單春來，趙凱，孟超，周發(fā)明，王在森

(西北機(jī)電工程研究所, 陜西 咸陽 712099)

傳統(tǒng)戰(zhàn)車通常采用輪式底盤和履帶式底盤兩種行駛系統(tǒng)。在各類戰(zhàn)車的設(shè)計研制過程中，人們逐漸認(rèn)識到這兩種不同類型底盤的優(yōu)缺點(diǎn)：輪式底盤機(jī)動速度快、質(zhì)量輕、能耗低、維護(hù)少、噪聲小，但在泥濘、崎嶇等非結(jié)構(gòu)路面上越障能力差，通過性不高；履帶式底盤與地面的接觸面積大，附著力大，有利于其爬坡越壕，具有較高的通過性，在復(fù)雜道路條件下能發(fā)揮較大的優(yōu)勢，但行駛速度較低、機(jī)動性差，重型履帶式車輛還會對普通地面造成嚴(yán)重破壞[1]。為改善各自的問題，輪履復(fù)合結(jié)構(gòu)等新型行駛系統(tǒng)已被廣泛研究并使用，但由于仍存在可靠性不佳等問題，目前大量裝備和研制中的戰(zhàn)車仍以輪式和履帶式為主[2]。

在動力學(xué)方面，兩類底盤都已開展了很多相關(guān)研究。如在履帶式底盤方面，汪國勝等[3]對某型坦克野外振動試驗進(jìn)行了研究，得到了底盤線性振動引起射擊精度下降的原因主要是乘員乘坐位置線性振動較大，影響了乘員操作的結(jié)論；馬星國等[4]對履帶系統(tǒng)的各部分列出平衡方程，得到了各部分的張緊力和地面對負(fù)重輪的法向力的計算公式，并與使用Recurdyn計算得到的仿真結(jié)果進(jìn)行了對比驗證。在輪式底盤方面，麻小明等[5]利用諧波疊加法模擬各級路面，采用虛擬樣機(jī)技術(shù)建立動力學(xué)模型，研究了戰(zhàn)車在不同等級路面上以不同速度行駛時的車身穩(wěn)定性；劉昕運(yùn)等[6]考慮了土壤的彈塑性、承壓特性、剪切特性和輪胎變形等因素，進(jìn)行了基于火炮剛?cè)狁詈夏Ｐ偷男旭偱c射擊動力學(xué)分析計算。關(guān)于各類底盤的研究還有很多，在此不再詳述。

雖然以履帶式底盤和輪式底盤為對象開展了很多研究，在裝備研制和使用的過程中，設(shè)計者和使用者也對兩類底盤的特性具有經(jīng)驗上和感官上的認(rèn)識，但少有研究能夠基于完全相同的上裝和車身主體，僅使用不同類型的行駛系統(tǒng)，進(jìn)行整車設(shè)計并對其特性進(jìn)行對比分析，得到不同行駛系統(tǒng)所帶來的影響結(jié)果。某中型無人戰(zhàn)車研制項目在初期總體方案設(shè)計時，基于相同的上裝和車身主體，進(jìn)行了履帶式底盤和6×6、8×8兩種輪式底盤的選型論證。筆者以該工程項目為依托，從發(fā)射動力學(xué)和行駛動力學(xué)的角度，分析計算了3種不同行駛系統(tǒng)的戰(zhàn)車在平坦路面上縱向、側(cè)向靜止射擊和25 km/h速度行進(jìn)間縱向、側(cè)向射擊的射擊穩(wěn)定性，以及C、D、E級3種等級路面上各以10、25和40 km/h的速度行駛時的行駛穩(wěn)定性。筆者的研究內(nèi)容及結(jié)果為以后的戰(zhàn)車底盤選型工作提供了動力學(xué)方面的重要參考。

