發(fā)射裝置實例

機(jī)械工程控制基礎(chǔ)發(fā)射裝置實例本章主要內(nèi)容:

9.1

發(fā)射裝置三維模型

9.2

發(fā)射裝置功能虛擬樣機(jī)

9.3

俯仰仿真分析

9.4

回轉(zhuǎn)仿真分析

9.5

聯(lián)合仿真分析

9.6

結(jié)論P(yáng)art9.1發(fā)射裝置三維模型

Part9.2發(fā)射裝置功能虛擬樣機(jī)的建立

9.2.1ADAMS幾何模型

先將Pro/E模型保存為STEP格式，然后由UG讀入STEP格式文件后，再導(dǎo)出為ADAMS可以識別的Parasolid格式文件。這種方法得到的ADAMS幾何模型精度高，還可以按需要單個零件導(dǎo)入或幾個零件一起導(dǎo)入，便于操作。9.2.2定義運(yùn)動約束

虛擬樣機(jī)模型

9.2.3定義齒輪嚙合的接觸碰撞力

為了保證仿真分析的真實性，齒輪之間的嚙合運(yùn)動關(guān)系沒有被定義成理想化的幾何約束關(guān)系，而是被定義為基于接觸碰撞的力約束關(guān)系，即齒輪之間只能通過接觸碰撞力（法向）和摩擦力（切向）相互約束，而不存在其他的約束關(guān)系。在ADAMS中有兩種接觸碰撞的計算模型，一種是基于Hertz理論的Impact函數(shù)模型，一中是基于恢復(fù)系數(shù)（Coefficientofrestitution）的泊松（POISSON）模型。兩種力模型都來自于法向接觸約束的懲罰函數(shù)。ADAMS/C++Solver使用懲罰因子來轉(zhuǎn)換所有的接觸約束。采用Impact函數(shù)來計算各嚙合齒輪輪齒之間的接觸碰撞力。Impact函數(shù)模型將實際中物體的碰撞過程等效為基于穿透深度的非線性彈簧—阻尼模型，其計算表達(dá)式為：其中——接觸剛度系數(shù)；

——位移開關(guān)量，用于確定單側(cè)碰撞是否起作用；

——接觸物體之間的實測位移變量；

——阻尼達(dá)到最大時兩接觸物體的穿透深度；

——最大接觸阻尼；

——穿透速度；

——非線性彈簧力指數(shù)。彈性分量計算物體接觸剛度系數(shù)與物體的材料屬性和接觸表面的幾何形狀有關(guān)，在此根據(jù)文獻(xiàn)[1]提供的接觸剛度計算式來計算各齒輪嚙合的齒廓面接觸剛度，計算式為：其中，，——相嚙合的兩齒廓面在嚙合點處的曲率半徑。對于漸開線齒輪，其工作過程中嚙合點在齒廓面上的位置是不斷變化的，其曲率半徑也是不斷變化的，主動輪齒廓面上嚙合點處的曲率半徑由小變大，從動輪尺闊面上嚙合點處的曲率半徑由大變小，因此以兩輪齒在節(jié)點處嚙合作為計算點，則；，m為模數(shù)，z為嚙合齒輪的齒數(shù)，為節(jié)圓壓力角，對于標(biāo)準(zhǔn)嚙合，節(jié)圓壓力角等于分度圓壓力角20o。

——材料參數(shù)，定義為：；，為泊松比，E為彈性模量非線性指數(shù)n，根據(jù)Hertz理論，一般取1.5較合適。阻尼分量計算采用文獻(xiàn)[2]給出的非線性阻尼模型來計算輪齒嚙合接觸阻尼系數(shù)，該阻尼模型認(rèn)為物體表面接觸—碰撞過程中的能量損失是由接觸阻尼引起的，在基于等效能量損失的基礎(chǔ)上給出接觸阻尼的計算式：其中，K——接觸剛度；

e——彈性恢復(fù)系數(shù)，一般定義為碰撞前法向速度差值與碰撞后法向速度差值的比值。跟物體的材料、碰撞表面曲率半徑、碰撞速度、以及潤滑介質(zhì)的粘度有關(guān)，一般通過實驗測定。

——穿透深度，對應(yīng)ADAMS取最大阻尼系數(shù)時的穿透深度，在此??；

n——非線性指數(shù)，一般取1.5。

u——碰撞速度，以相嚙合的兩個齒輪在節(jié)點處的線速度的差值代替。在齒廓面間的動態(tài)碰撞力的作用下，相嚙合的兩個齒輪在節(jié)點處的線速度是不等的，且隨時間變化，即碰撞速度也不是定值在阻尼分量中，彈性恢復(fù)系數(shù)和碰撞速度與實際的工況有關(guān)，其具體的取值在各仿真工況下確定。摩擦力計算接觸體之間的摩擦力采用庫侖摩擦模型，考慮靜摩擦和動摩擦，有潤滑時，取靜摩擦系數(shù)為0.08，動摩擦系數(shù)為0.05，無潤滑時，取靜摩擦系數(shù)為0.15，動摩擦系數(shù)為0.1。在ADAMS中摩擦力采用下面的函數(shù)表達(dá)式計算：

