某载炮车防冲击波驾驶室结构设计研究.pdf

第35卷 第3期 2018年9月 爆 破 BLASTING Vol. 35 No. 3 Sep. 2018 doi10. 3963／ j. issn. 1001 -487X. 2018. 03. 028 某载炮车防冲击波驾驶室结构设计研究* 陈晓雅 1， 鲁 超 2， 孙万来2， 李大禹2， 赵兴旺2， 周云波1 （1.南京理工大学， 南京210094；2.中国第一汽车股份有限公司技术中心， 长春130011） 摘 要 以某型122 mm口径的车载榴弹炮为研究对象， 分析炮口冲击波对于车身结构的影响， 为车载榴 弹炮的设计提供了依据。以载炮车的设计参数为边界条件， 计算了极限工况下炮口非定常冲击波流场， 并通 过流场计算获得了车身表面的时间压力曲线。以此为输入边界条件， 采用直接积分法计算了车身结构动态 响应， 得到了结构的应力以及变形响应并进行了实弹射击验证。针对仿真计算和试验中出现的薄弱区域， 通 过理论计算， 总结设计出防冲击波驾驶室的典型特征结构， 应用于驾驶室结构设计。通过分析重计算以及试 验验证， 结果表明 防冲击波驾驶室结构的防护性能良好， 能够达到本车型驾驶室防冲击波的性能要求。 关键词 冲击波；流场分析；驾驶室；结构动态响应 中图分类号 TJ01 文献标识码 A 文章编号 1001 -487X（2018）03 -0172 -07 Research on Anti-shock Wave Cab Structure Design of a Cannon CHEN Xiao-ya1，LU Chao2，SUN Wan-lai2，LI Da-yu2，ZHAO Xing-wang2，ZHOU Yun-bo1 （1. Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，China； 2. China FAW Corporation Limited R＆D Center，Changchun 130011，China） Abstract The influence of muzzle shock wave is discussed on the body structure of a car-loaded howitzer with a 122 mm caliber，to provide ination for the design of vehicle howitzer. Taking the gun design parameters as the boundary condition，the unsteady shock wave flow field of the muzzle under limit condition is calculated，and the pressure curve of the vehicle body surface is obtained by the flow field. Then direct integral is used to calcu- late the dynamic response of the vehicle body structure. The stress and deation response of the structure are ob- tained and the firing verification is carried out. The typical structure of anti-shock wave cab is concluded and de- signed through theoretical calculation，which is applied to the cab structure. Through the analysis of recalculation and test verification，the protection perance of anti-shock cab structure is good enough to meet the anti-shock wave requirements Key words shock wave flow；field analysis；cab design；structural dynamic response. 