陳 宇，楊國(guó)來(lái)

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094)

坦克具有良好的越野性能，坦克行進(jìn)時(shí)，車體(包括火炮)隨著地面的起伏而振動(dòng)，嚴(yán)重影響炮手對(duì)目標(biāo)的捕獲和瞄準(zhǔn)，使得行進(jìn)間射擊的命中率不高。而坦克穩(wěn)定器是坦克行駛中自動(dòng)將炮膛軸線保持在賦予的空間角位置并能瞄準(zhǔn)的一種控制系統(tǒng)，是現(xiàn)代坦克火控系統(tǒng)的重要組成部分，能有效提高坦克行進(jìn)間射擊的命中率[1]。目前，對(duì)于坦克穩(wěn)定器的研究較多，但主要著重于穩(wěn)定器控制方法的研究，Gao等[2-4]分別基于自抗擾控制、模糊控制、魯棒控制方法建立了坦克穩(wěn)定器控制系統(tǒng)，研究了其對(duì)坦克行進(jìn)間穩(wěn)定精度的影響，研究中一般會(huì)對(duì)坦克動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，將其看作一個(gè)線性傳遞函數(shù)。事實(shí)上目前火炮穩(wěn)定器設(shè)計(jì)時(shí)一般將火炮作為線性系統(tǒng)，認(rèn)為炮口振動(dòng)情況與搖架完全相同，因此為控制系統(tǒng)提供系統(tǒng)輸入的角度陀螺儀及角速度陀螺儀都安裝在搖架上，其穩(wěn)定目標(biāo)是搖架。但由于身管柔性及其與襯瓦間存在間隙等非線性因素影響，即使在坦克穩(wěn)定器正常工作情況下，坦克行進(jìn)間炮口振動(dòng)與預(yù)期的穩(wěn)定精度仍存在較大差異，當(dāng)坦克行駛速度及彈丸出炮口速度不高時(shí)，該差異較小。但隨著現(xiàn)代坦克對(duì)于高機(jī)動(dòng)、高初速和高精度要求的不斷提高，這一差異逐漸凸顯，不容忽視。

但坦克構(gòu)造復(fù)雜，造價(jià)高昂，通過(guò)實(shí)物樣機(jī)研究的時(shí)間成本和經(jīng)濟(jì)成本都較大。目前，虛擬樣機(jī)技術(shù)被廣泛運(yùn)用于武器設(shè)計(jì)研究的各個(gè)階段，大大降低了坦克的設(shè)計(jì)和試驗(yàn)成本。大量學(xué)者對(duì)坦克行進(jìn)間射擊的過(guò)程進(jìn)行了研究，但研究中一般都忽略了坦克穩(wěn)定器的影響。劉飛飛等[5-6]通過(guò)建立身管柔性的坦克行進(jìn)間發(fā)射動(dòng)力學(xué)模型，考慮彈丸動(dòng)不平衡及質(zhì)量偏心、彈炮相互作用及間隙，建立行進(jìn)間彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)方程，獲得了彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)規(guī)律，分析說(shuō)明了考慮身管柔性影響有利于獲得準(zhǔn)確的彈丸起始擾動(dòng)；徐達(dá)等[7]通過(guò)建立了考慮身管柔性的坦克全車動(dòng)力學(xué)模型，分析說(shuō)明了相對(duì)于剛性身管，柔性身管模型能有效提高坦克炮射擊仿真精度；史力晨等[8]通過(guò)狀態(tài)方程法建立了坦克、火炮系統(tǒng)的振動(dòng)模型，將系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)看作了多剛體系統(tǒng)對(duì)地面不平度激勵(lì)的響應(yīng)問(wèn)題，穩(wěn)定器作用通過(guò)剛性系數(shù)體現(xiàn)，計(jì)算分析了坦克行進(jìn)間火炮運(yùn)動(dòng)規(guī)律；金濤等[9]通過(guò)建立坦克多剛體模型，采用PID(Proportion Integration Differentiation)控制對(duì)坦克火炮進(jìn)行控制，說(shuō)明了在坦克高速行駛時(shí)，PID控制依然能較好控制火炮振動(dòng)；Purdy等[10]采用PI控制方法，通過(guò)建立某主戰(zhàn)坦克高低機(jī)電動(dòng)控制系統(tǒng)的非線性模型，計(jì)算發(fā)現(xiàn)非線性摩擦?xí)档涂刂葡到y(tǒng)的性能。

