韓小平，楊明華，王國(guó)剛，郝　剛

(1.裝甲兵工程學(xué)院 兵器工程系， 北京　100072； 2.總裝備部通用裝備保障部，北京　100720)

某型步兵戰(zhàn)車炮塔結(jié)構(gòu)瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析

韓小平1，楊明華1，王國(guó)剛1，郝剛2

(1.裝甲兵工程學(xué)院 兵器工程系， 北京100072； 2.總裝備部通用裝備保障部，北京100720)

摘要：為驗(yàn)證炮塔結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性，采用有限元方法分析炮塔的模態(tài)，并在此基礎(chǔ)上運(yùn)用模態(tài)疊加法分析炮塔在2種不同口徑火炮射擊狀態(tài)下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，得到了炮塔的應(yīng)力和位移隨時(shí)間變化情況，驗(yàn)證了炮塔結(jié)構(gòu)總設(shè)計(jì)的合理性，同時(shí)發(fā)現(xiàn)炮塔局部剛度存在缺陷。使用動(dòng)力學(xué)分析方法不僅簡(jiǎn)化了驗(yàn)證炮塔結(jié)構(gòu)的工作過(guò)程，還為該型炮塔的后期優(yōu)化改進(jìn)提供數(shù)值參考。

關(guān)鍵詞：炮塔；動(dòng)態(tài)疊加法；動(dòng)態(tài)響應(yīng)

炮塔是火炮的重要組成部分，不僅可以提供必要的防護(hù)，它還是火炮的載體，連接著火炮和底盤，其性能好壞直接影響到火炮的射擊精度和穩(wěn)定性。傳統(tǒng)的炮塔結(jié)構(gòu)常采用類比的設(shè)計(jì)思想，設(shè)計(jì)者依據(jù)經(jīng)驗(yàn)從多個(gè)方案中選出較好的一個(gè)[1]。某型步兵戰(zhàn)車同時(shí)裝備有大口徑火炮和小口徑自動(dòng)炮，其炮塔承受的射擊載荷較其他類型炮塔更加復(fù)雜。因而在炮塔設(shè)計(jì)過(guò)程中必須考慮2種口徑火炮的射擊后坐載荷。

本文運(yùn)用瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)有限元分析方法，建立了某型步兵戰(zhàn)車炮塔的有限元模型，重點(diǎn)分析了在方向射角為0°，高低射角為60°的射擊條件下，在大口徑火炮單發(fā)射擊和小口徑自動(dòng)炮連續(xù)射擊2種狀態(tài)下的炮塔結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，得到了2種狀態(tài)下炮塔結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和變形情況，為步兵戰(zhàn)車炮塔結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供了參考。

1瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)的理論基礎(chǔ)[2]

瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析是用于確定承受任意的隨時(shí)間變化載荷結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)的一種方法?？梢杂盟矐B(tài)動(dòng)力學(xué)分析確定結(jié)構(gòu)在穩(wěn)態(tài)載荷、瞬態(tài)載荷和簡(jiǎn)諧載荷的隨機(jī)組合作用下的隨時(shí)間變化的位移、應(yīng)變、應(yīng)力及力。

瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)平衡方程

(1)

ANSYS提供了3種方法求解式(1)：完全法、縮減法及模態(tài)疊加法。考慮到計(jì)算量，本文采用計(jì)算效率最高的模態(tài)疊加法。模態(tài)疊加法是通過(guò)對(duì)模態(tài)分析得到的振型(特征值)乘上因子并求和來(lái)計(jì)算結(jié)構(gòu)的響應(yīng)的分析方法。

