林心龍,周維虎,勞達(dá)寶

(1.中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京 100190；2.中國(guó)科學(xué)院光電研究院，北京 100094)

?

激光跟蹤儀精密跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)軸系優(yōu)化設(shè)計(jì)

林心龍1,2,周維虎1,勞達(dá)寶1

(1.中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京 100190；2.中國(guó)科學(xué)院光電研究院，北京 100094)

精密跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)是高精度飛秒激光跟蹤儀的關(guān)鍵單元，其精度直接影響激光跟蹤測(cè)量系統(tǒng)的總體精度，而跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)的精度主要由軸系精度決定，因此跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)的軸系結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及對(duì)其軸系進(jìn)行性能分析非常重要。文中首先對(duì)精密跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與建模，利用SAMCEF of rotor軟件對(duì)二維轉(zhuǎn)臺(tái)2個(gè)軸系進(jìn)行了仿真分析。根據(jù)激光跟蹤儀性能要求與仿真結(jié)果對(duì)軸系結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析與優(yōu)化。最后通過搭建的二維轉(zhuǎn)臺(tái)驗(yàn)證了所設(shè)計(jì)軸系的可行性，能夠滿足激光跟蹤儀跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)高精度、高靈敏度和低跳動(dòng)的要求。

激光跟蹤儀；跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)；軸系；有限元分析

0 引言

新型飛秒激光跟蹤儀具有測(cè)量功能多、測(cè)量精度高、測(cè)量速度快、量程大、可現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量等特點(diǎn)，是大型科學(xué)工程和大型高端裝備制造中急需的測(cè)量裝備。二維轉(zhuǎn)臺(tái)是高精度飛秒激光跟蹤儀的主要組成部分，作為目標(biāo)跟蹤的執(zhí)行機(jī)構(gòu)，其性能直接影響激光跟蹤測(cè)量系統(tǒng)的跟蹤性能；它也是跟蹤儀測(cè)角裝置的承載機(jī)構(gòu)，直接影響儀器的測(cè)角精度；同時(shí)也是跟蹤儀測(cè)距光路的輔助部件，影響測(cè)距性能。因此，精密跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)是實(shí)現(xiàn)高性能飛秒激光跟蹤儀的關(guān)鍵因素及基礎(chǔ)。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)轉(zhuǎn)臺(tái)精度的研究主要集中在消除指向誤差[1-2]、測(cè)角系統(tǒng)誤差[3]、垂直度誤差[4]、軸線不相交[5]等方面，或者利用多體動(dòng)力學(xué)的方法對(duì)轉(zhuǎn)臺(tái)進(jìn)行空間綜合誤差建模與分析[6-7]。本文主要針對(duì)跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)主要性能指標(biāo)中，對(duì)軸系測(cè)角精度具有重要影響的軸系振動(dòng)特性進(jìn)行仿真分析和研究，并根據(jù)仿真結(jié)果對(duì)軸系結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。最后通過搭建的二維實(shí)驗(yàn)轉(zhuǎn)臺(tái)驗(yàn)證了所設(shè)計(jì)軸系的可行性，測(cè)角精度經(jīng)過修正后可達(dá)到0.5″，正弦引導(dǎo)精度可達(dá)2.0″，滿足了飛秒激光跟蹤儀的高性能要求。

1 軸系設(shè)計(jì)

激光跟蹤儀精密跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)由方位軸系和俯仰軸系構(gòu)成，其中方位軸系主要部件包括外殼、軸套、角接觸軸承組、光柵編碼器、讀數(shù)頭、力矩電機(jī)、垂直通軸等。該軸系采取軸端固定支承軸套的方式模擬經(jīng)典半運(yùn)動(dòng)式軸系[8]，以便于調(diào)整裝拆。因垂直通軸主要承受軸向力，故采用配對(duì)的角接觸球軸承來抵消軸向力，增強(qiáng)承載剛度，減小軸向跳動(dòng)誤差，同時(shí)方位軸系需要方便安裝調(diào)試，采用角接觸球軸承可以簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，便于預(yù)緊和消除間隙。軸和軸套選用GCr15軸承鋼材料，通過精密加工保證軸與軸套橢圓度及其滑動(dòng)配合間隙，并添加儀表油保證其靈活轉(zhuǎn)動(dòng)。方位軸系三維模型如圖1所示，對(duì)應(yīng)的二維剖面圖如圖2所示。

