卡車平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)

索 昊,葛建立,劉國志,孫全兆,郭成源,楊國來

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094;2.山西北方機(jī)械制造有限責(zé)任公司,山西 太原 030009)

傳統(tǒng)迫擊炮主要由炮身、炮架、座鈑、瞄具等構(gòu)成。座鈑作為迫擊炮的重要組成部分,需承受發(fā)射時(shí)的巨大沖擊載荷。而迫擊炮座鈑質(zhì)量較大,戰(zhàn)略機(jī)動(dòng)性太差,不利于快速部署、快速轉(zhuǎn)移。

張孝明等通過對(duì)迫擊炮座鈑進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),獲得了一種座鈑的輕量化新結(jié)構(gòu),降低了迫擊炮座鈑的質(zhì)量。周中佳等采用數(shù)值計(jì)算的方法得到了迫擊炮座鈑靜力學(xué)分析和動(dòng)力學(xué)分析下最大應(yīng)力分布規(guī)律,得出動(dòng)態(tài)分析結(jié)果更接近實(shí)際受力情況的結(jié)論。王鋒鋒等通過對(duì)迫擊炮座鈑結(jié)構(gòu)優(yōu)化改進(jìn),使得迫擊炮座鈑質(zhì)量減小的同時(shí)最大位移和最大應(yīng)力均明顯降低。宗士增等以某輕型車載火炮的后坐阻力計(jì)算結(jié)果為結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)載荷,用有限單元法分析了結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng),得出的架體動(dòng)態(tài)響應(yīng)下最大應(yīng)力滿足使用要求,驗(yàn)證了架體結(jié)構(gòu)的合理性。

將卡車與迫擊炮相結(jié)合形成車載迫擊炮是迫擊炮的發(fā)展趨勢(shì)之一,但車載迫擊炮結(jié)構(gòu)復(fù)雜,成本高,同時(shí)不利于在山地或城市狹小區(qū)域使用,發(fā)射環(huán)境有一定限制。

本文結(jié)合以上傳統(tǒng)迫擊炮座鈑和車載炮的相關(guān)研究,將卡車與迫擊炮座鈑相結(jié)合,對(duì)卡車平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑進(jìn)行研究,相比于車載迫擊炮,嵌入式迫擊炮座鈑結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,造價(jià)低廉。迫擊炮不進(jìn)行發(fā)射任務(wù)時(shí),身管與炮架部分可拆卸置于卡車內(nèi)部,保證不影響卡車正常載物功能,工作時(shí),可根據(jù)發(fā)射地區(qū)環(huán)境和應(yīng)急情況選擇車上發(fā)射或地面發(fā)射,實(shí)現(xiàn)迫擊炮車上發(fā)射與地面發(fā)射的兼容。

1 卡車平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

傳統(tǒng)迫擊炮發(fā)射時(shí),炮膛合力由座鈑傳到土壤,土壤通過變形吸收后坐能量,控制后坐運(yùn)動(dòng)。傳統(tǒng)的迫擊炮座鈑相當(dāng)于一個(gè)以土壤為工作介質(zhì)的特殊反后坐裝置。本文設(shè)計(jì)的卡車平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑,是由卡車車架的位移和少量土壤的變形共同吸收后坐能量,控制后坐運(yùn)動(dòng)。迫擊炮座鈑及卡車車架整體結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化圖如圖1所示。

圖1 座鈑及車架整體模型

迫擊炮座鈑及卡車車架結(jié)構(gòu)主要由車架、支撐裝置、新增橫梁和座鈑組成。為增大座鈑與新增橫梁接觸面積和減少應(yīng)力集中,座鈑采用圓形結(jié)構(gòu)。迫擊炮座鈑結(jié)構(gòu)如圖2所示,座鈑總質(zhì)量為21.94 kg,其中立筋0.50 kg,包筋2.23 kg,主板19.21 kg。

圖2 迫擊炮座鈑結(jié)構(gòu)圖

為保證迫擊炮有良好的后坐穩(wěn)定性,在橫梁下方增加支撐裝置。支撐裝置主要包括液壓缸、主支撐桿、副支撐桿、座盤和座盤立筋等。為提高新增橫梁的傳力效果,新增橫梁內(nèi)部添加對(duì)稱的4塊立筋。支撐裝置與新增橫梁,座鈑與新增橫梁采均用焊接形式固定。座鈑、新增橫梁及支撐裝置結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 座鈑、新增橫梁及支撐裝置結(jié)構(gòu)圖

