艦載激光慣導系統(tǒng)沖擊隔離器的設計

鄒燕

（總裝南京軍代局，江蘇 南京 210024）

0 引言

為使激光慣導系統(tǒng)適應艦船沖擊的需求，國內外均進行了大量的研究，美國Sperry 船舶公司為其MK 49船用慣性導航系統(tǒng)研制了一個沖擊隔離系統(tǒng)，該系統(tǒng)在六邊形結構中使用了液體彈簧隔沖器，能夠將沖擊降低到30g 范圍內并且具有較高的位置回復精度。目前，國內的科研院針對艦載激光慣導的沖擊隔離器正在進行研究試驗，主要形式有六連桿彈簧-液壓阻尼系統(tǒng)、十二連桿彈簧-空氣阻尼系統(tǒng)。

本文設計了六連桿彈簧-液壓阻尼形式的激光慣導沖擊隔離器，并利用多體動力學軟件ADAMS 對其進行數值仿真分析，確定其主要參數，對抗沖擊性能進行計算，并進行了試驗驗證。

1 艦載激光慣導沖擊隔離器結構形式

六連桿并聯機構是一種經典的結構形式，具有三個沿軸方向的平動自由度和三個繞軸方向的轉動自由度。將六連桿并聯機構的支撐桿設計為彈簧-阻尼形式便成為六連桿沖擊隔離器。因具有多方向的沖擊隔離能力以及沖擊完成后較高的位置回復精度，能很好地滿足艦載激光慣導的緩沖需求。

六連桿沖擊隔離器由下臺體、上臺體及6 根阻尼連桿組成。下臺體與艦船相連，承受船體傳來的沖擊；上臺體與激光慣導設備相連，承受工作負載；阻尼連桿通過關節(jié)軸承連接上臺體及下臺體，如圖1 所示。阻尼連桿為核心部件，由上彈簧、下彈簧、阻尼器及限位機構組成。其上彈簧承受自上而下的沖擊，下彈簧承受自下而上的沖擊，阻尼器用于消耗沖擊能量，限位機構用于沖擊完成后回復到固定的位置；通過對上彈簧和下彈簧施加合適的預緊力使其在正常工作過程中阻尼桿長度不發(fā)生變化，并消除各零件之間的間隙。

圖1 六連桿沖擊隔離器Fig.1 Hexapod shock isolator

2 六連桿沖擊隔離器性能分析

2.1 六連桿沖擊隔離器隔沖效率分析

（1）沖擊載荷及數學模型。艦載設備的沖擊試驗在沖擊機上進行，其沖擊波形及作用時間較為復雜，國軍標及相關文獻沒有給出具體的沖擊譜，但在設計時給出了抗沖擊設計評估計算方法。按照計算方法來分，目前抗沖擊設計評估方法主要有DDAM 法和時域模擬法[1]。本文的仿真分析采用時域模擬法輸入，以此方法來規(guī)范沖擊環(huán)境，目前得到了廣泛的應用。利用BV043－85 轉換公式變換為組合三角波輸入，時域沖擊載荷對應的計算譜如圖2 所示[2]。圖中所示曲線其加速度公式為：

圖2 時域沖擊加速度曲線Fig.2 The accelerate curve of shock in time domain

根據文獻[3]按沖擊烈度最強、加速度幅值大、持繼時間短的I 類安裝區(qū)域的沖擊譜作為輸入條件。圖2 中各點參數值如表1 所示。

（2）隔沖參數確定。上彈簧主要參數有剛度系數Ks，變形量Xs，預緊力Fs；下彈簧主要參數有剛度系數Kx，變形量Xx，預緊力Fx；阻尼器的阻尼系數為，阻尼器的最大相對速度為V。以上為影響隔沖效率的主要參數，也是彈簧設計及阻尼器設計的主要依據。

通過多體動力學軟件ADMAS 進行仿真分析。將表1中的沖擊載荷譜作為輸入條件，以隔沖后的瞬時最大加速度值小于40g 為優(yōu)化目標，即隔沖效率不低于79.2%，分別以上彈簧剛度Ks、下彈簧剛度Kx，阻尼器阻尼系數D 為設計變量并賦以初始值，將設計過程中阻尼連桿的空間距離作為約束條件，進行優(yōu)化設計。通過多次計算比較，當上彈簧剛度Ks為20N/mm，下彈簧剛度Kx為40N/mm，阻尼桿系數D 為0.45Ne wton－sec/mm 時，能同時滿足沖擊隔離目標和工程設計要求。在此條件下的沖擊響應、彈簧變形下圖所示。

表1 時域沖擊曲線對應參數Tab.1TheparameterofShock curveintimedomain

垂向向上沖擊：如表1 所示，基座垂向最大沖擊為ax=192g，垂向向上沖擊時沖擊譜與響應譜如圖3（a）所示。經過隔沖后瞬時最大加速度峰值為as=2.8×102m/s2，即28g。彈簧變形如圖3（b）所示。上彈簧最大變形Xs=20.5mm，下彈簧最大變形Xx=28.3mm。阻尼桿相對速度：V＝4.32m/s。垂向向上沖擊時的隔沖效率為85.4%。