(a) 完整圖

(b) 不含外殼和讀數(shù)頭支撐架

圖2 方位軸系剖面圖

俯仰軸系主要部件包括外殼、軸套、角接觸軸承組、深溝球軸承、光柵編碼器、讀數(shù)頭、力矩電機(jī)、俯仰通軸、跟蹤轉(zhuǎn)鏡、電子傾角傳感器等。俯仰軸系并未采用傳統(tǒng)的經(jīng)緯儀左右軸獨(dú)立的形式，而采用通軸形式，保證俯仰軸具有較好的同軸精度，軸和軸套材料均選用GCr15軸承鋼，以保證溫度變化對(duì)軸系精度的影響[9]。軸系采用雙聯(lián)角接觸球軸承作為主支撐，同時(shí)設(shè)置了一個(gè)深溝球軸承作為輔助端，雙聯(lián)角接觸球軸承承受的負(fù)荷大,壽命長(zhǎng),定位精度高,適用于對(duì)轉(zhuǎn)速、剛度等都有很高要求的設(shè)備[10]，保證俯仰軸不會(huì)軸向竄動(dòng)，減小軸向跳動(dòng)誤差。為了保證軸系精度，雙聯(lián)軸承需加預(yù)載過盈，使軸承稍帶負(fù)的運(yùn)轉(zhuǎn)游隙。深溝球軸承用于防止俯仰軸因溫度變化引起的伸縮對(duì)軸系轉(zhuǎn)動(dòng)的影響，減小軸端跳動(dòng)誤差。俯仰軸系三維建模如圖3所示，對(duì)應(yīng)的二維剖面圖如圖4所示。

(a) 完整圖

(b) 不含外殼和讀數(shù)頭支撐架

圖4 俯仰軸系剖面圖

俯仰殼體是整個(gè)水平軸系的支撐骨架，大多數(shù)的機(jī)械機(jī)構(gòu)都含納其中。所以俯仰殼體的強(qiáng)度、剛度、質(zhì)量、內(nèi)部結(jié)構(gòu)、外型尺寸等是直接影響軸系設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)因素。內(nèi)部嘗試將雙U型架與殼體做成一體，雖然增加了殼體澆鑄加工難度，但減少了聯(lián)接件數(shù)量，增加了定位精度。俯仰殼體采用鑄鋁結(jié)構(gòu)，主要材質(zhì)為ZL201，ZL201具有密度相對(duì)較低，力學(xué)性能較好的優(yōu)點(diǎn)[11]，通過在薄弱環(huán)節(jié)加加強(qiáng)筋，以保證在剛度合格的前提下使整個(gè)俯仰軸系質(zhì)量最小。

2 轉(zhuǎn)子有限元分析原理

對(duì)于主軸系統(tǒng)，過去進(jìn)行的性能分析主要采用簡(jiǎn)化計(jì)算方法，這類方法計(jì)算量小，但需要簡(jiǎn)化合理，否則計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況相差比較大，不能很好地滿足設(shè)計(jì)要求。近年來由于科學(xué)技術(shù)的發(fā)展，尤其是計(jì)算機(jī)運(yùn)算性能的提升，可采用有限元法進(jìn)行較精確的計(jì)算[12-13]。

根據(jù)軸系轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，將球軸承轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的振動(dòng)作為梁的橫向彎曲振動(dòng)處理。利用達(dá)朗貝爾原理，考慮慣性力與阻尼的影響可以方便地建立主軸的運(yùn)動(dòng)微分方程，如式(1)所示：

(1)

式中：M為單元矩陣;K為單元?jiǎng)偠染仃?C為阻尼矩陣；X為系統(tǒng)的總體位移列向量；F為系統(tǒng)的總體載荷列向量。

球軸承轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的阻尼主要來自軸承內(nèi)部的彈流潤(rùn)滑油膜。滾珠與套圈溝道的彈流油膜很薄，尤其是保持架含油潤(rùn)滑的微機(jī)械陀螺馬達(dá)軸承，另外阻尼也不容易從理論上求得，具有不確定性，屬于概率分布與趨勢(shì)規(guī)律都未知的乏信息系統(tǒng)，所以系統(tǒng)的阻尼可以忽略，故轉(zhuǎn)子的運(yùn)動(dòng)微分方程和自由振動(dòng)方程分別簡(jiǎn)化如式(2)、式(3)所示：

(2)

(3)

求解方程(2)的特征值和特征向量，即可得到系統(tǒng)的固有頻率和結(jié)構(gòu)振型，求解方程(3)可以得到系統(tǒng)的振動(dòng)響應(yīng)等其他轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性。

