某雷達天線倒伏舉升機構設計與分析

左堃罡,李 娟,唐君豪,侯振興,陳松松

(上海航天電子技術研究所,上海 201109)

車載雷達應具有快速轉移、快速架設撤收的能力,高機動性是確保雷達能夠生存和持續工作的關鍵。目前常用的車載雷達具有兩種狀態:工作及運輸。為了防止地面及車載設備對雷達天線波束造成影響,提高雷達天線對低空及超低空飛行目標的探測能力[1-2],工作狀態下車載雷達天線需舉升至一定高度;運輸狀態下,整車需滿足不超高、不超寬等各項運輸要求。為實現車載雷達的高機動性,雷達天線架設及撤收的快速性便成為設計的重要指標[3-6]。

1 原理分析及結構方案

1.1 機構工作原理

本文所設計的倒伏舉升機構采用體積小、質量輕、結構緊湊的電動缸缸筒一體集成結構,可有效提高雷達天線的機動建站能力。倒伏舉升機構整體采用三點布局,以伺服電機驅動減速裝置從而帶動滾珠絲杠實現機構的倒伏舉升功能,相對于液壓系統,具有較高的精度及結構穩定性,可滿足該型車載雷達的具體工況要求。圖1為某型雷達天線倒伏舉升機構3種姿態簡圖。由圖可知,倒伏舉升機構結構簡單、穩定性好,對于風載、隨機振動、慣性載荷等隨機載荷的抗干擾能力強。

圖1 某型雷達天線倒伏舉升機構簡圖

單級滾珠絲杠電動缸作為倒伏機構的驅動部分,其傳動采用齒輪減速箱、蝸輪蝸桿減速器及單級滾珠絲杠的組合形式;舉升機構采用缸筒一體結構,傳動采用齒輪減速箱、蝸輪蝸桿減速器及二級同步滾珠絲杠的組合形式,兩個機構的簡圖如圖2所示。

圖2 倒伏及舉升機構簡圖

1.2 機構載荷分析及方案設計

根據要求構建的倒伏舉升機構運動簡圖如圖3所示,由舉升機構下支點A的力矩平衡可得:

圖3 倒伏舉升機構運動簡圖

F3×lAD=∑Gixii=1,2,3

(1)

式中:Gi為各質心負載,lAD為點A到點D的距離,xi為質心距舉升機構下支點A的橫坐標值。AD垂直于倒伏機構軸線,根據圖3幾何關系,可得倒伏舉升機構不同狀態下各個質心位置及C、D點坐標與機構倒伏角度θ(表1)。

利用MATLAB進行計算分析,可得到倒伏機構所需驅動力F3與倒伏舉升機構倒伏角度θ之間的變化關系曲線,如圖4所示。

圖4 驅動力F3-倒伏角度θ曲線

伺服電機輸出額定力矩,換向齒輪減速箱安裝在伺服電機輸出端,并向蝸輪蝸桿副提供扭矩;蝸輪蝸桿副具有自鎖功能,安裝在換向齒輪減速箱后端,可進一步降低傳動鏈的轉速,改變傳動鏈傳動方向,使絲杠副在較大扭矩下平穩工作。蝸輪蝸桿減速器驅動一級滾珠絲杠旋轉,從而帶動一級螺母運動,一級螺母與一級筒固定連接,一級筒外壁及固定基座內壁設有鍵及鍵槽;二級滾珠絲杠通過連接套及軸承安裝在一級螺母上,內壁設有鍵槽,利用一級滾珠絲杠上端導向平鍵實現兩級絲杠的同步轉動及伸出,二級筒外壁及一級筒內壁上分別設有導向鍵和鍵槽,從而實現一級筒和二級筒同時伸出,完成舉升動作,下降過程反之,其結構方案如圖5所示。

圖5 舉升機構結構方案

2 舉升機構設計分析

2.1 滾珠絲杠設計分析

根據技術要求,舉升機構承載3 500 N,負載質心距離舉升機構上安裝面550 mm?？紤]設計裕度及彎矩影響,將推力放大至10 000 N對絲杠進行設計計算。

(2)

式中:Fk為挫曲載荷,取10 000 N;fk為安裝方式系數,取0.7;l為絲杠未支撐長度,取1 000 mm;dmin為絲杠小徑,計算得dmin≥9.68 mm。分析技術要求可知,舉升機構在舉升時間t=50 s內舉升高度h≥1 350 mm,絲杠舉升速度v≥27 mm/s,絲杠導程選用Ph1+Ph2=24 mm(Ph1和Ph2分別為一級絲杠及二級絲杠導程),因此絲杠驅動轉速ns≥67.5 r/min。一級絲杠設計公稱直徑為40 mm,二級絲杠設計公稱直徑為80 mm(中空帶鍵槽),絲杠螺母均采用4列NSK-Φ7系列鋼珠支撐。查閱機械設計手冊,計算結果表明兩級滾珠絲杠額定載荷均滿足使用需求,同時兩絲杠效率分別為ηs1=0.92,ηs2=0.78,其余摩擦損耗(包含5個軸承、10個滑鍵及導向帶與缸筒摩擦)效率ηf1=0.80,則絲杠驅動力矩Ts為:

