孫艷芬

(常州機(jī)電職業(yè)技術(shù)學(xué)院，江蘇 常州 213164)

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基于MSC.Patran/Nastran的雷達(dá)機(jī)箱隔振緩沖系統(tǒng)仿真分析

孫艷芬

(常州機(jī)電職業(yè)技術(shù)學(xué)院，江蘇 常州 213164)

以某型雷達(dá)發(fā)射機(jī)機(jī)箱結(jié)構(gòu)為研究對象，在裝配底部應(yīng)力減振器的基礎(chǔ)上，分析計算了機(jī)箱隔振緩沖系統(tǒng)的剛度及阻尼，并利用仿真軟件MSC.Patran/Nastran對機(jī)箱進(jìn)行了有限元建模和動力學(xué)分析，得到了機(jī)箱隨機(jī)振動、沖擊等仿真計算結(jié)果。結(jié)果表明，機(jī)箱的減振結(jié)構(gòu)設(shè)計符合機(jī)械環(huán)境技術(shù)條件和隔振緩沖要求。

機(jī)箱；隔振緩沖；MSC.Patran/Nastran；仿真分析

雷達(dá)發(fā)射機(jī)是雷達(dá)的核心系統(tǒng)之一。機(jī)箱作為發(fā)射機(jī)的支承結(jié)構(gòu)，不僅在體積、質(zhì)量上有特定的要求，而且還要有足夠的強(qiáng)度和剛度，以確保發(fā)射機(jī)在實際使用或運(yùn)輸過程中完好無損，并能可靠工作。當(dāng)結(jié)構(gòu)自身不能有效地克服因振動和沖擊等機(jī)械力引起的材料疲勞、結(jié)構(gòu)諧振等影響時，則要求采取減振與緩沖措施[1]。隔振緩沖方案的確定對隔振效果有著直接影響，如果系統(tǒng)剛度及阻尼等參數(shù)設(shè)計不合理，對振動反而有放大作用，這將損害到機(jī)箱設(shè)備。以往隔振或緩沖系統(tǒng)單方面考慮對機(jī)箱的影響，這樣的系統(tǒng)在承受振動和沖擊雙重作用時，機(jī)箱容易較早出現(xiàn)損害。

本文從實際項目設(shè)計需求出發(fā)，在裝配底部應(yīng)力減振器的基礎(chǔ)上，研究了適用于本應(yīng)用環(huán)境的隔振緩沖系統(tǒng)，并在理論分析的基礎(chǔ)上應(yīng)用仿真工具對其進(jìn)行響應(yīng)分析，證明了其能使機(jī)箱滿足特定的環(huán)境應(yīng)用條件。該設(shè)計思路簡單、實用，具有一定的推廣應(yīng)用價值。

1　總體設(shè)計思路

雷達(dá)發(fā)射機(jī)主要由機(jī)箱、行波管、高壓電源變換器和分機(jī)控制盒等功能單元組成。其中，機(jī)箱主要包括前、后、左、右、上、下蓋板以及框架等，其三維示意圖如圖1所示，各模塊相對位置排布如圖2所示，各模塊通過鎖緊條及螺釘固定在機(jī)箱內(nèi)部。

圖1　三維機(jī)箱結(jié)構(gòu)示意圖

圖2　各模塊排布示意圖

本文以發(fā)射機(jī)機(jī)箱的結(jié)構(gòu)為研究對象，根據(jù)機(jī)械環(huán)境技術(shù)條件和隔振緩沖要求配裝減振器，計算分析減振器對機(jī)箱剛度、阻尼的改進(jìn)作用，并利用仿真軟件MSC.Patran/Nastran對機(jī)箱進(jìn)行有限元建模和動力學(xué)分析。

2　機(jī)箱隔振緩沖系統(tǒng)剛度、阻尼設(shè)計

雷達(dá)發(fā)射機(jī)機(jī)箱的外形尺寸為480 mm×280 mm×330 mm。機(jī)箱質(zhì)量m為42 kg，其質(zhì)心位置如圖3所示。

圖3　機(jī)箱質(zhì)心位置示意圖

基于機(jī)箱減振的客觀需求，將4只相同的減振器分別安裝在設(shè)備的4個底角。設(shè)備要求在工作頻率fP為15 Hz的正弦激勵條件下，隔振效率為70%；在幅值為3g(g為重力加速度，下同)、沖擊時間為11 ms的正弦脈沖激勵條件下，其最大加速度≤5g，最大加速度位移≤7 mm。

