某雷达天线倒伏举升机构设计与分析

左堃罡,李 娟,唐君豪,侯振兴,陈松松

(上海航天电子技术研究所,上海 201109)

车载雷达应具有快速转移、快速架设撤收的能力,高机动性是确保雷达能够生存和持续工作的关键。目前常用的车载雷达具有两种状态:工作及运输。为了防止地面及车载设备对雷达天线波束造成影响,提高雷达天线对低空及超低空飞行目标的探测能力[1-2],工作状态下车载雷达天线需举升至一定高度;运输状态下,整车需满足不超高、不超宽等各项运输要求。为实现车载雷达的高机动性,雷达天线架设及撤收的快速性便成为设计的重要指标[3-6]。

1 原理分析及结构方案

1.1 机构工作原理

本文所设计的倒伏举升机构采用体积小、质量轻、结构紧凑的电动缸缸筒一体集成结构,可有效提高雷达天线的机动建站能力。倒伏举升机构整体采用三点布局,以伺服电机驱动减速装置从而带动滚珠丝杠实现机构的倒伏举升功能,相对于液压系统,具有较高的精度及结构稳定性,可满足该型车载雷达的具体工况要求。图1为某型雷达天线倒伏举升机构3种姿态简图。由图可知,倒伏举升机构结构简单、稳定性好,对于风载、随机振动、惯性载荷等随机载荷的抗干扰能力强。

图1 某型雷达天线倒伏举升机构简图

单级滚珠丝杠电动缸作为倒伏机构的驱动部分,其传动采用齿轮减速箱、蜗轮蜗杆减速器及单级滚珠丝杠的组合形式;举升机构采用缸筒一体结构,传动采用齿轮减速箱、蜗轮蜗杆减速器及二级同步滚珠丝杠的组合形式,两个机构的简图如图2所示。

图2 倒伏及举升机构简图

1.2 机构载荷分析及方案设计

根据要求构建的倒伏举升机构运动简图如图3所示,由举升机构下支点A的力矩平衡可得:

图3 倒伏举升机构运动简图

F3×lAD=∑Gixii=1,2,3

(1)

式中:Gi为各质心负载,lAD为点A到点D的距离,xi为质心距举升机构下支点A的横坐标值。AD垂直于倒伏机构轴线,根据图3几何关系,可得倒伏举升机构不同状态下各个质心位置及C、D点坐标与机构倒伏角度θ(表1)。

利用MATLAB进行计算分析,可得到倒伏机构所需驱动力F3与倒伏举升机构倒伏角度θ之间的变化关系曲线,如图4所示。

图4 驱动力F3-倒伏角度θ曲线

伺服电机输出额定力矩,换向齿轮减速箱安装在伺服电机输出端,并向蜗轮蜗杆副提供扭矩;蜗轮蜗杆副具有自锁功能,安装在换向齿轮减速箱后端,可进一步降低传动链的转速,改变传动链传动方向,使丝杠副在较大扭矩下平稳工作。蜗轮蜗杆减速器驱动一级滚珠丝杠旋转,从而带动一级螺母运动,一级螺母与一级筒固定连接,一级筒外壁及固定基座内壁设有键及键槽;二级滚珠丝杠通过连接套及轴承安装在一级螺母上,内壁设有键槽,利用一级滚珠丝杠上端导向平键实现两级丝杠的同步转动及伸出,二级筒外壁及一级筒内壁上分别设有导向键和键槽,从而实现一级筒和二级筒同时伸出,完成举升动作,下降过程反之,其结构方案如图5所示。

图5 举升机构结构方案

2 举升机构设计分析

2.1 滚珠丝杠设计分析

根据技术要求,举升机构承载3 500 N,负载质心距离举升机构上安装面550 mm。考虑设计裕度及弯矩影响,将推力放大至10 000 N对丝杠进行设计计算。

(2)

式中:Fk为挫曲载荷,取10 000 N;fk为安装方式系数,取0.7;l为丝杠未支撑长度,取1 000 mm;dmin为丝杠小径,计算得dmin≥9.68 mm。分析技术要求可知,举升机构在举升时间t=50 s内举升高度h≥1 350 mm,丝杠举升速度v≥27 mm/s,丝杠导程选用Ph1+Ph2=24 mm(Ph1和Ph2分别为一级丝杠及二级丝杠导程),因此丝杠驱动转速ns≥67.5 r/min。一级丝杠设计公称直径为40 mm,二级丝杠设计公称直径为80 mm(中空带键槽),丝杠螺母均采用4列NSK-Φ7系列钢珠支撑。查阅机械设计手册,计算结果表明两级滚珠丝杠额定载荷均满足使用需求,同时两丝杠效率分别为ηs1=0.92,ηs2=0.78,其余摩擦损耗(包含5个轴承、10个滑键及导向带与缸筒摩擦)效率ηf1=0.80,则丝杠驱动力矩Ts为:

