單春來，石春明，劉歡，劉軍，徐宏英

(西北機(jī)電工程研究所,陜西 咸陽 712099)

履帶式自行火炮雖然有成本高、戰(zhàn)略機(jī)動(dòng)性差等缺點(diǎn)，但仍以其火力強(qiáng)、通過性高、防護(hù)性好等優(yōu)勢，在各類火炮中獨(dú)占鰲頭。如美國M109、德國PZH-2000、英國AS-90、我國PLZ-05等各型大口徑履帶式自行火炮，均為各國現(xiàn)役炮兵最精銳的主力裝備。隨著裝備技術(shù)和戰(zhàn)爭理念的不斷發(fā)展，高機(jī)動(dòng)性能是當(dāng)下武器裝備基本且重要的要求之一，各類使用輪式底盤、車載底盤的輕型火炮以其出色的高機(jī)動(dòng)性能在部隊(duì)得到了大量列裝，但履帶式自行火炮無可比擬的強(qiáng)大火力和防護(hù)性能仍無法被取代。然而，隨著我國大型運(yùn)輸機(jī)、運(yùn)輸艦的發(fā)展和列裝，對履帶式自行火炮的輕量化設(shè)計(jì)要求也同樣越來越迫切，只有對這類重型裝備進(jìn)行大幅減重，才能在空運(yùn)、空投、搶灘等過程中實(shí)現(xiàn)快速戰(zhàn)略部署。與飛機(jī)、汽車、火箭等輕量化技術(shù)非常成熟的研究對象不同，火炮具有射擊載荷大、沖擊劇烈、有射擊精度要求等約束條件，大幅減重極可能會(huì)對火炮的穩(wěn)定性造成不利影響。因此,在火炮的研制工作中,最突出的矛盾就是隨著全炮質(zhì)量的減小，火炮的射擊穩(wěn)定性和安全性之間的矛盾[1]。

在目前可知的裝備中，最為著名的兩型超輕型大口徑火炮是英國BAE公司研制的M777型155 mm輕型牽引炮和我國研制的AH-4型155 mm輕型牽引炮，戰(zhàn)斗全重均為3.7 t.這兩型火炮為解決輕量化帶來的射擊穩(wěn)定性問題，采用了降低火線高、火炮下架著地、采用超長后坐距離、后坐質(zhì)心前移、使用H型大架等一系列技術(shù)手段[2]，而圍繞超輕型牽引炮的發(fā)射動(dòng)力學(xué)研究內(nèi)容也相對豐富和成熟[3-4]。但對于自行火炮而言，雖然這些技術(shù)有一定的參考和借鑒意義，一些諸如后坐阻力控制[5]等技術(shù)也能在相當(dāng)程度上提供支持，但輕量化設(shè)計(jì)對射擊穩(wěn)定性帶來的不利影響仍然不能完全消除。如在履帶式自行火炮中，質(zhì)量較輕的美軍M109A7自行榴彈炮全重為35.4 t，但由于僅采用了39倍口徑身管，普通榴彈的最大射程僅為22 km，落后于國際平均水平；在其最新的改進(jìn)型M109A8上，身管增長至58倍口徑，火炮射程增加30%以上，但與此同時(shí)不得不對底盤進(jìn)行增強(qiáng)，負(fù)重輪從6對增加到了7對。如何在不犧牲火力甚至提升火力的前提下，對履帶式自行火炮進(jìn)行輕量化設(shè)計(jì)，仍是火炮研制的難點(diǎn)問題。

筆者以某大口徑履帶式自行火炮為對象，研究輕量化設(shè)計(jì)對火炮的射擊穩(wěn)定性帶來的不利影響，通過配備駐鋤并對駐鋤參數(shù)進(jìn)行正向設(shè)計(jì)，大幅提高火炮的射擊穩(wěn)定性，為該型號火炮的總體設(shè)計(jì)提供重要支撐和指導(dǎo)作用。

