車載炮底盤載荷分離設(shè)計技術(shù)

錢林方， 陳光宋， 林通， 劉太素

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 江蘇 南京 210094; 2.西北機(jī)電工程研究所, 陜西 咸陽 712099)

0 引言

車載炮是火炮、輪式軍用卡車底盤與信息化系統(tǒng)有機(jī)組合而形成的一類輪式自行火炮，在高機(jī)動、低成本、大威力、高精度、輕量化、遠(yuǎn)程化、高可靠性、人機(jī)環(huán)等方面具有獨特優(yōu)勢，是現(xiàn)代陸軍向精確作戰(zhàn)、全地域機(jī)動作戰(zhàn)、空中突擊、超遠(yuǎn)程火力打擊能力方向拓展過程中不可或缺的裝備，也是世界各軍事強(qiáng)國競相發(fā)展的熱點裝備[1]。

然而，車載炮發(fā)射產(chǎn)生的巨大炮膛合力經(jīng)反后坐裝置緩沖后依然很大，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出了底盤的機(jī)動承載能力。若緩沖載荷直接經(jīng)底盤懸架和輪橋系統(tǒng)傳遞到地面，會造成底盤懸架和輪橋系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和可靠性問題，導(dǎo)致車載炮的機(jī)動性和可靠性下降；若通過提高載荷傳遞路徑上各部件的承載強(qiáng)度來增強(qiáng)對載荷的抵抗能力，就必然要增加系統(tǒng)的質(zhì)量，導(dǎo)致底盤裝載能力和機(jī)動性下降；若緩沖載荷不經(jīng)輪橋，而是通過安裝在大梁上的連接座，經(jīng)與連接座相連的座盤、大架，與大梁直接相連的千斤頂?shù)冉Y(jié)構(gòu)傳遞到地面上，則可免除輪橋系統(tǒng)直接承受發(fā)射緩沖載荷的作用，從而將發(fā)射載荷與機(jī)動承載載荷在底盤上的作用進(jìn)行解耦分離，確保車載炮與底盤具有相同量級的行駛機(jī)動性和可靠性。稱上述免除底盤輪橋系統(tǒng)承受發(fā)射載荷作用的技術(shù)為底盤發(fā)射載荷的分離技術(shù)。然而，發(fā)射載荷分離技術(shù)的難點為：如何引導(dǎo)發(fā)射載荷的傳遞，構(gòu)建載荷分離的協(xié)調(diào)條件，同時確保射擊穩(wěn)定性等其他性能。

世界上現(xiàn)有的與發(fā)射載荷分離相關(guān)的典型車載炮主要有三類構(gòu)型：第一類是人在車載炮上操作火炮，發(fā)射方向與底盤行駛方向相反，典型代表為南非的T5型155毫米車載炮[2]，T5通過連接在大梁左右的輔助支座及安裝在底盤后部的座盤，實現(xiàn)了對發(fā)射緩沖載荷的分離設(shè)計，由于發(fā)射時底盤較高、輔助支座的質(zhì)量較重，降低了底盤的裝載能力；第二類是人在離地面有一定高度的踏板上操作火炮，發(fā)射方向與底盤行駛方向相同，典型代表為法國的Caesar型155毫米車載炮[2,3]，Caesar通過設(shè)計與底盤大梁連接的大駐鋤，將部分載荷傳遞到地面，但后輪橋仍承受著部分發(fā)射載荷的作用、前輪橋承受著復(fù)進(jìn)前沖載荷的作用，系統(tǒng)的發(fā)射穩(wěn)定性不高；第三類是人在地面上操作火炮，發(fā)射方向與底盤行駛方向相同，且具有前向發(fā)射全裝藥能力的火炮，典型代表為中國的SH15型155毫米車載炮[3,4]，SH15在總體設(shè)計時采用了底盤可升降技術(shù)，通過座盤、千斤頂、大架駐鋤實現(xiàn)了穩(wěn)定的、位移變形協(xié)調(diào)的5點自適應(yīng)支撐結(jié)構(gòu)，獲得了較好的底盤發(fā)射緩沖載荷分離性能，確保了SH15具有較好的行駛機(jī)動性和可靠性。

