劉建坤，南江紅，王光輝，翁藝航，黃佳雷

(上海航天電子技術(shù)研究所，上海 201109)

現(xiàn)代戰(zhàn)爭對地面雷達的機動性和環(huán)境適應(yīng)性提出了更高的要求[1-2]。現(xiàn)代車載雷達通常處于兩種狀態(tài)——工作狀態(tài)和運輸狀態(tài)。在工作狀態(tài)時為了減小地物載波對雷達系統(tǒng)的影響，需要天線舉升裝置將雷達天線升至要求的高度，工作完成后降低天線的高度，使其處于運輸狀態(tài)，滿足公路和鐵路運輸?shù)囊?。因此，需要設(shè)計一種天線舉升裝置實現(xiàn)雷達天線的升降，完成工作狀態(tài)和運輸狀態(tài)的轉(zhuǎn)換。目前雷達天線舉升裝置的機構(gòu)形式主要有翻轉(zhuǎn)式、升降筒式和多連桿式，以及上述方式中兩種或多種形式的組合方式[3-4]。翻轉(zhuǎn)式天線舉升裝置[5]其天線或天線座與載車底盤通過鉸鏈連接，液壓缸或電動缸推動天線翻轉(zhuǎn)到指定角度；升降筒式天線舉升裝置采用多級套筒[6]依次嵌套的方式實現(xiàn)天線的升降；多連桿式天線舉升裝置[7-8]是通過多個平面連桿機構(gòu)實現(xiàn)天線的升降。平行四邊形機構(gòu)具有良好的移植性和通用性，在雷達車上使用該機構(gòu)可滿足機動性好、越野能力強、架撤方便等要求。基于受力均布的考慮，將兩套平行四邊形機構(gòu)布置于載車的兩側(cè)[9-10]，既能提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性，節(jié)省出的中部空間還可用于集中布置其他設(shè)備。

本文根據(jù)平行四邊形機構(gòu)的原理設(shè)計了一種基于平行四邊形機構(gòu)的天線舉升裝置。

1 舉升裝置技術(shù)指標

基于平行四邊形機構(gòu)設(shè)計的天線舉升裝置主要技術(shù)指標如下。

1)舉升高度：≥1.5 m。

2)舉升/撤收時間：≤3 min。

3)舉升質(zhì)量：>500 kg。

4)系統(tǒng)自重：<350 kg。

5)到位精度：X<3′，Y<3′。

6)八級風(20 m/s)載荷時最大位移量：<15 mm。

7)舉升到位后能夠可靠鎖定與解鎖。

設(shè)計天線舉升裝置時要充分考慮人機工程學，在滿足功能技術(shù)指標的前提下，還要使其結(jié)構(gòu)緊湊、美觀、輕巧。

2 構(gòu)型設(shè)計

平行四邊形機構(gòu)由基座、兩個曲柄和連桿組成，兩個曲柄與基座連接，連桿與兩個曲柄連接。平行四邊形機構(gòu)的兩個曲柄以相同的速度同向轉(zhuǎn)動，連桿作平動。在進行天線舉升裝置設(shè)計時，將基座安裝在載車底盤或?qū)Ｓ玫闹慰蚣苌?，在框架的兩?cè)平行安裝兩套平行四邊形機構(gòu)，將機構(gòu)的連桿設(shè)計成雷達天線的基座。平行四邊形機構(gòu)由電動缸驅(qū)動，電動缸具有結(jié)構(gòu)緊湊、維護成本低、干凈無污染等特點，電動缸一端連接曲柄，另一端連接底座框架。根據(jù)其功能和構(gòu)型設(shè)計要求，天線舉升裝置的系統(tǒng)組成如圖1所示，構(gòu)型如圖2所示。

