作特性分析，將某輕型高機(jī)動(dòng)高炮連發(fā)射擊近似視為一個(gè)在高頻(射擊頻率16.667 Hz，車體振動(dòng)頻率約1 Hz)激勵(lì)作用下的單自由度強(qiáng)迫振動(dòng)系統(tǒng)。

車體振動(dòng)的單質(zhì)量系統(tǒng)模型如圖1所示。

該模型是由車身質(zhì)量m和彈簧剛度K、減振器阻力系數(shù)為C的懸掛組成[4]。

車身垂直位移坐標(biāo)z的原點(diǎn)取在靜力平衡位置，根據(jù)牛頓第二定律，得到描述系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)的微分方程為

(1)

令

(2)

那么，齊次方程為

(3)

式中：ωn為無阻尼時(shí)系統(tǒng)固有圓頻率，而阻尼對(duì)運(yùn)動(dòng)的影響取決于n和ωn的比值ζ，ζ稱為阻尼比：

(4)

汽車懸掛系統(tǒng)的阻尼比數(shù)值ζ通常在0.25左右，屬于小阻尼，此時(shí)微分方程的解為

(5)

阻尼比ζ對(duì)衰減振動(dòng)有兩方面影響，與有阻尼固有頻率ωd有關(guān)。

(6)

式中：ζ增大，則ωd下降；當(dāng)ζ=1時(shí)ωd=0，此時(shí)運(yùn)動(dòng)失去振蕩特征。汽車懸掛系統(tǒng)阻尼比ζ大約為0.25，ωd比ωn只降了3%左右，在工程上可以近似認(rèn)為ωd≈ωn，車身部分無阻尼振動(dòng)的固有圓頻率ωn、無阻尼固有頻率fn分別為

(7)

(8)

圖2中兩個(gè)相鄰的振幅A1與A2之比d稱為減幅系數(shù)，決定振幅的衰減程度，其表達(dá)式為

(9)

取自然對(duì)數(shù)：

(10)

可以由實(shí)測(cè)的衰減振動(dòng)曲線得到減幅系數(shù)d，進(jìn)而求出阻尼比ζ：

(11)

1.2 基于測(cè)試曲線的參數(shù)識(shí)別

基于摸底試驗(yàn)車體橫滾角位移測(cè)試曲線，對(duì)該試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行參數(shù)識(shí)別[5-6]，測(cè)試曲線參數(shù)識(shí)別如圖3所示。

得到：

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

通過分析單自由度高頻強(qiáng)迫振動(dòng)系統(tǒng)特性，認(rèn)識(shí)系統(tǒng)的基本振動(dòng)特性，為開展油氣懸掛參數(shù)優(yōu)化及車炮匹配分析奠定基礎(chǔ)，也可更好地對(duì)射擊線穩(wěn)定采取有效補(bǔ)償措施。

1.3 集總參數(shù)簡(jiǎn)諧激勵(lì)下強(qiáng)迫振動(dòng)與測(cè)試數(shù)據(jù)對(duì)比

針對(duì)原采用圓柱彈簧懸掛的底盤系統(tǒng)，基于識(shí)別的參數(shù)，建立了發(fā)射過程整車動(dòng)力學(xué)模型，結(jié)合實(shí)彈射擊試驗(yàn)，對(duì)側(cè)向10連發(fā)射擊載荷作用下的底盤振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行驗(yàn)證，計(jì)算與測(cè)試曲線對(duì)比如圖4、圖5所示，測(cè)試曲線由安裝于車體上的高精度陀螺姿態(tài)傳感器[7]獲取。

通過理論計(jì)算與測(cè)試值進(jìn)行對(duì)比，計(jì)算車體橫滾角位移最大值為71.2 mrad，測(cè)試橫滾角位移最大值為70.4 mrad，計(jì)算誤差1.2%，理論計(jì)算具有較高的精度，為開展懸掛參數(shù)優(yōu)化奠定基礎(chǔ)。

由圖4、5可以看出，采用圓柱彈簧懸掛的底盤，由于圓柱彈簧懸掛的剛度具有不可調(diào)節(jié)的特點(diǎn)，使得車體在滿載側(cè)向射擊工況下，其剛度表現(xiàn)較弱，10連發(fā)側(cè)向射擊工況下車體橫滾角位移最大值達(dá)到約5°，車炮匹配性能不佳。

2 油氣懸掛剛度特性分析

油氣彈簧是用油液來傳遞壓力[8]，用壓縮氣體作為彈性介質(zhì)的一種彈性元件。圖6為油氣彈簧的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖。

蓄能器(氣室)內(nèi)的氣體狀態(tài)方程：

P0Vr0=PVr,

(17)

式中：P0為開始充入蓄能器內(nèi)的惰性氣體壓力；V0為開始充入蓄能器內(nèi)的惰性氣體體積；r為氣體多變指數(shù)，一般r=1.28.

