轮式自行高炮车体刚强度分析与结构优化

王亮宽，周加永,2，薛庆阳，宁变芳，吴潇璞，孟凡哲

(1.西北机电工程研究所，陕西 咸阳 712099； 2.北京理工大学 机电学院，北京 100081)

1 引言

轮式自行高炮机动性好，主要装备于陆军中型部队防空营，是末端防御的最后屏障，在近程末端防空作战中具有不可替代的作用[1]。底盘作为轮式自行高炮的重要组成部分，是火力炮塔的主要承载平台，并对火炮射击精度有着很大的影响。对于某轮式自行高炮底盘的薄壳车体在研制过程中表现出不同程度的刚度不足及应力集中等问题。轮式自行高炮底盘的动力有前置与后置之分，二者在底盘总体结构形式上差别较大，通过对比分析多型轮式自行高炮，动力后置底盘的炮塔支撑机构更容易实现，但是为满足不同的作战需求，一些轮式自行高炮也采用动力前置底盘。

本文所研究的轮式自行高炮底盘采用了动力前置方案，为确保轮式自行高炮高机动越野的安全性以及火炮射击精度的精确性，在设计过程中需要借助有限元法进行刚强度分析[2]。利用NX10软件建立某轮式自行高炮底盘三维实体模型，利用ANSYS workbench软件对火炮在不同射击条件下底盘的刚强度进行分析，通过分析确定底盘的薄弱部位，并有针对性的对底盘结构做有针对性的改进；最终验证火炮在不同射击条件下的刚强度情况，通过数据分析表明，优化设计后的底盘能够满足座圈合变形小于0.5 mm的要求。

2 底盘车体有限元建模

有限元模型是进行有限元分析的基础[3]，笔者利用NX10软件建立了某轮式自行高炮底盘车体三维实体模型，然后导入到ANSYS workbench软件建立其有限元模型[4]。

2.1 底盘车体模型及受力分析

某轮式自行高炮底盘主要由动力系统、动力传动辅助系统、传动系统、行动系统、操纵系统、电子电气系统、车体及特设装置等组成，其中车体是主承力结构，通过座圈与火力炮塔相连接，是本文的主要研究对象，如图1所示。

图1 底盘车体模型

车体为薄壳装甲框架承载式结构，由车首、车尾、顶甲板、左右侧甲板、轮舱、底甲板及检查窗盖等组成，车体顶部安装有座圈，用于固定火力炮塔。根据刚强度及防护指标要求，车体各部位采用多种厚度的高强度装甲钢，通过焊接方式组合连接在一起。

自行高炮在进行射击时，火力炮塔受到后座力、翻转力矩、重力和惯性力的作用，并通过座圈传递给车体[5]。本文所研究的轮式自行高炮采用的是中炮布置方案，所以后坐力分布在座圈中心的竖直面上，火力炮塔可绕座圈中心转动实现方位360°射击，可以忽略火力炮塔中心在底盘纵向中心线上的微小偏移量。因此，在自行高炮射击时车体主要受到火力炮塔的重力、翻转力矩以及后坐力在水平方向和竖直方向的分力。

自行高炮在高低0°进行射击时，车体的受力工况最为恶劣，为对车体的刚强度进行充分的验证与考核，对3种射角射击载荷作用下座圈局部变形进行计算，即方位0°高低0°、方位右90°高低0°、方位180°高低0°。

2.2 底盘车体刚度评价指标

某轮式自行高炮的射击精度与底盘车体的变形量直接相关，底盘车体变形会牵连座圈出现的座圈垂直位移、前后垂直变形差均会影响到射击精度[6]。结合强度理论和车体的受理情况，需要选择合理的评价指标以直接反应底盘车体的支撑刚度。

1) 底盘车体牵连座圈的最大合变形：反应自行高炮在射击时底盘车体在后坐力、重力、翻转力矩等载荷作用下，底盘车体牵连座圈的最大变形量，反应底盘车体的整体刚度，最大合变形量越小，刚度越好。

2) 底盘车体牵连座圈的最大等效应力：反应自行高炮在射击时底盘车体所能承受最大载荷的能力。

2.3 底盘车体模型的简化

在建立某轮式自行高炮有限元模型时，方便后续网格的划分以及有限元模型的建立，并在确保模型计算的准确性及不影响仿真结果的前提下，需要对其进行适当简化，减少不必要的计算，提高仿真效率[7]。在进行底盘模型简化时，主要遵循以下原则：

1) 只考虑该轮式自行高炮静止间射击时车体的刚度和强度，模型为静态模型[8]。

2) 火力炮塔座圈与车体通过螺钉进行刚性连接，因此整车可视为均质各向同性材料进行一体化求解分析。

3) 火力炮塔中心在底盘纵向中心线上。

4) 忽略对整体模态计算结构影响较小部件，例如供各分系统部件安装和检查用的支架、附座、把手等。

5) 对梁结构中的圆角、平板上的孔洞进行修正填补，方便网格的划分。

2.4 底盘车体的有限元模型

在构建轮式自行高炮底盘车体的有限元模型时，采用有限元中梁、板、块体元的组合来描述系统的结构。将车体与内部的梁结构分别赋予不同的材料属性，具体材料属性如表1所示。在针对车体与梁的接触问题上，在ANSYS环境中进行接触固定操作，将车体与梁的所有接触面进行固连操作，将二者进行绑定；上述操作完成后进行网格划分，本次网格划分所有体均采用四面体网格，划分好的网格模型如图2所示。