目前，關(guān)于機(jī)電耦合問(wèn)題的研究已經(jīng)取得了眾多的成果[11]。但目前針對(duì)坦克穩(wěn)定器的機(jī)電耦合問(wèn)題研究還鮮見(jiàn)報(bào)道。本文擬采用PID控制方法，在MATLAB/Simulink環(huán)境下對(duì)坦克垂向穩(wěn)定器進(jìn)行復(fù)現(xiàn)。通過(guò) RecurDyn/Control模塊將建立的動(dòng)力學(xué)模型與坦克垂向穩(wěn)定器系統(tǒng)相結(jié)合，得到完整的機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型。通過(guò)數(shù)值計(jì)算，分析了非線性因素(身管柔性和身管襯瓦間隙)對(duì)穩(wěn)定器作用下坦克行進(jìn)間炮口振動(dòng)特性的影響。此外，文中還重點(diǎn)研究并證實(shí)了將炮口高低角位移作為垂向穩(wěn)定器的控制目標(biāo)能有效抑制坦克行進(jìn)間的垂向炮口振動(dòng)。

1 坦克行進(jìn)間機(jī)電聯(lián)合建模原理

坦克行進(jìn)間機(jī)電聯(lián)合建模的主要內(nèi)容包括坦克系統(tǒng)三維建模、非線性動(dòng)力學(xué)建模、穩(wěn)定器控制系統(tǒng)建模及接口技術(shù)。其中動(dòng)力學(xué)采用RecurDyn建模，控制系統(tǒng)采用Matlab軟件的Simulink模塊實(shí)現(xiàn)，聯(lián)合仿真的平臺(tái)為RecurDyn/Control模塊。圖1為機(jī)電聯(lián)合建模的框架圖。

圖1 坦克行進(jìn)間機(jī)電聯(lián)合建?？蚣軋DFig.1 Electromechanical coupling modeling of tank on the move

建模難點(diǎn)在于實(shí)現(xiàn)動(dòng)力學(xué)模型與控制系統(tǒng)的實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)交換。本文利用RecurDyn完成坦克系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)建模，并生成Simulink能夠識(shí)別的被控制模塊，在Simulink中建立穩(wěn)定器控制模型，利用RecurDyn/Control工具箱實(shí)現(xiàn)機(jī)電一體化聯(lián)合計(jì)算時(shí)的實(shí)時(shí)雙向數(shù)據(jù)傳輸，圖2所示為其工作原理。機(jī)械系統(tǒng)通過(guò)RecurDyn解算器進(jìn)行計(jì)算，控制系統(tǒng)通過(guò)控制軟件解算器進(jìn)行計(jì)算，兩者之間通過(guò)狀態(tài)方程聯(lián)系，在每個(gè)固定的取樣時(shí)間步內(nèi)都會(huì)進(jìn)行一次數(shù)據(jù)交換，當(dāng)取樣時(shí)間足夠小時(shí)，可以近似認(rèn)為在單個(gè)取樣時(shí)間內(nèi)，系統(tǒng)不發(fā)生變化，即近似認(rèn)為數(shù)據(jù)交換是實(shí)時(shí)的。

圖2 RecurDyn/Control工作原理示意圖Fig.2 Operating principle of RecurDyn/Control

2 坦克系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型

本文建模時(shí)暫只考慮坦克垂向穩(wěn)定器作用，故在此主要分析坦克系統(tǒng)火炮高低向運(yùn)動(dòng)，圖3為運(yùn)動(dòng)簡(jiǎn)圖，坦克車體的運(yùn)動(dòng)可以用作用于車體質(zhì)心位置處的垂向運(yùn)動(dòng)yp和轉(zhuǎn)動(dòng)θp表示。當(dāng)車體發(fā)生小范圍轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，耳軸處的運(yùn)動(dòng)可以近似用一個(gè)垂向運(yùn)動(dòng)yt和轉(zhuǎn)動(dòng)θp來(lái)表示，那么耳軸處的垂向位移和垂向加速度可表示為

