被動式半捷聯穩定平臺抗高過載結構設計*

魏曉凱，李 杰,2，鄭 濤，張 樨，馮凱強，錢海寧

（1. 中北大學儀器科學與動態測試教育部重點實驗室，山西 太原 030051；2. 中北大學電子測試技術國防科技重點實驗室，山西 太原 030051；3. 淮海工業集團有限公司，山西 長治 047100）

由于大部分制導炮彈在發射與飛行過程中往往會受到巨大的過載作用，其發射過載可達上萬g，并且彈載空間狹窄、旋轉角速率較大，因此要求用于這種場合作為核心器件的微機電慣性測量單元(MEMS-IMU)必須具有體積小和環境適應能力強等特點[1-2]。然而，現有的捷聯式慣性測量系統無法在彈體高轉速高過載環境下實現足夠的測量精度；傳統的平臺式慣性測量系統體積較大、抗過載性能差、成本高，也無法在口徑較小、發射過載較大、成本較低的制導炮彈中發揮作用。

針對解決制導炮彈高過載環境下的測試問題，各國學者進行了相關的研究工作，目前可以應用于高速滾轉的大過載炮彈中的制導方式有捷聯無陀螺INS、地磁導航系統以及這兩種系統的組合。這些系統具有較強的抗過載性能，但測量精度較差，并且地磁導航系統還容易受到來自外界環境的干擾。另外，可以應用于火箭彈上的慣性導航方案的有由伺服電機提供的穩定平臺方案。這種方案由于有伺服電機的引入而無法承受較大的過載，無法應用于發射過載較大的炮彈上?，F有的高過載環境下慣性測量研究主要集中在電路設計、器件設計、測試標定及誤差補償等方面，對抗高過載慣性測量結構設計方法的研究和分析相對較少[3]。

以往關于彈載慣性測量試驗研究無法較好的解決高過載與有效測量的矛盾。為此，針對發射高過載的惡劣彈載環境，結合高過載彈藥的測試需求，本文介紹一種結構獨特的被動式半捷聯穩定平臺，并在此基礎上設計一種基于對頂半球的被動式半捷聯穩定平臺抗高過載結構，以進一步增強彈載環境下穩定平臺的穩定性，提高抗干擾與抗過載能力；對新型結構進行分析，驗證該結構對MEMS慣性傳感器提供的測試環境的穩定性，及其對慣性測量系統測試精度的影響，為被動式半捷聯穩定平臺在常規彈藥中的應用提供依據。

1 被動式半捷聯穩定平臺組成及工作原理

1.1 被動式半捷聯穩定平臺的組成

被動式半捷聯穩定平臺是用來搭載慣性測量傳感器件的一種機械裝置，主要由內筒與軸承結構兩大部分組成，圖1為被動式半捷聯穩定平臺組成原理圖。其中，內筒部分集成有慣性測量組合單元(MIMU)、采集存儲系統及配重三部分，軸承結構部分起著支撐內筒的作用，實現了內筒與彈丸在滾轉軸方向上的連接。

圖1 被動式半捷聯穩定平臺組成原理圖Fig. 1 Schematic diagram of the semi-strapdown roll stability platform

1.2 被動式半捷聯穩定平臺工作原理

被動式半捷聯穩定平臺的設計利用了重力作用下的復擺運動原理。其核心是采用了配重質量塊偏心安裝的結構獲得重力回復力矩來平衡由彈體的滾轉運動對平臺引起的摩擦力矩從而讓平臺達到穩定狀態[4]。

在彈體內部將微慣性測量組合（MIMU）安裝在不與載體固連的半捷聯內筒中，內筒建立一個復擺式的質量偏心結構，前后側利用軸承連接平臺外部結構。如圖2所示為半捷聯穩定平臺等效運動圖，彈體在空中高速滾轉時，軸承對內筒產生摩擦力矩，平臺內筒部分利用配重質量塊由于重力產生的回復力矩使平臺在滾轉軸方向上保持穩定，從而隔離了外部的高速滾轉運動，平臺在重力回復力矩與軸承摩擦力矩共同作用下，繞滾轉軸做復擺運動[5]。此時平臺與彈體滾轉軸保持隔離，在俯仰與偏航方向仍和彈體保持捷聯。

