孫石磊, 劉芳華*, 梁 偉， 王天澤

(1.江蘇科技大學 機械工程學院, 鎮(zhèn)江 212003)(2.滬東重機有限公司，上海 200129)

艦船在海上航行，當受到天氣、海浪、非接觸性爆炸等諸多不利因素影響產生多個自由度的搖蕩干擾運動時，會給艦船上直升機的起降、武器發(fā)射精度、艦船通信、攝像、海上作業(yè)以及船員的工作、生活等方面造成了極為不利的影響[1-2].而并聯(lián)穩(wěn)定平臺可使艦載設備相對慣性空間保持穩(wěn)定.針對并聯(lián)穩(wěn)定平臺諸多優(yōu)點，國內外相關學者對此展開了大量的研究，其中國內研究如：南極考察船“雪龍”號上的“船載氣象衛(wèi)星云圖接收系統(tǒng)”，采用了并聯(lián)式穩(wěn)定平臺，提高了信號接收的準確度[3]；由浙江大學研制一種并聯(lián)四自由度4TPS/1PS穩(wěn)定跟蹤平臺實驗樣機可實現(xiàn)5級海況下的穩(wěn)定跟蹤；中國電子科技集團26所研制一種具有船載、車載、機載3個系列的CWWP、CJWP三軸監(jiān)視穩(wěn)定平臺系統(tǒng)[4]；國外研究如：挪威AAS MEK公司以并聯(lián)機構為主體機構研制了一種海上鉆井設備，極大地提高了工作效率[5]；德國以并聯(lián)機構為底座研制一種100 m射電望遠鏡，實現(xiàn)了射電望遠鏡角度的精調[6].但目前研制的并聯(lián)穩(wěn)定平臺大都是單一式的，雖然可使艦船多自由度的搖蕩運動得到有效地補償，但面對高頻率、大幅度的搖蕩運動時補償效果不佳.所以研制一種可應對高頻率、大幅度搖蕩運動，能同時實現(xiàn)抗沖、穩(wěn)定的并聯(lián)式穩(wěn)定平臺極為重要.

針對單一式并聯(lián)艦載穩(wěn)定平臺存在的不足，文中設計了一種新型的復合式6-SPS艦載抗沖穩(wěn)定平臺(下文簡稱“抗沖穩(wěn)定平臺”)，基于主要構件的設計，分析該抗沖穩(wěn)定平臺的抗沖效果和穩(wěn)定效果，得出該機構可有效地應對高頻率、大幅度的搖蕩運動，能同時實現(xiàn)抗沖、穩(wěn)定的目的，為抗沖穩(wěn)定平臺后續(xù)的動力學分析及高精度控制系統(tǒng)的設計提供了重要的依據(jù).

1 抗沖穩(wěn)定平臺的機械結構設計

抗沖穩(wěn)定平臺機械結構的設計主要包括主動式穩(wěn)定平臺的設計和被動式減振平臺的設計.被動式減振平臺主要實現(xiàn)抗沖的目的，包括主體機構、彈性元件、可控阻尼幾個部分.主動式的穩(wěn)定平臺主要實現(xiàn)穩(wěn)定的目的，由主體機構、液壓裝置、傳感器、控制系統(tǒng)和信息處理部分組成.減振平臺和穩(wěn)定平臺上下串聯(lián)，下平臺與艦船固聯(lián)，上平臺作為艦載設備的承載平臺.

1.1 主體機構的選擇

主體機構的選擇在機構的設計中具有極為重要的地位，它是整體機構的骨架，是主要運動的傳遞者和載荷的承擔者，直接決定了整體機構的工作效果.

以并聯(lián)機構作為抗沖穩(wěn)定平臺的主體機構，主要目的是能應對高頻率、大幅度的搖蕩運動，可實現(xiàn)多維減振.當下平臺受到干擾刺激信號經(jīng)過各支鏈反向傳遞到中平臺和上平臺的過程中，各支鏈中的彈簧阻尼系統(tǒng)和液壓驅動系統(tǒng)會吸收能量并進行動力自適應平衡.因此要求主體機構傳力性能好，正反向傳動效率高且不能同時發(fā)生自鎖，且結構簡單便于解耦、易于控制和分析、制造等[6-8].最后根據(jù)需要確定機構的自由度數(shù).

根據(jù)抗沖穩(wěn)定平臺的設計要求，擇優(yōu)選擇了幾種合適的機型后，針對其耦合度和抗沖效果進行了分析，并最終確定主體機構的機型如圖1.