收稿日期2018 -04 -23 作者简介陈晓雅（1993 -） ， 女， 江苏泰州市人， 硕士研究生， 从事车 辆结构安全技术研究， （E-mail）1316484166＠ qq. com。 通讯作者周云波（1980 -） ， 男， 江苏南京市人， 副教授、 博士， 从事 车辆结构安全技术、车辆底部防护技术研究，（E-mail） yunbo31983＠163. com。 基金项目国家自然科学基金资助项目（51405232） 现代战争中， 大口径火炮依然是战争之神， 地位 不可动摇， 而现代火炮的发展对于机动性的要求也 更加迫切， 快速的运动转换性能和机动性， 都是火炮 的生存关键，轮式车载火炮的开发势在必行[ 1，2]。 传统的载炮平台多以履带式或轮式装甲车为机动平 台， 装甲车驾驶室采用防弹装甲蒙皮， 具备较强的防 护能力， 能够防护炮口冲击波对驾驶室的破坏作用， 但整车的机动性和承载能力都受到制约。 国内外目前对于炮口冲击波流场的分析的文献 较多[ 3]。国内学者李鸿志教授早在 20世纪70年代 万方数据 就对膛口流场的分布以及形成机理进行了研究[ 4]； 马大为考虑了弹丸移动对膛口流场的影响完善了研 究[ 5]； 乐贵高则采用 Osher格式求解三维可压缩流 动欧拉方程， 计算了膛口流场， 得到了火药燃气的排 空过程[ 6]。国外 Hugoniot、L Kazincky等人则更早 地对膛口冲击波进行了一系列的分析研究[ 7]。 国内外对于车辆在各种工况下的结构响应分析 以及相关的学术论文则更加常见[ 8]， 对于炮口冲击 波下车身结构响应的分析文献则非常少。 以某高机动越野车为研究对象， 其驾驶室采用 普通的高强度钢板， 通过结构改进将高机动越野车 辆适应于武器平台， 需要同时考虑车辆的机动性能 与冲击波防护性能， 其开发设计过程相比装甲车驾 驶室难度更高[ 9]。根据车型布置条件和载炮车性 能特点， 发射时炮口与驾驶室的位置较近， 火炮发射 过程中炮口气流对车身的冲击破坏影响较为严重， 当弹丸从炮口发射出去时， 膛内气体也随之冲出身 管， 从炮口制退器排出， 形成炮口冲击波， 对车身产 生强烈的冲击作用， 对于大口径火炮这种冲击作用 更明显， 破坏性也更大。炮口冲击波直接作用在驾 驶室上， 冲击波影响的全过程存在正压和负压的交 变响应， 在发射后冲击波以气流形式冲向驾驶室， 在 驾驶室外表面形成正压， 此时作用压强最大， 随着时 间的推移， 冲击波在驾驶室外表面驱散后会形成负 压， 随时间的推移逐步蔓延到整个驾驶室外表面， 相 对炮口的位置不同形成的压强也随之不同。正负压 的交变影响也不同， 驾驶室的结构强度设计需要匹 配冲击波对驾驶室的最大冲击， 驾驶室整体结构及 外板不产生塑性变形。因此车辆防冲击波驾驶室的 开发与设计是载炮车的关键环节之一。 将结合理论分析、 流场仿真[ 10]、 实弹射击试验 等手段对某载炮车驾驶室的防冲击波性能进行分 析， 成功开发了具备防冲击波性能的驾驶室。 1 原驾驶室防冲击波性能分析 1. 1 冲击波载荷分布计算 该型号载炮车驾驶室与炮口的相对布置位置的 最小距离是冲击波对驾驶室冲击最大的位置， 炮口 距离顶盖的最小距离为400 mm左右， 炮口距离侧 围的最小距离为600 mm左右。首先根据炮口的布 置位置， 计算得出炮口冲击波作用到驾驶室的等压 线分布状况。 1. 1. 1 炮口位于驾驶室顶端 根据流场计算， 从压强云图以及等值线图可以 看出， 炮口冲击波在0. 6 ms左右到达车顶， 首先接 触距离炮口最近的顶盖后端， 随后冲击波逐渐作用 于车身。在1. 05 ms出现车身表面压强峰值 0. 5 MPa， 最大压强点出现在顶盖后端与后围连接 处。随后， 最大压强点由顶盖后端向前方移动。顶 盖后端在3. 3 ms左右出现负压，大小约为 0. 05 MPa， 产生负压的区域也随时间从顶盖后端向 前方移动。9 ms往后， 冲击波超压几近消失， 除了 微小的压强波动之外， 车身的压强逐渐恢复至大气 压。见图1 ～图3。 图1 炮口冲击波气流传递云图 Fig. 1 Muzzle Shock Wave Airflow 图2 t ＝7. 2 ms对称面上的压强等值线 Fig. 2 t ＝7. 2 ms The pressure contour on the symmetry plane 图3 不同时刻车身压强等值线图 Fig. 3 Judgment of vehicle pressure at different times 1. 1. 2 炮口位于驾驶室侧围 根据流场计算从压强云图以及等值线图可以看 出， 炮口冲击波在t ＝ 1. 