在靠近彈尾一端設計有炮彈發射時保護平臺的過載承載裝置，其在炮彈發射瞬間承受內筒受到的向后沖擊力。平臺內部安裝有微慣性測量組合（MIMU）和解算模塊，平臺和彈體之間相對轉速信息通過光電編碼器測出并由無線傳輸裝置傳送至平臺內部的解算模塊，從而解算出彈體的滾轉角速率以及滾轉角[6]，避免彈體滾轉角速率直接作用在半捷聯穩定平臺上，等效減小了高旋彈載環境對平臺內部滾轉軸向陀螺的量程要求，從而實現姿態角高精度解算的目的。

圖2 半捷聯穩定平臺運動簡圖Fig. 2 The motion diagram of the semi-stapled platform

2 抗高過載結構設計

2.1 抗高過載結構工作原理

抗高過載結構由軸向承載區和徑向承載區構成，軸向承載區為對頂半球結構，徑向承載區為軸承結構。圖3為基于對頂半球結構與軸承嵌套結構的平臺抗高過載結構設計方案，當炮彈發射時，由軸向承載區的對頂半球結構承擔主要發射過載，兩半球對頂并發生一定形變，當發射過程結束，MIMU及電路安裝區所受的軸向載荷顯著變小后，對頂半球之間由于塑性變形產生一定的間隙分離，軸向過載轉變為由軸承單獨承擔。由于在發射瞬間過載主要由對頂半球承擔，軸承有一定的正常工作軸向游隙，所以高過載和對頂半球的微小形變不影響軸承的正常工作。

圖3 抗高過載結構示意圖Fig. 3 Schematic diagram of anti-high overload structure

2.2 抗高過載結構設計的原則與方法

平臺抗高過載結構設計的基本原則是：滿足組成結構模型要求的合理性；在炮彈發射瞬間，保證軸承結構的有效運轉以及保證相關測試設備的可靠性和有效性；便于加工制造的可實現性；采用較少的零部件，較簡單的構造形式和較直接的裝配關系，來保證系統結構的高可靠性[7-8]。由于常規彈藥特殊的應用環境，考慮平臺的彈載穩定性需求，要求抗高過載結構除了具有一般機械設計承受載荷、安裝組件和提供構型的特征外[9]，軸向承載結構還應滿足以下要求：

(1) 對頂半球結構的形變不影響軸承的正常運轉—軸承的正常運轉保證了平臺的隔離效果，使得平臺能有效地進行測量，其原理和特點要求對頂半球過載后的形變小于軸承的彈性形變，保持軸承正常運轉；(2) 兩半球結構接觸時能保持點接觸—為了減小平臺的擺動幅度，要求平臺受到的摩擦力矩盡可能小，所以要求半球接觸面積盡可能?。?3) 高過載后半球實現分離—高過載后，半球結構會發生形變從而不能保持點接觸且慣性飛行階段軸承能完全承擔負載，為了避免影響平臺有效運轉，要求兩半球接觸面分離。

2.3 軸向承載區設計

2.3.1 對頂半球結構設計

炮彈發射瞬間，平臺內部MIMU及電路安裝區所受到的軸向載荷最大，此時如果單獨依靠軸承來承載軸向載荷是遠遠不夠的，為了避免軸承在此過程中損壞，設計了如圖4所示的含有承擔發射高過載的對頂半球結構的軸向承載區，對頂半球通過設計點接觸的方式減小摩擦力矩。圖4是圖3中的對頂半球結構部分。