1 計(jì)算模型

以某新一代大口徑輕量化履帶式自行火炮為研究對象，與現(xiàn)役對標(biāo)裝備相比，該火炮的火力得到了增強(qiáng)，炮口動(dòng)能增加；而裝備全重降低了18%以上，懸掛等底盤運(yùn)動(dòng)系統(tǒng)也根據(jù)全重進(jìn)行了重新設(shè)計(jì)。在這樣的載荷條件和設(shè)計(jì)要求下，火炮的射擊穩(wěn)定性必然會(huì)受到不利的影響。采用火炮裝備的常規(guī)分析手段對火炮進(jìn)行發(fā)射動(dòng)力學(xué)仿真分析[6-7]，對射擊時(shí)的火炮受力和運(yùn)動(dòng)狀態(tài)做如下幾點(diǎn)基本假設(shè):

1)各部件均為剛體，不考慮局部變形；

2)不考慮各部件的間隙及尺寸誤差，約束為理想約束；

3)地面為水平硬質(zhì)地面，不考慮地面變形；

4)忽略旋轉(zhuǎn)穩(wěn)定彈丸的回轉(zhuǎn)力矩影響。

全炮的幾何模型如圖1所示，將該模型導(dǎo)入RecurDyn中，正確設(shè)置各部件之間的運(yùn)動(dòng)關(guān)系、接觸、摩擦及相關(guān)系數(shù)，根據(jù)內(nèi)彈道設(shè)計(jì)方案，在彈底-膛底間施加炮膛合力并在反后坐裝置中施加后坐阻力作為輸入載荷，即可進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真[8]。RecurDyn下的高速履帶模塊Track-HM可以實(shí)現(xiàn)不同類型的履帶系統(tǒng)的詳細(xì)建模，是進(jìn)行履帶車輛復(fù)雜動(dòng)力學(xué)系統(tǒng)仿真分析的理想工具[9]。筆者以RecurDyn仿真軟件為工具，建立動(dòng)力學(xué)仿真模型并進(jìn)行計(jì)算。

2 射擊穩(wěn)定性仿真與分析

該口徑火炮需在靜止?fàn)顟B(tài)下射擊，以全裝藥條件下的炮膛合力和后坐阻力為載荷條件，最大高低射角(以下簡稱射角)為65°，最遠(yuǎn)射程射角為52°，穩(wěn)定性最差射角為0°.對以上3種射擊工況進(jìn)行仿真計(jì)算并分析結(jié)果。在模型中，分別取車首中點(diǎn)、車尾中點(diǎn)以及質(zhì)心點(diǎn)作為觀測點(diǎn)，從觀測點(diǎn)隨時(shí)間變化的曲線形態(tài)上可以看出車體的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)，并可與現(xiàn)役對標(biāo)裝備的歷史測試數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，評判火炮的射擊穩(wěn)定性。

圖2所示為0°射角下的車體姿態(tài)變化曲線，圖中曲線以發(fā)射時(shí)刻為起始時(shí)刻。由圖2可知，在整個(gè)發(fā)射過程中，車體最大仰角達(dá)到了6.5°，最大俯角達(dá)到了3.2°；車首位置的前測點(diǎn)最大跳高超過了420 mm，車尾后測點(diǎn)下沉超過了350 mm.車體在發(fā)射后的5 s左右基本恢復(fù)到靜止?fàn)顟B(tài)。

圖3所示為0°射角下的各負(fù)重輪的跳高情況及其隨時(shí)間的變化曲線，圖3(a)和3(b)中負(fù)重輪從右至左依次為負(fù)重輪1到6，由圖3可知，在0°射角下，車體發(fā)生較大俯仰，車體跳高過大，負(fù)重輪跳離地面過高；圖3(c)中的曲線表明，車體上仰時(shí)，前3組負(fù)重輪分別離地250、135、和35 mm，車體下俯時(shí)，第6組負(fù)重輪離地超過50 mm.

