槍口角模擬轉臺結構設計與結構特性分析

劉建華，張雷，柳鳴，劉永志，姜會林

（1.長春理工大學 空間光電技術研究所，長春 130022；2.長春理工大學 科學技術處，長春 130022；3.吉林恒睿光電科技有限公司，130022；4.火箭軍駐天津地區軍事代表室，300308）

目前高強度電子對抗條件下，單兵作戰系統作為未來理想步兵戰斗武器，具有夜視功能、距離探測、瞄準點自動裝表等功能，以其精準裝表并快速瞄射的優良性能被廣泛應用于反恐領域[1]。某XXX型步兵武器火控設備檢測系統針對步兵武器火控的彈道裝表結算精度、測距精度、槍口角的測角精度等參數進行檢測，系統基于角運動仿真思想，采用俯仰回轉臺模擬單兵作戰系統進行瞄準射擊姿態時的槍口角，并采用有限元仿真分析驗證俯仰回轉臺在靶場使用環境下的環境適應性以及結構可靠性。

1 俯仰回轉臺機械結構設計

俯仰轉臺的結構設計參數見表1。

俯仰回轉臺設計基于封閉倒掛式U形框架結構，剛性高，結構緊湊。原動機采用力矩電機，位置反饋采用光電編碼器。俯仰回轉臺由力矩電機、電機支撐架、俯仰軸系、倒U型載物臺、機械止擋與電器限位、基座等組成，如圖1所示。

圖1 俯仰回轉臺結構組成

基座負擔著整個回轉臺的質量，由高強度以及一定的減振特性的灰口鑄鐵鑄造加工而成，可以在一定程度上隔絕底面帶來的振動影響[2]。底座兩側立耳裝有一對7010CDB角接觸軸承，采用背對背配置成對的角接觸軸承作為滾動支撐，其承受傾覆力矩的性能好，角接觸軸承可承受雙向軸向載荷以及一定的徑向負載[3]，軸承的接觸角線沿回轉軸線方向擴散，可增加其徑向和軸向的支承角度剛性，使其抗變形能力最大化，螺紋壓圈提供了軸向的預緊力。倒U形載物臺承載單兵作戰系統沿俯仰方向上下回轉，用以仿真單兵作戰系統進行瞄準射擊姿態時的槍口角。

2 俯仰回轉臺機械整機結構特性分析

2.1 有限元模型的建立

建立有限元網格模型是進行有限元分析的基礎和前提。首先對俯仰回轉臺的三維模型進行一定程度的化簡，清除模型中的攻絲孔、邊倒圓以及不影響結構剛度的復雜環節。前處理中采取自適應網格劃分與手動網格劃分相結合的方案，在不影響求解精度的前提下，對非關鍵環節選用自適應網格劃分出稀疏的網格群，以降低計算難度提高計算效率。對應力集中的關鍵環節都采取手動劃分高質量的六面體網格，為保證分析精度，結構精細處的均布置兩層以上的網格。在Hypermesh中對俯仰回轉臺進行網格劃分，如圖2所示，共劃分80487個網格單元，其中雅各比＜0.7的網格的占比小于4%，高質量的六面體網格占總網格數量的86.5%。

圖2 前處理網格劃分

有限元分析中，零部件之間的裝配關系的模擬將直接影響計算誤差和仿真精度。本文中的俯仰回轉臺的裝配關系主要為以下兩種情況。

（1）螺釘緊固裝配關系的模擬

在有限元分析中，螺栓的預緊屬于經典的非線性計算范疇，實際情況的螺栓連接關系中，螺釘的螺桿還受到切向方向的剪切力，而且螺栓連接處存在滑動摩擦力，這些因素的都將使得計算過于復雜，但是對于整機分析精度的影響確是微乎其微的，所以在線形有限元分析中，為了減少這種不必要的復雜計算，本文對螺栓緊固裝配關系進行了等效簡化處理：采用螺栓相連處的節點對互耦的方式模擬這種連接關系[4-7]。

（2）軸承環節的模擬

在基座左右立耳和連接軸間對應的節點處建立一維剛體單元群（MPC），對應節點對除了俯仰回轉軸的轉動自由度外在其余的五個自由度上進行耦合，不影響連接位移關系并使得左右半軸可以自由回轉，采用這種方式模擬軸承的回轉運動。軸承的模擬環節如圖3所示。

圖3 軸承環節的模擬

俯仰回轉基座由灰口鑄鐵鑄造而成；倒U形載物臺由鋁合洗削制成；左右半軸由40Cr鋼材車削加工而成；承受負載的零件的材料均為45號鋼；轉接件的材料均為硬鋁合金。轉臺所用材質的屬性參數如表2所示。

表2 材料屬性參數表

俯仰回轉臺是通過十六個螺栓連接在平臺上，在螺釘連接點建立六個自由度均為零的位移約束，如上圖2所示，作為后續分析的約束條件。

2.2 熱變形分析

在轉臺的結構設計中，采用左右軸系單端放開單端固結的方法如圖4所示，這種結構方式可以有效減小基座、左右半軸和軸承座線漲系數不同導致的軸承預緊力過大或者過小的情況。

圖4 減小線脹系數引起的溫度應力設計

技術指標中要求俯仰回轉臺的工作溫度為負40℃至60℃，則將平均室溫20℃作為參考溫度，對俯仰轉臺有限元模型施加40℃（-40℃～20℃/20℃～60℃）的溫差載荷，圖5為有限元分析后的俯仰轉臺的位移云圖。