圖4 對頂半球結構示意圖Fig. 4 Schematic diagram of counter-top hemisphere

對頂半球結構由前壓螺、前半球、前壓環、軸承和后半球組成。圖5為前壓螺與前半球示意圖，前壓螺采用了左旋螺紋設計，底面設計有扳手槽，整個前壓螺與前半球用數控車床一體加工而成。圖6為前壓環示意圖，前壓環螺紋設計為右旋螺紋，底面設計有扳手槽。前壓環用來完成固定軸承位置和限定后半球與前半球，確保軸承外圈位置不發生移動，以及保證發射后對頂半球之間存在一定的距離。

一是強化在評標階段對虛假材料的甄別。二是堅持增加競標活動的透明度，同時防范惡意質疑和投訴。三是統一供應商違規行為處罰政策，加大處罰力度。對虛假應標的處罰，監管部門應嚴格按《中華人民共和國政府采購法》第十三條、第七十七條(一)規定，處以罰款，并列入不良行為記錄名單，一至三年內禁止參加政府采購活動。四是推出供應商違規行為的賠償政策，打擊供應商僥幸心理，調動政府采購各參與方追究違規供應商行為的積極性。

圖5 前壓螺與前半球示意圖Fig. 5 Schematic diagram of front pressure screw and forward hemisphere

圖6 前壓環示意圖Fig. 6 Schematic diagram of back pressure volution

2.3.2 對頂半球材料確定

對頂半球形變后，應不影響軸承及穩定平臺的正常工作，因后半球與軸承結構接觸，故應使其產生的形變較小。針對上述設計要求，對頂半球結構采用特定的材料與工藝處理。30CrMnSi鋼為高強度調制結構鋼，具有很高的強度與韌性，良好的脆透性與切削加工性能以及較強抗疲勞性能，多用于制造耐磨零配件或高負載、高速的各種零配件。所以位于內筒支撐軸的后半球選用硬度相對較高的高強度合金結構鋼30CrMnSi，并進行淬火處理，進一步提高其表面硬度，保證過載后的形變較小，不影響軸承正常運轉；45鋼為優質碳素結構用鋼，調制處理后具備良好的綜合機械性能，切削加工性能良好，表面硬度相對較低[10-11]。所以前半球選用硬度相對較低的碳素結構鋼45鋼，確保在承受沖擊載荷時，以前半球變形為主，保證過載后兩半球的分離。

2.4 徑向承載區設計

徑向承載區的主要作用是承受炮彈發射到落地過程中穩定平臺在徑向所受的載荷，同時又要保證穩定平臺與彈體之間在彈體滾轉軸方向上產生的摩擦力矩盡可能小。根據以上要求，在徑向承載區設計了如圖7所示的一對軸承嵌套結構。軸承嵌套結構的兩級軸承共同承擔軸向過載，彈簧墊圈受到軸向過載時產生相應的彈性形變，保證軸承受到過載時能正常運轉，同時通過彈性形變實現對頂半球過載后的分離。軸承結構外圈采用可承受軸向載荷的角接觸球軸承，為主要承載結構；內圈采用深溝球軸承，發生少量軸向位移，保證運轉精度。

圖7 軸承嵌套結構示意圖Fig. 7 Schematic diagram of bearing nested structure

3 抗高過載結構力學仿真

3.1 ANSYS力學仿真

因發射過載主要作用在軸向，故主要對軸向承載區的對頂半球結構進行力學仿真分析。在ANSYS中設置選用材料的力學性能，表1為模型材料的基本屬性，將結構的承載部分簡化，采用有限元方法建立如圖8所示的對頂半球結構仿真模型，坐標系如圖中定義。