圖4所示為0°射角下的各扭桿懸掛轉(zhuǎn)角情況，車身上仰時(shí)，第6組懸掛轉(zhuǎn)動(dòng)角位移超過36°，車身下俯時(shí)，第1組懸掛轉(zhuǎn)動(dòng)角位移達(dá)到28°.由于發(fā)射過程中扭桿懸掛的變形過大，會(huì)給懸掛的使用壽命帶來不利影響。

在52°射角和65°射角下，車體姿態(tài)與圖3曲線呈現(xiàn)相同的趨勢，在這兩種射角下，車體最大仰角分別達(dá)到4.7°和3.3°；最大俯角分別達(dá)到2.2°和1.7°；車首位置的前測點(diǎn)最大跳高分別達(dá)到320 mm和230 mm，車尾后測點(diǎn)下沉分別超過250 mm和210 mm.另外，這兩種射角下，負(fù)重輪也有較大的離地跳高，扭桿懸掛同樣有較大的轉(zhuǎn)動(dòng)位移。

該火炮的現(xiàn)役對標(biāo)裝備在服役初期進(jìn)行過相關(guān)射擊穩(wěn)定性測試，測試中包括了在0°、52°、65°射角下，使用全裝藥和底凹彈，在水泥炮位和土炮位上進(jìn)行射擊后的車首跳高的測試項(xiàng)目，該輕量化設(shè)計(jì)方案在相應(yīng)測點(diǎn)上的平均最大跳高均超過現(xiàn)役裝備3倍以上。綜上可知，該輕量化火炮初期設(shè)計(jì)方案的射擊穩(wěn)定性無法滿足使用要求。

3 穩(wěn)定性提升方案及正向設(shè)計(jì)

3.1 基本原理

由該火炮的動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果來看，其穩(wěn)定性遠(yuǎn)遠(yuǎn)不能滿足要求，而通過在車體后側(cè)安裝駐鋤增加支撐效果，可以有效降低車身的俯仰角和跳高，提高穩(wěn)定性，一些車載炮等輕型高機(jī)動(dòng)大口徑火炮也都采用這一思路。雖然會(huì)增加一定成本，但該炮的戰(zhàn)斗全重與現(xiàn)役裝備相比已減重超過了18%，因此配備駐鋤的方案仍是高效可行且十分必要的。

與傳統(tǒng)牽引火炮使用的剛性駐鋤不同，車載炮使用的駐鋤通常為液壓支撐系統(tǒng)，性能穩(wěn)定，狀態(tài)轉(zhuǎn)換快捷[10]。駐鋤的初期設(shè)計(jì)方案及基本工作原理如圖5所示，駐鋤由外部方筒、內(nèi)部油缸、液壓緩沖裝置等部分組成，外部方筒與車體固定連接，油缸的活塞桿與座板鉸接。在火炮射擊過程中，油缸內(nèi)腔A被壓縮，油液從A腔流入B腔，由于A腔的孔徑d1大于B腔的孔徑d2，B相當(dāng)于阻尼孔，根據(jù)小孔流量公式有

(1)

式中：Q為通過小孔的流量；Cq為小孔流量系數(shù)；S為小孔面積；ΔP為小孔兩側(cè)壓差；ρ為液體密度。

在實(shí)際結(jié)構(gòu)中，B腔后還會(huì)設(shè)計(jì)多層阻尼孔結(jié)構(gòu)，直至與液壓緩沖器相連，液壓緩沖器中充滿氮?dú)獾葟椥詢?chǔ)能體，在液壓駐鋤受壓時(shí)儲(chǔ)能，射擊結(jié)束后釋放能量推動(dòng)油液回到A腔，使車體回到靜止位置。以油液進(jìn)入B腔后，經(jīng)管徑為d3的C腔(d3

(2)

式中：QAB為每單位時(shí)間內(nèi)由A腔流至B腔的油液流量；vA為A腔內(nèi)的油液流速；ΔPAB為A腔和B腔之間的壓差。同理，

(3)

式中，各參數(shù)下標(biāo)的意義與式(2)相同。將油液視為不可壓縮流體，即認(rèn)為QAB=QBC，則可在式(2)、(3)中消去vB，得到

(4)

(5)

式(4)、(5)相加即可得到ΔPAC，從而得到液壓阻力為

(6)

式中,f即為液壓緩沖器的壓縮阻力系數(shù)：

(7)

如果在B腔后還設(shè)計(jì)有更多油液腔時(shí)，推導(dǎo)公式過程與上面相同。更一般地，有

(8)

