湯偉強(qiáng)，陳騰飛

(南京電子技術(shù)研究所， 江蘇 南京 210039)

某型機(jī)載雷達(dá)天線伺服系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)分析*

湯偉強(qiáng)，陳騰飛

(南京電子技術(shù)研究所， 江蘇 南京 210039)

對某型機(jī)載雷達(dá)的天線伺服系統(tǒng)進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)分析。首先根據(jù)天線結(jié)構(gòu)和伺服單元結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)建立了有限元模型，然后在Patran/Nastran中進(jìn)行了動(dòng)力學(xué)分析，包括模態(tài)分析、沖擊響應(yīng)分析、頻率響應(yīng)分析、隨機(jī)振動(dòng)分析等，全面評估此系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性。此分析計(jì)算為后續(xù)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化、動(dòng)力學(xué)設(shè)計(jì)提供了重要依據(jù)。

機(jī)載雷達(dá)；天線座；動(dòng)力學(xué)分析；有限元

引 言

隨著電子技術(shù)的發(fā)展，越來越多的電子設(shè)備裝載到航空飛行器上，因而飛行器對于各類電子設(shè)備的減重要求越來越高[1-3]，但是環(huán)境力學(xué)條件是保持不變的或者要求更高。這樣在設(shè)計(jì)過程中，電子設(shè)備的剛強(qiáng)度富裕程度就越來越小，因此在設(shè)計(jì)過程中需要對電子設(shè)備進(jìn)行全面的動(dòng)力學(xué)特性評估和校核，保證結(jié)構(gòu)的安全性和可靠性。對于機(jī)載雷達(dá)這一重要的航空電子設(shè)備，動(dòng)力學(xué)特性分析尤為重要，特別是整個(gè)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性分析更能充分地反映整體結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)設(shè)計(jì)的優(yōu)劣[4]。

本文對某型機(jī)載雷達(dá)的天線伺服系統(tǒng)進(jìn)行了全面的動(dòng)力學(xué)分析。首先把Pro/E模型導(dǎo)入到Hypermesh中進(jìn)行結(jié)構(gòu)簡化和網(wǎng)格劃分，然后設(shè)定邊界條件。把有限元模型導(dǎo)入到Patran中根據(jù)不同的分析類型設(shè)定不同工況，提交到Nastran中進(jìn)行分析計(jì)算。最后根據(jù)分析結(jié)果評估系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)性能。

1 有限元模型的建立

1.1 伺服單元有限元模型建立

動(dòng)力學(xué)分析求解應(yīng)力時(shí)對網(wǎng)格質(zhì)量要求比較高，因此為獲得較高可行度的結(jié)果，對伺服單元進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。將結(jié)構(gòu)中的電路板、傳感器等簡化為質(zhì)量點(diǎn)通過MPC(多點(diǎn)約束)連接到安裝位置的節(jié)點(diǎn)上。在傳動(dòng)軸上軸承的內(nèi)圈外圈之間建立有6向剛度的PBUSH單元以模擬軸承，見圖1。部件與部件之間如果螺釘孔較多就用共節(jié)點(diǎn)的方式進(jìn)行連接，如果螺釘孔較少，則用MPC連接。

圖1 軸承PBUSH單元

1.2 天線單元有限元模型建立

由于天線結(jié)構(gòu)大多數(shù)屬于薄板殼類結(jié)構(gòu)，因此將天線的大部分結(jié)構(gòu)劃分為殼單元網(wǎng)格，其余結(jié)構(gòu)劃分為六面體網(wǎng)格，風(fēng)扇簡化為質(zhì)量點(diǎn)。模塊的銷釘連接采用4個(gè)自由度的MPC來模擬。天線與天線座支臂之間的6個(gè)螺釘連接采用MPC約束螺母大小區(qū)域網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)來模擬。整個(gè)模型的單元數(shù)為566 484個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)達(dá)到725 274個(gè)。整個(gè)系統(tǒng)的有限元模型如圖2所示。

圖2 整體有限元模型

2 環(huán)境條件

沖擊響應(yīng)分析是計(jì)算結(jié)構(gòu)在瞬間力作用下的響應(yīng)。沖擊載荷按照GJB 150.18A[5]的方法，采用后峰鋸齒波。在隨機(jī)響應(yīng)工況中3個(gè)軸向采用相同的功率譜，功率譜密度的量值見GJB 150.16A[6]。