表1 模型材料的基本屬性Table 1 The basic properties of the model material

圖8 半球結構有限元模型Fig. 8 Finite element model of hemisphere structure

前半球邊界約束條件為螺紋緊固，可將其圓柱側面設置為固定支撐面。依據仿真要求采用合理的劃分精度等級對模型進行自由網格劃分，其網格劃分模型如圖9所示。

圖9 網格劃分Fig. 9 Meshing

根據實際彈載應用環境，對頂半球結構在發射瞬間主要承受來自軸向的沖擊過載，兩半球結構保持同軸，載荷約束為z軸方向分別施加5 000g、8 000g、10 000g、12 000g的過載。根據牛頓第二定律F=ma，過載可以等效成內筒結構通過后半球對前半球施加等量的載荷力，F為等效載荷力，m為穩定平臺質量，取m=1 kg，a為過載。當沿z軸方向施加不同過載時，對應的內筒結構對前半球施加的載荷力如表2所示。對結合面的處理采用ADD或ULLTE布爾操作命令進行連接，其影響以部件間的邊界條件形式出現，分析結果包含了由于忽略結合面而帶來的不利影響[12]。

表2 不同軸向過載作用下載荷力分布情況Table 2 Load distribution under different axial overload

仿真過程中，通過對內筒支撐軸施加不同的載荷力，使得支撐軸后半球對前半球產生相應的過載效果，其前半球形變量分布云圖如圖10所示。前半球形變量大小可由變形分析得到，如表3所示。

表3 不同載荷下前半球的軸向變形量（μm）Table 3 Axial deformation of forward hemisphere at different loads (μm)

由圖10和表3可以看出，前半球形變量隨著載荷的增大而增大。當施加載荷為12 000g時，前半球總形變量為136.29 μm，根據其應力仿真分析，此時的最大應力為2 055 MPa，大于其屈服強度355 MPa，半球出現塑性變形，過載變形后不再回復到原形狀。

根據相關力學知識，工藝熱處理后的后半球強度與硬度明顯提高，后半球屈服強度可提高至1 500 MPa，遠大于前半球。當對頂半球施加載荷為12 000g時，后半球形變量最大為15.89 μm，如圖11所示為12 000g作用下后半球形變量分布云圖。此時后半球的形變量較小，雖然也存在一定塑性變形，但可以認為該半球基本保持點接觸不變，對頂半球的形變以前半球形變為主。

圖10 前半球在不同載荷作用下的形變量分布云圖Fig. 10 The distribution of deformation of the front hemisphere under different loads

圖11 12 000g作用下后半球的變形量分布云圖Fig. 11 Deformation distribution of the posterior hemisphere under the action of 12 000g

3.2 模擬結果分析

由以上模擬可知，對頂半球在承受12 000g過載時總形變量為152.18 μm，為保證穩定平臺的有效測量，軸承結構需要產生相應的軸向位移，并且保證過載后軸承恢復原狀，使得對頂半球出現微小的分離狀態。

軸承結構通過軸承游隙產生內外圈的相對移動以及彈簧墊圈的彈性形變進而產生軸向的位移，查閱相關軸承資料，軸承游隙選擇如表4所示。

表4 軸承游隙Table 4 Bearing clearance

為保證軸承運轉精度，軸承游隙選擇較高的精度等級，根據軸承型號，墊圈選擇軸承專用JB7590波形彈簧墊圈D68，其正常工作位移為1.50103μm，工作彈力為250 N-350 N[13]。

由以上選型及分析可得，軸承結構可產生的最大軸向位移為彈簧墊圈與軸承的總軸向位移1.53×103μm，遠大于前半球的形變量136.29 μm，所以軸承結構在12 000g載荷作用下能夠正常運轉。彈體在發射后的飛行階段最大軸向過載一般不超過10g。內筒質量為1 kg時，產生的軸向力不超過98 N，在彈簧墊圈工作彈力范圍內，可保證相應的彈性，能實現過載后兩半球分離，滿足結構設計要求。