圖1 Stewart并聯(lián)機構Fig.1 Stewart parallel mechanism

圖1中的Stewart機構由6條-S—P—S-單開鏈組成，在平衡位置時每條支鏈都和上、下平臺鉸點的連線組成近似的等邊三角形.且根據(jù)耦合度的計算方法求得該機型的耦合度為1，較其他Stewart機型耦合度都小.其中，耦合度k計算方法[9]如下：

(1)

式中：v為SOC單開鏈的個數(shù);Δj為第j個SOC單開鏈對機構的約束度.

(2)

式中：mj為第j個SOC單開鏈的運動副數(shù);fj為第j個運動副的自由度數(shù)；Ij為第j個SOC單開鏈的主動副數(shù)；ξj為第j個SOC單開鏈構成的所有可能回路中的秩的最小值.

1.2 主要構件的設計

根據(jù)機械結構設計準則，機構的設計在滿足要求的同時要便于加工，并符合相應的裝配關系.

1.2.1 球鉸鏈的設計

球鉸鏈的運動性能對整個機構具有決定性的作用，結構如圖2，主要包括球頸、球鉸蓋和球鉸座3個部分.球頸可通過預設的孔伸入球鉸蓋中，球鉸蓋、球鉸座與平臺通過螺栓聯(lián)接，球頸與相應的連桿通過螺紋聯(lián)接.該球鉸鏈的設計在滿足了使用要求的同時便于加工和裝配.

圖2 球鉸鏈的結構Fig.2 Structure of spherical hinge

1.2.2 隔沖器和液壓驅動桿的設計

隔沖器是被動式減振平臺發(fā)揮作用的主要部分，也是整體機構能否應對高頻率、大幅度搖蕩運動的決定性結構.文中設計的隔沖器基本滿足機構的工作要求，符合相應的設計準則，其剖視圖的結構如圖3.隔沖器上、下桿可構成在一定范圍內自由伸縮的伸縮桿.下桿中設有彈簧阻尼系統(tǒng)，阻尼缸內根據(jù)實際需求設置相應的阻尼介質.可供上桿穿過的端蓋，與下桿通過螺紋聯(lián)接.上桿接近中間位置有一段圓形凸臺，主要作用是壓縮彈簧.根據(jù)要求合理地選擇彈簧的剛度系數(shù)和阻尼介質，可使機構更好的發(fā)揮作用.

圖3 隔沖器剖視圖的結構Fig.3 Structure of every punch sections

選擇合適型號的液壓驅動元件，搭建相應的液壓驅動桿，結構如圖4.液壓驅動桿的上、下桿可構成在一定范圍內自由伸縮的伸縮桿，通過球鉸鏈分別與上、中平臺相聯(lián).位移傳感器和壓力傳感器主要作用是反饋液壓缸的位置信號和缸內液壓油的壓力信號.

圖4 液壓驅動桿的結構Fig.4 Structure of hydraulic drive

1.3 機構的總成

圖5是抗沖穩(wěn)定平臺的總成圖.為了安全起見，在被動式減振平臺中間加設過沖擊保護裝置，該過沖擊保護裝置內部同樣設有彈簧阻尼系統(tǒng)，上桿通過萬向節(jié)與中平臺相聯(lián)，下桿與下平臺固聯(lián).當發(fā)生高頻率、大幅度的搖蕩運動時，對機構整體具有一定的保護作用.

圖5 抗沖穩(wěn)定平臺的總成圖Fig.5 Diagram of resistance and stabilized platform

抗沖穩(wěn)定平臺整個工作過程可分為被動減振和主動穩(wěn)定兩大工步，其中主動穩(wěn)定采用交叉耦合控制的思想[10],當船艦受到外界干擾時，機構與船艦固聯(lián)的下平臺會隨船艦產生相應的搖蕩運動.下平臺傳來的位姿信號經(jīng)過被動式減振平臺傳到中平臺時頻率和幅度已大大降低,此時與中平臺和上平臺固聯(lián)的慣性測量組件會實時將中平臺和上平臺的位姿信號傳到上位機，上位機發(fā)出信號控制6個液壓缸聯(lián)動，間接的控制上平臺穩(wěn)定,機構的控制原理如圖6.