(3)

由于丝杠长径比较大,因此需要对丝杠稳定性进行校核计算[7-8]。丝杠材料选用GCr15轴承钢,小丝杠小径ds1=33 mm。用欧拉公式计算临界力,压杆临界力Fc满足:

Fc=π2EIs/(fkl2)

(4)

式中:Is为丝杠惯性矩,Is=5.82×104mm4;E为材料弹性模量,E=200 GPa。代入式(4)计算得压杆临界力Fc=164 kN。查机械设计手册得,丝杠柔度λ=84.84,GCr15轴承钢材料屈服极限σs=518 MPa,材料比例极限柔度λp=34.06,临界应力σcr=274 MPa。当λp<λ,σcr<σs时,稳定性安全系数Ss满足:

(5)

式中“2～5”为设计许用安全系数。由此可知,丝杠设计满足使用需求。

2.2 蜗轮蜗杆设计分析

蜗轮蜗杆是主要的传动机构,蜗杆材料选用42CrMo,调质处理后,表面渗氮处理,硬度>45 HRC。蜗轮材料为ZCuSn10P1。按蜗轮接触疲劳强度进行设计计算:

(6)

式中:a为中心距;Ts为丝杠驱动力矩,Ts=66.57 N·m;K为载荷系数,K=KAKβKv,其中KA为使用系数,Kβ为齿向载荷分布系数,Kv为动载系数,查机械设计手册计算得K=1.1;ZE为材料的弹性影响系数,取ZE=160 MPa0.5;Zρ为接触系数,取Zρ=2.6;[σH]为许用接触应力,[σH]=KHN[σH]′,其中KHN为接触疲劳强度寿命系数,[σH]′为基本许用接触疲劳应力,查表计算得[σH]=300.06 MPa。

经计算取模数m=3.15,设计蜗杆头数z1=1,直径系数q=17.778,蜗杆分度圆直径dw1=56 mm,蜗轮齿数z2=28,蜗轮分度圆直径dw2=88.2 mm,中心距a=72.1 mm,分度圆导程角γ=3°13′10″,满足自锁条件。

对蜗轮接触疲劳强度σH进行校核:

(7)

[σF]为许用弯曲应力,[σF]=KFN[σF]′,其中KFN为弯曲疲劳强度寿命系数,[σF]′为基本许用弯曲疲劳应力。根据工况查表计算得,[σF]=34.24 MPa,齿形系数YFa2=2.5,螺旋角影响系数Yβ=0.977,对蜗轮弯曲疲劳强度σF进行校核:

(8)

蜗杆刚度需满足:

(9)

式中:y为蜗杆刚度;[y]为蜗杆许用刚度;Ft1为蜗杆周向力,Ft1=2Tw1/dw1=2Ts/(idw2ηw)=98 N,其中,Tw1为蜗杆输入扭矩,i为蜗轮蜗杆减速比,ηw为蜗轮蜗杆啮合效率,查机械设计手册[9]得ηw=0.55;Fr1为蜗杆径向力,Fr1=Ft2tanα=549.4 N,其中Ft2为蜗轮周向力,Ft2=2Ts/dw2=1 509.5 N,dw2=88.2 mm;I为蜗杆危险界面惯性矩,I=2.7×105mm4;L′为蜗杆两端支撑跨距,取L′=0.9dw2。计算得y=1.08×10-4mm,y≤[y]=dw1/1 000=0.056 mm,即蜗轮蜗杆满足使用要求。

2.3 驱动电机选型

换向齿轮减速箱选用型号为KVX115的减速箱,其参数见表2。

表2 KVX115减速机参数表

KVX115减速箱减速比iz=1.5,因此换向齿轮减速箱与蜗轮蜗杆减速器设计总减速比i=42,则电机最低工作转速nd≥ins=2 835 r/min(ns为一级丝杠输入转速),选取电机额定转速nd=3 000 r/min。由丝杠选型及蜗轮蜗杆参数可知,丝杠驱动力矩Ts=66.57 N·m;蜗轮蜗杆啮合效率ηw=0.65,KVX115减速箱机械效率ηz=0.95,其他附件、摩擦损耗(包含2个轴承及2个油封等)取ηf2=0.974=0.88,即减速部分总效率ηj=ηwηzηf2=0.54,则电机端输出力矩Td应满足:

(10)

电机效率ηd=0.9,取电机安全裕度Sd=3,因此所需电机功率Pd为:

(11)

式中:n为电机输出转速。

综上所述,电机选用型号为15DRB244的伺服电机,其参数见表3。

表3 伺服电机15DRB244主要技术参数表

3 NX仿真分析

3.1 动力学仿真分析

根据章节1.2对整个倒伏举升机构倒伏及竖起之间状态转化的动力学性能进行仿真分析验证。采用NX动力学进行模型简化仿真时,为方便仿真,将重力场简化为作用于机构各部件质心位置的矢量力。其中矢量力G001为4 000 N,作用于举升机构质心;矢量力G002为3 500 N,作用于雷达天线阵面质心;矢量力G003为600 N,作用于倒伏机构质心。其余具体仿真参数设置及求解结果如图6所示。