95 ms左右到达车身， 首先 接触左侧围与后围连接处中部， 随后冲击波逐渐作 用于车身； 在t ＝ 3. 75 ms车身表面出现压强峰值 0. 25 MPa， 最大压强点出现在左侧围与后围的连接 处， 随后向左侧围、 后围以及顶盖移动； 左侧围与后 围连接处在t ＝ 6 ms左右出现负压， 产生负压的区 域也随后向整个车身蔓延；t ＝12 ms往后， 冲击波超 压几近消失， 除了微小的压强波动之外， 车身的压强 371第35卷 第3期 陈晓雅， 鲁 超， 孙万来， 等 某载炮车防冲击波驾驶室结构设计研究 万方数据 逐渐恢复至大气压。见图4 ～图6。 图4 左侧炮口冲击波发展云图 Fig. 4 Left muzzle shock wave development cloud 图5 左侧炮口冲击波压强等值线分布 Fig. 5 Left edge muzzle shock wave pressure contour distribution 图6 不同时刻车身压强等值线图 Fig. 6 Judgment of vehicle pressure at different times 根据以上计算结果可知， 炮口在相对车身的极 限位置处冲击波对车身的压强分布情况主要集中在 顶盖、 后围、 侧围， 其中最大压强Pmax为0. 5 MPa， 位 于顶盖与后围连接处， 后围和侧围的压强分布要强 于顶盖， 因此侧围和后围的局部强度和刚度也需要 强于顶盖。同时考虑到连续炮击次数和炮体的总体 设计寿命问题， 需要适当的增加驾驶室强度的保险 系数， 采用最大压强来计算典型结构的刚度和强度。 1. 2 炮口冲击波作用下原驾驶室结构响应 将炮口位于驾驶室顶盖上方最低位置和驾驶室 左侧最近位置两种工况的极限值， 作为参考依据， 通 过采用直接积分法对驾驶室进行结构瞬态动力学分 析[ 11，12]， 获得驾驶室的应力云图和位移云图如图 7 ～ 图10。 图7 t ＝16 ms最大应力云图 Fig. 7 t ＝16 ms maximum stress cloud 图8 t ＝20 ms最大应力云图 Fig. 8 t ＝20 ms maximum stress cloud 图9 t ＝15 ms最大应力云图 Fig. 9 t ＝15 ms maximum stress cloud 图10 t ＝20 ms最大应力云图 Fig. 10 t ＝20 ms maximum stress cloud 驾驶室顶盖最大应力可以达到1182 MPa， 这部 分主要是焊点处的应力， 外板结构处的最大应力在 708 MPa左右， 超出材料许用应力， 会产生明显的塑 性变形， 最大位移达到30. 01 mm。 驾驶室后围最大应力能够达到1064 MPa， 超出 材料许用应力，会产生塑性变形，最大位移达到 471爆 破 2018年9月 万方数据 27 mm。 1. 3 原驾驶室炮击试验验证 由于对驾驶室在炮口冲击波作用下的强度计算 影响因素较多， 计算存在不确定性， 结合试验来确认 计算结果， 对结构设计的指导作用就更加的重要。 因此本次采用同类型普通驾驶室为试验驾驶室， 进 行实际的炮击试验， 通过记录驾驶室的破坏、 变形模 式来确认冲击波对驾驶室的影响， 有针对性的进行 结构加强设计， 该试验采用同类型普通驾驶室进行 相关改制， 进行实弹射击试验， 对试验过程和驾驶室 变化进行记录， 用以验证计算结果， 提供计算支撑。 见图11。 图11 后围充点划线示意图 Fig. 11 The rear side of the dotted line 试验采用对应分析状态的两种极端工况， 一是 炮口位于驾驶室左侧极限位置， 二是炮口位于驾驶 室顶端极限位置， 根据分析结果， 侧围和后围的工况 更加恶劣， 因此炮口位于驾驶室左侧的射击次数为 8次， 炮口位于驾驶室顶端的射击次数为5次。采 用冲点划线的方式来检验驾驶室的变形。 冲点划线主要基准点和测量点都选在车身骨架 上， 主要考核车身骨架的变形量， 主体结构是否能够 承受冲击波的冲击， 以后围为例如图12所示， 驾驶 室外表面主要验证强度是否能够承受冲击波的冲 击， 通过观察会否出现开裂现象。 图12 经过冲击波的驾驶室后围 Fig. 12 The rear of the cab after the shock wave 根据后围冲点划线的复验情况可知， 在炮口冲 击波作用下驾驶室后围塑性变形的试验结果与仿真 分析结果吻合度较高， 如表1所示。 