3 仿真分析

本文采用SAMCEF for Rotor仿真軟件對(duì)方位軸系和俯仰軸系進(jìn)行仿真分析。SAMCEF for Rotor是一款基于有限元方法，專門致力于旋轉(zhuǎn)機(jī)械分析的專業(yè)仿真軟件。該軟件主要基于上節(jié)所介紹的轉(zhuǎn)子有限元分析原理進(jìn)行仿真計(jì)算。

因激光跟蹤儀主要工作于低速狀態(tài)下，兩個(gè)軸系的工作轉(zhuǎn)速遠(yuǎn)低于通過仿真所得的各階臨界轉(zhuǎn)速，可見其在正常工作環(huán)境下不會(huì)因共振而產(chǎn)生較大振幅，故不需進(jìn)行過多動(dòng)力學(xué)分析。本文主要研究?jī)蓚€(gè)軸系在工作轉(zhuǎn)速下，軸頸、軸承位置及不平衡質(zhì)量對(duì)軸系振幅與振型的影響，并根據(jù)仿真結(jié)果優(yōu)化軸系的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

3.1 方位軸系

3.1.1 不同軸徑下的軸系跳動(dòng)振幅變化

首先分析方位軸系在不同軸徑下的跳動(dòng)振幅變化。由于方位軸軸端要分別固定光柵尺和連接法蘭，需要做螺紋孔，且其通孔直徑為20 mm，故限制了方位軸的軸端最小軸徑，軸端最小軸徑取設(shè)計(jì)值34 mm，此時(shí)軸系的工作振型圖如圖5所示。由圖5可知，當(dāng)軸端軸徑取最小時(shí)，軸系最大變形量在軸端處，為0.16 μm，滿足精度要求。

通過改變軸端軸徑值，其他軸段處直徑相應(yīng)等量增加，得到軸系跳動(dòng)振幅變化如表1所示，由于軸系的最大變形量在上軸端，故表1中表達(dá)的為軸端處的最大變形量。

圖5 方位軸系工作振型圖(軸徑最小時(shí))

表1 不同軸徑下的軸系跳動(dòng)振幅

如表1所示，軸端變形量隨軸端軸徑的增加變化較小，且變化比例呈下降趨勢(shì)?？紤]到軸徑增大將會(huì)造成整個(gè)儀器整體尺寸的增大，影響儀器的成本和工作性能，同時(shí)為了與軸承標(biāo)準(zhǔn)件相配合，故綜合考慮最終選擇垂直軸系軸端軸徑為34 mm，其他軸段軸徑相應(yīng)變化。方位軸經(jīng)最終優(yōu)化后各軸段軸徑如圖6所示。

圖6 方位軸各軸徑尺寸圖(優(yōu)化后)

3.1.2 不同軸承位置時(shí)的軸系跳動(dòng)振幅變化

軸承所在位置及軸承之間距離的變化均會(huì)直接影響軸系在正常轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的跳動(dòng)振幅變化，故通過分析軸承在不同位置時(shí)的軸系跳動(dòng)振幅變化來選取軸承之間的最優(yōu)位置與距離?，F(xiàn)以方位軸下端軸承距離軸下端面的距離為基準(zhǔn)距離，因?yàn)榉轿惠S下端與方位電機(jī)相連，故由于結(jié)構(gòu)原因下端軸承距離下端面的最小距離為29 mm,同時(shí)由于方位軸上端與連接法蘭連接，故由于結(jié)構(gòu)原因上端軸承距離下端面的最大距離為85 mm。取方位軸向上為正方向，通過改變下端軸承的位置和兩軸承的間距分析軸系軸承的最優(yōu)位置。仿真數(shù)據(jù)見表2。

由表2分析可得，下端軸承距離方位軸下端面距離越大，方位軸系跳動(dòng)振幅越小；兩個(gè)軸承之間的間距越大，方位軸系跳動(dòng)振幅越小。由于方位軸主要承受軸向載荷，軸承間距的增大可以有效增大軸系的剛度，減小軸向變形。故綜合考慮，最終選定下端軸承距離下端面的距離為29 mm，軸承間距為46 mm。圖7為該軸承位置下的方位軸系振型圖。

表2 不同軸承位置下的軸系跳動(dòng)振幅

圖7 方位軸系工作振型圖(選定軸承位置下)

