舰载转运弹链用对准系统设计与研究

邱 东，刘 明，游 浪

(湖北航天技术研究院总体设计所，武汉 430040)

0 引言

舰载运转弹链系统采用弹链传递方式实现导弹的快速发射，为了达到防空功能，系统需要做到快速响应。目前，系统使用的弹载惯组无法在极短时间内进行精确自对准。为达到快速响应的目的，需要增加导弹外部对准系统给导弹提供精确初始基准。对准系统的主体是惯性导航设备与光学测量装置，具体表现在光学测量装置测量自身与导弹基准的相对姿态，惯性导航设备实时测量自身的绝对姿态，通过光学测量装置的测量值、惯性导航设备的姿态信息及其相互间的结构姿态关系联合解算出导弹基准的实时姿态信息。

因舰载运转弹链结构复杂、存在多种应力环境，为进行对准系统的优化设计，需要进行对应的动力学、热力学等方面的分析。文献[1]～文献[4]提出了基本结构的动力学响应分析方法，文献[5]～文献[7]提出了复杂结构的热力学分析方法，文献[8]、文献[9]对舰载导弹装填系统和发射系统进行了研究，文献[10]对舰载导弹出筒姿态进行了分析，上述文献记录了舰船导弹发射技术的研究，也介绍了相关结构的仿真方法，对导弹出筒姿态也进行了部分分析，但是并未进行舰载导弹快速姿态测量技术和舰载对准系统相关结构仿真技术的研究。

基于运转弹链特征，本文提出并分析了用于对准系统的两种方案。为进行对准系统的优化设计，一方面以降低成本为目的提出精简惯性导航设备数量的方法，另一方面对两种方案的共四种实施途径进行误差分析。两种对准方案均包括偏重测量精度和偏重系统成本的实施途径，对每种实施途径分别进行误差分析。对准系统的输出误差包括：单机测量误差、结构固定误差、环境因素导致的结构随机误差等。其中，单机测量误差可以通过实验室精度试验测量，结构固定误差可以从标定精度、结构机加工误差等方面进行分析，环境因素导致的应变引发的结构随机误差需要通过系统仿真建模来分析。基于上述分析方法可实现对准系统的优化设计。

1 对准系统方案及优化方法

基于运转弹链特征设计两种对准方案，分别为视觉方案和自准直方案。系统示意图如图1所示，定义Y轴正向为舰艏方向，Y轴负向为舰尾方向；绕X轴旋转为纵摇，Y轴正向高纵摇角为正；绕Y轴旋转为横摇，X轴负向高横摇角为正；定义绕Z轴角度为航向姿态角，从Z轴正向朝向负向看旋转逆时针时，航向角为正。

图1 对系统示意图Fig.1 Schematic diagram of alignment system

视觉方案的构成包括视觉测量装置、惯性导航设备、标定板、视觉测量组合安装基座等，自准直方案的构成包括自准直光学测量装置、惯性导航设备、六面体镜组合、自准直组合安装基座等。其中，自准直光学测量装置和视觉测量装置均属于光学测量装置，标定板和六面体镜组合为光学靶标。

托盘上表面为导弹弹箱的安装基面，通过驱动托盘能够带动弹箱在运转支撑架构上运转，上述弹箱安装基面与导弹基准之间的姿态误差通过结构能够保证。标定板和六面体镜组合安装于托盘不同位置，如图2所示。

图2 光学靶标在托盘上的布置Fig.2 Arrangement of optical target on tray

视觉测量装置通过测量提取标定板上标记点的位置尺寸并解算以得到装置到标定板间的姿态关系，自准直光学测量装置通过发射两个正交轴向的准直光照射六面体镜组合的两个镜面并收取返回光信息以测量自身到六面体镜组合的姿态关系。因自准直组合视场范围为角分级，为保证与靶标的相对姿态关系，其安装基座固连于支撑架构。视觉测量组合的视场角达到±2°，其安装基座可安装于舰体内部甲板表面。

惯性导航设备与光学测量设备通过刚性过渡板固连时的结构随机误差最小，针对运转弹链特征设计对准系统用过渡板，惯性导航设备、光学测量设备和过渡板构成测量组合。自准直测量组合、视觉测量组合和托盘的位置关系分别如图3、图4所示。