(3)

由于絲杠長徑比較大,因此需要對絲杠穩定性進行校核計算[7-8]。絲杠材料選用GCr15軸承鋼,小絲杠小徑ds1=33 mm。用歐拉公式計算臨界力,壓桿臨界力Fc滿足:

Fc=π2EIs/(fkl2)

(4)

式中:Is為絲杠慣性矩,Is=5.82×104mm4;E為材料彈性模量,E=200 GPa。代入式(4)計算得壓桿臨界力Fc=164 kN。查機械設計手冊得,絲杠柔度λ=84.84,GCr15軸承鋼材料屈服極限σs=518 MPa,材料比例極限柔度λp=34.06,臨界應力σcr=274 MPa。當λp<λ,σcr<σs時,穩定性安全系數Ss滿足:

(5)

式中“2～5”為設計許用安全系數。由此可知,絲杠設計滿足使用需求。

2.2 蝸輪蝸桿設計分析

蝸輪蝸桿是主要的傳動機構,蝸桿材料選用42CrMo,調質處理后,表面滲氮處理,硬度>45 HRC。蝸輪材料為ZCuSn10P1。按蝸輪接觸疲勞強度進行設計計算:

(6)

式中:a為中心距;Ts為絲杠驅動力矩,Ts=66.57 N·m;K為載荷系數,K=KAKβKv,其中KA為使用系數,Kβ為齒向載荷分布系數,Kv為動載系數,查機械設計手冊計算得K=1.1;ZE為材料的彈性影響系數,取ZE=160 MPa0.5;Zρ為接觸系數,取Zρ=2.6;[σH]為許用接觸應力,[σH]=KHN[σH]′,其中KHN為接觸疲勞強度壽命系數,[σH]′為基本許用接觸疲勞應力,查表計算得[σH]=300.06 MPa。

經計算取模數m=3.15,設計蝸桿頭數z1=1,直徑系數q=17.778,蝸桿分度圓直徑dw1=56 mm,蝸輪齒數z2=28,蝸輪分度圓直徑dw2=88.2 mm,中心距a=72.1 mm,分度圓導程角γ=3°13′10″,滿足自鎖條件。

對蝸輪接觸疲勞強度σH進行校核:

(7)

[σF]為許用彎曲應力,[σF]=KFN[σF]′,其中KFN為彎曲疲勞強度壽命系數,[σF]′為基本許用彎曲疲勞應力。根據工況查表計算得,[σF]=34.24 MPa,齒形系數YFa2=2.5,螺旋角影響系數Yβ=0.977,對蝸輪彎曲疲勞強度σF進行校核:

(8)

蝸桿剛度需滿足:

(9)

式中:y為蝸桿剛度;[y]為蝸桿許用剛度;Ft1為蝸桿周向力,Ft1=2Tw1/dw1=2Ts/(idw2ηw)=98 N,其中,Tw1為蝸桿輸入扭矩,i為蝸輪蝸桿減速比,ηw為蝸輪蝸桿嚙合效率,查機械設計手冊[9]得ηw=0.55;Fr1為蝸桿徑向力,Fr1=Ft2tanα=549.4 N,其中Ft2為蝸輪周向力,Ft2=2Ts/dw2=1 509.5 N,dw2=88.2 mm;I為蝸桿危險界面慣性矩,I=2.7×105mm4;L′為蝸桿兩端支撐跨距,取L′=0.9dw2。計算得y=1.08×10-4mm,y≤[y]=dw1/1 000=0.056 mm,即蝸輪蝸桿滿足使用要求。

2.3 驅動電機選型

換向齒輪減速箱選用型號為KVX115的減速箱,其參數見表2。

表2 KVX115減速機參數表

KVX115減速箱減速比iz=1.5,因此換向齒輪減速箱與蝸輪蝸桿減速器設計總減速比i=42,則電機最低工作轉速nd≥ins=2 835 r/min(ns為一級絲杠輸入轉速),選取電機額定轉速nd=3 000 r/min。由絲杠選型及蝸輪蝸桿參數可知,絲杠驅動力矩Ts=66.57 N·m;蝸輪蝸桿嚙合效率ηw=0.65,KVX115減速箱機械效率ηz=0.95,其他附件、摩擦損耗(包含2個軸承及2個油封等)取ηf2=0.974=0.88,即減速部分總效率ηj=ηwηzηf2=0.54,則電機端輸出力矩Td應滿足:

(10)

電機效率ηd=0.9,取電機安全裕度Sd=3,因此所需電機功率Pd為:

(11)

式中:n為電機輸出轉速。

綜上所述,電機選用型號為15DRB244的伺服電機,其參數見表3。

表3 伺服電機15DRB244主要技術參數表

3 NX仿真分析

3.1 動力學仿真分析

根據章節1.2對整個倒伏舉升機構倒伏及豎起之間狀態轉化的動力學性能進行仿真分析驗證。采用NX動力學進行模型簡化仿真時,為方便仿真,將重力場簡化為作用于機構各部件質心位置的矢量力。其中矢量力G001為4 000 N,作用于舉升機構質心;矢量力G002為3 500 N,作用于雷達天線陣面質心;矢量力G003為600 N,作用于倒伏機構質心。其余具體仿真參數設置及求解結果如圖6所示。