3.1.3 不同不平衡量下的軸系跳動(dòng)振幅變化

動(dòng)平衡是影響軸系設(shè)計(jì)的一個(gè)很重要的因素，會(huì)影響軸系的剛度、壽命以及回轉(zhuǎn)精度等參數(shù)。在方位軸系中，產(chǎn)生不平衡量的主要是俯仰機(jī)構(gòu)產(chǎn)生的負(fù)載，由于俯仰機(jī)構(gòu)結(jié)構(gòu)上不對(duì)稱，故其重心并不在方位軸系的軸線上，故產(chǎn)生了不平衡量。在仿真中，主要用不平衡質(zhì)量的偏移量來模擬由于俯仰結(jié)構(gòu)不對(duì)稱導(dǎo)致的不平衡量。通過比較不同偏移量下方位軸系跳動(dòng)振幅的變化，最終計(jì)算出軸系在正常轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)滿足精度要求情況下，動(dòng)平衡所要達(dá)到的要求。具體仿真數(shù)據(jù)見表3。

表3 不同不平衡量下的軸系跳動(dòng)振幅

由表3分析可得，方位軸系的跳動(dòng)振幅與不平衡質(zhì)量的偏移量呈比例增加，若要求軸系跳動(dòng)振幅小于0.3 μm，即不平衡質(zhì)量偏移量小于4 mm。配重公式如式(4)所示。

m1·L1=m2·L2

(4)

式中：m1為負(fù)載質(zhì)量;L1為負(fù)載質(zhì)心到轉(zhuǎn)軸距離；m2為配平塊質(zhì)量;L2為配平塊質(zhì)心到轉(zhuǎn)軸距離。

若進(jìn)行配重設(shè)計(jì)時(shí)將配平塊加于俯仰機(jī)構(gòu)側(cè)蓋處(L2=85 mm)，則要求俯仰機(jī)構(gòu)側(cè)蓋處不平衡質(zhì)量小于280 g。

為表述方便，現(xiàn)對(duì)俯仰機(jī)構(gòu)建立坐標(biāo)系如圖8所示，取俯仰軸軸線為x軸，俯仰電機(jī)到光柵尺方向?yàn)閤軸正方向，與方位軸軸線相交點(diǎn)為原點(diǎn)，其他兩軸方向如圖8所示。因?yàn)閤軸上均為回轉(zhuǎn)體，即沿z軸不存在明顯不平衡質(zhì)量，故僅分析x軸方向上的不平衡質(zhì)量。用solidworks軟件計(jì)算出俯仰機(jī)構(gòu)主要部件質(zhì)量與質(zhì)心到轉(zhuǎn)軸距離，如表4所示，其中x軸正半軸上質(zhì)心到原點(diǎn)距離取正值，x軸負(fù)半軸上質(zhì)心到原點(diǎn)距離取負(fù)值。

圖8 俯仰機(jī)構(gòu)坐標(biāo)系示意圖

表4 俯仰機(jī)構(gòu)主要部件參數(shù)

由表4可知方位軸系的不平衡量產(chǎn)生在x軸正半軸，即若在俯仰機(jī)構(gòu)左邊蓋處增加配重塊消除不平衡量，由式(4)可得，配重塊的質(zhì)量為500 g，大于280 g，故必須要進(jìn)行配重設(shè)計(jì)，進(jìn)行不平衡量的消除。假設(shè)進(jìn)行配重設(shè)計(jì)達(dá)到10 g數(shù)量級(jí)，則不平衡質(zhì)量偏移回轉(zhuǎn)軸心距離為0.14 mm。則經(jīng)過最終優(yōu)化后的方位軸系工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的振型圖如圖9所示。

圖9 方位軸系工作振型圖(最終優(yōu)化)

由圖9可知，俯仰軸系在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的最大變形量發(fā)生在方位軸下軸端，振幅為0.011 μm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于精度要求，故從理論上分析俯仰軸系結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)滿足精度要求。

3.2 俯仰軸系

俯仰軸系分析過程與垂直軸系相似，故省略分析過程，優(yōu)化后的軸系結(jié)構(gòu)尺寸及工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的振型圖分別如圖10、圖11所示。

圖10 優(yōu)化后俯仰軸各軸徑尺寸圖

圖11 優(yōu)化后俯仰軸系工作振型圖

由圖11可知，俯仰軸系在工作轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)的最大變形量發(fā)生在光柵側(cè)軸端，振幅為0.002 μm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于精度要求，故從理論上分析俯仰軸系結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)滿足精度要求。