1 動力學(xué)模型

采用虛擬樣機(jī)技術(shù)，使用Recurdyn仿真平臺作為工具，分別使用該軟件的Track(HM)模塊和Tire模塊構(gòu)建履帶式底盤和輪式底盤的動力學(xué)模型并進(jìn)行穩(wěn)定性分析。在筆者的研究內(nèi)容中，穩(wěn)定性包括了射擊穩(wěn)定性和行駛穩(wěn)定性兩方面內(nèi)容，其中射擊穩(wěn)定性又包括了靜態(tài)射擊穩(wěn)定性和行進(jìn)間射擊穩(wěn)定性兩項內(nèi)容。在進(jìn)行射擊穩(wěn)定性分析時，采用了理想的平坦無起伏的平面作為路面，使車身的運(yùn)動狀態(tài)僅受射擊載荷作用的影響，不受來自于地面的外部激勵影響；在進(jìn)行行駛穩(wěn)定性分析時，根據(jù)諧波疊加法的頻率表達(dá)式，構(gòu)建不同等級路面，戰(zhàn)車在不同路面上以不同的速度行駛。

1.1 研究對象

根據(jù)相關(guān)要求，對某中型無人戰(zhàn)車進(jìn)行總體設(shè)計，經(jīng)論證，上裝的戰(zhàn)斗全重為2.62 t，除兩側(cè)行駛系統(tǒng)外的車身主體重3.7 t，車體長5 207 mm，車寬1 623 mm。 搭配不同的行駛系統(tǒng)，有使用履帶式底盤、8×8輪式底盤、6×6輪式底盤3種設(shè)計方案，分別如圖1所示，對應(yīng)的尺寸指標(biāo)如表1所示。其中，履帶式戰(zhàn)車以輪架的中點(diǎn)作為軸距測量端點(diǎn)。由于3種設(shè)計方案使用了完全相同的上裝和車身主體，不同行駛系統(tǒng)的設(shè)計布局決定了使用輕量化履帶系統(tǒng)的履帶式底盤更加低矮，車寬更窄，車長更長。6×6輪式底盤使用的輪胎比8×8輪式底盤使用的輪胎尺寸更大，根據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[7-8]，分別選擇11R18和12R20型號輪胎，因而6×6輪式底盤的車高更高。根據(jù)設(shè)計要求，車身俯仰頻率為1.3 Hz，分別根據(jù)俯仰頻率設(shè)計匹配懸掛、車輪等力學(xué)參數(shù)，3種設(shè)計方案之間具有可對比性。

表1 不同設(shè)計方案的尺寸指標(biāo)

1.2 戰(zhàn)車動力學(xué)建模

以Recurdyn仿真平臺為工具建立動力學(xué)分析模型，仿真分析中采用如下常規(guī)假設(shè)[9-10]：忽略發(fā)動機(jī)及傳動結(jié)構(gòu)影響，驅(qū)動扭矩作用于主動輪或驅(qū)動輪；不考慮各部件的間隙及尺寸誤差，各約束均為理想約束；研究整體結(jié)構(gòu)的運(yùn)動特征，不考慮發(fā)射過程中由于膛線造成的扭轉(zhuǎn)以及各部件的變形等。

1.2.1 上裝動力學(xué)模型

戰(zhàn)車的上裝系統(tǒng)包括由身管、炮閂、炮尾等組成的后坐部分、制退復(fù)進(jìn)機(jī)、復(fù)進(jìn)節(jié)制器等組成的反后坐部分、搖架以及炮塔；將膛底壓力作用于炮閂上，后坐阻力作為一對共線且反向的力，分別作用于制退復(fù)進(jìn)機(jī)和后坐部分。動力學(xué)模型的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2所示。

根據(jù)30 mm口徑突擊炮的內(nèi)彈道設(shè)計，單發(fā)射擊時，作用于炮閂表面的膛底壓力曲線如圖3所示。

作用于身管和單側(cè)制退復(fù)進(jìn)機(jī)(共兩個，斜向45°對稱布置)間的后坐阻力曲線如圖4所示。進(jìn)行射擊穩(wěn)定性仿真時，主要考察5連發(fā)射擊時車身的俯仰角(縱向射擊)和側(cè)傾角(側(cè)向射擊)的變化情形，射速為300發(fā)/min，即5連發(fā)射擊全過程共用時1 s。