目前，國內(nèi)外學(xué)者對發(fā)射載荷及其傳遞特性進(jìn)行了深入的研究，采用多樣化的理論和方法分析并優(yōu)化了發(fā)射載荷的傳遞特性以及對結(jié)構(gòu)的影響。例如利用有限元理論和方法研究發(fā)射載荷在火炮架體結(jié)構(gòu)中的傳遞規(guī)律及結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計[5-7]；利用虛擬樣機(jī)技術(shù)分析并優(yōu)化發(fā)射載荷作用下的火炮射擊穩(wěn)定性[8-11]；采用多柔體動力學(xué)技術(shù)，考慮火炮發(fā)射過程剛?cè)狁詈线\動的影響，優(yōu)化火炮的架體結(jié)構(gòu)[12]。此外，對火炮結(jié)合面和連接組件的特性也進(jìn)行了深入的研究，例如座圈、高平機(jī)、結(jié)合面的載荷傳遞特性等[13-16]。上述的研究為掌握火炮發(fā)射載荷的傳遞規(guī)律，從而進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計提供了很好的參考。然而，如何對發(fā)射載荷進(jìn)行引導(dǎo)，從而在根本上控制載荷對結(jié)構(gòu)的作用，是大口徑車載炮輕量化大威力發(fā)展面臨的一大挑戰(zhàn)。

為此，本文分析了車載炮底盤發(fā)射載荷分離的基本原理，基于車載炮的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，建立了車載炮的發(fā)射動力學(xué)模型，重點考慮車載炮與地面的相互作用的影響，并構(gòu)建了車載炮載荷分離的協(xié)調(diào)條件和約束條件，最后，利用試驗數(shù)據(jù)驗證了模型的正確性，通過仿真分析驗證了載荷分離設(shè)計的有效性。

1 發(fā)射載荷分離設(shè)計的基本原理

車載炮在發(fā)射過程中，底盤結(jié)構(gòu)將承受發(fā)射傳遞過來的沖擊載荷作用，若不加以引導(dǎo)和控制，則會使得系統(tǒng)結(jié)構(gòu)龐大、電氣設(shè)備損壞、可靠性降低等問題。車載炮載荷分離設(shè)計的基本原理為：利用車載炮底盤構(gòu)型的設(shè)計，將火炮發(fā)射過程傳遞到底盤的沖擊載荷按預(yù)期的傳遞路徑引導(dǎo)到地面，避免底盤輪橋系統(tǒng)直接承載沖擊載荷，并將沖擊載荷傳遞影響域約束在較小的范圍內(nèi)。圖1所示為車載炮不同底盤構(gòu)型下沖擊載荷的傳遞影響域示意圖，圖1(a)為車載炮靠輪胎直接支撐底盤結(jié)構(gòu)，發(fā)射載荷將在底盤結(jié)構(gòu)中廣泛傳遞，最終通過輪橋系統(tǒng)傳遞至地面，沖擊載荷傳遞的影響域較大；圖1(b)為具有千斤頂支撐的底盤結(jié)構(gòu)，該構(gòu)型可在一定程度上避免前橋免受沖擊載荷的作用，然而在駐鋤和千斤頂之間的結(jié)構(gòu)(包括中后橋)也將廣泛受到?jīng)_擊載荷的作用；圖1(c)為通過千斤頂和自適應(yīng)座盤支撐的底盤結(jié)構(gòu)，滿足載荷分離設(shè)計的基本原理，在該構(gòu)型中千斤頂起到輔助支撐作用，大部分的沖擊載荷被駐鋤和自適應(yīng)座盤接收并引導(dǎo)到地面，沖擊載荷傳遞的影響域較小，也使得輪橋系統(tǒng)受沖擊載荷的作用減小。

圖1 車載炮載荷分離示意圖

如圖2所示，上架部分通過座圈安裝在連接座上，連接座通過一體化設(shè)計與底盤車架縱梁相連接，大架(駐鋤)、座盤安裝在連接座上，千斤頂安裝在與底盤車架縱梁相連接的輔助支架上；采用具備鎖止功能的雙橫臂油氣彈簧獨立懸掛，車輪通過上、下懸掛擺臂連接在車架縱梁上，構(gòu)成四連桿運動機(jī)構(gòu)；油氣彈簧下端與懸掛下擺臂連接，上端與車架縱梁相連，通過油氣彈簧車輪與車架彈性連接，其垂直載荷通過懸掛擺臂、油氣彈簧傳遞到車架上。油氣彈簧伸縮狀態(tài)可以主動控制，當(dāng)油氣彈簧伸長時，由于輪胎與地面的約束，推動車架平面上升；反之，彈簧收縮，車架平面下降。當(dāng)油氣彈簧剛性閉鎖時，連接車輪與車架的四連桿機(jī)構(gòu)剛性鎖止，懸掛簧下質(zhì)量與整炮其他質(zhì)量固連在一起，形成一個沒有相對運動的整體。