圖3 坦克系統(tǒng)火炮高低向運(yùn)動(dòng)簡(jiǎn)圖Fig.3 Kinematic sketch of tank in elevation

yt=yp+θpltp

(1)

(2)

式中:ltp為車體質(zhì)心位置距離耳軸處的水平距離。

火炮部分受力分析如圖4所示。分析時(shí)，將動(dòng)力油缸簡(jiǎn)化為作用于驅(qū)動(dòng)位置點(diǎn)與炮塔之間的無(wú)質(zhì)量彈簧系統(tǒng)，等效剛度為kd，則驅(qū)動(dòng)位置點(diǎn)軸向力fd可表示為

fd=kd[yd-ltd(θ1-θp)]

(3)

式中:yd為活塞和活塞桿相對(duì)油缸壁的移動(dòng)距離;θ1為火炮繞質(zhì)心在高低方向的轉(zhuǎn)角;θp為坦克在高低向繞坦克質(zhì)心的轉(zhuǎn)角。

圖4 火炮部分受力分析圖Fig.4 Stress diagram for part of gun

此外火炮質(zhì)量為m，其繞質(zhì)心的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為I，炮口距耳軸中心距離為l，火炮質(zhì)心位置距耳軸中心距離為l1，動(dòng)力油缸在搖架上驅(qū)動(dòng)位置距耳軸中心距離為ltd?；鹋谠诙S點(diǎn)所受的垂向作用力為ft；耳軸處等效黏性阻尼為μ。則火炮部分受力分析

(4)

式中:yt為火炮質(zhì)心處的垂向位移；且其與耳軸存在以下幾何約束關(guān)系

yt=y1-θ1l1

(5)

(6)

某坦克垂向火炮穩(wěn)定器[12]是一個(gè)電液式自動(dòng)調(diào)整系統(tǒng)，主要由角度陀螺儀、角速度傳感器、電子放大器、液壓放大器、動(dòng)力油缸、角速度陀螺儀、火炮等組成?；鹋诖瓜蚍€(wěn)定器的結(jié)構(gòu)圖，如圖5所示。

圖5 某坦克垂向火炮穩(wěn)定器結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Structure diagram of the vertical stabilizer

圖5中：KR,KE,K,KD分別為角度陀螺儀、電子放大器、液壓放大器、動(dòng)力油缸的放大系數(shù);I為火炮轉(zhuǎn)動(dòng)慣量;μ為火炮的黏性摩擦因數(shù)；Mf為干擾力矩;KV,KV1分別為角速度傳感器和角速度陀螺儀的放大系數(shù);θ為輸入;φ為火炮高低角。則垂向火炮穩(wěn)定器的數(shù)學(xué)模型可表示為[13]

(7)

式中:G1=KDKKEKR為穩(wěn)定器對(duì)誤差角的放大倍數(shù)；G2=KDKKEKV為穩(wěn)定器對(duì)角速度陀螺儀內(nèi)環(huán)轉(zhuǎn)角的剛性。

所建立的坦克垂向穩(wěn)定器系統(tǒng)以搖架高低角位移為控制目標(biāo)變量，將搖架的實(shí)際高低角位移與目標(biāo)高低角位移(即瞄準(zhǔn)角)進(jìn)行比較產(chǎn)生誤差；控制系統(tǒng)通過(guò)動(dòng)力油缸輸出控制力，機(jī)械系統(tǒng)模型根據(jù)輸入控制力大小，對(duì)搖架高低角位移進(jìn)行調(diào)整，并將角位移信息反饋給控制系統(tǒng)，形成閉環(huán)控制。系統(tǒng)有一條前向通路，兩個(gè)閉合回路，除了角位移反饋回路，還有一個(gè)速度反饋回路。在兩個(gè)回路的協(xié)調(diào)控制作用下，可維持穩(wěn)定工況條件下火炮的穩(wěn)定。