表1 驾驶室后围充点划线测量结果 Table 1 Cab after filling point crossed measurement results 位置1481216 原始尺寸390390390390390 复验尺寸389. 5389. 8389. 6389. 8389. 8 后围主体框架没有明显变形， 因此可以得出结 论， 车体主体框架的刚度和强度能够承受冲击波的 冲击， 不会产生变形。但是在后围外板内部没有框 架梁的部位， 产生塑性变形， 刚度不足， 但是没有开 裂等强度问题， 所以在后续设计和计算过程中通过 结构改进提升相应位置的刚强度。 2 驾驶室防冲击波典型结构设计 2. 1 驾驶室局部冲击波应力理论计算 根据等压线的分布计算和试验验证结果， 驾驶 室焊接总成需要具有抗冲击波的刚度， 在冲击波对 驾驶室作用后， 保证结构完整性， 避免出现变形问 题。冲击波作用在驾驶室上主要体现为拉压应力的 破坏形式， 最终表现为材料结构抵抗塑性变形的能 力， 即σmax≤[σ] 。因此， 对白车身防冲击波的典型 结构强度进行理论计算的方案可采用弯曲应力计算 的方法， 以驾驶室顶盖、 后围、 侧围、 车门等大覆盖件 和梁的局部结构为典型结构建立基础模型， 根据计 算结果进行材料选取和结构调整。驾驶室主体采用 框架梁加外蒙皮的结构形式， 计算模型的具体搭建 组合以局部框架梁和蒙皮为基础模型进行分析， 具 体如下 以局部顶盖框架梁和蒙皮区域截取分析基础断 面， 如下图13所示， 顶盖梁和蒙皮的断面结构简化 为简支梁模型， 所选框架边框区域为正方形， 边长为 500 mm 500 mm， 分析如图13所示， 根据炮口冲击 波的等压线分布情况，选取Pmax为0. 5 MPa，l ＝ 500 mm，b ＝500 mm，h ＝t（ 蒙皮料厚） 。参数见表2。 表2 材料参数 Table 2 Material parameters 屈服极限YS／ MPa强度极限TS／ MPa 标准550 ～800≥980 典型值6901047 冲击波对驾驶室的冲击主要体现为冲击波的正 负压强作用， 即对车身外板产生的拉压应力的影响， 对于车身外板材料的选用也需要满足拉应力较高的 材料， 运用式（1） 来确定选用材料的拉应力 σmax＝ Mmax W ≤[σ]（1） 571第35卷 第3期 陈晓雅， 鲁 超， 孙万来， 等 某载炮车防冲击波驾驶室结构设计研究 万方数据 Mmax＝ qmaxL2 8 （2） 图13 选取区域受力分析图Pmax Fig. 13 Select the area to accept the analysis Pmax 选用基础模型的抗弯截面模量公式中，h ＝ t， t为所选外板材料的料厚， 也是在选材料过程中需 要着重考虑的重要参数， 由于需要确定的顶盖、 后 围、 侧围、 车门外板都是大覆盖件， 材料面积较大， 在 控制驾驶室重量方面t的比重影响较大， 最终需要 根据计算结果平衡[σ] 和t的值。 Wz＝ bh2 6 （3） qmax＝ FmaxL（4） 计算冲击波对驾驶室的作用力的最大值Fmax需 要采用式（5） ， 冲击波最大作用压强采用冲击波流 场计算结果里的最大压强Pmax＝0. 5 MPa。 Fmax＝ PmaxS（5） 将已知条件带入弯曲应力计算所涉及的式（1）～ 式（5） ， 通过计算得算式（6） 如下 t ≥ 3PmaxL4 32[σ ] （6） 2. 2 防冲击波典型结构设计 根据压强分布曲线可以看出， 最大压强出现的 位置是顶盖和后围交接处， 后围及侧围的压强分布 值要大于顶盖。框架梁的布置对驾驶室整体防冲击 波的能力有着非常重要的影响， 通过上述计算和材 料的选用， 结构梁的布置尺寸边长l1、l2， 如图14所 示。通过设定不同的结构梁的布置尺寸，根据 式（6） 可以得出对应的外板材料厚度。 图14 框架梁典型结构设计示意图 Fig. 14 A schematic diagram of typical structural design of frame beam 防冲击波的车体主体结构设计总体方案为框架 加蒙皮形式， 顶盖蒙皮选用材料厚度为1. 5 mm的 钢板， 后围、 侧围和车门蒙皮料厚采用2. 0 mm的钢 板， 同时顶盖和后围冲压加强筋结构提高局部刚度， 提高驾驶室的刚度， 满足防冲击波的整体要求。 2. 3 驾驶室改进前后抗冲击波响应对比分析 在利用理论计算的结果对防冲击波驾驶室进行 结构改进后， 将利用仿真分析对改进前后的驾驶室进 行对比， 从而验证改进驾驶室的抗冲击波性能。