圖6 抗沖穩(wěn)定平臺的控制原理Fig.6 Control principle diagram of resistance andstabilized platform

2 抗沖、穩(wěn)定性能分析

文中針對設計的抗沖穩(wěn)定平臺進行多方向抗沖性能及穩(wěn)定性能的分析.首先在Creo2.0中建立精確的模型，并將三維模型導入Adams建立抗沖穩(wěn)定平臺的虛擬樣機，對其添加相應的約束，忽略摩擦力的影響，在被動式減振平臺相應的運動副上添加合適的彈簧剛度系數(shù)(柔性鏈接)和阻尼系數(shù).在主動式穩(wěn)定平臺相應的運動副上添加合適的驅動函數(shù)從而比較精確地仿真出機構多方向的抗沖、穩(wěn)定性能[11-14].與仿真和建模相關的部分參數(shù)如表1.

表1 多方向減振、穩(wěn)定效果仿真及部分建模參數(shù)Table 1 More direction effect of shock absorption、stability simulation and some modeling parameters

2.1 抗沖性能分析

借助Adams虛擬樣機強大的仿真和測量功能，采用動力學逆解法，保證上平臺不動，對下平臺施加相應的沖擊載荷，得到的6個液壓缸的位移函數(shù)以樣條函數(shù)“splinei”的形式導入Adams中，并將驅動函數(shù)定義為：

Motioni:CUBSPL(time,0,splinei,0)

設仿真時間t=1 s，仿真步數(shù)Steps=1 000步.文中坐標系為Adams環(huán)境下的坐標系，Y軸位于豎直方向，抗沖穩(wěn)定平臺虛擬樣機模型如圖7.

圖7 抗沖穩(wěn)定平臺虛擬樣機模型Fig.7 Virtual prototype model of resistance and stabilized platform

選取平行于下平臺(橫向沖擊載荷)、垂直于下平臺(縱向沖擊載荷)和繞X軸(X軸平行于下平臺)3個方向進行抗沖、穩(wěn)定性能的驗證.在3個方向上施加的沖擊載荷形式如圖8.施加的沖擊載荷給抗沖穩(wěn)定平臺模擬了一種高頻率、大幅度的搖蕩運動.

圖8 橫向、縱向和繞X軸沖擊載荷形式Fig.8 Lateral、longitudinal and around the X axis forms of impact load

從單獨施加3個方向的沖擊載荷和同時施加3個方向的沖擊載荷對艦載抗沖穩(wěn)定平臺的性能進行分析.

(1) 單獨施加縱向沖擊載荷時抗沖性能分析.

如圖9(a)中，單獨施加縱向沖擊載荷時抗沖穩(wěn)定平臺沿Y軸方向，下平臺加速度波動幅度很大，而中平臺相對下平臺加速度的波動幅度較小.下平臺最大加速度為185 m/s2，中平臺對應的加速度約為18.5 mm/s2，減振倍率接近10倍，效果明顯；圖9(b)中，下平臺繞X軸、Y軸和Z軸的角加速度波動較大，而中平臺的角加速度沿X軸、Z軸在0附近波動，且趨于平緩，沿Y軸有較大幅度波動，但相比下平臺繞Y軸的角加速度也有減小.

(2) 單獨施加橫向沖擊載荷時抗沖性能分析.

如圖10(a)中，單獨施加橫向沖擊載荷時抗沖穩(wěn)定平臺沿X軸方向，下/中平臺加速度波動幅度都較大，但中平臺的波動幅度相對下平臺已減緩；圖10(b)中，下平臺繞X軸、Y軸和Z軸的角加速度波動較大，而中平臺的角加速度繞X軸、Z軸在0附近波動，且趨于平緩，繞Y軸有較大幅度波動，但相比下平臺繞Y軸的角加速度也有減小.

圖9 單獨施加縱向沖擊載荷下/中平臺相關參數(shù)變化曲線Fig.9 Related parameters change curve of separately applied to longitudinal impact load for the down/ middle platform

圖10 單獨施加橫向沖擊載荷下/中平臺相關參數(shù)變化曲線Fig.10 Related parameters change curve of separately applied to transverse impact load for the down/ middle platform

(3) 單獨施加繞X軸方向沖擊載荷時抗沖性能分析.

如圖11，單獨施加繞X軸沖擊載荷時，下平臺繞X軸角加速度波動幅度較大，中平臺的角加速度在零附近波動且趨于平緩，下平臺的最大正角加速度為3 000°/s2，中平臺對應的角加速度為150°/s2，減振倍率接近20倍，效果明顯.

圖11 單獨施加繞X軸沖擊載荷時下/中平臺角加速度變化曲線Fig.11 Related parameters change curve of separately applied to around X axis impact load for the down/middle platform

(4) 同時施加橫向、縱向和繞X軸3個方向沖擊載荷時抗沖性能分析(圖12).