本文選擇PID控制來(lái)設(shè)計(jì)坦克垂向穩(wěn)定器。PID控制是一種線性控制方法，算法表示為[14]

(8)

式中：Kp為比例系數(shù)；Ti為積分時(shí)間常數(shù)；Td為微分時(shí)間常數(shù)。PID控制的難點(diǎn)在于控制參數(shù)的整定，可以根據(jù)控制器的參數(shù)與系統(tǒng)動(dòng)態(tài)性能和穩(wěn)態(tài)性能之間的定性關(guān)系，用試驗(yàn)的方法來(lái)調(diào)節(jié)控制器的參數(shù)。

3 坦克行進(jìn)間機(jī)電耦合建模

3.1 坦克非線性動(dòng)力學(xué)建模

如圖6所示，該坦克主要包含底盤和火力部分，并以上下座圈相連接。底盤由車體、負(fù)重輪、拖帶輪、誘導(dǎo)輪、驅(qū)動(dòng)輪和履帶板等組成，其他部件質(zhì)量和慣量通過(guò)計(jì)算等效至車體上。履帶板與地面間為剛性接觸。

圖6 坦克行進(jìn)間多體系統(tǒng)虛擬樣機(jī)模型Fig.6 The multibody system virtual prototype model of tank on the move

火力部分主要包括后坐部分、搖架部分、炮塔部分。身管為模態(tài)柔性體，與炮尾通過(guò)后端面界面節(jié)點(diǎn)固定連接。分別建立身管與前后襯瓦的剛?cè)峤佑|碰撞[15]，并采用非線性彈簧阻尼模型計(jì)算其法向接觸力f的表達(dá)式為

(9)

c(δ)=step(δ,0,0,dmax,cmax)

(10)

式中:cmax為法向最大阻尼系數(shù)；dmax為最大允許穿透深度。利用c語(yǔ)言編寫用戶子程序，并利用二次開(kāi)發(fā)功能在軟件中插入用戶子程序。其它構(gòu)件簡(jiǎn)化為剛體，并通過(guò)理想約束連接。駐退機(jī)和復(fù)進(jìn)機(jī)載荷分別通過(guò)函數(shù)擬合，并直接加載在適當(dāng)位置。

3.2 三維路面模型

路面不平度是指道路表面相對(duì)已知理想基準(zhǔn)平面的偏離程度。通過(guò)對(duì)振動(dòng)傳遞路徑的分析可以發(fā)現(xiàn)，在坦克行駛過(guò)程中，路面對(duì)左右履帶的激勵(lì)，經(jīng)過(guò)懸掛衰減后傳遞至車體，經(jīng)由座圈傳遞至炮塔，再經(jīng)過(guò)耳軸傳遞給火炮主體，造成后坐部分的振動(dòng)，從而影響彈丸運(yùn)動(dòng)，造成對(duì)射擊精度的不利影響，因此建模的要點(diǎn)是準(zhǔn)確地重構(gòu)路面不平度。本文選擇采用諧波疊加法基于Mathematica數(shù)學(xué)工具編寫路面譜程序。

將路面空間頻率f(f1

(11)

式中:x為路面在X方向上的位移;α為[0,1]上均勻分布的隨機(jī)數(shù);Ai為中心頻率fi對(duì)應(yīng)的諧波的振動(dòng)幅值

(12)

此外實(shí)際行駛過(guò)程中，坦克左右履帶受到的來(lái)自地面的激勵(lì)并不相同，兩側(cè)車輪所受路面激勵(lì)的相干性可表示為

(13)

式中:dv為輪距;ρ為經(jīng)驗(yàn)值;n1,n2分別為路面空間頻率的上下限。

由于路面不平度函數(shù)中的隨機(jī)相位角α是引起左右履帶激勵(lì)差異的主要因素，因此三維路面不平度隨機(jī)過(guò)程可以表示為

(14)

(15)