2炮塔結(jié)構(gòu)的有限元模型

某型步兵戰(zhàn)車炮塔由裝甲鋼板焊接而成，整體結(jié)構(gòu)為密閉式10面椎體雙人炮塔，正前方為炮框，安裝托架，托架通過(guò)耳軸軸承安裝搖架，搖架上并列連接大口徑火炮和小口徑自動(dòng)炮。炮塔頂部開有炮長(zhǎng)門、車長(zhǎng)門、小口徑火炮補(bǔ)彈口和導(dǎo)彈補(bǔ)彈口等。本文采用Solidworks建立實(shí)體模型，在建模過(guò)程中對(duì)炮塔結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)化，簡(jiǎn)化過(guò)程依據(jù)結(jié)構(gòu)的受載環(huán)境、傳力特點(diǎn)、材料和邊界約束屬性來(lái)進(jìn)行，簡(jiǎn)化后導(dǎo)入ANSYS中，采用8節(jié)點(diǎn)solid95單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，共劃分單元101 034個(gè)，節(jié)點(diǎn)178 712個(gè)，得到的有限元模型如圖1 所示。

圖1　炮塔結(jié)構(gòu)有限元模型

3結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析

ANSYS通過(guò)模態(tài)分析來(lái)結(jié)算結(jié)構(gòu)的固有振動(dòng)特性，這種分析的目的是確定結(jié)構(gòu)的固有頻率計(jì)振型。模態(tài)分析是其他一些ANSYS動(dòng)力分析的基礎(chǔ)，例如基于模態(tài)疊加法的瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析和諧響應(yīng)分析、響應(yīng)譜分析等[3]，在采用模態(tài)疊加法對(duì)炮塔進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析前需要對(duì)炮塔進(jìn)行模態(tài)分析。模態(tài)分析采用分塊蘭索斯法(BlockLanczos)。

本文研究的炮塔通過(guò)座圈同步兵戰(zhàn)車聯(lián)結(jié)為一個(gè)系統(tǒng)?；鹋诎l(fā)射時(shí)，炮塔座圈與車體座圈之間將會(huì)產(chǎn)生接觸變形，同時(shí)炮塔座圈的前面部分和車體座圈會(huì)產(chǎn)生間隙，因此，要精確模擬座圈處的約束情況比較困難，但是為了能盡可能真實(shí)地反映出炮塔的動(dòng)態(tài)特性，求解中仍然采取將炮塔座圈處的自由度完全約束的方法對(duì)實(shí)際的邊界條件進(jìn)行模擬[4]。計(jì)算得到的炮塔前6階固有頻率如表1所示，前6階振型如圖2～圖7所示。

表1　炮塔結(jié)構(gòu)前6階模態(tài)頻率

圖2　炮塔1階振型　　圖3　炮塔2階振型

圖4　炮塔3階振型　　圖5　炮塔4階振型

圖6　炮塔5階振型　　圖7　炮塔6階振型

通過(guò)前6階振型圖看見，炮塔結(jié)構(gòu)的振動(dòng)總體符合殼體結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特點(diǎn)，但又表現(xiàn)出局部振動(dòng)特征，變形較大區(qū)域主要為炮塔頂部車長(zhǎng)門與炮長(zhǎng)門附近。原因?yàn)榇颂庨_設(shè)的艙門較多，造成整體剛度不足，因此在炮塔結(jié)構(gòu)改進(jìn)中應(yīng)在此處加加強(qiáng)筋，彌補(bǔ)剛度不足。

4射擊狀態(tài)下炮塔結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)

4.1　火炮后坐載荷的施加

火炮發(fā)射過(guò)程中，強(qiáng)大的后坐沖量通過(guò)反后坐裝置緩沖后作用在托架的耳軸孔上。由于不考慮起落部分搖架的微小變形，后坐阻力通過(guò)剛性耳軸，經(jīng)過(guò)與耳軸連接的軸承作用到托架上[5]。為與實(shí)際情況相同，在耳軸孔中心處建立一節(jié)點(diǎn)O，然后在耳軸孔受力面的一系列節(jié)點(diǎn)與O節(jié)點(diǎn)之間建立剛性單元(MPC184)，以保證力能按照實(shí)際情況傳遞到托架上[6]。