1.2.2 履帶式底盤模型

履帶式底盤由車身和兩側(cè)的履帶行駛子系統(tǒng)構(gòu)成，履帶子系統(tǒng)中包括主動輪、托帶輪、誘導(dǎo)輪等部件，底盤的動力學(xué)模型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖5所示。

1.2.3 輪式底盤模型

輪式底盤由車身和兩側(cè)的輪式行駛子系統(tǒng)構(gòu)成，6×6輪式底盤和8×8輪式底盤僅懸掛-輪肘的數(shù)量和尺寸有所不同，其布置方式大體一致。輪式底盤的動力學(xué)模型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖6所示。

1.3 路面不平度建模

根據(jù)GB/T 7031—2005[11]規(guī)定，路面不平度的功率譜密度為

(1)

式中：Gq(N)為對應(yīng)空間頻率下的路面功率譜密度，也稱路面不平度系數(shù)；N為空間頻率，表示每米長度中包括幾個波長；N0為參考空間頻率，一般為0.1 m-1；W為頻率指數(shù)，一般取2。

標(biāo)準(zhǔn)根據(jù)路面功率譜密度將路面分為8級不平度，如表2所示。利用Matlab根據(jù)公式按照幾何平均值構(gòu)建C、D、E級別路面，路面譜數(shù)據(jù)如圖7所示。將該數(shù)據(jù)導(dǎo)入到Recurdyn中進(jìn)行計算。

表2 路面不平度8級分類

2 射擊穩(wěn)定性對比

根據(jù)1.2.1節(jié)給出的發(fā)射載荷，以射擊時的車身俯仰角(正向射擊)和側(cè)傾角(側(cè)向射擊)為考察依據(jù)，對3種底盤的戰(zhàn)車分別進(jìn)行平坦無起伏的路面上的縱向、側(cè)向的靜止射擊和25 km/h速度的行進(jìn)間射擊的射擊穩(wěn)定性計算并進(jìn)行對比分析。仿真中戰(zhàn)車均在完全靜止或平穩(wěn)行駛的狀態(tài)下進(jìn)行射擊，仿真結(jié)果曲線以射擊時刻作為0時刻點(diǎn)。

2.1 靜態(tài)射擊穩(wěn)定性

在平坦無起伏路面上進(jìn)行5連發(fā)射擊時的車身穩(wěn)定性仿真結(jié)果如圖8所示。從圖8(a)中可以看出，進(jìn)行正向射擊時，在后坐力的作用下，履帶式戰(zhàn)車上仰角度最小，最大上仰角約為0.137°，而兩種輪式戰(zhàn)車的最大上仰角均超過了0.200°。在5連發(fā)射擊結(jié)束后，履帶式戰(zhàn)車在懸掛反彈和車體慣性的作用下，車體反向俯角達(dá)到了-0.055°，而輪式戰(zhàn)車的反向俯角不超過-0.002°。由于履帶式戰(zhàn)車的懸掛阻尼較大，車身雖然在射擊后2 s內(nèi)就已平穩(wěn)(即不再反復(fù)做俯仰動作)，但用了3.2 s的時長才完全恢復(fù)到靜止位置，而兩種輪式戰(zhàn)車均在射擊后的1.5 s左右就恢復(fù)到靜止?fàn)顟B(tài)。由于戰(zhàn)車使用了同一車體且俯仰頻率一致，依照俯仰頻率匹配懸掛特性，8×8輪式戰(zhàn)車每組懸掛的簧上質(zhì)量更小，則懸掛剛度更小，且車身重心位置均在車體中心附近，因此其車身俯仰角反而要略大于6×6輪式戰(zhàn)車。從圖8(b)中可以看出，進(jìn)行側(cè)向射擊時，履帶式戰(zhàn)車的側(cè)向射擊最大側(cè)傾仰角為0.176°，最大側(cè)傾俯角為-0.037°，兩種輪式戰(zhàn)車分別超過了0.500°和-0.125°，而在更多的懸掛系統(tǒng)支撐下， 8×8輪式戰(zhàn)車的側(cè)傾角比6×6輪式戰(zhàn)車更小。履帶式戰(zhàn)車在側(cè)向射擊后1.5 s左右即可恢復(fù)靜止，輪式戰(zhàn)車則需要2.5 s才能恢復(fù)靜止。