圖2 底盤與上架裝配結(jié)構(gòu)圖

圖3 載荷作用點位置坐標(biāo)

圖4給出了發(fā)射時作用在車載炮上的外力。千斤頂、座盤和大架(駐鋤)與地面的接觸力記為FAai(i=1,2,…,5)；前、中、后輪胎與地面的接觸力記為FAi(i=1,2,…,6)，PPt為炮膛合力。

圖4 車載炮組成及結(jié)構(gòu)受力圖

根據(jù)火炮發(fā)射動力學(xué)原理，可建立系統(tǒng)各部件運動微分方程，并施以各主動力、邊界條件和初始條件，通過求解系統(tǒng)運動微分方程，在滿足相應(yīng)的約束條件下，即可求得底盤與地面的接觸反力FAai(i=1,2,…,5)、FAi(i=1,2,…,6)。假定底盤所有輪橋的許允載荷均相同，記為[FAQ]，若單個輪橋在[FAQ]作用下，輪胎與地面的作用力記為[FA]，通過優(yōu)化設(shè)計千斤頂、座盤、大架(駐鋤)的結(jié)構(gòu)特性，與底盤的安裝位置等，使發(fā)射過程中地面對輪胎的作用力FAi(i=1,2,…,6)滿足以下條件：

nA‖F(xiàn)Ai‖≤[FA]，i=1,2,…,6

(1)

式中，nA為安全系數(shù)。

式(1)是通過限制發(fā)射過程中作用在輪橋上的載荷不超過許允載荷來滿足底盤輪橋系統(tǒng)的強(qiáng)度和可靠性要求，由于千斤頂、座盤、大架(駐鋤)的承載能力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于輪橋的承載能力，為了確保車載炮行駛機(jī)動性和可靠性不受射擊載荷的影響，并與底盤具有相同的量級，這就要求車載炮在發(fā)射過程中底盤輪橋系統(tǒng)盡可能不受發(fā)射載荷的影響，由此得到以下更加嚴(yán)格的約束條件：

(2)

式中，ρi為前、中、后橋載荷的加權(quán)系數(shù)，可根據(jù)各橋的負(fù)重情況確定，kA為與地面接觸工況條件下有關(guān)的系數(shù)，如硬質(zhì)地面kA=0.1-0.2，松軟地面kA=0.8-0.9，一般地面kA=0.3-0.7。

可見，發(fā)射載荷分離的基本原理是通過對千斤頂、座盤、大架(駐鋤)的性能、結(jié)構(gòu)優(yōu)化和安裝位置的優(yōu)化，使發(fā)射過程中作用在輪胎上的載荷滿足式(2)，從而確保車載炮與底盤具有相同的量級行駛機(jī)動性和可靠性。

2 動力學(xué)方程的建立

2.1 基本約定

表1 裝配位置示性參數(shù)

2.2 系統(tǒng)動力學(xué)方程建立

如圖5所示，底盤(部件A)相對于地面慣性坐標(biāo)系iG運動的角速度由歐拉轉(zhuǎn)換關(guān)系得到：

圖5 底盤上任意一點OA的位形示意圖

(3)

角加速度為：

(4)

底盤上任意一點xA處相對于地面慣性坐標(biāo)系iG的位置矢量、速度由下式給出：

(5)

由此可得：

(6)

對式(6)的第一式求時間導(dǎo)數(shù)，得：

(7)

上架(部件B)的絕對角運動應(yīng)是底盤的牽連角運動ωA和相對于底盤的角運動ωAB之和：

ωB=ωA+ωAB

(8)

如圖6，上架上任意一點xB處相對于地面慣性坐標(biāo)系iG的位置矢量、速度由下式給出：

圖6 上架上任意一點OB的位形示意圖

(9)

由此可得：

(10)

對式(10)的第一式求時間導(dǎo)數(shù)，得：

(11)

同樣可得搖架(部件C)和后坐部分(部件D)的運動速度公式：

(12)

(13)

(14)

(15)

聯(lián)立求解式(6)、式(10)、式(12)和式(14)的第一式，可得以下關(guān)系：

(16)

其中：

(17)

對式(16)第一式求時間導(dǎo)數(shù)得：

(18)

根據(jù)虛功率原理，在不考慮額外約束的情況下，經(jīng)詳細(xì)推導(dǎo)可得系統(tǒng)動力學(xué)方程為：

(19)

