0 引言
发射基座作为武器系统的载体,起到连接武器与舰船本体的作用,是发射系统中用于承托筒弹武器和传递发射后坐力的关键装置[1]。目前,包括美军MK-41[2]在内的各型发射系统均采用固定发射基座,但因适装武器的长度存在差异,发射系统换装不同筒弹时常需外加适配筒以匹配发射筒的高度空间[3-4]。为解决发射基座与筒弹适配性差,换弹效率低的问题,本研究中提出一种高度可调发射基座,可在发射筒内狭小空间中实现两态高度的切换,以满足2类多型筒弹的装载和发射,并基于Pro/E平台实现该基座的三维建模与虚拟装配。
实际应用环境中,舰船受海浪等因素的影响会产生多自由度耦合的摇荡运动[5]。其中横摇、纵摇和垂荡对舰船各项作业产生的影响最大[6]。基座升降系统在舰船摇荡的作用下会产生复杂的多自由度耦合运动。本文以可调发射基座为研究对象,依托多体动力学理论及刚柔耦合计算方法[7-8],采用虚拟样机技术,基于ADAMS平台建立刚柔耦合模型,进行了高海情下基座的运动学与动力学仿真分析,并针对升降系统中的主要传动构件开展模态及应力应变分析。为后续可调基座的结构改进、动力学设计及参数优化等提供数据支持和模型基础。
1 可调基座模型建立
1.1 基座结构设计
可调基座升降系统采用丝杠传动,由连杆拉拽实现高度调节。丝杠螺母结构紧凑,运行平稳,传动精准且易于自锁[9]。根据筒内空间实际应用条件,可调基座主要技术参数汇总于表1,整体模型见图1所示。
1.导轨;2.丝杠;3.螺母;4.连杆;5.支臂;6.上法兰;7.高位支座;8.下法兰
图1 基座整体三维模型
Fig.1 An overall 3D model of the base
表1 基座主要技术参数设定
Table 1 Main tchnical prameter stting of fundation
高度调节范围130～230 mm升降行程100 mm行程误差0.1%上法兰规格8.79×10-3 m3丝杠规格M40/400 mm连杆长度100 mm
1.2 驱动原理
基座整体安装于发射隔舱的下方,上法兰为碗状结构,圆环区域用于承托筒弹,凹陷部分是筒弹减震器的预留空间。由减速电机驱动丝杠转动,带动螺母平动,连杆上下分别与螺母及上法兰铰接,螺母的平动带动连杆摆动,实现上法兰的升降,进而实现调高。
2 海况作用下的舰船摇荡
发射基座与舰基座固连,因此其运动受船体运动影响。舰船在航行或停泊时,受到浪、流、涌的作用会产生多自由度耦合的复杂摇荡运动[10]。为简化整体动力学模型,假定船体为刚体,忽略弹性形变;假定作用于船体的浪波为规则波,忽略舰船吃水及浪波非线性产生的影响;假定各外力可叠加[11]。建立舰船坐标系于可调基座坐标系,如图2所示。
图2 坐标系定义
Fig.2 The definition of coordinate
1) 舰船坐标系:船船坐标系原点Ov取在舰船质心处;OvXv位于舰船纵对称面且与甲板平行,指向舰艏为正;OvYv在舰船纵对称面内,同样与甲板平行,指向左侧为正;OvZv与OvXv和OvYv组成右手坐标系。
2) 可调基座坐标系:可调基座坐标系原点O1取在下法兰底面中点处;O1X1同样位于舰船纵对称面内,与甲板平行,指向舰艏为正;O1Z1与筒弹轴向平行,竖直向上为正;O1Y1与O1X1和O1Z1组成右手坐标系。
舰船沿OvYv、OvXv、OvZv三轴的往复振荡η1、η2、η3分别为横荡、纵荡和垂荡,绕OvXv、OvYv、OvZv三轴的角振荡分别为横摇、纵摇和艏摇。其中横摇、纵摇耦合运动是舰船的主要摇摆运动,摇摆曲线见图3所示。在实际作业环境中,横摇、纵摇以及垂荡3个自由度的耦合运动对舰艇的影响最大,本研究中将针对上述3种运动对基座展开运动学与动力学分析。
图3 舰船摇摆曲线
Fig.3 The curve of ship motions
3 海况作用下可调基座仿真分析
由于舰船摇荡运动为复杂多自由度耦合过程,可调基座升降过程因受其影响难以通过理论计算的方法精确求解运动规律,因此采用多体动力学仿真形式研究各因素对可调基座运动过程的影响。使用ADAMS软件建立虚拟样机,并假定舰船的横摇、纵摇和垂荡运动分别为独立正弦函数[12]。
3.1 ADAMS动力学仿真模型建立
如图1所示的可调基座三维模型基于Pro/E平台建立,根据计算需求简化丝杠、固定螺栓等结构,突出构件间的连接配合关系及质量属性,在不影响计算精度的情况下节省算力,提高计算效率[13]。将Pro/E模型切换中间格式导入ADAMS/View,根据实际运动关系对基座各构件之间完成相应的连接约束,在丝杠一端添加模拟减速电机的旋转驱动,定义材料密度用于构件质量计算,建立的机械虚拟样机见图4。