本文選擇火炮在水平射角0°，高低射角60°的射擊條件下，求解炮塔結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。由于該型步戰(zhàn)車并列裝備有2種口徑的火炮，因此搖架結(jié)構(gòu)與其他類型火炮搖架不同，如圖 8所示，其中右側(cè)大孔連接大口徑火炮，左側(cè)小孔連接小口徑自動(dòng)炮，大口徑火炮身管軸線到左右耳軸孔的距離比為6.3/3.7，小口徑自動(dòng)炮身管軸線到左右耳軸孔距離比為3.6/6.4，因此在模擬托架受力情況時(shí)，按照比例在左右耳軸孔施加響應(yīng)的載荷。

圖8　搖架

4.2　大口徑火炮發(fā)射時(shí)炮塔動(dòng)態(tài)響應(yīng)

該型步兵戰(zhàn)車大口徑火炮主要用于摧毀敵輕型裝甲目標(biāo)、野戰(zhàn)工事和殺傷人員，具有全炮質(zhì)量輕，膛壓低，后坐小的特點(diǎn)?；鹋诤笞鴷r(shí)間為0.13 s，本研究選擇分析時(shí)間長(zhǎng)為0.21 s。計(jì)算得到炮塔結(jié)構(gòu)的位移和應(yīng)力響應(yīng)，經(jīng)初步分析，當(dāng)大口徑火炮發(fā)射時(shí)，位移及應(yīng)力最大處位于頂部裝甲，應(yīng)力最大處位于炮框左上角，選擇頂部裝甲中部的93636號(hào)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行位移分析，選擇位于炮框左上角的7741號(hào)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)力分析，結(jié)果如圖9、圖10所示。

同時(shí)，由于左右托架承受的后坐載荷并不相同，因此導(dǎo)致左右托架變形也不相同，選擇處于左托架的8084號(hào)節(jié)點(diǎn)和右托架對(duì)應(yīng)位置的8053號(hào)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行垂直和水平方向上變形過(guò)程進(jìn)行計(jì)算分析，分析結(jié)果如圖11、圖12所示。

圖9　93636號(hào)節(jié)點(diǎn)垂直方向位移隨時(shí)間變化情況

圖10　7741號(hào)節(jié)點(diǎn)等效應(yīng)力隨時(shí)間變化情況

圖11　8053,8084號(hào)節(jié)點(diǎn)處置方向位移隨時(shí)間變化情況

圖12　8053,8084號(hào)節(jié)點(diǎn)水平方向位移

通過(guò)對(duì)計(jì)算結(jié)果的分析發(fā)現(xiàn)，大口徑火炮發(fā)射時(shí)，炮塔頂部位置位移較大，原因?yàn)榇颂庨_設(shè)艙門較大，導(dǎo)致剛性下降；炮框左上角等效應(yīng)力較其他部位大，原因有2個(gè)，一是開設(shè)的小口徑火炮補(bǔ)彈口減少此處受力面，二是此處連接的裝甲厚度變化大，存在斷面，導(dǎo)致成為應(yīng)力集中區(qū)。同時(shí)，大口徑在發(fā)射時(shí)左右托架變形情況不同，在發(fā)射瞬間左側(cè)托架水平方向變形較右側(cè)大，而右側(cè)托架再垂直方向變形比左側(cè)大，分析原因?yàn)樵诎l(fā)射瞬間，原因?yàn)檫B接托架的炮框在發(fā)射時(shí)發(fā)生輕微扭轉(zhuǎn)。

4.3　小口徑自動(dòng)炮發(fā)射時(shí)炮塔動(dòng)態(tài)響應(yīng)

小口徑自動(dòng)炮用于殺傷和摧毀射程范圍內(nèi)的有生力量、輕裝甲目標(biāo)和直升機(jī)。具有質(zhì)量輕、射速快、初速大的特點(diǎn)。本文選擇自動(dòng)炮5連發(fā)射擊狀態(tài)下，分析炮塔結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，有限元模型和約束條件不變，在加載計(jì)算時(shí)，考慮將后坐載荷簡(jiǎn)化為三角波形。在小口徑火炮連續(xù)射擊條件下，炮塔變形最大位置處于炮塔頂部的92807號(hào)節(jié)點(diǎn)處，變化情況如圖13所示，應(yīng)力最大部位仍處于炮框左上角的7741號(hào)節(jié)點(diǎn)，變化情況圖如14所示。