3 動(dòng)力學(xué)分析

3.1 模態(tài)分析

采用Block Lanczos的方法進(jìn)行模態(tài)求解，結(jié)果如表1所示。

表1 系統(tǒng)前8階固有頻率和振型

第1階為軸承引起的自由模態(tài)，第2、3階的振型如圖3所示。

圖3 第2、3階振型

第1階模態(tài)頻率較高，天線伺服系統(tǒng)整體剛度較好。第3階模態(tài)振型所對應(yīng)的模態(tài)剛度比第2階小，與實(shí)際相符。

3.2 沖擊響應(yīng)分析

采用模態(tài)法計(jì)算天線伺服系統(tǒng)的沖擊響應(yīng)。響應(yīng)最大值出現(xiàn)在向前沖擊工況的天線支臂位置，結(jié)果如圖4所示。從圖中可以看出，支臂向前沖擊工況下應(yīng)力響應(yīng)最大值為230 MPa，除去應(yīng)力集中區(qū)，其他區(qū)域最大應(yīng)力值在153～200 MPa之間。支臂材料為2A14，屈服強(qiáng)度為360 MPa。因此在模型向前沖擊工況下，這個(gè)零件是安全的。

圖4 支臂應(yīng)力云圖

3.3 頻率響應(yīng)分析

在天線座支臂固定螺紋孔區(qū)域節(jié)點(diǎn)處分別施加3個(gè)方向的單位正弦加速度載荷，分析得到結(jié)構(gòu)各處的加速度響應(yīng)曲線。選擇天線單元安裝點(diǎn)(左右對稱)一邊的3個(gè)節(jié)點(diǎn)(945020、943923、933320)提取頻響曲線，見圖5。其中向上加載工況的加速度放大倍數(shù)較大。

圖5 加速度頻響曲線

由圖5可見， 202.82 Hz的加速度頻率響應(yīng)值最大，為節(jié)點(diǎn)933320的18.6 mm/s2，放大了18.6倍，放大倍數(shù)在可接受范圍內(nèi)。模型受到模態(tài)分析中第4階的影響最大。

3.4 隨機(jī)振動(dòng)分析

MSC Nastran對隨機(jī)振動(dòng)的分析是作為頻率響應(yīng)的后處理進(jìn)行的。在3個(gè)工況的功率譜密度加載后，結(jié)果顯示應(yīng)力最大值出現(xiàn)在向前加載工況的天線座支臂上，支臂的隨機(jī)振動(dòng)響應(yīng)應(yīng)力云圖如圖6所示。從圖中可以看出，支臂隨機(jī)振動(dòng)響應(yīng)應(yīng)力最大，最大值為58.3 MPa。云圖中的應(yīng)力值為1σ應(yīng)力，因此3σ應(yīng)力的最大值應(yīng)為174.9 MPa。支臂的屈服強(qiáng)度為360 MPa，結(jié)構(gòu)安全系數(shù)為2.05，滿足要求。

圖6 支臂隨機(jī)振動(dòng)響應(yīng)應(yīng)力云圖

測節(jié)點(diǎn)17876(伺服單元外殼固定孔處)、222295(伺服單元底部殼)、943964(支臂孔處)的功率譜密度響應(yīng)，節(jié)點(diǎn)17876的RMS值為5.853g，這表示輸入載荷的RMS值為5.853g。節(jié)點(diǎn)943964的RMS值為10.94g，放大1.87倍。節(jié)點(diǎn)222295的RMS值為19.12g，放大3.27倍。具體的功率譜密度響應(yīng)曲線如圖7所示。

圖7 功率譜密度響應(yīng)曲線

整個(gè)模型的RMS分布云圖如圖8所示，最大值為29.6g，是輸入功率譜密度RMS值的5倍?？梢娝欧卧吞炀€的RMS值放大倍數(shù)都在合理范圍內(nèi)。