式中:αx為x方向路面不平度激勵(lì)的隨機(jī)相位;αn為新生成的[0，1]的隨機(jī)數(shù)。

根據(jù)上式編寫三維路面譜程序，重構(gòu)了長(zhǎng)100 m、寬5 m的D級(jí)三維路面不平度模型，并通過(guò)節(jié)點(diǎn)縫合法生成軟件可讀取的路面文件。

3.3 聯(lián)合建模

垂向火炮穩(wěn)定器在坦克行進(jìn)過(guò)程中是通過(guò)動(dòng)力油缸提供火炮的穩(wěn)定力矩，建模時(shí)，忽略動(dòng)力油缸及相關(guān)構(gòu)件，并通過(guò)計(jì)算將重量及慣量合并到炮塔及炮尾部分。在耳軸處施加一個(gè)反向力矩模擬動(dòng)力油缸的控制作用，創(chuàng)建輸入狀態(tài)變量，并與反向力矩相關(guān)聯(lián)。設(shè)定狀態(tài)變量為輸入變量，設(shè)定搖架高低角位移以及PID控制的三個(gè)控制參數(shù)為輸出變量，在RecurDyn/Control模塊下導(dǎo)出聯(lián)合仿真接口文件，在建立好的Simulink控制模型中取代火炮傳遞函數(shù)，構(gòu)建坦克行進(jìn)間機(jī)械-控制聯(lián)合仿真系統(tǒng)模型。其中，RecurDyn為主程序，控制系數(shù)可直接在主程序中修改。聯(lián)合仿真系統(tǒng)模型如圖7所示。

圖7 聯(lián)合仿真系統(tǒng)模型Fig.7 System model of Co-simulation

4 炮口振動(dòng)數(shù)值計(jì)算與分析

火炮穩(wěn)定精度為坦克行駛在起伏路面上時(shí)，火炮擺動(dòng)振幅的算術(shù)平均值，表達(dá)式為

(16)

式中:N為采樣的總點(diǎn)數(shù);θi為采樣得到的火炮高低向角位移。數(shù)值計(jì)算時(shí)，通過(guò)給坦克主動(dòng)輪施加驅(qū)動(dòng)力模擬坦克行駛過(guò)程。本文選擇對(duì)坦克以20 km/h速度行駛在D級(jí)路面上時(shí)的炮口振動(dòng)進(jìn)行計(jì)算分析。由于前4 s坦克處于速度不穩(wěn)定狀態(tài)且建模時(shí)僅考慮了垂向穩(wěn)定器，因此在分析時(shí)僅分析4 s后炮口高低向振動(dòng)規(guī)律。

4.1 控制方法可行性分析

目前，在設(shè)計(jì)坦克垂向穩(wěn)定器時(shí)，一般不考慮非線性因素影響，即認(rèn)為炮口高低角位移與搖架高低角位移相同，為了證實(shí)本文所建立坦克高速行進(jìn)間聯(lián)合仿真模型中控制方法的可行性，分別計(jì)算了考慮和忽略穩(wěn)定器作用時(shí)坦克行進(jìn)間搖架處振動(dòng)情況。

由圖8可知，不考慮穩(wěn)定器作用時(shí)，搖架處的高低振動(dòng)幅值最大為11.69 mrad，顯然，在此條件下難以完成準(zhǔn)確射擊并命中目標(biāo)的動(dòng)作。而穩(wěn)定器控制作用后，通過(guò)控制系數(shù)調(diào)整,搖架高低角位移得到了有效控制，其最大幅值顯著減小至3.01 mrad，最終能夠保證穩(wěn)定精度約0.98 mrad，而根據(jù)朱競(jìng)夫等的研究可知目前火炮垂向的穩(wěn)定精度約為0.52～1.05 mrad，這說(shuō)明計(jì)算結(jié)果能滿足實(shí)際穩(wěn)定精度要求,說(shuō)明了控制方法具有可行性，也間接驗(yàn)證了所建機(jī)電耦合模型的準(zhǔn)確性。

圖8 坦克行進(jìn)間搖架高低角位移Fig.8 Vertical cradle angular displacement of tank on the move