式中：S0為液壓駐鋤活塞工作面積；Sx為設(shè)計(jì)中的結(jié)構(gòu)各孔等效面積。

由式(6)可知，f值越大，車體發(fā)生俯仰時(shí)，駐鋤能夠提供的支撐力就越大，車體的俯仰角就越小，穩(wěn)定性越好；但由式(7)可知，由于通常駐鋤尺寸由全炮整體設(shè)計(jì)確定，d1取值的范圍也就可以確定，f值越大時(shí)，各孔徑d2、d3的尺寸就要求越小，各孔徑處的阻力就越大，駐鋤的性能就難以保證，可靠性就越差。因此，最優(yōu)設(shè)計(jì)是尋找合適的f，既能保證駐鋤有足夠的支撐性能，本身又有良好的可設(shè)計(jì)性，指導(dǎo)駐鋤結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)。

3.2 設(shè)計(jì)方案

根據(jù)相關(guān)經(jīng)驗(yàn)，對多種不同可行設(shè)計(jì)方案的f值進(jìn)行計(jì)算，取值均在0.8～50 Gg/m的范圍內(nèi)。使用RecurDyn提供的DOE功能，可對f在0～100 Gg/m的范圍內(nèi)進(jìn)行等間距取值，間隔為0.5 Gg/m，通過計(jì)算得到各f值對應(yīng)的車體最大仰角和駐鋤最大支反力，結(jié)果曲線如圖6所示。由圖可知，在各射角下，車體最大仰角和駐鋤最大支反力均隨著f的增加而增大(其中最大仰角取負(fù)值，即絕對值隨著f的增加而減小)，其中，0°射角下，最大仰角趨近于0.29°，駐鋤最大支反力趨近于216 kN；52°射角下，最大仰角趨近于0.22°，駐鋤最大支反力趨近于323 kN；65°射角下，最大仰角趨近于0.21°，駐鋤最大支反力趨近于343 kN.

由圖6中所示，各曲線上均在6～9 Gg/m附近的位置存在明顯拐點(diǎn)：在拐點(diǎn)之前，最大仰角和支反力對f的變化敏感；在拐點(diǎn)之后，最大仰角和支反力對f的變化不敏感。根據(jù)敏感因子定義，定義目標(biāo)函數(shù)：

g=g(x1,x2,…,xk).

(9)

g對每一個(gè)參數(shù)xk的敏感性可用敏感因子進(jìn)行衡量，可定義敏感因子為[11]

(10)

當(dāng)敏感因子較大時(shí)，說明目標(biāo)函數(shù)對該參數(shù)當(dāng)前取值點(diǎn)附近的變化較敏感；當(dāng)敏感因子較小時(shí)，說明當(dāng)前參數(shù)進(jìn)行小范圍變化時(shí)，目標(biāo)函數(shù)不會(huì)發(fā)生太大變化。對多參數(shù)進(jìn)行對比，式(10)中的xk通常要進(jìn)行無量綱化，但由于本例中僅涉及f一個(gè)參數(shù)，因此無需無量綱化。將圖6曲線對橫坐標(biāo)求導(dǎo)后進(jìn)行歸一化，得到如圖7所示的曲線。根據(jù)敏感因子分析，當(dāng)取f=8.0 Gg/m時(shí)，各敏感因子均小于2%，可認(rèn)為是較理想的選擇，即f超過8.0 Gg/m后，最大仰角和支反力幾乎不再發(fā)生變化。分別計(jì)算該取值后各射角下的射擊穩(wěn)定情況。