图3 自准直测量组合和托盘位置关系Fig.3 Position relationship between autocollimation measurement combination and pallet

如图3所示，A面和B面均连接于运转支撑架构。如图4所示，C面固连于甲板。

图4 视觉测量组合和托盘位置关系Fig.4 Position relationship between visual measurement combination and pallet

采用上述方法，结构随机误差小，缺点是一台惯性导航设备只能对应一台光学测量设备，惯性导航设备利用率低。如果一台惯性导航设备对应多台光学测量设备，能降低系统成本，但由于弹链尺寸缘故，惯性导航设备与光学测量设备的安装间距达5m以上，且各自固连于不同部件，结构因素产生的随机误差大。因此，在满足系统精度的情况下，减少惯性导航设备数量的关键在于减小结构随机误差。

本文先进行系统误差分析，再基于分析与仿真结果，以保证精度、降低成本为目的进行优化设计。

2 对准系统误差分析

设定对准系统的测量误差为系统测量值和导弹弹箱安装基面实际姿态值之间的差值，将对准系统误差来源进行具体划分，如表1所示。

表1 对准系统误差来源Table 1 Error sources of alignment system

根据试验测试结果，惯性测量设备因为采用高精度加速度计，测量水平姿态的精度高于测量航向姿态的精度。根据试验测量数据，其在工况下的测量误差为90″(MAX，绕Z轴)、60″(MAX，绕X轴和Y轴)；同时，根据试验测试结果，自准直光学测量装置的测量误差为20″(MAX，三方向)，视觉测量装置的测量误差为20″(MAX，绕Z轴)、40″(MAX，绕X轴和Y轴)。

下文对结构固定误差和结构随机误差进行详细分析。

2.1 结构固定误差分析

(1)标定误差

光学测量装置到惯性导航设备之间不存在传动连接，其相互间的结构固定误差可以在常温静态环境下进行标定，标定值可以用作精度解算的补偿量。

在一台惯性导航设备对应一台光学测量设备情况下，将惯性导航设备、光学测量设备和安装基座作为一个组合在实验室环境下进行标定，标定采用的方法为：通过经纬仪、惯性导航设备自带航向棱镜以及实验室真北基准确定惯性导航设备的航向姿态，通过高精度水平仪确定惯性导航设备的水平姿态；将靶标放置于高精度双轴转台，通过转台带动靶标旋转。通过光学测量设备读数、转台转动角度读数联合解算出惯性导航设备和光学测量设备的相对姿态。此处，经纬仪的测量误差约为5″(MAX)，高精度水平仪的测量误差约为5″(MAX)，惯性导航设备的航向棱镜及水平仪安装面到自身理论基准的加工误差约为7″(MAX)，转台标定算法误差为5″(MAX)，计算上述误差的和方根，得到的合计误差为10″(MAX，三轴)。惯性导航设备如果使用高精度加速度计，上述水平仪功能可以通过高精度加速度计实现。

在一台惯性导航设备对应多台光学测量设备情况下，由于惯性导航设备和光学测量设备放置于弹链不同位置，惯性导航设备和光学测量设备难以作为一个组合，无法在实验室环境下标定。可使用的标定方法为：通过经纬仪、水平仪等测量惯性导航设备的姿态，方法同上；同时在光学测量设备或其关联工装上留航向棱镜及水平仪安装接口，通过同类方法测量光学测量设备的姿态，从而求解惯性导航设备和光学测量设备的相对姿态。此处，因为弹链内部结构复杂，航向棱镜通常和北向基准之间存在遮挡，经纬仪测量时需要进行多次光路转换或者采用中间基准进行基准传递，会额外带来标定误差。此处，惯性导航设备的航向棱镜及水平仪安装面到自身理论基准的加工误差约为7″(MAX)，经纬仪的测量误差约为10″(MAX)，高精度水平仪的测量误差约为5″(MAX)。同时，因为光学测量设备体积小，难以提供经纬仪、水平仪的额外安装接口，通常使用关联工装与光学测量设备固连，负责提供上述安装接口，此处因加工因素带来的误差约为15″(MAX)，合计误差为20″(MAX，三轴)。