圖5 40℃溫度負載下的位移云圖

從圖5的位移云圖中可以觀察得：在溫度負載下轉臺的最大位移出現在載物臺面的右上角，其位移量為0.276mm。從位移云圖中還可以得出：40℃溫差載荷下，軸承處的裝配尺寸漂移范圍在0.147mm至0.166mm。根據【精密儀器結構設計手冊】中“角接觸球軸承或圓錐滾子軸承的軸向游隙：0.05～0.20mm（根據轉速、載荷等來確定）”的裝配標準[8-9]，可見單端放開單端固結的設計方法使得俯仰回轉臺軸向游隙滿足安裝要求，即軸承安裝的預緊力與軸向游隙亦不會出現過大或過小不利情況。

2.3 模態分析

模態分析用于求解結構的自然頻率和振型，其實質是求解外載荷為零時動力學方程的特征值，通過特征值反應結構的自然頻率和振型[10]。為了保證俯仰回轉臺具有穩固的動態剛度，轉臺的固有頻率是設計過程中重要的參考指標，且動力學響應分析中，頻率響應、諧響應分析的振型均可由自然頻率疊加組成得出，所以模態分析也是動力學分析的基礎。在Patran中選擇分塊蘭索斯法求解特征值以及特征向量[11]，通過Nastran求解器反復迭代后，計算得出俯仰臺1-6階自然頻率如表3所示，1-6階的模態振型見圖6。

圖6 俯仰轉臺前六階模態振型

分析結果表明：俯仰轉臺的一階頻率模態出現在188.26Hz且無密頻現象；某靶場提供的功率譜密度中低頻干擾出現在15HZ至62HZ，可見俯仰回轉臺的結構穩固，結構動態性能優良，有效規避了靶場試驗中的振動干擾。在模態分析的基礎上，進一步分析轉臺的頻率響應特性。

表3 六階自然頻率

2.4 頻率響應分析

頻率響應分析的目的是計算結構在某些頻率下的響應值同頻率間的關系曲線[12-15]。通過對結構進行頻率響應分析，能夠求得表征其動態響應的重要參數：結構的傳遞函數，從而得到振動激勵下相應特征點的響應位移、響應應力等。

已知火控設備內置的角度傳感器的分辨率為10′，在載物臺面上的火控設備質心空間位置處建立等效節點。在轉臺與基座螺栓連接處施加豎直方向1g的加速度激勵，設置激勵的振動頻率為50～100Hz，在該頻率場下分析計算等效質點的加速度響應和位移響應。

進行分析參數的設置：在“Solution Type”中選擇分析類型為頻率響應分析“FREQUENCY RESPONSE”，選擇“Formulation”為直接法“Direct”進行求解，并設定結構阻尼系數為0.05，設定頻率步長為50HZ來進行峰值相應的預測。如圖7所示。在完成分析參數的設置后，將模型提交給MSC.Nastran進行運算，生成分析的結果文件。

圖7 頻率響應求解過程

分析該等效質量點在頻率場中的俯仰晃動量，判斷該值與被測火控設備的測角傳感器的分辨率的大小，已知其分辨率為10′，在俯仰回轉臺基座底面螺栓固定處設置垂直方向的加速度激勵源，激勵的頻率范圍從20HZ至200HZ，步進頻率為5Hz，將單兵作戰系統的火控設備定義為一個質量單元（MASS），該質量元的節點號為376485，采用一位剛體將質量元與載物臺面固接，根據表3可知，俯仰回轉臺的基頻模態為188.26Hz，計算質量元376485號節點在基頻模態188Hz下的位移響應，在Nastran中選擇模態疊加法計算位移響應。圖8為俯仰回轉臺的位移響應云圖，質量元的位移響應曲線如圖9所示，由圖9可得，376485號節點的垂直位移響應量為0.12mm，且該質量元的距離火控設備的回轉軸線的距離為10.18cm，即火控設備的等效質量元的俯仰晃動量為4.05′，由于火控的測角傳感器的分辨率為10′，所以，在200Hz內頻率場下并不會對檢測系統產生影響。

圖8 位移響應云圖

圖9 等效質量元的位移響應

3 掃描特征振動試驗

對俯仰回轉臺進行動力學實驗，通過掃頻實驗可以考核結構的持續動力特性，從而驗證結構設計合理性以及有限元分析的準確度。實驗振動臺在豎直方向對俯仰回轉臺施加正弦振動，振動特征實驗參數如表4所示。在載物臺面放置多個傳感器，實驗裝置與測試現場如圖10所示。

圖10 垂直向掃描振動特征實驗現場

表4 掃頻實驗條件

掃頻實驗過程中，重點關注在在物臺面上的中心處（火控設備安裝位置）的傳感器8處的響應曲線，得到響應曲線如圖11所示：

圖11 傳感器的響應曲線

從響應曲線中得到：俯仰回轉臺的基礎頻率是188.26Hz，和表2中自然頻率表一階頻率相比，轉臺的模態分析的誤差為5.6%。從掃頻特征實驗的結果可知：有限元分析前處理中構建的有限元計算模型以及等效環節的模擬較比接近真實結構，所設置0.05的轉臺結構阻尼系數基本準確，分析結果相對可靠，亦可將該構建方法應用到其他轉臺的分析校核中。

4 結論

本文首先依據技術指標完成了槍口角俯仰回轉臺結構設計，然后通過有限元分析方法模擬仿真應用場景存在微震動激勵的野外靶場工況，分析得到槍口角俯仰回轉臺所負載的火控設備等效質心的垂直跳動量小于其分辨率，即確保了設計的結構可靠性，保證了其槍口角的模擬精度。文章最后通過掃頻實驗考核了結構的持續動力特性，使得俯仰回轉臺的設計構成閉環。