其中：

(20)

(21)

(22)

假定系統(tǒng)中還存在有額外的約束，其位移、速度和加速度約束方程可寫成如下形式：

Φ(s,t)=0

(23)

(24)

(25)

即

(26)

(27)

式中，s為廣義位移，t為時間。

將式(19)和式(27)聯(lián)立，引入拉格朗日乘子λ，可得含有額外約束的車載炮動力學(xué)控制方程：

(28)

2.3 放列協(xié)調(diào)條件

圖7 車載炮放列示意圖

由于實際地面高不平整，因此需要考慮每個放列結(jié)構(gòu)的放列情況，并滿足位移協(xié)調(diào)條件。記6個輪胎圓心距地面的高度為hLi(i=1,2,…,6)，6個油氣彈簧使車載炮大梁及以上部分相對于各自輪胎圓心的下降量為hXi(i=1,2,…,6)，千斤頂、座盤、大架(駐鋤)將底盤大梁在各自連接點處提升了hAai(i=1,2,…,5)。由圖7可得駐鋤中心點與地面間的間距為：

(29)

當(dāng)Δ=0時，可得hC的估算值。

坐標(biāo)系iA原點oA在iG中的位置矢量為：

(30)

千斤頂、座盤、大架(駐鋤)與地面接觸點的位置矢量為：

(31)

hXai由hXj(j=1,2,…,6)根據(jù)各自的位置坐標(biāo)線性插值得到。

輪胎與地面接觸點的位置矢量為：

(32)

由于實際地面不是水平的，安裝在底盤上的姿態(tài)傳感器測得了底盤大梁平面的法向姿態(tài)：

(33)

(34)

輪胎與地面的接觸點亦應(yīng)在π內(nèi)：

(35)

2.4 放列約束條件

放列后車載炮的火線高H由下式給出：

(36)

式中，hD為大架到耳軸的垂直距離。

火線高應(yīng)滿足戰(zhàn)士在地面上操炮的人機(jī)環(huán)條件，即：

[HL]≤H≤[HU]

(37)

式中，[HL]、[HU]分別為滿足人機(jī)環(huán)條件要求的最小和最大閾值。

同時還要滿足火炮射擊時的射擊穩(wěn)定性要求：

(38)

3 載荷分離優(yōu)化設(shè)計

為了在載荷分離設(shè)計原理的基礎(chǔ)上，通過設(shè)計減小輪橋的載荷，同時檢驗載荷分離設(shè)計原理對車載炮發(fā)射穩(wěn)定性的影響，可采用多目標(biāo)優(yōu)化的思想[20]進(jìn)行求解。本文以火炮發(fā)射過程輪橋所受到的載荷最小和底盤的俯仰角最小為優(yōu)化目標(biāo)，以每個輪胎所受的載荷、火線高、放列協(xié)調(diào)等滿足給定的要求為約束條件，以千斤頂、座盤、駐鋤5個支撐點的安裝位置以及底盤的支撐高度為設(shè)計變量，建立如下載荷分離的多目標(biāo)優(yōu)化模型：

(39)

采用NSGA-II多目標(biāo)優(yōu)化方法，求解式(39)所示的多目標(biāo)優(yōu)化模型，其中每個迭代步通過求解動力學(xué)方程得到相關(guān)參數(shù)，最終獲得反應(yīng)車載炮輪橋所受載荷和底盤俯仰之間制約關(guān)系的Pareto解集。

4 結(jié)果分析

4.1 試驗驗證

各部件間的相對位移反映了車載炮發(fā)射過程全炮的運動規(guī)律，為了驗證本文建立的力學(xué)響應(yīng)模型的正確性，利用射擊試驗，對火炮發(fā)射過程載荷傳遞路徑上各個部件的受力進(jìn)行驗證?？紤]試驗工況為：常溫正裝藥，高低射角51度，方向射角0度，測試并記錄后坐，高平機(jī)油缸，千斤頂高低位移數(shù)據(jù)如圖8～圖10所示。