(2)安装误差

因为运转弹链托盘数量多，发射时无法严格按照既定顺序发射，导致对单件托盘进行标定并进行算法补偿的难度大，观测靶标安装面到托盘弹箱安装基面的固定误差，通过结构加工公差进行分析。

光学靶标安装于托盘下部的安装基面上，如图5所示。

图5 光学靶标尺寸示意图Fig.5 Schematic diagram of opticaltarget size

光学靶标相对于托盘基准的安装姿态依靠其安装面及安装靠面保证，基准靠面或者安装面的形位公差受机加工能力限制，形位公差量级跟其尺寸大小直接相关。视觉方案使用的光学靶标为标定板，安装面尺寸为300mm×500mm，根据该尺寸，其安装面与托盘水平基准间的平行度能够达到0.05mm；安装靠面设置在安装面长边的两端，长度为500mm，根据该尺寸，其安装面与托盘航向基准间的平行度也能够达到0.05mm。在加工极值情况下，标定板与托盘水平基准绕X轴方向的固定误差达到arctan(0.05mm／300mm)≈35″，标定板与托盘水平基准绕Y轴方向的固定误差达到arctan(0.05mm／500mm)≈20″，标定板与托盘航向基准绕Z轴方向的固定误差达到arctan(0.05mm／500mm)≈20″。

自准直方案使用的光学靶标六面体镜组合安装面尺寸为57.5mm×73.5mm，根据该尺寸，其安装面、安装靠面与托盘基准之间的形位公差能够达到0.025mm。以同样方法计算，自准直方案六面体镜组合到托盘基准间的固定误差为：70″(MAX，绕Y轴)、90″(MAX，绕X轴)、70″(MAX，绕Z轴)。

基于上述原理，因形位公差导致托盘弹箱安装面到托盘基准间的固定误差最大值为30″(MAX，三个方向)。

光学靶标安装面到弹箱安装面的固定误差由上述两部分加工误差构成，该处的固定误差极值由叠加法计算，则视觉方案六面体镜组合到托盘基准间的固定误差为：50″(MAX，绕Y轴)、65″(MAX，绕X轴)、50″(MAX，绕Z轴)。自准直方案六面体镜组合到托盘基准间的固定误差为：100″(MAX，绕Y轴)、120″(MAX，绕X轴)、100″(MAX，绕Z轴)。

2.2 结构随机误差分析

对弹链及托盘进行结构仿真分析，以估算惯性导航设备到光学测量设备、光学靶标到弹箱安装面之间的姿态关系随机误差。

按照具体实施状态进行动力学建模，设定材料参数，根据舰体的实际工况环境要求，设定施载边界条件：

1)按照表2的条件施加系统摇摆载荷，周期为6s；

2)托盘位于驱动运转状态，加载驱动力载荷；

3)全托盘均承载弹箱，带导弹，即满载状态；

4)按照舰船的实际结构特征给模型甲板底部的支撑筋添加约束。

表2 摇摆环境加载条件Table 2 Loading conditions of swing environment

经过仿真运算，截取自准直组合和视觉组合在相关时刻的变形云图，如图6～图9所示。

图6 测量组合位移云图一(放大50倍，6s)Fig.6 Diagram of measurement combination displacement nephogram I(50 times magnification，6s)

图7 测量组合位移云图二(放大50倍，6s)Fig.7 Diagram of measurement combination displacement nephogram II(50 times magnification，6s)

图8 测量组合位移云图一(放大50倍，2s)Fig.8 Diagram of measurement combination displacement nephogram I(50 times magnification，2s)

图9 测量组合位移云图二(放大50倍，2s)Fig.9 Diagram of measurement combination displacement nephogram II(50 times magnification，2s)

通过仿真计算，摇摆环境下对准系统关键部件的姿态角变化结果如表3～表5所示，参考值为横摇角和纵摇角均为0°、系统仅受重力作用的初始值状态。

表3 自准直方案摇摆环境仿真计算姿态角变化结果Table 3 Simulation results of attitude angle in rolling environment of autocollimation scheme

表4 视觉方案摇摆环境仿真计算姿态角变化结果Table 4 Simulation results of attitude angle in swing environment of vision scheme