圖13　92807號(hào)節(jié)點(diǎn)垂直方向上位移變化情況

圖14　7741號(hào)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力變化情況

小口徑自動(dòng)炮連續(xù)射擊條件下，做頭托架上8053號(hào)節(jié)點(diǎn)和8084號(hào)節(jié)點(diǎn)在垂直和水平方向上位移變化情況如圖15、圖16所示。

圖15　8053,8084號(hào)節(jié)點(diǎn)Y向位移

小口徑在連續(xù)射擊時(shí)，炮塔變形最大部位仍處于炮塔頂部中間部位，應(yīng)力最大部位液仍然處于炮框左上角，變形和應(yīng)力都較小，同時(shí)小口徑自動(dòng)炮連續(xù)射擊時(shí)，左右托架變形很小，左右托架變形差也很小，炮框扭轉(zhuǎn)微弱。

圖16　8053,8084號(hào)節(jié)點(diǎn)X向位移

5結(jié)論

1) 通過(guò)分析計(jì)算，炮塔結(jié)構(gòu)總體設(shè)計(jì)合理，強(qiáng)度余量比較充足。

2) 由模態(tài)分析可知，炮塔振動(dòng)表現(xiàn)出局部振動(dòng)的特點(diǎn)，局部振動(dòng)處于炮塔頂部車長(zhǎng)門與炮長(zhǎng)門之間。應(yīng)在此處增加加強(qiáng)筋，提高剛度。

3) 大口徑火炮射擊時(shí)，炮框左上角存在應(yīng)力集中區(qū)，同時(shí)炮框發(fā)生輕微扭轉(zhuǎn)，對(duì)火炮遠(yuǎn)距離射擊的精度有一定影響。

4) 小口徑自動(dòng)炮連續(xù)射擊時(shí)，炮塔的變形與應(yīng)力都較小，炮塔強(qiáng)度余量充足。

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(責(zé)任編輯周江川)

收稿日期：2015-02-21

作者簡(jiǎn)介：韓小平(1982—)，男，碩士， 講師，主要從事車載武器系統(tǒng)測(cè)試與仿真研究。

doi:10.11809/scbgxb2015.07.007

中圖分類號(hào)：TJ811+.91

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

文章編號(hào)：1006-0707(2015)07-0024-04

本文引用格式：韓小平，楊明華，王國(guó)剛，等.某型步兵戰(zhàn)車炮塔結(jié)構(gòu)瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析[J].四川兵工學(xué)報(bào)，2015(7):24-27.

Citation format:HAN Xiao-ping, YANG Ming-hua, WANG Guo-gang, et al.Transient Dynamics of Structural Analysis of Turret-Type Infantry Fighting Vehicles[J].Journal of Sichuan Ordnance,2015(7):24-27.

Transient Dynamics of Structural Analysis of Turret-Type
Infantry Fighting Vehicles

HAN Xiao-ping1, YANG Ming-hua1, WANG Guo-gang1, HAO Gang2

(1.Department of Arms Engineering, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072, China;

2.General Armament Department, General Equipment Support Department, Beijing 100720, China)

Abstract:In order to verify that the turret structure design is reasonable, turret mode was analyzed by using finite element method, and the dynamic response of two different caliber artillery firing state was analyzed by the use of modal superposition method based on the above analysis and got the changes of stress and displacement of the turret over time and verified the reasonableness of the overall design of the turret structure, and also found the disadvantages of the turret local stiffness flawed. Kinetic analysis used in the paper not only simplifies the process of verification of the turret structure, later also provides optimized and improved numerical reference for the turret.

Key words:turret; dynamic superposition method; dynamic response

【裝備理論與裝備技術(shù)】