4 安裝駐鋤后的穩(wěn)定性分析

當(dāng)車尾部增加駐鋤且駐鋤的壓縮阻力系數(shù)f=8.0 Gg/m時(shí)，0°射角下的車體姿態(tài)變化曲線如圖8所示。通過駐鋤增強(qiáng)車體后部支撐后，車體的最大仰角控制在了0.82°，最大俯角控制在了0.39°，分別是無駐鋤狀態(tài)下的12.6%和12.7%；前測點(diǎn)跳高下降到了77 mm，后測點(diǎn)下沉為31 mm；車體在發(fā)射后的2 s左右即能恢復(fù)靜止，有助于提高車內(nèi)士兵的工作效率；第1組負(fù)重輪在車體上仰時(shí)離地跳高最大，為29 mm，為無駐鋤狀態(tài)下的11.6%；第2組懸掛的最大轉(zhuǎn)角最大，為11.5°，是無駐鋤狀態(tài)下的32%.由圖8數(shù)據(jù)可知，通過在車尾安裝駐鋤并對駐鋤的壓縮阻力系數(shù)進(jìn)行合理設(shè)計(jì)，車身穩(wěn)定性得到了極大提高，結(jié)合設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)并與現(xiàn)役對標(biāo)裝備進(jìn)行對比，能夠滿足穩(wěn)定性要求。

安裝駐鋤后，52°射角下的車體姿態(tài)變化曲線與圖8曲線呈現(xiàn)相同的變化趨勢。該射角下，車體最大仰角為0.47°，為無駐鋤狀態(tài)下的10%；最大俯角為0.16°，為無駐鋤狀態(tài)下的7%，車首位置的前測點(diǎn)最大跳高為34 mm，車尾后測點(diǎn)下沉26 mm，均控制在無駐鋤時(shí)的10%左右。

安裝駐鋤后65°射角下的車體姿態(tài)變化曲線如圖9所示。由曲線可知，該射角下，車體最大仰角為0.30°，為無駐鋤狀態(tài)下的9%；最大俯角為0.05°，為無駐鋤狀態(tài)下的3%；車首位置的前測點(diǎn)最大跳高為21 mm，車尾后測點(diǎn)下沉為21 mm，也均控制在無駐鋤時(shí)的10%左右。該射角下的車身姿態(tài)曲線呈現(xiàn)出與另外兩種射角下完全不同的趨勢：圖9(b)中的前測點(diǎn)、后測點(diǎn)和質(zhì)心的縱向位移的運(yùn)動(dòng)趨勢相同，而其他圖中的運(yùn)動(dòng)趨勢相反。表明：在未安裝駐鋤時(shí)的3個(gè)射角和安裝駐鋤以后的0°和52°兩種射角下，射擊時(shí)車身以俯仰運(yùn)動(dòng)為主；而在安裝駐鋤后的65°射角下，車體以平動(dòng)的運(yùn)動(dòng)方式整體下沉，然后在懸掛和駐鋤的作用下反彈恢復(fù)，恢復(fù)過程中車體有輕微的俯仰動(dòng)作，但并不明顯。

配備駐鋤前后的車身穩(wěn)定性主要指標(biāo)如表1所示。由表中數(shù)據(jù)可知，在各射角下，車身仰角、俯角以及負(fù)重輪的最大跳高均能改善87%以上。

表1 配備駐鋤前后的車身穩(wěn)定性指標(biāo)對比

5 結(jié)束語

對某輕量化設(shè)計(jì)的大口徑履帶式自行火炮進(jìn)行了多體動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算，計(jì)算分析結(jié)果表明，該火炮的初始設(shè)計(jì)方案在射擊時(shí)車體俯仰角過大，跳高過高，穩(wěn)定性差，不能滿足使用要求。對駐鋤的壓縮阻力系數(shù)進(jìn)行正向設(shè)計(jì)，選取合適的值重新進(jìn)行仿真計(jì)算，結(jié)果表明車身俯仰角、測點(diǎn)跳高等各項(xiàng)考察的穩(wěn)定性指標(biāo)均改善了90%左右，優(yōu)于現(xiàn)役對標(biāo)裝備，能夠滿足穩(wěn)定性要求。該研究為該輕量化大口徑履帶式自行火炮的正向設(shè)計(jì)提供了技術(shù)支撐，但初期方案設(shè)計(jì)階段的設(shè)計(jì)模型中需要采用一些簡化，如研究中未考慮駐鋤與土壤之間的接觸關(guān)系和土壤本身變形因素，這些更加深入的工作將在接下來的詳細(xì)設(shè)計(jì)工作中繼續(xù)開展。