4 抗高過載結構性能試驗驗證

為了使被動式半捷聯穩定平臺在實彈環境下得到有效應用，檢驗抗高過載結構的實際應用性能，需針對設計要求進行地面半實物仿真試驗。借助地面液壓沖擊臺模擬彈體發射瞬間的高過載環境，對結構的抗過載性能進行試驗驗證。

液壓沖擊臺通過調整負載臺面自由下落的高度所產生不同的沖擊強度來模擬測試對象受到不同過載的作用，測試對象與臺面剛性連接，直接承受沖擊來測試其抗過載性能。臺面安裝有標準加速度傳感器，實時反饋輸出沖擊臺面的實際過載值。試驗前，將被動式半捷聯穩定平臺樣機固定在負載臺面上，通過工裝件對平臺加固，保證平臺的滾轉軸與負載臺面垂直，調節減震底座上的波形發生器的厚度與硬度獲取合適的沖擊信號脈寬。

試驗過程中，先將平臺樣機上電穩定80 s，保證平臺內的傳感器處于正常工作狀態，設置載荷臺的下落高度，使其對應產生10 000g左右的沖擊過載，進行單次沖擊試驗。試驗完成后，通過檢驗平臺經過沖擊后外形結構的完好性，對頂半球形變量，軸承結構是否正常運轉以及傳感器試驗過程中的輸出情況，來判定該結構的抗過載性能。沖擊試驗現場如圖12所示。沖擊試驗完成后標準加速度傳感器反饋的沖擊信號圖譜如圖13所示。

圖12 沖擊試驗現場圖Fig. 12 Impact test site

圖13 標準傳感器反饋沖擊信號圖Fig. 13 Shock signal of standard sensor

從沖擊臺標準傳感器反饋沖擊信號可以看出，沖擊臺形成的沖擊過載的峰值約為11 000g，主脈沖寬度約為0.4 ms，可以模擬彈載發射時的環境。過載后抗高過載結構各部件狀態如圖14所示。試驗后平臺外殼及內部組件完好，測量對頂半球前半球出現微小變形，形變量在1×103μm以內。軸承結構正常運轉，無任何卡頓狀況。系統在11 000g的強度沖擊下內部傳感器的輸出電壓，如圖15～16所示。通過以上結果，可知系統在沖擊過程中各部件運行良好，傳感器及相關電路電氣輸出正常，在11 000g沖擊前后能保持正常工作，且各傳感器零偏可很快恢復。證明抗高過載半捷聯式滾轉穩定平臺抗過載性能達到10 000g以上，可以驗證力學仿真結果的正確性。

圖14 過載后抗高過載結構各部件狀態圖Fig. 14 Each part of anti-high-overload of structure after overload

圖15 11 000g過載下MIMU加速度傳感器輸出電壓曲線Fig. 15 Output voltage curves by accelerometer of MIMU at 11 000g

圖16 11 000g過載下MIMU陀螺儀輸出電壓曲線Fig. 16 Output voltage curves by gyroscope of MIMU at 11 000g

5 結 論

設計了一種被動式半捷聯穩定平臺抗高過載結構。對對頂半球結構進行了ANSYS力學仿真以及對抗高過載結構進行地面半實物試驗，分析并驗證了抗高過載結構性能，得到的主要結論如下：

(1)系統所受過載的大小對抗高過載結構有直接的影響，不同過載情況下對頂半球結構所受應力及形變量有所不同；彈體所受過載越大，抗高過載結構所受應力及形變量越大；

(2)所設計的抗高過載結構是有效的，能夠在高過載環境下很好的對系統內部結構及MIMU起到保護作用，抗高過載性能可達11 000g，為慣性測量系統創造了穩定良好的環境；

(3)本研究對于被動式半捷聯穩定平臺而言，為進一步隔離發射高過載惡劣環境對穩定平臺的影響提供了一種有效的方法，為高過載彈載環境下的應用奠定了試驗基礎，有助于提高被動式半捷聯穩定平臺穩定性及可靠性。