圖8 后坐位移數(shù)據(jù)對比

圖9 高平機(jī)油缸位移數(shù)據(jù)對比

圖10 千斤頂高低位移數(shù)據(jù)對比

后坐位移仿真結(jié)果和測試數(shù)據(jù)在傳感器有效量程內(nèi)能較好地吻合，復(fù)進(jìn)后坐過程總時間基本一致，表明施加的載荷和后坐模型能較準(zhǔn)確地模擬車載炮發(fā)射的后坐復(fù)進(jìn)全過程；高平機(jī)在車載炮發(fā)射后先小幅壓縮，隨后被拉伸并如此往復(fù)2個周期后趨于平緩，其變化規(guī)律反映了車載炮起落部分在發(fā)射過程中的俯仰運動規(guī)律，對比結(jié)果表明高平模型的剛度能較好反映實際系統(tǒng)的剛度，起落部分俯仰運動頻率和幅值在模型中能較好體現(xiàn)；千斤頂在發(fā)射過程中先輕微下沉，隨后有抬起的趨勢，之后千斤頂回落，在幾次輕微往復(fù)運動后趨于平穩(wěn)，仿真值趨勢和幅值與實測值基本一致，模型展示的千斤頂運動規(guī)律與實際系統(tǒng)能基本吻合。

各個油缸壓強(qiáng)變化反應(yīng)了各部件間載荷的變化規(guī)律，測試并記錄發(fā)射過程中制退機(jī)、高平機(jī)油缸、大架油缸數(shù)據(jù)如圖11～圖15所示，從實測值和仿真值的對比可看出，后坐模型、高平機(jī)模型和大架油缸模型的計算結(jié)果與測試值能較好的吻合，曲線的幅值和相位基本一致，據(jù)此可檢驗火炮動力學(xué)模型的準(zhǔn)確性。

圖11 制退機(jī)P1腔壓強(qiáng)對比

圖12 制退機(jī)P3腔壓強(qiáng)對比

圖13 高平機(jī)A腔壓強(qiáng)對比

圖14 高平機(jī)B腔壓強(qiáng)對比

圖15 大架油缸壓強(qiáng)對比

在彈丸出炮口的前，P1壓強(qiáng)處于一個較低水平，使得制退機(jī)力對身管運動的影響盡可能小，隨后壓強(qiáng)迅速上升達(dá)到峰值，最終隨著后坐速度減小逐漸減小，P3腔壓強(qiáng)變化趨勢也基本相同。高平機(jī)油缸的平衡腔C腔壓力基本不變，而A、B腔壓力會反復(fù)變化提供支撐力，從高平機(jī)A、B腔壓強(qiáng)變化規(guī)律可以看出，由于火炮起落部分的俯仰運動高平機(jī)反復(fù)壓縮拉伸，高平機(jī)A、B腔壓強(qiáng)在火炮發(fā)射過程中反復(fù)變化，A腔受壓壓強(qiáng)升高的同時B腔被拉伸壓強(qiáng)下降接近真空，反之亦然。初始體積較小的B腔壓強(qiáng)變化較大，兩腔壓強(qiáng)在來回兩次較大波動后趨于平穩(wěn)。從大架油缸壓強(qiáng)變化規(guī)律可看出，火炮發(fā)射后大架油缸壓強(qiáng)迅速升高，在火炮完成后坐運動的時間點附近到達(dá)峰值，隨后迅速下降趨于平緩。

上述位移和載荷傳遞的對比結(jié)果驗證了車載炮綜合響應(yīng)模型的正確性，為探索發(fā)射載荷的傳遞規(guī)律和發(fā)射載荷分離的優(yōu)化提供了準(zhǔn)確的模型支撐。

4.2 車載炮發(fā)射過程載荷分離驗證

為分析載荷分離設(shè)計原理的有效性，考慮無千斤頂無座盤、有千斤頂無座盤和有千斤頂有座盤支撐條件，分析車載炮發(fā)射過程輪胎的受力以及射擊穩(wěn)定性。

圖16～圖18分別給出了車載炮在無千斤頂無座盤、有千斤頂無座盤和有千斤頂有座盤支撐條件下輪胎的受力變化。從圖中可看出，車載炮在發(fā)射過程中，首先后輪和中輪承受沖擊載荷，前輪有抬起的趨勢，而后車體回彈，前輪受力增加，如此往復(fù)，車體在后仰和前傾之后趨于平衡；在無千斤頂無座盤支撐的情況下，輪胎承載了很大部分的車載炮自重和發(fā)射載荷，前輪、中輪和后輪的載荷幅值在70 kN以上，最大的載荷幅值達(dá)到了90 kN以上，這些載荷將直接作用于底盤輪橋系統(tǒng)，對底盤輪橋系統(tǒng)的影響很大；當(dāng)千斤頂將車載炮支撐后，作用在輪胎上的載荷均得到了大幅降低，特別是由于千斤頂?shù)闹?，在車載炮回彈的過程中，由于千斤頂?shù)闹巫饔?，前輪的作用載荷大幅減低；在增加了座盤支撐后，后輪的支撐載荷幅值降低了近1/3，中輪和前輪的支撐載荷幅值降低了近1/2，輪胎支撐載荷進(jìn)一步得到很好的了改善。