表5 摇摆环境仿真计算姿态角变化结果推算Table 5 Calculation results of attitude angle change in rolling environment

根据上述仿真结果，当光学测量装置和惯性导航设备安装于同一个刚性基座时，在摇摆环境下，自准直测量方案的相对姿态变化量均不大于7″(三轴方向)，视觉方案的相对姿态变化量均不大于3″(三轴方向)。

上文已述，因为自准直光学测量设备的视场角和测距原因，其必须和弹链固连，以避免托盘靶标超出视场，视觉测量设备因视场角大可以放置于甲板。根据表3和表4的数据，自准直光学测量设备所处的安装面因弹链框架刚度、甲板底部筋条刚度及整体质量分布等因素导致航向姿态变化量较大。在摇摆状态下，单轴最大姿态变化达到4.07′，在缩减局基数目的情况下不利于保证对准系统精度；而视觉设备放置于甲板，承受弹链及甲板的交互作用小，安装面应变小。

为分析托盘在工况环境下应变导致的随机误差对对准系统测量精度带来的影响，构建分析模型，分析模型包括：托盘、标定板以及作用于托盘上表面的弹箱底部安装框架。托盘形变的主要来源包括：1)承载弹体、弹箱及自身质量带来的应力变形；2)托盘内部单机工作产生的热量引发的热应力变形。

托盘光学靶标安装面到托盘弹箱安装面的姿态变化是重点分析对象，托盘标定板安装面、六面体镜组合安装面的应变云图分别如图10、图11所示。

图10 标定板安装面应变云图Fig.10 Deformation nephogram of calibration plate mounting surface

图11 六面体镜组合安装面应变云图Fig.11 Deformation nephogram of hexahedralmirror combination mounting surface

由图10和图11的仿真数据，可计算得到工况环境下光学靶标、弹箱安装面相对各自初始状态的姿态变化量。对于每个正交轴，分别计算托盘弹箱安装面到托盘光学靶标安装面的随机姿态误差，该随机误差极值为两个安装面相对各自初始姿态绕对应坐标轴姿态变化量的差值。据此原理计算托盘标定板安装面、六面体镜组合安装面及托盘弹箱安装面三轴方向的姿态变化量，结果如表6所示。

表6 托盘分析模型相关部件姿态角变化计算结果Table 6 Attitude angle change calculation results of the tray analysis modelrelated parts

3 方案优化及结果分析

舰船甲板底部的支撑筋架一般呈阵列布置，相同的弹链底部结构具有类似的刚度特性，上文分析的光学测量装置随机误差是多弹链中的极值。在此基础上，将惯性导航设备放置于结构随机形变小的区域，能够保证一台惯性导航设备对应多台光学测量装置情况下的系统测量精度。

经过建模分析，甲板结构刚度最好的区域形变量级最小。选取此处位置安装惯性导航设备，能够使得其姿态变化量(三个方向)小于15″。

通过上述分析数据计算误差的和方根，可得到对准系统的测量误差，如表7所示。

表7 对准系统测量误差结果(3σ)Table 7 Measurement error results of alignment system

由表7可知，视觉方案的综合测量精度优于自准直方案。惯性导航设备一对一的情况下，对准系统的最大测量误差可达到1.8′以内，惯性导航设备一对多的情况下，最大测量误差为2.5′。

4 结论

本文分析了舰载转运弹链用对准系统的结构特征与测量误差来源，提出了视觉方案和自准直方案，并分别进行了具体分析。对准系统的误差来源包括：单机测量误差、部分结构的加工误差、标校误差以及工况下结构应变引发的误差。通过有限元仿真手段构建系统模型，重点分析了摇摆及温度变化等工况环境下对准系统各部分的应变情况，分析了因应变引发的结构随机误差，再基于误差来源综合分析了系统测量总误差。分析结果表明，在使用足够惯性导航设备的情况下，对准系统的最大测量误差可达到1.8′以内。通过仿真分析，将惯性导航设备放置于舰船甲板刚度最佳的区域，能够有效降低其与光学测量装置间的结构随机误差，达到满足高精度对准要求的同时缩减惯性导航设备数量的目的，此时对准系统的最大测量误差为2.5′。