摘 要：通常雷达主塔举升机构和主塔位置锁紧机构是分开设计的，随着雷达技术的快速发展，常规设计已难以满足整车质量和空间的更高要求。文中设计了一种应用钢球锁紧液压缸的雷达主塔机构，它将举升和锁紧2种功能合二为一，从而大大简化了设计，节约了空间。文中介绍了钢球锁紧液压缸的原理，进行了锁紧强度分析，针对快换接头插不上的现象，改进了液路设计。实际使用表明，该雷达主塔举升机构结构简单可靠，能很好地满足使用要求，对类似产品的设计具有借鉴意义。
关键词：钢球锁紧液压缸；雷达主塔；液压举升系统
引 言
雷达主塔是雷达系统的主要承载部件，其举升和倒伏通过油缸或者丝杆实现。通常，主塔举升到位后由液压插销或电动插销锁定，液压插销或电动插销都需要占用一定的空间，还需要增加插拔到位检测传感器，当结构空间受限时，此种常规设计给设计工作带来了很大不便。
近年来，采用机械锁紧方式的锁紧油缸受到了工程技术人员的关注。锁紧油缸能有效克服液压锁内泄漏导致的锁紧不可靠问题，可以在额定负载下长期可靠锁紧。按锁紧方式，锁紧油缸可分为套筒式、刹片式、钢球式、楔块式、内涨式、卡环式等[1-6]。其中，钢球式是在活塞杆行程末端锁紧油缸，当活塞杆伸至行程末端时，钢球锁紧机构自动起作用，锁紧活塞和缸筒，此时油缸相当于刚性杆。钢球式锁紧油缸的特点非常符合雷达主塔举升到位后需要长期保持主塔角度精度的要求。为此，本文设计了一种应用钢球锁紧液压缸的雷达主塔举升机构，简化了结构设计。本文详细讨论了锁紧油缸的关键指标——锁紧力，也对实际使用中液压快换接头无法插上的现象进行了分析，给出了改进措施。
1 雷达主塔举升机构
图1为应用钢球锁紧液压缸的雷达举升机构。主塔、钢球锁紧油缸位于大盘之上，通过液压快换接头与
液压源相连。快换接头接上后，当钢球锁紧缸的无杆腔通液压油时，活塞杆伸出，主塔举升，活塞杆伸至极限位置时，活塞相对于缸筒自动锁紧，此时油缸对主塔起支撑作用。当有杆腔通液压油时，活塞相对于缸筒自动解锁，活塞杆收回，主塔倒伏。当主塔举升到位并锁定，快换接头分离时，锁紧油缸和主塔随大盘转动。
图1 雷达主塔举升机构
2 钢球锁紧液压缸设计
钢球锁紧液压缸锁紧原理如图2所示。
图2 钢球锁紧液压缸原理图
活塞上分布若干径向孔，内有钢球。当活塞在无杆腔液压油作用下向左移动，临近行程末端时，钢球推动滑动套向左压迫弹簧，使滑动套和卡套之间的开口增大，当此开口大于钢球外径时，钢球落入卡套的环槽内，弹簧压迫滑动套右移至活塞凹槽内，此时钢球位于卡套环槽、滑动套、活塞径向孔三者之间，活塞杆上可以承受双向轴向载荷。
当往有杆腔里注入液压油时，滑动套向左移动，使滑动套和卡套之间的开口增大，活塞在压力油作用下有向右移动的趋势，径向孔和卡套对钢球的作用力使钢球径向向内移动，当钢球完全落入活塞径向孔内时，钢球机械锁解锁，此时钢球锁紧缸相当于普通油缸。
由钢球锁紧液压缸原理可知，上锁和解锁时，钢球会沿活塞上的径向孔作径向移动，应保证钢球不发生自锁。
上锁时，图2中最上部的钢球最不容易沿径向向外移动，图3为钢球上锁时的受力图。
图3 上锁时的钢球受力图
钢球力沿钢球锁紧缸轴向和径向的平衡方程为
N2=N1sinα+f N1cosα
(1)