圖6 倒伏舉升機構NX動力學仿真

由圖4及圖6可知,倒伏機構動力學仿真結果與理論計算結果基本一致,機構在倒伏狀態下所需驅動力最大(F3=33 kN)。因此倒伏機構選用型號為22HDG162的電動缸,其參數及外形圖分別如表4及圖7所示。

表4 22HDG162電動缸性能參數

圖7 22HDG162電動缸外形圖

3.2 有限元仿真分析

根據3.1節分析可知,倒伏舉升機構在倒伏狀態下承載情況最差,因此以機構倒伏狀態為準,對機構整體進行NX靜力學有限元分析,其結果如圖8所示。

圖8 倒伏舉升機構倒伏狀態下NX靜力學仿真結果

由圖8可知,機構在倒伏狀態下最大等效應力為200.63 MPa,主要集中于支耳及轉動副附近,遠小于40Cr材料屈服極限,因此本文設計滿足實際使用需求。

4 試驗

由于倒伏機構采用的是22HDG162電動缸,因此文中重點針對舉升機構進行試驗測定。

4.1 舉升機構空載試驗

舉升機構及倒伏機構產品實物如圖9所示,從左到右依次為舉升機構低位狀態、舉升機構高位狀態及倒伏機構。

圖9 舉升機構及倒伏機構實物圖

空載試驗:將舉升機構豎直放置在地面上,設定電機轉速為3 000 r/min,扭矩傳感器配置于伺服電機輸出端,對舉升機構進行舉升空載試驗,運行過程中觀察電動缸運行狀態并記錄電機扭矩值及扭矩波動值,如圖10所示。

圖10 舉升機構空載試驗電機扭矩-時間曲線

試驗結果表明,空載運行時電機輸出峰值力矩Td,max=2.7 N·m,穩定運行時電機輸出力矩Td=2.4 N·m,舉升機構運行平穩,無卡滯、竄動等異?，F象。

4.2 舉升機構推力試驗

加載試驗臺由配重箱、滑輪組、導柱、滑動座等組成,如圖11所示。舉升機構下端與試驗架底座連接,搭載平臺與滑動座連接。扭矩傳感器配置于伺服電機輸出端,用于實時顯示舉升機構當前扭矩值。推拉力傳感器配置于上端蓋與滑動座之間,用于實時顯示舉升機構當前推拉力值。試驗架通過配重箱加載配重塊,滑輪組將配重塊重力轉化為電動缸的推拉力。

圖11 加載試驗臺示意圖

額定推力測定:往配重箱加載配重,確認電動缸上端蓋連接的拉壓力傳感器讀數≥8 kN,設定電機轉速為3 000 r/min,進行舉升帶載試驗。試驗如圖12所示,運行過程中觀察電動缸運行狀態并記錄扭矩值及扭矩波動值,如圖13(a)所示。

圖12 舉升機構推力試驗

圖13 舉升機構推力試驗電機扭矩-時間曲線

最大推力測定:繼續往配重箱加載配重,確認電動缸上端蓋連接的拉壓力傳感器讀數≥16.5 kN,設定電機轉速為3 000 r/min進行伸出動作。運行過程中觀察電動缸運行狀態并記錄扭矩值及扭矩波動值,如圖13(b)所示,同時在伸出過程中任意位置急停,電機抱閘打開,電動缸自鎖,無滑移,證明舉升機構具有良好的自鎖性能。

試驗結果表明:舉升機構在額定載荷8 kN下運行時,電機輸出峰值力矩Td,max=5.8 N·m,穩定運行時電機輸出力矩Td=5.1 N·m;舉升機構在最大載荷16.5 kN下運行時,電機輸出峰值力矩Td,max=9.5 N·m,穩定運行時電機輸出力矩Td=8.1 N·m。試驗過程中,舉升機構運行平穩,無卡滯、竄動等異?，F象,機構設計合理,滿足某型雷達的舉升功能需求。

4.3 倒伏舉升機構整裝試驗

為驗證所設計倒伏舉升機構設計的實用性及合理性,對倒伏舉升機構進行倒伏機構的倒伏-起豎試驗及舉升機構的舉升-下降試驗,如圖14所示。

圖14 倒伏舉升機構組合試驗示意圖

倒伏機構的倒伏-起豎試驗及舉升機構的舉升-下降試驗表明,倒伏舉升機構在撤收狀態與工作狀態之間切換正常,各狀態之間切換時間小于2 min,滿足某型雷達快速建站及撤收的要求。

5 結束語

本文以雷達天線的高機動性、持續作戰生存能力為出發點,設計了一種以蝸輪蝸桿及機械式二級同步滾珠絲杠作為傳動部件的缸筒一體化舉升機構。倒伏舉升機構的小型化、輕量化設計,不僅滿足了雷達天線快速建站及撤收的高機動性能需求,還可以為后續類似倒伏舉升機構的設計提供參考。