根據(jù)上述要求，首先求解該系統(tǒng)減振器的剛度和阻尼，隨后分析配裝減振器的機(jī)箱在振動和沖擊激勵下的響應(yīng)[2]。

2.1系統(tǒng)剛度設(shè)計

取頻率比γ=3，則隔振系統(tǒng)的固有頻率ωn為：

式中，P是相位速度。

隔振系統(tǒng)的彈簧剛度為：

4個減振器承擔(dān)的機(jī)箱質(zhì)量分別為：

將b1=b2=240mm，c1=135mm，c2=145mm代入上式，得到：P1=10.875kg，P2=10.125kg，P3=10.125kg，P4=10.875kg。則每個減振器的彈簧剛度ki(4只減振器為同款型號，且均勻分布，因此，假設(shè)其剛度相同)為：

(i=1,2,3,4)

2.2系統(tǒng)阻尼設(shè)計

系統(tǒng)的隔振系數(shù)ηA為：

式中，ξ為系統(tǒng)阻尼比。由ηA=1-0.7=0.3，γ=3，得：ξ=0.38。

減振器阻尼c為：c=ξco=ξ·2mωn=1 002.23N/(m/s)。

假設(shè)4只減振器為均勻阻尼分布，則每只減振器的阻尼為：

2.3設(shè)備校核

有效持續(xù)時間tr為：

式中，t0是沖擊時間。

階躍速度為：

式中，Um是沖擊加速度。

根據(jù)設(shè)備所能承受的最大允許加速度，應(yīng)有：

根據(jù)沖擊緩沖器的最大允許變形量，應(yīng)有：

式中，δm是最大變形量；[δa]是最大允許變形量。則，固有頻率為：

校核設(shè)備所受的最大加速度和緩沖器的最大變形量為：

由上述理論計算結(jié)果可以得出結(jié)論：配裝減振器的機(jī)箱符合相應(yīng)試驗要求。

3　簡化建模

在仿真軟件中建立機(jī)箱模型，此時可以對機(jī)箱各單元零件進(jìn)行簡化建模。其中，機(jī)箱蓋板等用殼單元簡化；行波管、高壓電源變換器和分機(jī)控制盒等用集中質(zhì)量點簡化。減振器采用彈簧單元模擬，每個方向采用1個彈簧單元并連到基礎(chǔ)上，隨后使用剛性單元將基礎(chǔ)上的所有節(jié)點與編號為5440的節(jié)點連接在一起。簡化的有限元模型如圖4所示(k1、k2和k3代表坐標(biāo)矢量)。

圖4　帶減振器的機(jī)箱有限元模型

4　機(jī)箱有限元分析

4.1隨機(jī)振動分析

對該機(jī)箱有限元模型進(jìn)行隨機(jī)振動分析，振動類型為寬帶隨機(jī)譜上迭加窄帶尖峰，施加激勵方向為Z向，隨機(jī)振動譜如圖5所示。激勵和約束施加在節(jié)點5440處。對未加入減振器和加入減振器后的機(jī)箱進(jìn)行加速度和加速度位移響應(yīng)分析。

圖5　隨機(jī)振動譜

取基礎(chǔ)節(jié)點(5440)、行波管質(zhì)量點(5441)進(jìn)行分析。未加入減振器的機(jī)箱加速度響應(yīng)曲線如圖6所示，加入減振器的機(jī)箱加速度響應(yīng)曲線如圖7所示。

圖6　未加入減振器時加速度響應(yīng)曲線

圖7　加入減振器時加速度響應(yīng)曲線

根據(jù)響應(yīng)曲線值，可計算基礎(chǔ)節(jié)點的加速度響應(yīng)均方根值為4.986g，其代表系統(tǒng)輸入的加速度均方根值。未加入減振器時，計算得到行波管質(zhì)量點的加速度響應(yīng)均方根值為10.72g；加入減振器后，計算得到行波管質(zhì)量點的加速度響應(yīng)均方根值為0.037 45g。由此可以得出，加入減振器可以大大減小系統(tǒng)的加速度響應(yīng)，對機(jī)箱結(jié)構(gòu)和行波管等器件起到防護(hù)作用。

4.2沖擊響應(yīng)分析

沖擊響應(yīng)分析采用經(jīng)典半正弦沖擊波形，沖擊加速度為3g，沖擊持續(xù)時間為11 ms，分析時間為33 ms，波形圖如圖8所示。激勵和約束施加在節(jié)點5440處，幅度已歸一化處理。對未加入減振器和加入減振器后的機(jī)箱進(jìn)行沖擊激勵下的加速度響應(yīng)分析。