圖1 系統(tǒng)組成框圖

圖2 天線舉升裝置構(gòu)型

底座框架與調(diào)平系統(tǒng)是天線舉升裝置的基礎(chǔ)部件，承載了其他所有部件的質(zhì)量，并保證了雷達系統(tǒng)的基礎(chǔ)水平度要求。雙平行四邊形機構(gòu)是實現(xiàn)天線舉升和撤收的關(guān)鍵部件。電動缸與控制系統(tǒng)用于驅(qū)動雙平行四邊形機構(gòu)的運動。位置檢測裝置主要檢測平行四邊形機構(gòu)運動的位置，使雷達天線能夠穩(wěn)定快速地舉升和撤收。鎖定機構(gòu)在雷達天線舉升到位和撤收到位后鎖定機構(gòu)狀態(tài)，保證其安全可靠地工作。

3 機構(gòu)分析

天線舉升裝置的構(gòu)型設(shè)計完成后，對機構(gòu)進行運動特性和靜力特性分析，為工程設(shè)計時零件形狀設(shè)計、材料選擇和強度校核提供依據(jù)。如圖2所示，升降平臺與曲柄1和曲柄2通過鉸鏈連接，鉸接位置分別是p1和p2，曲柄1和曲柄2互相平行，與基座通過鉸鏈連接，鉸接位置分別是p3和p5，電動缸伸出端與曲柄2通過鉸鏈連接，鉸接位置是p4，電動缸固定端與底座通過鉸鏈連接，鉸接位置是p6。平行四邊形機構(gòu)的自由度是1，通過電動缸的伸縮實現(xiàn)平行四邊形機構(gòu)的運動。曲柄1和曲柄2的長度分別為l1和l2，曲柄2與水平面的夾角為θ，以點p2為基準，則升降平臺距離天線撤收狀態(tài)時的高度h為：

h=l2sinθ

(1)

(2)

對式(2)求導(dǎo)可得：

(3)

根據(jù)點的速度合成定理，電動缸繞p6點的轉(zhuǎn)動角速度ω7為：

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：α為曲柄的角加速度。

根據(jù)技術(shù)指標和運動特性分析可知，平行四邊形機構(gòu)的舉升和撤收過程比較緩慢，因此只對該機構(gòu)進行靜力特性分析，主要分析天線基座在不同位置時機構(gòu)在運動過程中對電動缸的輸出力要求。由于曲柄相對于升降平臺和雷達天線的質(zhì)量很小，為簡化計算，可以忽略曲柄自身的重力。

對天線基座進行受力分析，如圖3所示，天線基座所受力主要是其自身與天線的重力之和G以及曲柄1、曲柄2的作用力F1和F2。曲柄1是二力桿，曲柄1對升降平臺的作用力F1方向可知，平行于曲柄1且過p1點，將曲柄2對升降平臺的作用力分解為水平方向的F2x和豎直方向的F2y。點p1和點p2的距離為l3，點p2到曲柄1的距離是l5，l3與水平面的夾角為δ1。

圖3 天線基座受力圖

基于天線基座受力的平衡，對p2點取矩得：

(8)

l5=l3·sin(θ+δ1)

(9)

式中：l3x為l3的水平分量。

曲柄1對升降平臺的作用力F1為：

(10)

故有

(11)

(12)

對曲柄2進行受力分析。曲柄2對升降平臺的作用力為F2，故曲柄2受到升降平臺的反作用力大小與F2相等，另外曲柄2還受到電動缸的作用力F4，F(xiàn)4的方向平行于電動缸且過p4點，以及受底座的支反力F5，其受力示意圖如圖4所示。電動缸與曲柄2的夾角為β2，點p5到電動缸l7的距離為l6。

圖4 曲柄2受力圖

基于曲柄2受力的平衡，對p5點取矩得：

(13)

故電動缸的輸出力為：

(14)

由式(14)可得電動缸的輸出力和曲柄轉(zhuǎn)動角度θ的關(guān)系，據(jù)此可知天線舉升裝置在舉升的起始階段對電動缸的輸出力要求最大。因此，在電動缸選型時，當天線的質(zhì)量確定后就可以根據(jù)式(14)確定電動缸的輸出力。