F=-N*step(v,-Vs,-1,Vs,1)*step(ABS(v),Vs,Cst,Vtr,Cdy)其中：N——法向力；

v——表面相對滑移速度；

Vs——最大靜摩擦對應(yīng)的相對滑移速度；

Cst——靜摩擦系數(shù)；

Vtr——動摩擦對應(yīng)的相對滑移速度；

Cdy——動摩擦系數(shù)；9.2.4電機(jī)輸入信號

在ADAMS中采用step函數(shù)定義驅(qū)動表達(dá)式：

W=step(time,0,0d,0.68,-12000d)+step(time,0.68,0d,1.77,0d)+step(time,1.77,0d,2.45,12000d)Part9.3俯仰仿真分析設(shè)定計算誤差為0.01，最小積分時間步長為0.0001s，并設(shè)置仿真時間為3s，仿真輸出步數(shù)為1000步。對發(fā)射裝置俯仰運(yùn)動狀態(tài)進(jìn)行仿真，得到發(fā)射裝置俯仰運(yùn)動定向器的軌跡圖。仿真結(jié)果提取發(fā)射定向器俯仰轉(zhuǎn)速曲線及其理論曲線。

由上圖可知，發(fā)射裝置定向器的俯仰轉(zhuǎn)速在其理論轉(zhuǎn)速曲線附近波動，中間平穩(wěn)運(yùn)行時，波動較大，啟制動時波動較小。發(fā)射裝置俯仰轉(zhuǎn)速誤差曲線計算俯仰轉(zhuǎn)速誤差絕對值的均值為，發(fā)射定向器在運(yùn)行平穩(wěn)后的理論轉(zhuǎn)速為，計算可得其誤差的百分比為1.52%。發(fā)射定向器俯仰角度曲線及其理論曲線發(fā)射定向器俯仰角度誤差曲線由圖可知，發(fā)射裝置定向器的仿真俯仰角度與理論俯仰角度基本重合，并且在2.45s時間內(nèi)，理論俯仰角為，仿真俯仰角為，角度誤差為。發(fā)射定向器俯仰角加速度曲線由圖可知，發(fā)射裝置定向器俯仰角加速度變化劇烈，與理論加速度曲線相差較大，最大動態(tài)角加速度為。原因主要是因為在實際的俯仰過程中，由于整個框架、定向器和彈藥的重心不在其俯仰轉(zhuǎn)動中心線上，由此產(chǎn)生的重力偏心使得扇形齒輪與減速器輸出小齒輪相互驅(qū)動，從而引起發(fā)射定向器俯仰加速度變化劇烈。減速器1輸出端小齒輪與扇形齒輪嚙合的動態(tài)嚙合力如圖所示，最大動態(tài)嚙合力為8971.7837N。Part9.4回轉(zhuǎn)仿真分析9.4.1回轉(zhuǎn)運(yùn)動電機(jī)輸入信號回轉(zhuǎn)運(yùn)動電機(jī)輸入轉(zhuǎn)速為3000轉(zhuǎn)/min，即18000度/s，運(yùn)行時間為2.45s，電機(jī)啟動和制動的時間為0.68s，在ADAMS中采用step函數(shù)定義驅(qū)動表達(dá)式：