垂向向下沖擊：沖擊時其沖擊譜與響應譜如圖4（a）所示，經過隔沖后瞬時最大加速度峰值為as=3.466×103m/s2，即34.6g。彈簧變形量如圖4（b）所示。上彈簧最大變形Xs=29.7mm，下彈簧最大變形Xx=13.5mm。阻尼桿相對速度：V＝4.12m/s。垂向向下隔沖效率為82%。

橫（縱）向沖擊：如表1 所示，橫向沖擊與縱向沖擊時沖擊譜相同，瞬時最大加速度為170g。橫向沖擊時沖擊譜與響應譜如圖5（a）所示。經過隔沖后上臺體瞬時最大加速度峰值為as=1.8×102m/s2，即18g。彈簧變形如圖5（b）所示。上彈簧最大變形Xs=9.59mm，下彈簧最大變形Xx=18.07mm。阻尼桿相對速度：V＝3.5m/s。橫向沖擊隔沖效率為89.4%。

2.2 動姿態(tài)精度分析

沖擊隔離器的位置回復精度與其組成元件的加工精度以及裝配時的各環(huán)節(jié)的配合間隙相關，本文不做討論。沖擊隔離器的動姿態(tài)保持精度除了與上述加工精度以及裝配間隙相關外，上彈簧與下彈簧的預緊力對其有重要影響。沖擊結束后，在預緊彈簧的作用下，保證阻尼連桿總長度回復到沖擊前的平衡位置。

圖3（a）垂向向上沖擊響應譜Fig.3（a）The response spectrum to the upward-shock

圖3（b）垂向向上沖擊彈簧變形Fig.3（b）The deform of the springs to the upward-shock

圖4（a）垂向向下沖擊響應譜Fig.4（a）The response spectrum to the downward-shock

圖4（b）垂向向下沖擊彈簧變形Fig.4（b）The deform of the springs to the downward-shock

圖5（a）橫向沖擊響應譜Fig.5（a）The response spectrum to the laterally-shock

圖5（b）橫向沖擊彈簧變形Fig.5（b）The deform of the springs to the laterally-shock

設沖擊隔離器的加工精度與裝配間隙均為理想狀態(tài)，設艦船的最大搖擺幅度為－20～20°，以上臺體與下臺體的相對轉角為優(yōu)化目標，以上彈簧的預緊力Fs和下彈簧的預緊力Fx為設計變量，將設計過程中阻尼連桿的空間距離作為約束條件進行優(yōu)化設計。經過多次迭代計算，最終確定下彈簧預緊力Fx為44N，上彈簧預緊力Fs為13N。圖6 所示為半個搖擺周期內的角度變化。由圖中可以看出，搖擺時上臺體繞下臺體的轉角最大值為0.0092°，約33 角秒，滿足激光慣導使用要求。

圖6 搖擺時上臺體與下臺體的夾角變化Fig.6 The angle changes between the upplate and the base-plate during rolling

3 試驗驗證

在輕型沖擊機上對6 連桿沖擊隔離器抗沖擊性能進行測試，沖擊時使用與激光慣導等質量的模擬載荷，將沖擊隔離器固定在沖擊機的砧座上，如圖7 所示。使用動態(tài)信號測試儀分別測試基礎（砧座）的加速度及負載的加速度。垂向沖擊時沖擊錘從1.5m 高處落到砧板上，產生的激勵加速度譜如圖8（a）及所示，響應加速度譜如圖8（b）所示。濾除頻率500Hz以上的波形后，最大激勵加速度值為350g，響應加速度值為42g，垂向沖擊隔離效率為88%。

橫向沖擊時沖擊錘從90°高度落下沖擊砧座側面，產生的激勵加速度譜如圖9（a）及所示，響應加速度譜如圖9（b）所示。濾除頻率500Hz 以上的波形后，最大激勵加速度值為－230g，響應加速度值為－35g，橫向沖擊隔離效率為84.7%。另外,在橫向隔離時產生了二次沖擊，加速度值達到55g，經檢查發(fā)現是

圖7 沖擊隔離器沖擊試驗Fig.7 Shock test for the Shock-isolator

圖8 (a) 1 基礎垂向激勵譜Fig.8(a) The vertical Excitation spectrum of the base

圖8 (b) 負載垂向響應譜Fig.8(b) The vertical response spectrum of the load

圖9 (a) 2 基礎橫向激勵譜Fig.9(a) The laterally Excitation spectrum of the base

圖9 (b) 負載垂向響應譜Fig.9(b) The laterally response spectrum of the load

由于阻尼器在二次沖擊行程中存在空回所致。

4 結論

本文設計的艦載激光慣導沖擊隔離器結構合理，通過數值仿真方法得到彈簧及液壓阻尼器設計參數，仿真分析表明其橫向隔沖效率和橫向隔沖效率均在80%以上，動姿態(tài)保持精態(tài)為33 角秒。最后經過沖擊試驗測得數據表明，隔沖效率與仿真分析基本一致，能滿足艦載激光慣導的使用要求。

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