图4 ADAMS动力学仿真模型
Fig.4 ADAMS dynamic simulation model
ADAMS对单一构件有约束限制,无法施加多自由度耦合驱动,因此为模拟舰船摇荡,在此建立了如图4所示的辅助几何体,分别为横摇基准、纵摇基准和垂荡基准。三者分别作为舰船横摇、纵摇和垂荡的轴心,轴线方向通过简体摇荡平衡点[14]。在下法兰与横摇基准间添加窜转服,命名为JOINT_HENGYAO;横摇基准与纵摇基准间添加旋转夫,命名为JOINT_ZONGYAO;纵摇基准与垂荡基准间添加滑块副,命名为JOINT_CHUIDANG。为上述3处运动服分别添加正弦驱动函数,控制舰体摇荡运动。各级海况下模拟舰体摇荡的驱动函数汇总于表2。
表2 各级海况仿真驱动函数
Table 2 Simulation driving function of various sea states
3级海况4级海况5级海况横摇/(°)2sinπ3·t+φ1 6.3sin(π3·t+φ1)8.6sin(π3·t+φ1)纵摇/°0.4sin(π5·t+φ2)1.3sin(π5·t+φ2)3.2sin(π5·t+φ2)垂荡/m0.4sin(π4·t+φ3)1.0sin(π4·t+φ3)2.1sin(π4·t+φ3)
3.2 舰船摇荡状态下基座整体摇摆情况
本文以可调基座为对象,针对4级、5级海况下调高运动过程中的运动状态展开研究。根据表2设置ADAMS驱动函数,图5、图6为基座整体摇摆情况。
图5 4级海况下基座摇摆情况
Fig.5 Swing of the base under level 4 sea state
图6 5级海况下基座摇摆情况
Fig.6 Swing of the base under level 5 sea state
由图5和图6可明显得出,基座在4级和5级海况下的整体摇荡运动呈现复杂耦合状态。4级海况下,基座横摇幅值最高为±17.9°,纵摇幅值最高为±8.7°;5级海况下基座横摇幅值最高为±34.6°,纵摇幅值最高为±16°。为研究摇荡状态对基座升降行程的影响,需进一步分析升降系统的运动学和动力学特性。
3.3 基座升降系统的运动学分析
在静力学分析中,虚位移原理将作用在理想约束质点系上的力分为主动力和约束力,并认为质点系平衡的充要条件为所有主动力在任意虚位移上的元功之和为零[15]。图7为升降系统的虚位移原理示意图。
图7 基座升降系统虚位移原理示意图
Fig.7 Schematic diagram of virtual displacement of base
虚位移原理的几何表达式为
(1)
由此得基座虚位移表达式为
Fdx-Qdy=0
(2)
(3)
整理可得
(4)
(5)
升降系统基于虚位移原理的运动规律见图8所示。
图8 基于虚位移原理的运动分析
Fig.8 Motion analysis based on virtual displacement principle
STEP(TIME,0,0d,40,-360d*40)
(6)
基于ADAMS虚拟样机同样可对基座升降系统的运动状态进行仿真。设升降时间为40 s,为丝杠一端的减速电机旋转副添加如式(6)所示的STEP驱动函数,运行仿真可得基座上法兰无摇荡时的运动规律及其分别在4级、5级海况中摇荡状态下的运动规律,如图9—图11所示。
图9 基座无摇荡时的运动规律
Fig.9 The motion law of the base without swaying
对比图8和图9可知,ADAMS虚拟样机仿真的基座上升位移及速度的变化趋势与基于虚位移原理的理论计算结果一致:上法兰高度呈非线性增加趋势,增速逐渐加快;上法兰上升速度同样呈非线性增加趋势,加速度逐渐增大;下降阶段反之。与理论计算结果不同的是,由于丝杠转动受STEP驱动函数的减速作用,在运动末期,上升高度趋于平缓,速度降至0。实际应用中,同样希望在上升运动末段实现对丝杠驱动速度的递减,因此为保证动力学分析的准确性,基座上升运动规律以ADAMS虚拟样机的运动规律为准。
对比图9、图10与图11可知,摇荡状态下,基座升降系统的运动受海况作用的影响十分显著,4级海况下,在目标行程为100 mm的条件下,基座因舰船摇荡产生的纵向位移最大为188.6 mm,5级海况下则为310.3 mm。基座各构件在剧烈摇荡过程中的受力情况将产生显著变化,为此本文针对摇荡状态下基座的升降运动展开动力学仿真分析。
图10 基座在4级海况下的运动规律
Fig.10 The motion law of the base under the level 4 sea state