表1 材料属性Table 1 Material properties

图2 计算模型单元

有限元模型建立之后，进行边界条件的施加，在车体两侧悬挂连接上端面及车体底面分别添加固定约束，约束其3个方面的自由度。开启ANSYS仿真环境中的经典地球重力，重力加速度为9.8 m/s2；计算重点关注射击载荷作用下底盘座圈局部变形，考虑了下座圈对结构局部的加强作用，将火力炮塔的60 000 N重力简化为质点,施加到上座圈的上表面上；将30 000 N后座力作为远端力施加于座圈端面，作用点位于上座圈正上方593 mm处，处于后坐力作用线的高度。3种射角下计算模型约束及载荷如图3所示。

3 底盘车体原方案刚强度分析

根据上述列出的刚强度评价指标，基于轮式自行高炮底盘车体的有限元模型，计算3种射击工况下车体牵连座圈的变形及等效应力，并对原方案进行刚强度评估。图4为不同射击工况下车体座圈变形及应力云图。

图3 不同射角下计算模型约束及载荷

图4 不同射击工况下座圈变形及应力云图

通过上述仿真分析可知，在方位0°射角工况下，座圈的最大变形出现在后部，方向向下，变形量为1.56 mm，座圈上的最大应力出现在座圈后部偏车左的位置为26.5 MPa；在方位0°射角工况下，座圈的最大变形出现在后部，方向向下，变形量为0.79 mm，座圈上的最大应力出现在座圈后部偏车左的位置为21.2 MPa。

将3种射角下车体的刚强度计算结果进行汇总，如表2所示。

表2 车体座圈刚强度计算结果汇总表Table 2 Summary of calculation results of rigidity and strength of car body seat ring

从3种射角工况计算对比可以看出，座圈的等效应力均小于材料的屈服强度，满足要求；但是，由于底盘整体刚性不足，导致座圈位移量超出射击时的稳定要求。经分析计算，座圈前后梁结构的刚度是影响座圈稳定性的关键因素。座圈前支梁结构变形图如图5所示，座圈后侧操控舱顶板变形云图如图6所示。

图5 座圈前支梁结构变形图

图6 座圈后侧操控舱顶板变形云图

在射击工况下，通过图5可以明显看出，前梁已产生较大变形，同时通过图6可以看出，由于座圈后侧梁支撑结构之间的跨度大导致操控舱顶板也产生了较大变形，变形量达到了1.95 mm。

4 底盘车体优化设计

4.1 底盘车体结构改进设计

针对发现的问题，结合底盘内部整体布局要求，对底盘车体进行优化，具体措施为：

1) 为不影响底盘的传动系统与操控舱的空间，在座圈后端设计增加A型支撑梁，上端支撑在座圈上，下端分别支撑在底盘的2个纵梁上。

2) 将座圈前端的2根支撑立梁的壁厚增至10 mm。

3) 在靠近车底的2条纵梁之间添加壁厚为5 mm的管梁用于支撑纵梁。

4) 在操控舱顶部增加横梁。车体结构改进方案模型如图7所示。

4.2 底盘车体结构改进设计的刚度分析

由于底盘车体原方案的强度已经满足要求，因此在对车体底盘的原方案改进后，仅对其刚度进行分析即可。外载荷与边界条件不变，3种不同射击工况下车体座圈的变形云图如图8所示。

图8 改进后不同射击工况下座圈变形云图

将3种射角下改进车体结构的刚强度计算结果进行汇总，如表3所示。

表3 车体座圈刚强度计算结果汇总表Table 3 Summary of calculation results of rigidity and strength of car body seat ring

对比分析表2和表3可以得出:原方案的最大等效应力满足要求，但是刚度不足，座圈最大合变形量达到了1.37 mm，远大于0.5 mm的指标要求；在添加A型梁、纵梁支撑梁、横梁后，增强座圈前端支撑梁后，车体的质量增加了25 kg，虽然车体的质量有所增加，但能满足某轮式自行高炮总质量的要求，而且座圈最大合变形量均有明显的下降趋势，均可满足指标要求，最恶劣的180°射角工况下，座圈的最大合变形量为0.34 mm，小于0.5 mm，达到了指标要求，说明此优化设计方案是合理可行的。在除去仿真误差及模型简化等因素，计算结果具有一定的参考性。

5 结论

1) 本文建立了某轮式自行高炮底盘车体刚度分析的力学模型，并给出了刚度评价指标，通过有限元分析，明确了火炮在不同射击工况下车体牵连座圈的变形特征及薄弱环节，指导底盘车体结构进行改进设计。

2) 改进后的设计使底盘质量增加了25 kg，但能满足某轮式自行高炮总质量的要求，并使座圈在射击工况下的最大合变形由1.37 mm降到0.34 mm，效果明显，达到了设计改进目标。

3) 通过对底盘车体原方案和改进设计后方案的对比，实现了在60 000 N火力炮塔自重，30 000 N火炮射击后坐力作用下座圈合变形量小于0.5 mm的要求，所采用的设计方法对后续轮式自行高炮底盘车体刚度提升设计具有一定的指导意义。