4.2 非線性因素影響

坦克實(shí)際行駛過(guò)程中，后坐部分構(gòu)件柔性及構(gòu)件間碰撞等非線性因素是現(xiàn)實(shí)存在的，為了分析這些非線性因素對(duì)于炮口高低角位移的影響，本文選擇在機(jī)電耦合模型中考慮身管柔性及身管襯瓦間隙兩個(gè)最顯著的非線性因素，計(jì)算了此條件下坦克行進(jìn)間搖架和炮口振動(dòng)響應(yīng)。同過(guò)對(duì)控制參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，得到搖架和炮口振動(dòng)的振幅比較，如圖9及表1所示。

圖9 搖架和炮口高低角位移對(duì)比Fig.9 Vertical angle displacement comparison between muzzle and cradle

表1 搖架和炮口高低角位移比較Tab.1 Vertical angle displacement comparison between muzzle and cradle

由圖9可知，坦克行進(jìn)間搖架處和炮口高低角位移差別很大，由于身管自重的原因，再考慮身管柔性因素后，身管會(huì)發(fā)生向下的彎曲，在圖9中體現(xiàn)為炮口高低角位移較搖架處整體偏小。但兩處高低角位移的曲線波形幾乎一致，這說(shuō)明當(dāng)坦克在較平坦路面以較低速度行駛時(shí)，路面激勵(lì)還是影響炮口及搖架處高低角位移的主要因素。由表1可知，炮口處穩(wěn)定精度為3.36 mrad較搖架處的0.98 mrad增大了241.49%；炮口高低角位移的標(biāo)準(zhǔn)差為1.26 mrad較搖架處的1.13 mrad增大了11.11%。這說(shuō)明考慮身管襯瓦間隙和身管柔性這兩種非線性因素后，炮口振動(dòng)高低角位移顯著大于搖架處，同時(shí)炮口高低向振動(dòng)振幅也大于搖架處。

通過(guò)以上分析可知傳統(tǒng)穩(wěn)定器設(shè)計(jì)過(guò)程中的假設(shè)與實(shí)際并不相符，因此，按照傳統(tǒng)方法設(shè)計(jì)的穩(wěn)定器，不可避免的存在一定誤差，身管襯瓦間隙和身管柔性這兩種非線性因素會(huì)嚴(yán)重降低了坦克垂向穩(wěn)定器的穩(wěn)定效果，顯然，這不利于提高坦克行進(jìn)間射擊精度，需要針對(duì)這一問(wèn)題進(jìn)行更深入的研究。

圖10給出了坦克行進(jìn)間搖架和炮口高低角位移頻域圖，圖11給出了坦克穩(wěn)定器穩(wěn)定力矩頻域圖，由圖可以看出，三條曲線的主峰值對(duì)應(yīng)的頻率都為0.87 Hz,其與坦克車體自身頻率相近，因是由坦克車體振動(dòng)造成的，其第二峰值對(duì)應(yīng)的頻率都為17.62 Hz，與身管一階模態(tài)頻率相近，應(yīng)是由坦克炮身管彎曲造成的。此外由圖10中局部放大圖可以看出炮口處高低角位移頻域圖的第三峰值約為39.20 Hz,這與由圖12給出的前襯瓦與身管接觸力頻域圖主峰值對(duì)應(yīng)的頻率相近，應(yīng)是由坦克炮身管襯瓦接觸造成的。因此，在坦克行進(jìn)過(guò)程中，車體振動(dòng)對(duì)于炮口高低角位移的影響依次大于身管彎曲和身管襯瓦接觸影響。同時(shí)，坦克行進(jìn)間炮口高低角位移頻域圖中的高頻信號(hào)明顯強(qiáng)于搖架處高低角位移頻域圖，這同樣是由身管襯瓦接觸及身管柔性這兩種非線性因素造成的。

圖10 搖架和炮口高低角位移頻域圖Fig.10 Frequency range chart of the vertical angle displacement of muzzle and cradle

圖11 穩(wěn)定力矩頻域圖Fig.11 Frequency range chart of stabilizing moment

圖12 前襯瓦與身管接觸力頻域圖Fig.12 Frequency range chart of contact force between the front bushing and the barrel