图11 基座在5级海况下的运动规律
Fig.11 The motion law of the base under the level 5 sea state
3.4 基座升降系统的动力学分析
为充分验证可调基座的可用性,针对5级海况下的摇荡状态开展升降系统的动力学分析。重点关注升降系统中的传动机构受力情况,即①丝杠扭矩状况;②丝杠受力状况;③连杆受力状况。作为对照,首先对无摇荡状态下各机构进行动力学仿真。
分析图12—图14,可知在无摇荡的状态下,丝杠最大扭矩为0.59 N·m;丝杠受到的最大轴向力为618.5 N,最大径向力为21.5 N;连杆所受最大合力为645.6 N。舰体无摇荡的条件下,各构件的受力均呈现为平滑曲线,受力变化具有一定规律。
图12 无摇荡状态下丝杠扭矩
Fig.12 Torque of lead screw without swaying
图13 无摇荡状态下丝杠受力
Fig.13 Force on the lead screw without swaying
图14 无摇荡状态下连杆受力
Fig.14 Force of connecting rod under without swaying
5级海况下,主要构件受力如图15—图19所示。可知因舰船的摇荡作用,各构件的运动产生不规则波动,升降系统的受力情况也呈现出复杂耦合变化。本研究中进一步依托刚柔耦合方法,建立系统的刚柔耦合动力学虚拟样机,分析升降运动中的主要构件各界模态的频率和振型以及运动过程中的应力应变。
图15 5级海况下丝杠扭矩
Fig.15 Torque of lead screw under level 5 sea state
图16 5级海况下丝杠Y向扭矩
Fig.16 Y-direction torque under level 5 sea state
图17 5级海况下丝杠Z向扭矩
Fig.17 Z-direction torque under level 5 sea state
图18 5级海况下丝杠受力
Fig.18 Force on the lead screw under level 5 sea state
图19 5级海况下连杆受力
Fig.19 Force on connecting rod under level 5 sea state
4 基于刚柔耦合方法的构件强度分析
4.1 基座升降系统刚柔耦合模型的建立
在ADAMS多体动力学模型中,特殊构件的应力应变分析方法是建立刚柔耦合动力学模型,建模方法主要有以下几种:
1) 建立离散柔性连接件:将目标构件离散成多段小的刚性构件,每个小刚性体之间通过柔性梁连接。该方法不能实现构件的应力分析,只能模拟柔性体的应变,且该方法中的变形本质上是连接刚性构件的柔性梁变形,而非刚体变形。
2) 输出载荷:运行ADAMS多体动力学仿真,通过ADAMS FEA Load的方式将刚性构件上的各项载荷以Load case的方式输出,每个Load case代表构件某一时刻的动平衡状态。将这些Load case导入FEA软件中开展静态的应力应变计算。该方法本质是将动态过程中各时间点上的负载在时间维度上静态输出,计算量小,耗时短,但计算精度和准确性较低。
3) 外部导入柔性体:将建立的实体模型导入FEA软件中,并进行网格划分,采用刚性分区的方法生成ADAMS所需的MNF类型的中性文件,从而生成带有网格的柔性体模型,再以柔性构件替换ADAMS多体动力学模型中的刚体构件[16]。该方法的计算覆盖整个运动过程,可针对构件的复杂运动进行分析,计算量大,耗时长,但保证了计算结果准确。
由于舰船摇荡作用下,基座各构件的运动过程复杂且无序,为保证准确分析构件的应力应变情况,本文采用方法3)建立刚柔耦合动力学模型,进行主要构件的应力应变分析。
运用Hypermesh软件在外部建立所需构件的柔性体模型,选定求解器为OptiStruct。首先进行网格划分,由于拟定构件材料为各向同性金属材料,且构件形式相对简单,故可直接对其进行实体网格划分,为保证计算精度,选取网格类型为4 mm三角形网格。完成网格划分后为构件定义材料和属性。随后,依据刚性分区方法的原则,在柔性体模型上定义刚性区域,用于刚柔耦合的装配连接。连杆上下铰接孔分别用于与螺母和上法兰以旋转副的形式铰接;丝杠两端与支臂形成旋转副,中段与螺母形成螺旋副。在Hypermesh中为上述区域分别建立rbe2,新建Load Collector,在Constraints界面选择各rbe2的中心节点并约束6个自由度,从而完成刚性区域的建立,此处载荷类型选择ASET1,这些节点将成为连接副的作用点,每增多1个将增加6阶模态。再新建Load Collector,卡片类型选择CMSMETH,卡片中定义输出的柔性体的模态阶数,此处定义为15。建立的柔性体模型如图20所示。