圖8 RMS分布云圖

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

通過3向掃頻試驗(yàn)獲得結(jié)構(gòu)前4階固有頻率，與仿真模型對比結(jié)果如表2所示。

表2 結(jié)構(gòu)固有頻率對比

由誤差可見仿真結(jié)果有效，要進(jìn)一步提高仿真精度，需要對仿真模型進(jìn)行修正。

天線伺服系統(tǒng)的整體剛度對前4階的模態(tài)頻率值貢獻(xiàn)較大，而天線座支臂是兩部分連接的樞紐，因此支臂的連接剛度對整體剛度影響較大。原有限元模型采用RBE2單元多節(jié)點(diǎn)約束支臂孔和天線對應(yīng)孔的周圍節(jié)點(diǎn)。現(xiàn)提出用梁單元模擬螺釘連接，梁單元兩端分別采用MPC約束相應(yīng)孔周圍節(jié)點(diǎn)。此方法能夠更精確地模擬螺釘連接。

由于天線結(jié)構(gòu)復(fù)雜，難以精確建模，在建模過程中進(jìn)行了簡化。原有限元模型只是保證了天線的重心、質(zhì)量和實(shí)際模型相近?，F(xiàn)提出更改模型，使轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和實(shí)際模型相近，提高模型精度。

5 結(jié)束語

通過對天線伺服系統(tǒng)進(jìn)行模態(tài)分析、沖擊響應(yīng)分析、頻率響應(yīng)分析、隨機(jī)振動(dòng)分析，得到動(dòng)力學(xué)分析結(jié)果，評估系統(tǒng)的各項(xiàng)動(dòng)力學(xué)性能指標(biāo)均滿足要求。通過和試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比，前4階模態(tài)頻率誤差在3.1%內(nèi)，說明仿真模型有效。針對仿真模型提出2條模型修正建議，在后續(xù)工作中實(shí)施。仿真結(jié)果對后續(xù)的結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)設(shè)計(jì)、優(yōu)化設(shè)計(jì)有借鑒意義。

[1] 梁震濤, 徐德好, 李玉峰, 等. 直升機(jī)載設(shè)備安裝架的隨機(jī)振動(dòng)分析[J]. 電子機(jī)械工程, 2009, 25(5): 21-24.

[2] 王賢宙, 王長武. 基于MD.Nastran的某型機(jī)載雷達(dá)機(jī)箱力學(xué)仿真分析[J]. 電子機(jī)械工程, 2011, 27(1): 12-14.

[3] 任翠鋒, 牛忠文, 蘇濤, 等. 基于某無人機(jī)平臺(tái)的測云雷達(dá)結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)分析[J]. 測繪通報(bào), 2014(S1): 94-98.

[4] 洪長滿, 段勇軍. 機(jī)載雷達(dá)天線座結(jié)構(gòu)的剛強(qiáng)度性能評估[J]. 現(xiàn)代雷達(dá), 2011, 33(6): 72-75.

[5] 李傳日. GJB 150.18A—2009 軍用裝備實(shí)驗(yàn)室環(huán)境試驗(yàn)方法 第18部分：沖擊試驗(yàn)[S]. 北京: 國防科學(xué)技術(shù)工業(yè)委員會(huì)軍用標(biāo)準(zhǔn)化中心研究室, 2009.

[6] 施榮明. GJB 150.16A—2009 軍用裝備實(shí)驗(yàn)室環(huán)境試驗(yàn)方法 第16部分：振動(dòng)試驗(yàn)[S]. 北京: 國防科學(xué)技術(shù)工業(yè)委員會(huì)軍用標(biāo)準(zhǔn)化中心研究室, 2009.

湯偉強(qiáng)(1965-)，男，工程師，主要從事科技管理工作。

Dynamic Analysis of Antenna Servo System of an Airborne Radar

TANG Wei-qiang，CHEN Teng-fei

(NanjingResearchInstituteofElectronicsTechnology,Nanjing210039,China)

Dynamic analysis of the antenna servo system of an airborne radar is carried out in this article. First of all, the finite element model is constructed according to the structure characteristics of antenna and servo unit. Then dynamic analysis such as modal analysis, transient response analysis, frequency response analysis, random vibration analysis are performed using Patran/Nastran in order to evaluate the dynamic property of the system comprehensively. Analysis result of the article provides critical reference for future structure design optimization and dynamic design.

airborne radar; antenna pedestal; dynamic analysis; finite element

2016-12-27

TN820.3

A

1008-5300(2017)02-0031-03