圖12 同時施加橫、縱向和繞X軸沖擊載荷時下/中/上平臺相關參數(shù)變化曲線Fig.12 Related parameters change curve of together applied to longitudinal/ transverse and around X axis impact load for thedown/middle platform

如圖12(a)中，同時施加橫/縱向和繞X軸方向沖擊載荷時，抗沖穩(wěn)定平臺沿X軸方向，下/中平臺加速度都有較大幅度波動，但由于減振平臺的作用，中平臺的加速度波動幅度相對下平臺有所減緩.沿Y軸方向下平臺加速度幅度波動較大，中平臺的加速度波動趨于平緩，下平臺最大加速度為100 m/s2,中平臺對應的加速度為10 m/s2，減振倍率接近10倍，效果明顯；圖12(b)中，下平臺繞X軸、Y軸和Z軸的角加速度波動較大，而中平臺的角加速度繞X軸、Z軸在零附近波動，且趨于平緩，繞Y軸有較大幅度波動，但相比下平臺繞Y軸的角加速度也有減小.

綜上所述，該抗沖穩(wěn)定平臺在Y軸方向抗沖效果明顯，減振倍率接近10倍，在X軸方向相對Y軸方向抗沖效果較弱；整個機構在轉角方面有良好的抗沖效果，減振倍率可達20倍.

2.2 穩(wěn)定效果分析

對于抗沖穩(wěn)定平臺穩(wěn)定性能的分析，從同時施加橫向、縱向和繞X軸3個方向沖擊載荷，不采用任何控制算法時，對上平臺的姿態(tài)角變化規(guī)律進行研究.根據(jù)上平臺姿態(tài)角的變化規(guī)律得出該抗沖穩(wěn)定平臺的穩(wěn)定效果.圖13為液壓缸的驅動函數(shù)曲線圖，圖14為不采用任何控制算法時上平臺繞X/Y/Z軸的姿態(tài)角的變化曲線.

圖13 液壓缸驅動函數(shù)曲線圖Fig.13 Drive function curve of hydraulic cylinder

圖14 上平臺沿X/Y/Z軸姿態(tài)角變化曲線Fig.14 Angle change curve along the X/Y/Z axis attitude for the up platform

如圖14，同時施加3種沖擊載荷且不采用任何控制算法時，上平臺繞X軸的最大正轉角為7.51°，最大負轉角為1.19°；繞Y軸的最大正轉角接近0°，最大負轉角為3.25°；繞Z軸的最大正轉角為0.52°，最大負轉角為5.13°.繞3個坐標軸的轉動幅度保持在10°之內，與艦船的轉動幅度相比已減少很多，穩(wěn)定效果明顯.

為了增加可信度，對艦船在正常行駛(受艦船環(huán)境及正常波浪沖擊影響)時抗沖穩(wěn)定平臺的工作狀況進行分析.給下平臺施加一組波浪模擬信號，在未采用控制算法時上平臺的姿態(tài)變化情況如圖15.

圖15 未加大沖擊時上平臺沿X/Y/Z軸姿態(tài)角變化曲線Fig.15 Angle change curve without largeimpact along the X/Y/Z axis attitude for the up platform

由圖15可以看出，在只受艦船環(huán)境及正常波浪影響時，抗沖穩(wěn)定平臺的轉角范圍基本保持在10°左右，與受到大沖擊載荷時的運動狀況接近，進一步說明了該抗沖穩(wěn)定平臺抗沖、穩(wěn)定效果良好.

3 結論

(1) 針對單一式并聯(lián)艦載穩(wěn)定平臺存在的缺陷，設計了一種新型的復合式艦載抗沖穩(wěn)定平臺，并詳細地介紹了該抗沖穩(wěn)定平臺主要構件的設計.

(2) 基于Adams建立抗沖穩(wěn)定平臺的虛擬樣機，分析其下/中平臺的運動情況，研究機構的抗沖性能和穩(wěn)定性能，得出結論:沿Y軸方向(豎直方向)的減振倍率可達10倍，沿X軸方向(水平方向)抗沖效果相對Y軸方向較差，在轉角方面的減振倍率可達20倍；不采用任何控制算法時，上平臺繞X軸、Y軸、Z軸的轉動幅度保持在10°之內，穩(wěn)定效果明顯.文中分析結果為后續(xù)動力學分析和高精度控制系統(tǒng)的設計提供了重要的依據(jù).