图6 倒伏举升机构NX动力学仿真

由图4及图6可知,倒伏机构动力学仿真结果与理论计算结果基本一致,机构在倒伏状态下所需驱动力最大(F3=33 kN)。因此倒伏机构选用型号为22HDG162的电动缸,其参数及外形图分别如表4及图7所示。

表4 22HDG162电动缸性能参数

图7 22HDG162电动缸外形图

3.2 有限元仿真分析

根据3.1节分析可知,倒伏举升机构在倒伏状态下承载情况最差,因此以机构倒伏状态为准,对机构整体进行NX静力学有限元分析,其结果如图8所示。

图8 倒伏举升机构倒伏状态下NX静力学仿真结果

由图8可知,机构在倒伏状态下最大等效应力为200.63 MPa,主要集中于支耳及转动副附近,远小于40Cr材料屈服极限,因此本文设计满足实际使用需求。

4 试验

由于倒伏机构采用的是22HDG162电动缸,因此文中重点针对举升机构进行试验测定。

4.1 举升机构空载试验

举升机构及倒伏机构产品实物如图9所示,从左到右依次为举升机构低位状态、举升机构高位状态及倒伏机构。

图9 举升机构及倒伏机构实物图

空载试验:将举升机构竖直放置在地面上,设定电机转速为3 000 r/min,扭矩传感器配置于伺服电机输出端,对举升机构进行举升空载试验,运行过程中观察电动缸运行状态并记录电机扭矩值及扭矩波动值,如图10所示。

图10 举升机构空载试验电机扭矩-时间曲线

试验结果表明,空载运行时电机输出峰值力矩Td,max=2.7 N·m,稳定运行时电机输出力矩Td=2.4 N·m,举升机构运行平稳,无卡滞、窜动等异常现象。

4.2 举升机构推力试验

加载试验台由配重箱、滑轮组、导柱、滑动座等组成,如图11所示。举升机构下端与试验架底座连接,搭载平台与滑动座连接。扭矩传感器配置于伺服电机输出端,用于实时显示举升机构当前扭矩值。推拉力传感器配置于上端盖与滑动座之间,用于实时显示举升机构当前推拉力值。试验架通过配重箱加载配重块,滑轮组将配重块重力转化为电动缸的推拉力。

图11 加载试验台示意图

额定推力测定:往配重箱加载配重,确认电动缸上端盖连接的拉压力传感器读数≥8 kN,设定电机转速为3 000 r/min,进行举升带载试验。试验如图12所示,运行过程中观察电动缸运行状态并记录扭矩值及扭矩波动值,如图13(a)所示。

图12 举升机构推力试验

图13 举升机构推力试验电机扭矩-时间曲线

最大推力测定:继续往配重箱加载配重,确认电动缸上端盖连接的拉压力传感器读数≥16.5 kN,设定电机转速为3 000 r/min进行伸出动作。运行过程中观察电动缸运行状态并记录扭矩值及扭矩波动值,如图13(b)所示,同时在伸出过程中任意位置急停,电机抱闸打开,电动缸自锁,无滑移,证明举升机构具有良好的自锁性能。

试验结果表明:举升机构在额定载荷8 kN下运行时,电机输出峰值力矩Td,max=5.8 N·m,稳定运行时电机输出力矩Td=5.1 N·m;举升机构在最大载荷16.5 kN下运行时,电机输出峰值力矩Td,max=9.5 N·m,稳定运行时电机输出力矩Td=8.1 N·m。试验过程中,举升机构运行平稳,无卡滞、窜动等异常现象,机构设计合理,满足某型雷达的举升功能需求。

4.3 倒伏举升机构整装试验

为验证所设计倒伏举升机构设计的实用性及合理性,对倒伏举升机构进行倒伏机构的倒伏-起竖试验及举升机构的举升-下降试验,如图14所示。

图14 倒伏举升机构组合试验示意图

倒伏机构的倒伏-起竖试验及举升机构的举升-下降试验表明,倒伏举升机构在撤收状态与工作状态之间切换正常,各状态之间切换时间小于2 min,满足某型雷达快速建站及撤收的要求。

5 结束语

本文以雷达天线的高机动性、持续作战生存能力为出发点,设计了一种以蜗轮蜗杆及机械式二级同步滚珠丝杠作为传动部件的缸筒一体化举升机构。倒伏举升机构的小型化、轻量化设计,不仅满足了雷达天线快速建站及撤收的高机动性能需求,还可以为后续类似倒伏举升机构的设计提供参考。