某高炮炮塔轻量化设计研究

田亚锋，范天峰，张太平，薛庆阳，宁变芳，王华亭

(西北机电工程研究所，陕西 咸阳 712099)

防空高炮作为摧毁来袭目标的最后一道防御网[1]，对高炮的射击精度具有更高要求，炮塔作为高炮系统重要的承载部件，炮塔的刚度对射击精度有较大的影响；另外，高炮总体对质量、尺寸等指标有严格控制，减重有利于提高装备的机动性且更利于运输，但是减重可能会影响结构的刚强度，因此需要在炮塔结构优化设计时进行刚强度分析[2]。笔者基于结构刚强度理论，采用ANSYS workbench有限元仿真软件，在对样机方案进行有限元分析的基础上，通过对炮塔进行结构优化，对改进后炮塔本体方案进行刚强度分析，完成炮塔的轻量化设计。

1 理论分析

进行结构轻量化设计，需在满足刚强度的前提下进行。强度理论旨在研究材料在复杂应力条件下的屈服和破坏规律。最大剪应力理论又称为Tersca-Guest理论，该理论认为导致屈服的是最大剪应力。

刚度指结构在工作时所产生的弹性变形不超过正常工作所允许的限度。结构在弯矩作用下会发生弯曲变形，其抵抗弯曲变形的能力被称为抗弯刚度[3]。

在数值计算中常用静载荷下结构的变形量衡量结构刚度，变形量越大，刚度越差，反之则越好。

1.1 炮塔受力分析

炮塔通常由炮塔底板、左右托架、摇架、耳轴、自动机等组成。自动机随摇架绕耳轴中心作俯仰运动，实现上下俯仰射击；炮塔通过座圈绕座圈中心转动，实现方位360°射击。

火炮在射击时，受到后坐阻力以及自重的作用，通过摇架导轨支撑力及反后坐装置的后坐阻力传递给炮塔。本文炮塔采用中炮布置，因此后坐阻力分布于座圈中心竖直面上，且由于炮塔可以绕座圈转动，忽略炮塔质心相对于座圈中心的微小偏移量，理想状态下，炮塔受到自身重力、后坐阻力在竖直和水平方向的分力以及翻转力矩。因此在刚度评价时，重点分析在竖直方向上炮塔各组成单元的刚度，然后对炮塔整体的刚强度进行验证计算[4]。火炮在射击过程中，按照俯仰角度不同，后坐力作用方向随之改变，俯仰角为0°、45°、85°射击时3种工况下炮塔所受载荷如表1所示。

表1 摇架前后导轨支撑反力 kN

1.2 火炮刚强度评价

结合刚强度理论以及炮塔所受载荷，需要选择合理的指标评价炮塔刚强度。

1)炮塔最大合变形：反映射击时炮塔整体在后坐力以及其他载荷的作用下，炮塔某一位置最大的变形量，反映炮塔整体的刚度，最大合变形越小，刚度越好。

2)左右托架耳轴室周围最大变形：直接反映到摇架的平动和摆动，进而影响火炮射击精度。

3)炮塔最大等效应力：反映射击时炮塔承受最大载荷的能力。

本文中样机方案经过射击试验验证，炮塔刚强度满足精度指标要求，但需减重15%以上，因此以样机方案中炮塔刚强度计算结果为依据，对炮塔本体进行轻量化设计。

2 样机方案刚强度计算

炮塔本体的主要组成及质量分布如表2所示。

表2 炮塔本体组成表

2.1 有限元计算模型

计算模型包含炮塔本体、摇架以及耳轴。将简化模型导入ANSYS workbench中，采用高阶四面体单元划分网格[5]，采用多点约束梁单元连接模拟各组成之间的螺钉连接，耳轴与左右托架之间通过定义接触连接；约束炮塔与座圈连接面3个方向自由度[6]。施加计算载荷、重力、弹簧力等。计算模型如图1所示。

2.2 材料属性

炮塔本体、摇架材料为ZL205A，耳轴采用钢40Cr，有限元分析中，基本参数如表3所示。

表3 材料参数

2.3 数值计算结果

基于有限元计算模型，调整载荷大小，计算3种工况下炮塔的变形以及等效应力。图2为0°射角时炮塔本体变形以及应力云图，表4为3种射角下刚强度计算结果。

表4 炮塔计算结果汇总

参数 射角0°45°85°最大合变形/mm1.290.820.45耳轴孔最大变形/mm0.450.260.31炮塔最大等效应力/MPa144.584.533.6

3种工况下炮塔最大等效应力均出现在平衡机导向轮座根部，0°射角等效应力最大为144.5 MPa，耳轴孔周围加强筋根部应力小于35 MPa；3种射角中0°及85°射角耳轴孔最大变形均为0.45 mm.由于0°射角平衡机弹簧力较大，平衡机导向轮座最大变形为1.29 mm.