4 天線舉升裝置設(shè)計

對平行四邊形機構(gòu)進行運動學分析和靜力學分析后，天線舉升裝置的基本參數(shù)和運動關(guān)系已經(jīng)確定，可以對機構(gòu)零件進行詳細的工程設(shè)計。根據(jù)以上分析和技術(shù)指標要求設(shè)計的天線舉升裝置如圖5所示，主要包括底座、調(diào)平腿、平行四邊形機構(gòu)、電動缸、升降平臺、翻倒鎖定裝置、起豎鎖定裝置、位置檢測裝置和控制系統(tǒng)。在升降平臺的兩側(cè)對稱位置分別布置了一個平行四邊形機構(gòu)，每個平行四邊形機構(gòu)分別由一個電動缸驅(qū)動，因此需要控制系統(tǒng)和位置檢測裝置共同保證電動缸伸縮的同步性，以避免兩側(cè)的平行四邊形機構(gòu)因不同步而產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力。

圖5 天線舉升裝置

天線的到位精度主要由曲柄、底座框架和天線基座的加工和裝配精度保證。天線舉升和撤收時間主要由伺服控制系統(tǒng)保證。

圖5所示為天線舉升狀態(tài)，在此狀態(tài)時天線基座的上平面保持水平，曲柄保持豎直，通過機械限位和兩側(cè)曲柄上的起豎鎖定機構(gòu)保證天線舉升裝置成為一個具有良好穩(wěn)定性的剛性體。舉升時，撤收鎖定機構(gòu)解鎖，電動缸伸長，升降平臺升高，曲柄到達豎直狀態(tài)時，升降平臺到達最高位置，電動缸停止工作，舉升鎖定機構(gòu)鎖定，舉升過程結(jié)束。舉升過程如圖6所示。撤收時，首先舉升鎖定機構(gòu)解鎖，然后電動缸開始收縮，曲柄開始繞支座翻轉(zhuǎn)，升降平臺隨之下降，當曲柄處于水平狀態(tài)時，升降平臺處于最低位置，電動缸停止工作，撤收鎖定機構(gòu)鎖定，撤收過程結(jié)束。

圖6 舉升過程

5 強度校核

對天線舉升裝置中重要的零部件進行強度校核。由靜力分析可知，機構(gòu)從撤收狀態(tài)開始舉升時電動缸輸出力最大，此時曲柄2受力最大，因此對曲柄2進行強度校核。曲柄2的材料為Q235方鋼管，材料的屈服極限σs為216～235 MPa。根據(jù)靜力分析可知，在起豎起始狀態(tài)時，電動缸推力F4最大。此時曲柄2受力如圖7所示。

圖7 曲柄2受力圖

假設(shè)天線基座和天線的總質(zhì)量為1 000 kg，由于平行四邊形機構(gòu)對稱布置在升降平臺的兩側(cè)，因此可以認為單側(cè)的平行四邊形機構(gòu)受到的作用力為5 000 N。根據(jù)式(11)和式(12)可知，F(xiàn)2x=5.358×103N，F(xiàn)2y=5 000 N，方向如圖7所示；根據(jù)式(14)，力F4水平和豎直方向的分解力為：F4x=F4cosβ2=2.85×104N ，F(xiàn)4y=F4sinβ2=7 835 N，方向如圖7所示?；谇?受力平衡計算支座對曲柄2的支反力：

F2x+F4x-F5x=0

(15)

F2y-F4y-F5y=0

(16)

由式(15)、(16)求得F5x=3.386×104N，F(xiàn)5y=2 835 N，方向如圖7所示。

根據(jù)分析和計算可知曲柄會發(fā)生拉伸和彎曲組合變形。對p2p4段內(nèi)的軸向力、剪力和彎矩進行分析計算，p2p4段受力如圖8所示，圖中l(wèi)x表示p2p4段內(nèi)任一截面到點p2的距離。

圖8 對p2p4段受力分析

基于p2p4段受力平衡可知，p2p4段的軸向力為Fa24=F2x=5.358×103N，剪力為Fs24=F2y=5 000 N，彎矩為M24=F2ylx，最大值為3 080 N·m。軸向力、剪力和彎矩的方向如圖8所示。