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

經(jīng)過初步驗(yàn)證，通過千分表測(cè)量軸系跳動(dòng)為0.3″。為了進(jìn)一步驗(yàn)證系統(tǒng)的精度，設(shè)計(jì)了2個(gè)試驗(yàn)：一是轉(zhuǎn)臺(tái)的測(cè)角精度測(cè)試；二是電機(jī)的正弦引導(dǎo)測(cè)試。

以方位軸系為例，因測(cè)角的重復(fù)性誤差體現(xiàn)了系統(tǒng)的穩(wěn)定性，即軸系精度的大小。故本文采用23面棱體和自準(zhǔn)直儀在不同時(shí)間、重新裝拆標(biāo)定儀器的情況下對(duì)轉(zhuǎn)臺(tái)方位軸進(jìn)行多次測(cè)量，獲得多次測(cè)量誤差曲線如圖12所示。

圖12 方位軸系測(cè)角誤差

由圖12可知，方位軸系測(cè)角的重復(fù)性誤差為1.21″，具有較高的軸系精度和可靠性。

由于在實(shí)際測(cè)角誤差標(biāo)定試驗(yàn)中，不能精確地保證每次跟蹤儀轉(zhuǎn)動(dòng)的位置一致性，即不能保證每個(gè)位置點(diǎn)跟蹤儀測(cè)得角度值相等，同時(shí)為了減小隨機(jī)誤差的影響，所以取多次標(biāo)定的測(cè)角誤差平均值作為誤差補(bǔ)償源數(shù)據(jù)，如表5所示。

表5 23面棱體標(biāo)定的誤差平均值

由表5可知，該軸系未經(jīng)補(bǔ)償?shù)臏y(cè)角精度為-1.21″～+1.12″，通過諧波補(bǔ)償方法最終將測(cè)角精度由1.21″提高到0.51″。測(cè)角誤差主要由安裝誤差和軸系跳動(dòng)誤差組成，其中安裝誤差一般為系統(tǒng)誤差，而軸系跳動(dòng)為隨機(jī)誤差。而本文基于仿真優(yōu)化所設(shè)計(jì)的軸系結(jié)構(gòu)有效地減少了軸系跳動(dòng)等隨機(jī)誤差，從而使得測(cè)角裝置能夠經(jīng)過軟件補(bǔ)償大大提高精度。

電機(jī)正弦引導(dǎo)測(cè)試是通過上位機(jī)模擬二維跟蹤轉(zhuǎn)臺(tái)的運(yùn)動(dòng)軌跡，考察執(zhí)行機(jī)構(gòu)的響應(yīng)速度、跟蹤精度等綜合性能，其引導(dǎo)精度主要由控制系統(tǒng)、電機(jī)性能及機(jī)械結(jié)構(gòu)共同決定。通過與電機(jī)配合調(diào)試，方位正弦引導(dǎo)誤差達(dá)到0.002°，均方誤差為0.000 6°(2.16 ″)。方位正弦引導(dǎo)跟蹤誤差曲線如圖13所示。

圖13 方位正弦引導(dǎo)跟蹤誤差曲線

同樣地，俯仰軸系的測(cè)角重復(fù)性誤差為0.82″，未經(jīng)補(bǔ)償?shù)臏y(cè)角精度為-1.17″～+4.50″，經(jīng)過補(bǔ)償后精度達(dá)到0.52″；正弦引導(dǎo)誤差達(dá)到0.003°，均方誤差為0.000 7°(2.52″)。由試驗(yàn)結(jié)果可知該二維轉(zhuǎn)臺(tái)符合低跳動(dòng)、高精度的性能要求，與高性能電機(jī)配合可以實(shí)現(xiàn)高精度跟蹤。

5 結(jié)束語

本文基于SAMCEF for rotors仿真軟件分析了軸系負(fù)載不平衡質(zhì)量、軸徑、軸承位置等因素對(duì)轉(zhuǎn)臺(tái)方位和俯仰轉(zhuǎn)動(dòng)性能的影響，分析了不同參數(shù)情況下軸系旋轉(zhuǎn)跳動(dòng)的狀態(tài)，初步確定了軸系參數(shù)選擇對(duì)軸系性能影響的規(guī)律，并對(duì)軸系參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。通過搭建二維試驗(yàn)轉(zhuǎn)臺(tái)，驗(yàn)證了所設(shè)計(jì)的二維軸系的可靠性，誤差標(biāo)定表明方位軸系測(cè)角精度可達(dá)到0.51″，正弦引導(dǎo)精度可達(dá)到2.16″，俯仰軸系測(cè)角精度可達(dá)到0.52″，正弦引導(dǎo)精度可達(dá)到2.52″，滿足激光跟蹤儀的高性能要求。

[1] 白雪峰，趙剡.單軸速率三軸位置慣性測(cè)試轉(zhuǎn)臺(tái)誤差及傳遞分析.航天控制,2006(2) :26-29.