圖16 無千斤頂無座盤輪胎受力

圖17 有千斤頂無座盤輪胎受力

圖18 有千斤頂有座盤輪胎受力

同時，為了驗證載荷分離對車載炮發(fā)射性能的影響，以安裝有千斤頂?shù)牡锥酥吸c作為參考點，考察不同支撐條件下支撐點的跳動量，計算結(jié)果如圖19所示。從圖中可以看出，相比無千斤頂無座盤支撐條件，有千斤頂無座盤和有千斤頂有座盤支撐下的前支點的最大跳高得到了大幅降低，僅為1/3左右，射擊穩(wěn)定性得到了很好的提升。

圖19 不同支撐條件下前支點跳高

上述計算結(jié)果表明車載炮的載荷分離設(shè)計不僅可免除車載炮發(fā)射載荷對底盤輪橋系統(tǒng)的影響，為車載炮具有與底盤相同的可靠性提供了保障，而且，載荷分離設(shè)計對車載炮的性能提升也有很好的作用，從而驗證了載荷分離設(shè)計原理的有效性，可實現(xiàn)車與炮功能上的一體化、性能上的解耦設(shè)計。

圖20和圖21為前向最低射角和側(cè)向平角射擊時對輪胎支撐力和射擊穩(wěn)定性的多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計的Pareto解。從圖中可看出，設(shè)計參數(shù)的變化對輪胎支撐力是較為敏感的，優(yōu)化結(jié)果很容易使支撐力收斂到0值，而相反射擊穩(wěn)定性對這些參數(shù)不是特別敏感，說明基于本文載荷分離設(shè)計原理的車載炮支撐構(gòu)型具有較高的穩(wěn)定性。綜合優(yōu)化結(jié)果進(jìn)一步驗證了本文載荷分離設(shè)計原理的有效性，而且在底盤支撐結(jié)構(gòu)的設(shè)計時，射擊穩(wěn)定性的限制較小，僅需將輪胎脫離地面即可。

圖20 前向最低射角射擊多目標(biāo)優(yōu)化解

圖21 側(cè)向平角射擊多目標(biāo)優(yōu)化解

5 結(jié)論

本文提出了車載炮底盤發(fā)射載荷分離的基本原理，建立了車載炮的發(fā)射動力學(xué)模型，驗證了車載炮載荷分離設(shè)計的有效性。主要結(jié)論如下：

(1)本文所建立的車載炮動態(tài)力學(xué)響應(yīng)模型經(jīng)過車載炮試驗中關(guān)鍵部件的運動及緩沖部件受力結(jié)果的驗證，能夠較好地反映系統(tǒng)的運動及受力狀態(tài)；

(2)車載炮載荷分離設(shè)計原理的關(guān)鍵部件為千斤頂、座盤和油氣懸架結(jié)構(gòu)，通過油氣懸架結(jié)構(gòu)使得火炮發(fā)射時降低火線高，發(fā)射翻轉(zhuǎn)力矩得到降低，并在千斤頂和座盤的支撐下，將發(fā)射載荷通過這兩個部件承載并傳遞到地面，作用在懸架和輪橋上的載荷明顯降低，同時發(fā)射穩(wěn)定性進(jìn)一步得到提高；

(3)車載炮載荷分離設(shè)計可進(jìn)一步分離底盤輪橋系統(tǒng)的受載和車載炮射擊穩(wěn)定性的設(shè)計，對確保車載炮和底盤具有相同的可靠性，同時提升車載炮的性能是有效的；

(4)利用載荷分離設(shè)計原理，實現(xiàn)了對車載炮發(fā)射強(qiáng)沖擊載荷的引導(dǎo)，車載炮底盤滿足功能的同時在性能上能夠進(jìn)行解耦設(shè)計，使得發(fā)射強(qiáng)沖擊載荷不影響底盤的行駛機(jī)動性和可靠性。

本文提出的載荷分離設(shè)計原理和方法，是沖擊載荷緩沖和減載設(shè)計的重要方法，可應(yīng)用于未來更大口徑、更遠(yuǎn)射程的先進(jìn)火炮中，是實現(xiàn)車載炮輕量化和大威力兼具的有效的新方法。