油氣懸掛系統(tǒng)的剛度為[9]

(18)

式中：T0為油氣彈簧的初始負(fù)載；x為正值表示油氣彈簧活塞拉伸時(shí)產(chǎn)生的位移，負(fù)值表示油氣彈簧活塞壓縮時(shí)產(chǎn)生的位移；Af為氣腔截面積。

從油氣懸掛的工作原理以及力學(xué)特性可以看出，在油氣彈簧內(nèi)部油液往返流動(dòng)的通道上設(shè)置阻尼閥和單向閥,可以使其自身就具有減振器的功能；油氣懸掛具有非線性變剛性、漸增性的特性。

3 油氣懸掛剛度對(duì)車體振動(dòng)影響

油氣懸掛通過改變油氣彈簧的充氣壓力，即可實(shí)現(xiàn)油氣懸掛的剛度變化，以實(shí)現(xiàn)適應(yīng)不同負(fù)載工況,因此油氣懸掛具有良好的車炮匹配特性[10-11]。

原武器系統(tǒng)底盤的懸掛系統(tǒng)采用圓柱彈簧，實(shí)彈橫向射擊時(shí)車體最大橫滾角達(dá)到70.4 mrad，立靶密集度超差。

在原圓柱彈簧懸掛的底盤動(dòng)力學(xué)模型的基礎(chǔ)上，對(duì)油氣懸掛剛度進(jìn)行多方案對(duì)比分析，每次增大10%懸掛等效剛度，分析側(cè)向射擊工況條件下車體姿態(tài)橫滾角位移、角速度變化情況，計(jì)算結(jié)果如表1所示。因版面所限，只列出部分車體姿態(tài)橫滾角位移、角速度變化曲線，所示曲線對(duì)應(yīng)表1中相應(yīng)序號(hào)，如圖7、8所示。

表1 油氣懸掛剛度對(duì)側(cè)向射擊車體橫滾角位移、角速度影響

由表1可知，應(yīng)用油氣懸掛剛度可調(diào)的優(yōu)點(diǎn)，當(dāng)車體前懸、中后懸掛等效線剛度各增大到256、316 N/mm時(shí)，車體橫滾角位移降低到38.1 mrad，相對(duì)原圓柱彈簧懸掛試驗(yàn)炮降低了46.5%，車體橫滾角速度降到158.3 mrad/s，相對(duì)降低了42.7%.

4 力矩補(bǔ)償下射擊密集度研究

基于對(duì)車體10連發(fā)側(cè)向射擊橫滾振動(dòng)基本特性和三相交流永磁同步電機(jī)(PMSM)負(fù)載扭矩響應(yīng)特性，采用優(yōu)化后油氣懸掛剛度參數(shù)，構(gòu)造與射速匹配的脈沖補(bǔ)償力矩，實(shí)現(xiàn)對(duì)射擊線穩(wěn)定有效補(bǔ)償。構(gòu)造補(bǔ)償力矩、炮膛合力、炮口角位移對(duì)應(yīng)關(guān)系如圖9所示。圖中十字依次為第1～10發(fā)彈丸出炮口時(shí)刻炮口角位移量。

補(bǔ)償力矩作用下炮口垂直及方位位移曲線如圖10、11所示。

該高炮彈丸外彈道計(jì)算高低散布0.5 mrad，方位散布0.4 mrad；炮口振動(dòng)引起的高低中間誤差Ez及方位中間誤差Ex分別為

(19)

(20)

由式(19)、(20)計(jì)算得到炮口振動(dòng)引起的高低中間誤差為Ez=4.574 mm，對(duì)應(yīng)高低角位移中間誤差為0.8 mrad；方位中間誤差為Ex=2.4 mm，對(duì)應(yīng)方位角位移中間誤差為0.6 mrad.計(jì)算200 m立靶高低密集度為1.4 mrad，方位密集度為1.0 mrad.

根據(jù)分析計(jì)算結(jié)果，將該武器系統(tǒng)底盤懸掛系統(tǒng)由圓柱彈簧改為油氣懸掛，經(jīng)靶場(chǎng)5組實(shí)彈射擊試驗(yàn)，橫向射擊200 m立靶密集度如表2所示，達(dá)到密集度指標(biāo)要求。

表2 200 m試驗(yàn)立靶密集度

5 結(jié)論

1)根據(jù)油氣懸掛剛度、阻尼可調(diào)的優(yōu)點(diǎn)，在車體固有振動(dòng)頻率0.9～1.2 Hz易于實(shí)現(xiàn)的范圍內(nèi)，將車體前懸掛等效線剛度從128 N/mm增大到256 N/mm，中、后懸掛等效線剛度從158 N/mm增大到316 N/mm時(shí)，發(fā)現(xiàn)車體橫滾角位移從71.2 mrad降低到38.1 mrad，降低了46.5%，車體橫滾角速度從275.9 mrad/s降到158.3 mrad/s，降低了42.7%.

2)利用油氣懸掛剛度、阻尼可調(diào)的優(yōu)點(diǎn)，更易于實(shí)現(xiàn)車炮參數(shù)匹配，使系統(tǒng)振動(dòng)位移、速度、加速度幅值降低，可有效減小隨動(dòng)補(bǔ)償誤差。

3)構(gòu)造了與射速匹配的脈沖補(bǔ)償力矩，計(jì)算表明，在補(bǔ)償力矩作用下，該輕型高機(jī)動(dòng)高炮側(cè)向射擊條件下高低立靶密集度為1.4 mrad，方位密集度為1.0 mrad，可滿足高低及方位立靶密集度的指標(biāo)要求。

4)對(duì)懸掛特性匹配優(yōu)化后的武器系統(tǒng)進(jìn)行了射擊試驗(yàn)，橫向射擊5組，密集度試驗(yàn)均達(dá)到指標(biāo)要求，驗(yàn)證了優(yōu)化改進(jìn)措施的有效性。