[2] 劉延斌，金光，何惠陽.軸仿真轉(zhuǎn)臺(tái)指向誤差的建模研究.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2005 (5) :701-704.

[3] 鄧輝宇，王欣利，蘇寶庫.三軸機(jī)械轉(zhuǎn)臺(tái)測(cè)角系統(tǒng)誤差的非平穩(wěn)性分析.中國(guó)機(jī)械工程，2002(12)：2075-2097.

[4] 任順清,陳希軍,襲建軍.三軸轉(zhuǎn)臺(tái)垂直度誤差的測(cè)試與分離技術(shù).計(jì)量技術(shù)，2002 (5 )：6-9.

[5] 王玉明，周興義.測(cè)試轉(zhuǎn)臺(tái)軸線不正交對(duì)測(cè)量精度影響的分析.光學(xué)儀器，2008(1)：11-14.

[6] 曲智勇,姚郁.仿真轉(zhuǎn)臺(tái)誤差分析及誤差建模.計(jì)算機(jī)仿真，2006 (3):301-304.

[7] 李巖,范大鵬.基于多體系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)學(xué)理論的三軸轉(zhuǎn)臺(tái)裝配誤差建模分析.兵工學(xué)報(bào)，2007 (8) :981-987.

[8] 羅志剛，杜杰.成對(duì)雙聯(lián)角接觸球軸承的性能與安裝使用方法.哈爾濱軸承，2004,25(1):20-21.

[9] 王濤，唐杰，叢俊峰.基于標(biāo)準(zhǔn)軸承的經(jīng)緯儀俯仰軸系設(shè)計(jì).長(zhǎng)春理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2011,34(3):39-41.

[10] 王俊乾.高精度半運(yùn)動(dòng)式軸系工藝探討.儀表技術(shù)與傳感器,1979(1):17-18.

[11] 李有佳.鋁合金鑄造工藝及缺陷研究：[學(xué)位論文].武漢:華中科技大學(xué)，2009.

[12] 周傳月.SAMCEF有限元分析與應(yīng)用實(shí)例.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2009.

[13] 袁惠群.轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)基礎(chǔ).北京：冶金工業(yè)出版社，2013.

Optimized Design of Precision Tracking Turntable for Laser Tracker

LIN Xin-long1,2，ZHOU Wei-hu1，LAO Da-bao1

(1.University of Chinese Academy of Sciences,Beijing 100190,China ； 2.Academy of Opto-Electronics,Chinese Academy of Sciences,Beijing 100094,China)

The precision tracking turntable is the key unit in the high precision femtosecond laser tracker,and its accuracy directly influences the general accuracy of laser tracker system and depends on that of axis.Consequently,the design and analysis of axis structure in tracking turntable are important.In this paper,structure design and modeling of the precision tracking turntable were firstly designed,and then the software SAMCEF of rotor was applied to analyze the two axis of 2D turntable axis.Based on the property requirements and simulation results of laser tracker,the axis systems were analyzed and optimized.Finally,the 2D turntable was designed to validate the feasibility of the axis system,which can meet the requirements of high precision,high sensitivity and low jitter of laser tracker.

laser tracker;tracking turntable;shafting;FEA

國(guó)家重大科學(xué)儀器設(shè)備開發(fā)專項(xiàng)(2011YQ120022)；中國(guó)科學(xué)院科研裝備項(xiàng)目(090206A01Y)；國(guó)家自然科學(xué)基金青年項(xiàng)目(61307095)

2014-03-31 收修改稿日期：2014-11-10

TH74

A

1002-1841(2015)04-0024-04

林心龍(1990—)，碩士研究生，主要研究方向?yàn)榫軝C(jī)械設(shè)計(jì)與跟蹤控制。E-mail：linxinlong12@mails.ucas.ac.cn 周維虎(1962—)，研究員，博士生導(dǎo)師，主要研究領(lǐng)域?yàn)楣怆娤到y(tǒng)總體技術(shù)與集成測(cè)試，光電精密測(cè)量技術(shù)與系統(tǒng)，大尺寸測(cè)量技術(shù)與系統(tǒng)。E-mail：zhouweihu@aoe.ac.cn