W=step(time,0,0d,0.68,-18000d)+step(time,0.68,0d,1.77,0d)+step(time,1.77,0d,2.45,18000d)回轉(zhuǎn)運(yùn)動電機(jī)輸入轉(zhuǎn)速曲線回轉(zhuǎn)運(yùn)動轉(zhuǎn)速曲線及其理論曲線9.4.2仿真結(jié)果提取由圖可知，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)運(yùn)動的輸出轉(zhuǎn)速在其理論轉(zhuǎn)速附近很小范圍內(nèi)波動，整個運(yùn)行過程比較平穩(wěn)，由于各級齒輪輪齒之間的間隙和回轉(zhuǎn)支撐的摩擦作用使得發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)運(yùn)動在0.08s左右才開始響應(yīng)，而且在2.4s就停止回轉(zhuǎn)運(yùn)動?；剞D(zhuǎn)轉(zhuǎn)速誤差曲線計算回轉(zhuǎn)速度誤差的絕對值均值為，發(fā)射裝置定向器在運(yùn)行平穩(wěn)后的理論轉(zhuǎn)速為，計算可得其誤差的百分比為1.37%?；剞D(zhuǎn)運(yùn)動的回轉(zhuǎn)角度曲線及其理論曲線回轉(zhuǎn)運(yùn)動角度誤差曲線由圖可知，發(fā)射裝置定向器的仿真回轉(zhuǎn)角度與理論回轉(zhuǎn)角度基本重合，并且在2.45s時間內(nèi)，理論回轉(zhuǎn)角為，仿真回轉(zhuǎn)角為，角度誤差為。在運(yùn)行過程，角度誤差在～內(nèi)變化?；剞D(zhuǎn)角加速度曲線及其理論曲線由圖可知，電機(jī)在啟動和制動階段，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)運(yùn)動角加速度較大，最大理論值為，由仿真得到的最大值為；平穩(wěn)運(yùn)行時，理論值為0，仿真值在0值附近上下波動。減速器2輸出端小齒輪與回轉(zhuǎn)支撐齒圈嚙合的動態(tài)嚙合力減速器2輸出端小齒輪與回轉(zhuǎn)支撐齒圈嚙合的最大動態(tài)嚙合力為12763.826N。Part9.5聯(lián)合運(yùn)動動力學(xué)仿真9.5.1仿真結(jié)果分析聯(lián)合運(yùn)動，定向器相對于發(fā)射裝置外殼的俯仰轉(zhuǎn)速曲線聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置俯仰轉(zhuǎn)速誤差曲線由圖可知，聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置俯仰轉(zhuǎn)速曲線基本在理論值上下波動，誤差的絕對值均值為聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置俯仰角度曲線聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置俯仰角度誤差曲線由圖可知，聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置俯仰角度曲線和理論俯仰角度曲線基本一致，在2.45s時間內(nèi)，理論回轉(zhuǎn)角為，仿真回轉(zhuǎn)角為，角度誤差為。在運(yùn)行過程，角度誤差在～內(nèi)變化。聯(lián)合運(yùn)動時，發(fā)射裝置俯仰角加速度曲線聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置俯仰角加速度曲線與單獨的俯仰運(yùn)動對應(yīng)的俯仰角加速度曲線基本一致，最大俯仰角加速度比單獨俯仰運(yùn)動時稍大，其值為：。聯(lián)合運(yùn)動，減速器1輸出端小齒輪與扇形齒輪嚙合的動態(tài)嚙合力由圖可知，聯(lián)合運(yùn)動，減速器1輸出端小齒輪與扇形齒輪嚙合的最大動態(tài)嚙合力為10038N，可用作發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)部件強(qiáng)度、剛度的有限元計算載荷。聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速曲線聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速誤差曲線由圖可知，聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速曲線在理論曲線上下小范圍內(nèi)波動，轉(zhuǎn)速誤差的絕對值均值為。聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)角度曲線聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)角度誤差曲線由圖可知，聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)角度曲線與理論回轉(zhuǎn)角度曲線也基本一致，在2.45s時間內(nèi)，理論回轉(zhuǎn)角為，仿真回轉(zhuǎn)角為，角度誤差為。在運(yùn)行過程，角度誤差在～內(nèi)變化。聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)角加速度曲線聯(lián)合運(yùn)動，發(fā)射裝置回轉(zhuǎn)角加速度曲線和單獨回轉(zhuǎn)運(yùn)動時的角加速度曲線基本一致，最大回轉(zhuǎn)角加速度值為，輸出端小齒輪與回轉(zhuǎn)支撐齒圈嚙合的動態(tài)嚙合力由圖可知，聯(lián)合運(yùn)動，減速器2輸出端小齒輪與回轉(zhuǎn)支撐齒輪嚙合的最大動態(tài)嚙合力為12883.34N，其值可用作發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)部件強(qiáng)度、剛度的有限元計算載荷。Part9.6結(jié)論

9.6.1發(fā)射裝置聯(lián)合運(yùn)動仿真結(jié)果與單獨的俯仰運(yùn)動和回轉(zhuǎn)運(yùn)動仿真結(jié)果對比：由上表可知，在聯(lián)合運(yùn)動下，發(fā)射裝置的俯仰特性和回轉(zhuǎn)特性與單獨的俯仰運(yùn)動和回轉(zhuǎn)運(yùn)動相比，有微小的差別，說明俯仰運(yùn)動和回轉(zhuǎn)運(yùn)動之間有相互較小的影響作用，并且在聯(lián)合運(yùn)動下，產(chǎn)生最大的動態(tài)載荷，此載荷值可用作下一步結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、剛度的有限元分析計算。9.6.2總結(jié)及結(jié)果評價根據(jù)發(fā)射裝置的三種工作狀態(tài)，即俯仰運(yùn)動、回轉(zhuǎn)運(yùn)動以及俯仰和回轉(zhuǎn)聯(lián)合運(yùn)動，對發(fā)射裝置的三種功能虛擬樣機(jī)進(jìn)行了仿真，得到如下結(jié)果：（1）發(fā)射裝置在運(yùn)行過程中，俯仰轉(zhuǎn)速和回轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速在理論值上下小范圍內(nèi)波動，其誤差的絕對值均值分別為和。（2）發(fā)射裝置