2 發(fā)射載荷下卡車平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

2.1 有限元建模

有限元?jiǎng)倧?qiáng)度分析是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及優(yōu)化的基礎(chǔ)。為了能夠準(zhǔn)確地模擬迫擊炮發(fā)射時(shí)座鈑和車架的結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng),以某卡車平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑為研究對(duì)象,進(jìn)行有限元分析與計(jì)算。

利用Hypermesh軟件建立迫擊炮座鈑,車架,輪胎和土壤的有限元模型。車架主要采用四邊形殼單元?jiǎng)澐?座鈑、輪胎和土壤為六面體單元?jiǎng)澐?支撐結(jié)構(gòu)主要采用六面體單元?jiǎng)澐??？ㄜ囓嚰芗捌葥襞谧k整體有限元模型如圖4所示。

圖4 卡車平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑有限元模型

車架橫、縱梁及縱梁與加強(qiáng)板之間的連接采用螺栓及鉚釘連接,采用COUP_KIN連接關(guān)系將圓孔中心與兩圈節(jié)點(diǎn)連接起來,再使用梁?jiǎn)卧B接兩個(gè)COUP_KIN單元的中心,模擬連接方式如圖5所示。

圖5 螺栓連接方式

座鈑與迫擊炮炮尾球,輪胎與土壤間,以及支撐裝置中座盤與土壤間的相互作用均通過建立面對(duì)面接觸進(jìn)行模擬。土壤類型選擇硬質(zhì)土壤,使用Drucker-Prager本構(gòu)模型描述土壤的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系。土壤單元底部進(jìn)行全約束固定,土壤參數(shù)如表1所示。座鈑材料為高強(qiáng)度鋼,屈服強(qiáng)度為550 MPa,車架采用B510L型鋼,屈服強(qiáng)度為355 MPa。

表1 土壤參數(shù)

以82 mm迫擊炮為例,在迫擊炮炮尾球處施加炮膛合力。在車架前部施加駕駛室配重;在車架后部施加配重,重量為用于運(yùn)輸?shù)妮d貨車斗和士兵及裝備等重量總和;在車架中部左側(cè)施加油箱配重;并在全局施加重力。膛底壓力如圖6所示。

圖6 膛底壓力曲線

2.2 剛強(qiáng)度仿真結(jié)果與分析

為了驗(yàn)證卡車底盤的穩(wěn)定性,選擇180°和90°兩個(gè)極限方向角作為計(jì)算工況。180°和90°兩極限方向角工況示意圖如圖7所示。迫擊炮的高低射角通常在45°～85°之間。本文選擇高低角45°,60°和75°作為計(jì)算工況。以方向角180°為例,高低角45°,60°和75°工況示意圖如圖8所示。

圖7 180°和90°兩個(gè)極限方向角工況示意圖

圖8 方向角180°時(shí)高低角45°、60°和75° 3種工況示意圖

對(duì)6種射擊工況下的全炮動(dòng)態(tài)非線性進(jìn)行有限元仿真,得到發(fā)射過程座鈑和車架在各個(gè)時(shí)刻的應(yīng)力和位移分布結(jié)果。各工況下座鈑的Mises應(yīng)力云圖如圖9～圖14所示。

圖9 180°/45°工況座鈑應(yīng)力云圖

圖10 180°/60°工況座鈑應(yīng)力云圖

圖11 180°/75°工況座鈑應(yīng)力云圖

圖12 90°/45°工況座鈑應(yīng)力云圖

圖13 90°/60°工況座鈑應(yīng)力云圖

圖14 90°/75°工況座鈑應(yīng)力云圖

計(jì)算結(jié)果表明,座鈑最大應(yīng)力為339.2 MPa,小于550 MPa的座鈑材料屈服極限,該迫擊炮座鈑滿足強(qiáng)度要求。座鈑的最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在身管軸線的兩側(cè)立筋上,主要受力的區(qū)域?yàn)橹麾k與立筋相交的部分、駐臼周圍環(huán)形的區(qū)域和軸線兩側(cè)的包筋上。座鈑結(jié)構(gòu)中,駐臼部分主要用于承載和傳遞迫擊炮發(fā)射時(shí)的后坐力;立筋主要起到支撐和傳力作用,在結(jié)構(gòu)上非常重要。