圖8　半正弦波

取基礎(chǔ)節(jié)點(5440)、行波管質(zhì)量點(5441)進(jìn)行分析。未加入減振器時加速度響應(yīng)曲線如圖9所示，加入減振器時加速度響應(yīng)曲線如圖10所示。

圖9　未加入減振器時加速度響應(yīng)曲線

圖10　加入減振器時加速度響應(yīng)曲線

由圖9和圖10可以看出，當(dāng)未加入減振器時，行波管質(zhì)量點的加速度最大值為38 m/s2，大于沖擊脈沖峰值(30 m/s2)，沖擊時間結(jié)束后，加速度曲線開始衰減；當(dāng)加入減振器后，行波管質(zhì)量點的加速度最大值為6 m/s2，小于沖擊脈沖峰值(30 m/s2)?？梢?，加入減振器后，對減小系統(tǒng)的加速度響應(yīng)峰值能起到很好的緩沖作用[3]。

未加入減振器時和加入減振器后加速度位移響應(yīng)曲線如圖11和圖12所示。由圖11和圖12可以看出，未加入減振器時，行波管質(zhì)量點的加速度位移(相對于節(jié)點5440)的最大值為0.04 mm，沖擊時間結(jié)束后，響應(yīng)曲線開始迅速衰減；加入減振器后，行波管質(zhì)量點的加速度位移最大值為6 mm，此值遠(yuǎn)大于未加入減振器時的加速度位移響應(yīng)。這是因為加入彈性裝置減振器后，基礎(chǔ)和機(jī)箱之間的連接不是完全的剛性連接，在沖擊激勵下，會產(chǎn)生比較大的加速度位移，但此值滿足系統(tǒng)設(shè)計的要求(7 mm)；因此，設(shè)計出的剛度和阻尼滿足要求。

圖11　未加入減振器時加速度位移響應(yīng)曲線

圖12　加入減振器后加速度位移響應(yīng)曲線

5　結(jié)語

通過以上分析，可以得出以下結(jié)論。

1)設(shè)計的減振器剛度和阻尼能夠滿足設(shè)計要求，對系統(tǒng)起到一定的隔振緩沖作用[4]。在沖擊作用下，行波管質(zhì)量點的加速度最大值為6 m/s2，小于沖擊脈沖峰值(30 m/s2)；相對位移最大值為6 mm，滿足系統(tǒng)的設(shè)計要求。

2)加入減振器后，在沖擊作用下，會增大設(shè)備的相對位移，有可能會超過設(shè)備允許的變形范圍，甚至超過減振器本身的變形能力；因此，在隔振緩沖系統(tǒng)的設(shè)計過程中，要考慮設(shè)備的最大相對位移，在必要的情況下，可以通過加入彈性限位器來減小設(shè)備的相對位移。

[1] 馬愛軍，周傳月，王旭等.Patran和Nastran有限元分析[M].北京：清華大學(xué)出版社，2005.

[2] 張永昌.MSC.Nastran有限元分析理論基礎(chǔ)與應(yīng)用[M]. 北京：科學(xué)出版社，2004.

[3] 張潤逵，戚仁欣，張樹熊等.雷達(dá)結(jié)構(gòu)與工藝[M].北京：電子工業(yè)出版社，2007.

[4] 陳勇，一種雷達(dá)高精度軸系設(shè)計[J]. 新技術(shù)新工藝，2015(5):47-49.

責(zé)任編輯鄭練

Simulation Analysis of the Radar Chassis Vibration Isolation Buffer System based on MSC.Patran/Nastran

SUN Yanfen

(Changzhou Institute of Mechatronic Technology, Changzhou 213164, China)

A radar emission chassis structure is studied as the research object. After having analyzed and calculated the stiffness and damp of the chassis vibration isolation buffer system on the basis of assembling the shock absorber on the bottom, the simulation calculation results of chassis random vibration, impact, etc. have been got through finite element modeling and dynamic analysis by MSC.Patran/Nastran simulation software. The results show that the design of the vibration reduction structure of the chassis meets the requirement of the mechanical environment condition and vibration isolation buffer.

chassis, vibration isolation buffer, MSC.Patran/Nastran, simulation analysis

TB 21

A

孫艷芬(1980-)，女，講師，主要從事機(jī)械制造及結(jié)構(gòu)設(shè)計等方面的研究。

2016-04-28