4.3 穩(wěn)定器控制目標(biāo)改進(jìn)

目前，在設(shè)計(jì)坦克垂向穩(wěn)定器時(shí)，一般不考慮身管彎曲和身管襯瓦間隙(即身管為剛性體，身管與搖架簡(jiǎn)化為滑移鉸連接)，此時(shí)炮口高低角位移與搖架高低角位移相同，選擇搖架處的高低角位移作為控制系統(tǒng)輸入，即控制目標(biāo)為搖架的高低角位移，由上文分析可以發(fā)現(xiàn)，由于非線性因素的影響，炮口振動(dòng)位移幅值顯著大于搖架位移幅值，且炮口處于高頻振動(dòng)狀態(tài)，顯然這不利于控制炮口振動(dòng)，提高坦克行進(jìn)間射精精度。針對(duì)這一問(wèn)題，本文嘗試將坦克垂向穩(wěn)定器的控制目標(biāo)改為炮口處的高低角位移。

在建立的機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型中，通過(guò)位移函數(shù)導(dǎo)出炮口處垂向角位移，再利用M文件將其導(dǎo)入到建立的垂向穩(wěn)定器控制模型作為模型的系統(tǒng)輸入。而在實(shí)際坦克中可通過(guò)在炮口處安裝電渦流位移傳感器測(cè)量炮口垂向位移，并通過(guò)計(jì)算后傳遞至穩(wěn)定器作為輸入。

對(duì)坦克以20 km/h速度行駛在D級(jí)路面上時(shí)的炮口振動(dòng)進(jìn)行計(jì)算分析，得到了穩(wěn)定器控制結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的炮口垂向角位移，如圖13所示。由圖13可知，炮口處的高低擺動(dòng)振幅的極值由原穩(wěn)定器控制結(jié)構(gòu)情況下的14.11 mrad減小為0.91 mrad，減小了幅度達(dá)93.55%；穩(wěn)定精度由3.36 mrad減小為0.26 mrad，減小幅度達(dá)92.21%，說(shuō)明控制結(jié)構(gòu)改進(jìn)對(duì)于提高穩(wěn)定精度效果明顯。綜合以上可以得出，穩(wěn)定器控制結(jié)構(gòu)改進(jìn)對(duì)于減小炮口振動(dòng)幅值有很好的效果，這有利于提高坦克行進(jìn)間的射擊精度。

圖13 坦克行進(jìn)間炮口高低角位移Fig.13 Vertical muzzle angular displacement of tank on the move

5 結(jié) 論

本文基于RecurDyn/Control模塊將建立的考慮多個(gè)非線性因素的坦克行進(jìn)間剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型與坦克垂向穩(wěn)定器系統(tǒng)相結(jié)合，得到完整的機(jī)電耦合動(dòng)力學(xué)模型。通過(guò)數(shù)值計(jì)算對(duì)坦克在穩(wěn)定器作用下的行進(jìn)間炮口振動(dòng)特性進(jìn)行分析，結(jié)果表明在坦克行進(jìn)過(guò)程中，車體振動(dòng)是影響炮口高低角位移最主要因素。坦克垂向穩(wěn)定器能有效減小坦克行進(jìn)間搖架和炮口處的垂向振動(dòng)。但身管柔性及身管襯瓦間隙造成炮口處高低角位移仍遠(yuǎn)大于搖架處高低角位移，顯然這不利于保證行進(jìn)間射擊精度。為了有效減小炮口垂向振動(dòng)，提出了改進(jìn)垂向穩(wěn)定器控制目標(biāo)為炮口處高低角位移的方法，通過(guò)數(shù)值計(jì)算證明方法能有效減小坦克行進(jìn)間炮口高低角位移，有利于提高坦克行進(jìn)間射擊精度。但本文研究中未考慮動(dòng)力機(jī)構(gòu)的建模，而是采取直接控制的手段，所建模型與實(shí)際情況仍存在一定差異，這將在今后工作中逐步完善。