2.2 行進(jìn)間射擊穩(wěn)定性

在平坦無起伏路面上進(jìn)行25 km/h速度行駛的行進(jìn)間5連發(fā)射擊，車身穩(wěn)定性仿真結(jié)果如圖9所示。從圖9(a)中可以看出，進(jìn)行正向射擊時，履帶式戰(zhàn)車的俯仰角均明顯小于輪式戰(zhàn)車，仰角和俯角分別為0.962°和-0.012°。兩種輪式戰(zhàn)車的俯仰角幾乎一致，但由于行駛過程中，戰(zhàn)車在后坐作用下進(jìn)行俯仰動作時，還會由車輪轉(zhuǎn)矩抵消一部分后坐力傳遞的能量，因此8×8輪式戰(zhàn)車的俯仰角略小于6×6輪式戰(zhàn)車。8×8輪式戰(zhàn)車的仰角和俯角分別為0.162°和-0.050°，6×6輪式戰(zhàn)車的仰角和俯角分別為0.175°和-0.051°。3種戰(zhàn)車均在射擊后的2 s內(nèi)恢復(fù)到平穩(wěn)行駛狀態(tài)，但由于車身固有振動特性等原因，平穩(wěn)行駛階段的車身俯仰角曲線并非完全平直的直線，而是等周期、微小幅值、無衰減的正弦曲線，曲線的振幅關(guān)系為：履帶式戰(zhàn)車>8×8輪式戰(zhàn)車>6×6輪式戰(zhàn)車。

側(cè)向射擊時，上述趨勢表現(xiàn)得更加明顯：履帶式戰(zhàn)車的最大側(cè)傾角分別為0.171°和-0.082°；8×8輪式戰(zhàn)車最大側(cè)傾角分別為0.579°和-0.128°；6×6輪式戰(zhàn)車最大側(cè)傾角分別為0.687°和-0.181°。履帶式戰(zhàn)車能夠在射擊后1.5 s內(nèi)恢復(fù)到平穩(wěn)行駛狀態(tài)，而兩型輪式底盤均需要超過5 s的時間。

3 行駛穩(wěn)定性

除了進(jìn)行平坦路面上的射擊穩(wěn)定性分析外，對非平坦路面上的行進(jìn)間射擊也進(jìn)行了仿真分析。仿真結(jié)果表明，對于C級以上路面、10 km/h以上的行駛速度而言，施加射擊載荷后，在車身俯仰角或側(cè)傾角曲線上看不到明顯由發(fā)射載荷作用產(chǎn)生的車體動作。因此，非平坦路面上的射擊穩(wěn)定性分析不作為本文的研究內(nèi)容。以C、D、E級3種不同級別的起伏路面，10、25、40 km/h的速度行駛120 m距離的車身俯仰角作為考察指標(biāo)，分析3種戰(zhàn)車的行駛穩(wěn)定性。

戰(zhàn)車在C級路面上以不同速度行駛時的車身穩(wěn)定性結(jié)果對比如圖10所示。

對圖10進(jìn)行對比，結(jié)合仿真結(jié)果進(jìn)行分析，可以得到以下結(jié)論：

1)非平坦路面的起伏相當(dāng)于對履帶或車輪施加外部激勵，戰(zhàn)車行駛的速度越快，激勵的頻率越高，且行駛相同距離所花費(fèi)的時間越少，車身俯仰角關(guān)于行駛距離的曲線就顯得越光滑。