高低角為75°時(shí),座鈑豎直方向受力較大,主板與立筋接觸面積較小,導(dǎo)致接觸部分區(qū)域應(yīng)力較大,最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在主板與立筋相交位置,但最大應(yīng)力值遠(yuǎn)小于座鈑材料屈服極限。高低角為45°時(shí),水平方向受力變大,最大應(yīng)力出現(xiàn)在主板內(nèi)部靠近駐臼的位置,同時(shí)座鈑與橫梁接觸部位應(yīng)力增大,最大應(yīng)力仍小于座鈑材料屈服極限。

方向角為180°時(shí),車架與座鈑關(guān)于身管軸線對(duì)稱,座鈑受力較均勻,主要受力區(qū)域?yàn)樯砉茌S線兩側(cè)立筋及包筋。方向角為90°時(shí),受炮膛合力作用,車架發(fā)生側(cè)傾,導(dǎo)致座鈑主要受力區(qū)域?yàn)楸畴x身管一側(cè)的包筋及立筋。

各工況下,車架受力情況相似,最大應(yīng)力均出現(xiàn)在車架前部螺栓處。90°/45°(方向角/高低角)與180°/45°(方向角/高低角)工況下車架的應(yīng)力云圖如圖15和圖16所示。

圖15 90°/45°工況車架應(yīng)力云圖

圖16 180°/45°工況車架應(yīng)力云圖

計(jì)算結(jié)果表明,車架的最大應(yīng)力為290.7 MPa,接近材料屈服極限。最大應(yīng)力集中在螺栓處,受剛性連接的影響,造成偽應(yīng)力集中現(xiàn)象。除去螺栓部位,車架應(yīng)力分布比較均勻,各部分結(jié)構(gòu)均未超過材料許用應(yīng)力。忽略螺栓處的應(yīng)力集中,實(shí)際應(yīng)力大大降低,且符合強(qiáng)度要求。當(dāng)方向角為180°時(shí),迫擊炮發(fā)射產(chǎn)生的后坐力經(jīng)車架、板簧和輪胎傳遞到土壤,吸收能量效果較好,且車架整體受力情況呈左右對(duì)稱式分布,最大應(yīng)力較小;當(dāng)方向角為90°時(shí),迫擊炮發(fā)射產(chǎn)生的后坐力,對(duì)車架造成傾覆力,車架一側(cè)受力較大,吸收能量較低,最大應(yīng)力出現(xiàn)在油箱上方車架縱梁與橫梁交匯螺栓處,最大應(yīng)力為290.7 MPa,車架強(qiáng)度仍符合迫擊炮發(fā)射要求。

各工況下,支撐裝置與新增橫梁的受力情況相似,最大應(yīng)力均小于材料屈服極限。以180°/75°(方向角/高低角)工況為例,支撐裝置及新增橫梁的應(yīng)力云圖如圖17所示。

圖17 180°/75°工況支撐裝置及新增橫梁的應(yīng)力云圖

迫擊炮動(dòng)態(tài)有限元的分析計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證了車架結(jié)構(gòu)符合發(fā)射工況的強(qiáng)度要求,同時(shí)為該座鈑的剛強(qiáng)度提供了一個(gè)優(yōu)化參考指標(biāo)。根據(jù)迫擊炮座鈑設(shè)計(jì)原則,迫擊炮射擊的最大應(yīng)力應(yīng)分布在立筋上,且座鈑和立筋各部分應(yīng)力分布差異較大,因此在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上采用厚鈑及對(duì)低應(yīng)力區(qū)采取減重措施是合理的。

3 卡車平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.1 拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)模型