圖9 對p4p5段受力分析

根據(jù)以上計算，曲柄2的危險截面(受力最大、最可能發(fā)生斷裂的截面)在點p4的右側(cè)。曲柄2是橫截面為70 mm×70 mm、壁厚為5 mm的方鋼管。軸向力引起的拉應(yīng)力σ1為：

(17)

式中：A為方鋼管橫截面積，A=1 300 mm2。由彎矩引起的最大拉應(yīng)力σ2為：

(18)

式中：Mmax為曲柄的最大彎矩；W為抗彎截面系數(shù)。根據(jù)材料力學中組合變形疊加原理，可得曲柄2的最大拉應(yīng)力σ為：

σ=σ1+σ2=143.112 (MPa)

(19)

曲柄2的最大拉應(yīng)力小于其屈服極限216～235 MPa，由此可知，曲柄2滿足強度要求。

6 穩(wěn)定性分析

穩(wěn)定性分析[11]主要是對八級風載荷(20 m/s)下機構(gòu)的抗風能力進行分析，以確定天線基座上的天線位移量是否小于15 mm。

天線舉升裝置處于工作狀態(tài)時主要受到天線和其自身重力G以及側(cè)向八級風載荷F的作用，天線舉升裝置處于圖10所示狀態(tài)時受到的風載荷最大，因此只計算此狀態(tài)下風載荷對機構(gòu)的穩(wěn)定性影響。

圖10 天線舉升裝置受風載荷

假設(shè)天線的高度為1 m，寬度為1.4 m，此時天線舉升裝置的迎風面積S為2.97 m2。

風載荷按公式(20)計算：

(20)

式中：C為空氣阻力系數(shù)，一般取1；ρ為空氣密度，kg/m3，取1.293 kg/m3；S為迎風面積，m2；v為風速，m/s。

計算得到八級風載荷作用下裝置受到的總的風載荷F=768.04 N，方向垂直于裝置的側(cè)面。

為簡化計算，假設(shè)風載荷的作用點位于天線的中心，天線中心的高度為h1=3.48 m，則風載荷產(chǎn)生的最大傾覆力矩M1為：

M1=F·h=2672.78 (N·m)

(21)

天線的質(zhì)量為800 kg，舉升裝置的質(zhì)量為340 kg，重力臂為b，則天線舉升裝置自身重力穩(wěn)定力矩M2為：

M2=G·b=15 102.26 (N·m)

(22)

在八級風載荷作用下天線舉升裝置的穩(wěn)定系數(shù)η為：

η=M1/M2=5.7

(23)

最小穩(wěn)定系數(shù)一般取2.5，故在八級風載荷作用下天線舉升裝置工作穩(wěn)定。

對天線舉升裝置在八級風載荷作用下進行仿真分析，為簡化計算，將風載荷簡化為集中力且只作用在天線基座上，大小為768.04 N，底座框架與地面固定連接。得到的仿真結(jié)果如圖11所示。

圖11 八級風載荷時機構(gòu)變形量仿真結(jié)果

從圖中可以看出，八級風載荷作用下機構(gòu)的變形很小，最大變形只有0.247 mm，位于升降平臺的上邊緣，不會影響天線舉升裝置的穩(wěn)定性。

7 結(jié)束語

本文設(shè)計了一種基于平行四邊形機構(gòu)的天線舉升裝置，通過對平行四邊形機構(gòu)的分析和優(yōu)化設(shè)計，基于平行四邊形機構(gòu)的天線舉升裝置滿足技術(shù)指標要求，并且具有剛度好、強度高、穩(wěn)定性強，結(jié)構(gòu)緊湊、外形美觀的特點。在設(shè)計和分析過程中發(fā)現(xiàn)曲柄2受力比曲柄1大，因此在以后的設(shè)計中可以減小曲柄1的橫截面積，進一步減輕自重。本文的研究成果可供以后的高機動雷達設(shè)計時參考。