2)履帶式戰(zhàn)車的行駛穩(wěn)定性與輪式戰(zhàn)車的行駛穩(wěn)定性差別較大，而兩種輪式戰(zhàn)車的行駛穩(wěn)定性差別不大。

3)隨著速度的增加，履帶式戰(zhàn)車的車身俯仰角幅值逐漸減小，而輪式戰(zhàn)車的車身俯仰角幅值在逐漸增大。

4)以10 km/h速度行駛時，履帶式戰(zhàn)車的車身俯仰角最大；以25 km/h速度行駛時，履帶式戰(zhàn)車的車身俯仰角與輪式戰(zhàn)車幾乎相同；以40 km/h速度行駛時，履帶式戰(zhàn)車的車身俯仰角明顯小于輪式戰(zhàn)車。

同樣對D、E級路面上以不同速度行駛時的車身穩(wěn)定性進(jìn)行對比分析，結(jié)果如圖11、12所示。

由于路面起伏程度更大，車身俯仰角曲線的幅值也相應(yīng)增大，但仍滿足上述規(guī)律，且其表現(xiàn)的特征更加明顯。另外，在D、E級路面上，戰(zhàn)車以10、25 km/h的速度行駛時，兩種輪式戰(zhàn)車的行駛穩(wěn)定性沒有明顯區(qū)別，但以40 km/h行駛時，8×8輪式戰(zhàn)車的最大俯仰角最大，即行駛穩(wěn)定性略差于6×6輪式戰(zhàn)車。該趨勢在路面相對平緩的C級路面上反應(yīng)的不是特別明顯。

4 結(jié)論

筆者以某中型無人戰(zhàn)車初期方案設(shè)計的底盤選型工作為研究背景，在上裝和底盤主體完全一致的設(shè)計下，通過選用履帶、6×6輪式、8×8輪式3種不同行駛系統(tǒng)的設(shè)計方案進(jìn)行動力學(xué)仿真分析，研究了不同行駛系統(tǒng)對戰(zhàn)車的靜態(tài)射擊穩(wěn)定性、行進(jìn)間射擊穩(wěn)定性和行駛穩(wěn)定性的影響。研究表明：

1)在車身俯仰、側(cè)傾頻率一致的前提下，匹配懸掛剛度、阻尼等動力學(xué)參數(shù)后，履帶式戰(zhàn)車的射擊穩(wěn)定性明顯優(yōu)于輪式戰(zhàn)車。

2)在不同等級路面上行駛時，路面狀況越差，戰(zhàn)車的俯仰角度變化越大；同一路面下，以較低速度行駛時，履帶式底盤的行駛穩(wěn)定性差于輪式底盤；以中等速度行駛時，履帶式底盤的行駛穩(wěn)定性與輪式底盤的行駛穩(wěn)定性相當(dāng)；以較高速度行駛時，履帶式底盤的行駛穩(wěn)定性明顯優(yōu)于輪式底盤。

3)采用6×6輪式底盤和8×8輪式底盤對射擊穩(wěn)定性和行駛穩(wěn)定性的影響差異不大。

綜合以上結(jié)論可知，履帶式戰(zhàn)車僅在低速下的行駛穩(wěn)定性略差，且與輪式戰(zhàn)車的差距并不明顯，而射擊穩(wěn)定性和高速行駛穩(wěn)定性都明顯優(yōu)于輪式戰(zhàn)車，因此，在不考慮制造成本、可靠性和可維修性、長途運(yùn)輸?shù)纫蛩氐那疤嵯?，履帶式底盤在穩(wěn)定性方面更有優(yōu)勢。通過以上研究，為戰(zhàn)車前期設(shè)計時對底盤行駛系統(tǒng)的選型提供了動力學(xué)方面的參考。