3 炮塔模型优化

原有模型中炮塔底板、左托架及右托架，均采用铝合金铸造实心加强筋，质量分布如表5所示，对加强筋进行优化。基于等效加载，通过改变加强筋的截面形式，分析改进前后加强筋的刚强度变化。

表5 主要部件中加强筋质量分布 kg

3.1 耳轴室辐射筋优化

3.1.1 结构改进及仿真计算模型

火炮在射击时通过耳轴将后坐力以及俯仰部分质量传递到左右托架，理想状态下，耳轴辐射加强筋受到沿耳轴径向的压力以及沿耳轴室周向的剪切力。

根据受力分析，不改变加强筋在托架立面内刚强度的前提下，进行轻量化设计。拟将方案中的加强筋改为“工”字型筋，加强筋截面如图3所示，加强筋长度为500 mm，通过设计不同的截面尺寸，建立了4种改进方案，各方案的结构尺寸及质量如表6所示。

表6 各方案几何尺寸及质量

方案几何尺寸/mmLH质量/kg质量优化/%方案130151.42939.1方案235151.55133.9方案33616.51.49236.4方案43716.51.51335.5原方案——2.347—

加强筋材料属性与2.2节相同，在保证加强筋长度、载荷大小以及加载位置均一致的前提下，采用6面体网格，网格尺寸5 mm，建立仿真计算模型。图4为改进前后有限元计算模型。

3.1.2 计算结果分析

加载载荷从20 N递增至1 020 N，针对5种方案进行有限元仿真计算，图5为5种方案中加强筋最大变形统计。

通过计算可知，5种方案在等效加载情况下，最大应力为95 MPa，属于弹性变形；方案4对加强筋进行减重的同时，质量减小35.5%，对加强筋宽度进行适当增加，可以有效提高加强筋在宽度方向上的抗弯刚度，变形减小2%.

3.2 炮塔底板纵梁结构优化

3.2.1 有限元计算模型

炮塔底板采用两根对称布置的纵梁与座圈安装环筋相连，且纵梁的正上方布置左右托架，射击时纵梁主要提供竖直方向的支撑力以及垂直方向的抗弯刚度。

原方案中纵梁为实心筋结构，取单根进行受力分析，保证长度1 220 mm不变，调整截面形状如图6所示，结构尺寸及减重效果如表7所示，加载载荷从50 N递增至2 700 N，建立计算模型。

表7 4种改进方案几何尺寸及质量

方案几何尺寸/mmHH1D质量/kg质量优化/%方案1———15.3319.3方案262406515.6117.8方案364426015.3319.3方案468465615.5318.2原方案———19.00—

3.2.2 有限元计算结果

针对5种方案,采用等效加载方式进行数值计算，改进前后各方案加强筋变形及应力曲线如图7所示。

通过计算结果可知，5种方案加强筋在加载到2 700 N的情况下最大应力为129 MPa,小于材料的许用应力，均属于弹性变形；从变形以及应力曲线可知，改进方案4在应力与原方案变化不大的前提下，质量比原方案减小18.2%，变形比原方案减小2%.

3.3 座圈安装环环面尺寸对刚强度影响

表5中炮塔底板环形筋为实心矩型截面，质量47 kg，参照3.2节计算结果，在不改变安装高度的情况下，将截面改为阶梯型，截面形状如图8所示。

3.4 炮塔优化模型建立

基于上述计算分析，按照3.1节加强筋的优化截面，对左右托架中耳轴室辐射筋进行结构优化；按照3.2节、3.3节优化结果，对炮塔底板中纵梁和座圈环筋进行截面优化处理，并对炮塔本体中其他加强筋进行结构调整，对局部进行加强处理，在考虑加工工艺性的基础上将炮塔底板加强筋改为上下布置，改进后各主要组成部分质量如表8所示，计算模型如图9所示。

表8 改进后各主要组成部分质量

4 仿真计算及对比分析

基于计算模型，通过调整平衡机弹簧力、导轨支撑力以及后坐力等载荷大小，计算了3种工况下的炮塔的变形及等效应力。在强度满足材料许用应力的前提下，重点关注炮塔本体耳轴室附近的变形量大小。图10为各射角时炮塔本体在承受外力载荷的情况下的变形云图。计算结果如表9所示。

表9 炮塔本体计算结果对比

对比分析表4和表9得出：

1)由于在0°射角平衡机力较大，两种方案最大等效应力均出现在平衡机滑轮座根部，且改进后方案应力值减小为106.5 MPa，耳轴室周围加强筋根部应力均较小，小于35 MPa，均小于材料的屈服强度。

2)3种射角下耳轴室附近最大变形均小于0.45 mm，改进方案较原方案减小4%以上，在45°射角时减小11%，炮塔本体最大变形均出现在平衡机滑轮座，均属于弹性变形。

3)与样机方案对比，在刚强度变化不大的前提下，炮塔本体质量由453 kg降为369 kg，减小18.5%.

5 结论

笔者在对试验样机方案仿真计算结果的基础上，采用调整加强筋截面形式的方法，完成了加强筋刚强度计算，进而完成了炮塔的轻量化设计。得出如下结论：

1)通过调整加强筋截面形式进行刚强度分析的方法，能够有效地完成加强筋的结构优化炮塔的轻量化设计。炮塔本体质量整体减小18.5%，完成了总体对炮塔的减重要求。

2)在质量减轻且满足材料强度的前提下，耳轴室附近最大变形较原方案减小4%以上，在45°射角时减小11%.

3)经过对样机方案和改进后方案的分析对比，实现了炮塔本体的轻量化设计工作，笔者采用的方法能够为后续炮塔轻量化设计提供一定的指导意义。