图20 柔性体模型的建立
Fig.20 Establishment of flexible model
完成柔性体建模后,定义相关的输出属性。在控制卡片中选择GLOBAL_CASE_CONTROL,勾选CMSMETH,并选择相应载荷;选择DTI_UNITS,定义计算时使用的单位制;选择OUTPUT,将ADAMSMNF中的OPTION设置为YES;激活GLOBAL_OUTPUT_REQUEST中的GPSTRESS选项,从而输出单元应力及变形。提交计算即可生成MNF文件。用MNF格式的柔性体构件替换原模型中的对应构件,依据装配关系定义约束,从而实现刚柔耦合动力学模型的建立,见图21所示。值得注意的是,柔性体建模的过程中,构件各点坐标应与原模型中保持一致,否则将无法实现替换。
图21 外部导入柔性体模型
Fig.21 External import of flexible model
4.2 连杆强度分析
4.2.1 连杆模态分析
模态是机械结构的固有振动特性,构件的每个模态对应有特定的频率的模态振型。针对有限元模型而言,各个节点具有一定的自由度,所有节点的自由度之和构成了有限元模型的自由度,即模态阶数。进行模态分析对于可调基座传动构件在工作过程中因各种激励产生的共振研究具有重要意义。
刚柔耦合虚拟样机中,连杆的前6阶模态的频率极小,可忽略不计,默认为刚体模态。本研究中主要考虑第7至第10阶模态。连杆第7～10阶模态振型如图22所示。其频率分别为60.177 9、74.010 3、156.273 7、165.632 6 Hz。
图22 连杆第7～10阶模态振型
Fig.22 7th～10th order modal shape of connecting rod
4.2.2 连杆应力应变分析
在舰船摇荡作用下,升降系统工作过程中连杆的应力、应变云图见图23、图24所示。由图可知,运动过程中最大应力为0.052 MPa,位于连杆中段;最大位移0.084 mm,位于连杆上方与螺母铰接处,可知连杆刚度大,最大应力与最大变形均极小。
图23 连杆应力云图
Fig.23 Stress nephogram of connecting rod
图24 连杆应变云图
Fig.24 Strain nephogram of connecting rod
4.3 丝杠强度分析
4.3.1 丝杠模态分析
与连杆相同,在刚柔耦合虚拟样机中,丝杠前6阶模态同样可视为刚体模态,忽略不计。其第7～10阶模态振型如图25所示。其频率分别为25.171 0、25.189 2、73.402 9、73.423 3 Hz。
图25 丝杠第7～10阶模态振型
Fig.25 7th～10th order modal shape of lead screw
4.3.2 丝杠应力应变分析
运动过程中丝杠的应力、应变云图如图26、图27所示。由图可知丝杠最大应力2.25 MPa,位于丝杠一端与基座支臂的连接处;最大位移1.18 mm,位于丝杠一端的轴心处。同样可知,最大应力远小于材料的许用应力,最大位移较小,丝杠刚度高。
图26 丝杠应力云图
Fig.26 Stress nephogram of lead screw
图27 丝杠应变云图
Fig.27 Strain nephogram of lead screw
5 结论
1) 本研究中提出了一种可调发射基座,可以实现两态高度切换和自锁,依托Pro/E平台完成基座的三维模型建立和虚拟装配。可调基座满足了通用发射系统换装2类多型长度不同筒弹的需求,提高了换弹便利性。
2) 在ADAMS平台基于多体动力学搭建机械虚拟样机,对舰船摇荡作用下的基座升降调节运动进行仿真。对比依据虚位移原理计算的理论运动规律,得出其升降运动响应及系统中主要构件的受力情况,为动力学设计和优化提供了数据支撑。
3) 依据刚柔耦合的计算方法,依托ADAMS和HyperMesh平台完成升降系统刚柔耦合动力学建模与仿真。模拟5级海况,通过连杆和丝杠柔性化计算结果分别得出两构件第7～10阶模态振型和频率,同时得出升降系统工作过程中两构件的应力和应变情况,结果表明,升降系统主要构件的强度符合要求。该数值结论对动力学模型的优化及可调基座的实际应用具有指导意义。
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