通过 对比原驾驶室分析结果和改进驾驶室分析结果。 按照2. 1相同的条件和工况对比， 进行CAE分 析， 验证应用了防冲击波结构的驾驶室受冲击时的 应力分布情况， 进行对比分析。 顶盖最大应力分析由图15可以看出，在 16. 6 ms顶盖出现最大应力，最大应力值为 424. 4 MPa， 最大应力出现在顶盖右前方边缘， 在选 用材料的许用应力范围之内。 图15 t ＝16. 6 ms顶盖最大应力云图 Fig. 15 t ＝16. 6 ms top cover maximum stress cloud 顶盖位移云图由图16可以看出， 在15. 2 ms顶 盖出现最大位移， 最大位移值为14. 2 mm。最大位 移出现在顶盖中部偏左前方位置。 图16 t ＝15. 2 ms顶盖最大位移云图 Fig. 16 t ＝15. 2 ms moment of the top cover of the maximum displacement cloud 由图17可以看出，t ＝12. 2 ms后围出现最大应 力为695. 1 MPa， 在选用材料的许用应力范围之内。 后围位移由图18可以看出， 后围在12. 4 ms出 现最大位移， 最大位移值为21. 51 mm， 出现在后围 左下方板件内边缘处。 如表3所示， 两种状态的驾驶室通过统一的分 671爆 破 2018年9月 万方数据 析手段进行对比可知， 应用防冲击波结构的驾驶室 的应力值下降明显，最大应力值出现在后围 695. 1 MPa大于选用材料的典型值690 MPa， 但是在 标准应力550 ～ 800 MPa之间， 在许用应力范围之 内， 并且最大应力出现在边角处， 可以通过局部的加 强改善零件刚度。由此可知应用防冲击波结构的驾 驶室能够满足防冲击波的性能要求。 图17 t ＝12. 2 ms后围最大应力云图 Fig. 17 t ＝12. 2 ms moment of the maximum stress cloud 图18 t ＝12. 4 ms后围最大位移云图 Fig. 18 t ＝12. 4 ms moment posterior maximum displacement cloud 表3 应用防冲击波结构前后分析结果对比 Table 3 Comparison of results before and after analysis of anti-shock wave structure 部位普通结构防冲击波结构 最大应力／ MPa 顶盖708424. 4 后围1064695. 1 最大位移／ mm 顶盖30. 0114. 2 后围27. 0121. 51 经过结构优化改进，CAE的分析结果能够表 明， 防冲击波的典型结构， 对提高驾驶室刚度有着明 显的改善， 能够达到防护冲击波冲击的作用。为进 一步验证驾驶室防冲击波典型结构的性能， 在原理 样车驾驶室上以典型结构为特征结构， 进行炮击试 验， 检测其变形结果， 经过实弹射击后检测没有任何 塑性变形。 3 结论 防冲击波驾驶室结构设计， 是为了解决炮口在 相对驾驶室各个位置发射炮弹时， 能够满足驾驶室 结构最简单， 重量最轻的情况下， 保证驾驶室不会被 冲击波破坏变形。本文的总体设计思路就是以此为 目的开展的， 具体如下 以仿真计算和试验经验总结两种方式， 确认冲 击波对驾驶室的极限冲击载荷， 并以此为边界条件， 运用CAE对比分析的方法， 确认防冲击波驾驶室结 构的应力分布情况， 对比实弹射击试验数据， 确认防 冲击波驾驶室的结构有效性。 建立基础的驾驶室理论分析模型， 通过理论计 算确定驾驶室材料牌号及材料规格， 确定局部典型 结构， 以极限冲击载荷确认驾驶室各个表面的防冲 击波结构形式。 试验证明， 防冲击波驾驶室典型结构能够满足 防冲击波的性能要求。 防冲击波驾驶室作为防护型驾驶室的一种， 其 破坏载荷具有一定的特殊性， 随着搭载火炮的口径 不同， 总体布置不同， 驾驶室承受的炮口冲击波冲击 波强度也不同， 本文所进行的设计研究， 简化了理论 计算方法， 使类似的驾驶室结构设计方法具备了一 定的通用性， 为后续类似的专用防护型驾驶室的开 发提供了有效的参考作用。 参考文献（References） [1] 卜 杰.蓬勃发展的世界车载式自行火炮[J].国防科 技，2005（9） 34-40. 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