為了進(jìn)一步提升輕量化水平,采用OptiStruct軟件建立優(yōu)化模型對(duì)座鈑進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化。以座鈑質(zhì)量最小為優(yōu)化目標(biāo),以座鈑整體最大應(yīng)力為約束,以座鈑結(jié)構(gòu)的單元密度為設(shè)計(jì)變量,確定最大強(qiáng)度的座鈑材料分布區(qū)域。定義設(shè)計(jì)變量,選擇座鈑中所有部件,包括座鈑主鈑、駐臼、立筋和包筋。創(chuàng)建體積分?jǐn)?shù)響應(yīng),定義目標(biāo)函數(shù),垂直載荷工況及邊界條件,采用變密度法進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化。優(yōu)化的數(shù)學(xué)模型可表示為

式中:={,,…,}是設(shè)計(jì)變量;()是設(shè)計(jì)目標(biāo);()和()是需要進(jìn)行約束的設(shè)計(jì)響應(yīng)。

經(jīng)過30次迭代,結(jié)果收斂,拓?fù)鋬?yōu)化后得到的拓?fù)湫问角逦⒚鞔_,結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)連接合理。具體的迭代過程圖如圖18所示,分別對(duì)應(yīng)迭代第5步、第10步、第15步、第20步、第25步及第30步。

圖18 座鈑迭代過程

3.2 座鈑改進(jìn)模型

根據(jù)拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果提取一定數(shù)據(jù),去除材料區(qū)域點(diǎn)云數(shù)據(jù),對(duì)點(diǎn)云數(shù)據(jù)進(jìn)行處理,包括去噪處理和孔洞修復(fù),構(gòu)造曲線特征,進(jìn)行特征識(shí)別,構(gòu)造曲面特征,特征擬合,最后生成CAD模型。圖19為改進(jìn)結(jié)構(gòu)后的座鈑。改進(jìn)后立筋及包筋厚度增加,主板半徑減小。

圖19 結(jié)構(gòu)改進(jìn)后座鈑

3.3 優(yōu)化前后座鈑剛強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果的對(duì)比

建立優(yōu)化后的座鈑車架整體有限元模型,進(jìn)行多個(gè)工況下的動(dòng)態(tài)剛強(qiáng)度分析,各工況下優(yōu)化前后座鈑及車架最大應(yīng)力和位移如表2所示。

表2 各工況下優(yōu)化前后迫擊炮座鈑及車架動(dòng)態(tài)有限元數(shù)值結(jié)果對(duì)比

結(jié)果表明:車架各工況下分析結(jié)果變化較小,座鈑優(yōu)化后,對(duì)車架影響幾乎可以忽略。座鈑各工況下最大應(yīng)力大幅度減小,方向角180°、高低角45°時(shí)最大應(yīng)力減小幅度最大,最大應(yīng)力減小41.2%。同時(shí)各工況下最大位移變化較小,最大應(yīng)力出現(xiàn)在靠近軸線的立筋上,應(yīng)力分布更加均勻。優(yōu)化后座鈑質(zhì)量為15.31 kg,其中立筋為3.33 kg,圍筋為5.95 kg,主板為6.04 kg,總質(zhì)量比初始座鈑減少了30.2%,達(dá)到了結(jié)構(gòu)優(yōu)化的目的。以方向角180°、高低角75°為例,分析結(jié)果如圖20所示。

圖20 180°/75°優(yōu)化后座鈑應(yīng)力云圖

4 結(jié)論

本文結(jié)合某軍用卡車底盤與某型迫擊炮,設(shè)計(jì)了一種基于卡車平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑。采用非線性有限元?jiǎng)恿W(xué)建模方法,建立了座鈑和卡車底盤的有限元模型,重點(diǎn)分析了不同工況下座鈑與車架的剛強(qiáng)度,驗(yàn)證了設(shè)計(jì)方案的可行性,并對(duì)迫擊炮座鈑進(jìn)行了優(yōu)化,優(yōu)化后的迫擊炮座鈑最大應(yīng)力大幅度減小,最大位移變化較小,質(zhì)量降低30.2%。本文主要是針對(duì)卡車平臺(tái)的迫擊炮座鈑進(jìn)行的動(dòng)態(tài)結(jié)構(gòu)分析及優(yōu)化,為后續(xù)開展其他車輛平臺(tái)嵌入式迫擊炮座鈑的研究提供參考。