N1cosα≥G+f N1sinα+f N2
(2)
式中：N1、N2分别为滑动套、活塞径向孔壁对钢球的正压力； f为摩擦系数；G为钢球自重；α为钢球与滑动套接触点的法线与钢球锁紧油缸轴线相垂直的平面之间的夹角，该夹角与滑动套的倾斜角相同。
忽略钢球自重，解得：
(3)
取f = 0.15，代入式(3)得α≤72.9°。
设计中滑动套的倾斜角取45°，故钢球上锁时不会自锁。
解锁时，图2中最下部的钢球最不容易沿径向孔向轴心移动，图4为解锁时钢球的受力图。
图4 解锁时的钢球受力图
同理可得：
(4)
设计时α取60°，故解锁时，钢球不会自锁。
锁紧力是钢球锁紧液压缸最重要的性能指标。锁紧时，钢球的受力如图5所示。
图5 锁紧时钢球受力图
钢球所受的接触应力与接触点处的曲率半径、接触方式、弹性模量有关。该系统中，钢球、卡套滑动套、活塞都采用Gr15，弹性模量E = 206 × 103 MPa，卡套对单个钢球的法向力Fn、活塞对单个钢球的轴向力(锁紧力)Ft产生的最大接触应力σmax为[7]
(5)
式中：P为接触件接触点处的法向力，将Fn或Fr代入P；R1为钢球的半径；计算Fn产生的接触应力时，R2为卡套的环槽半径，计算Ft产生的接触应力时，R2为活塞径向孔的半径。卡环的环槽半径为87 mm，活塞径向孔的半径为6.2 mm，所以Fn产生的接触应力远大于Ft。 R1 = 6 mm，Ft = 10 000 N，经计算，Fn产生的最大接触应力为139 MPa。
Fr(滑动套对单个钢球的径向力)产生的最大接触应力σmax为
(6)
轴承钢Gr15的许用接触应力为3 800 MPa，钢球、卡环、滑动套满足强度要求。
3 环境温度对举升机构的影响
因结构空间有限，液压源没有放在大盘上，随大盘转动的是一个体积很小的阀箱，主塔举升倒伏时采用液压快换接头与液压源连接。在样机调试过程中，曾出现快换接头无法插上的现象，此现象是由液压油热胀冷缩导致的。温度变化引起的液压油体积变化率为[8]
(7)
式中：αV为液压油体积膨胀系数，约为8.7 × 10-4 ℃-1；Δt为环境温度增量; ΔV为体积增量; V0为初始体积。
当温度升高时，缸体也会发生体积膨胀，碳钢的线膨胀系数为11.3×10-6 ℃-1[9]，通常体积膨胀系数约为线膨胀系数的3倍，可见相对于液压油的热膨胀，缸体的体积膨胀可以忽略不计。
液压油的体积弹性模量为(0.7-1.4)×103 MPa，与钢的弹性模量相比，也可以忽略不计。液压油热膨胀引起的压力增量ΔP为
(8)
式中，κ为液压油的体积弹性模量。
当环境温度升高30 ℃时，热膨胀引起的压力增量约为12 MPa，此压力作用在快换接头的自封单向阀上，造成快换接头无法插上，严重时，可能导致钢球锁紧缸自动解锁。在快换接头的回油口端并接气囊式或隔膜式储能器，以缓冲液压油的热膨胀，储能器的容量由以下公式确定：
καVΔt1=P1
(9)
Δt2αVV0=ΔV
(10)
Δt1+Δt2=Δtmax
(11)
P0V=P2(V-ΔV)
(12)
式中：P1为平衡阀的设定压力；Δt1为对应于P1的环境温度增量；Δt2为钢球锁紧缸无杆腔压力从P1增至P2时的环境温度增量；V0为无杆腔的容积；ΔV为温度上升Δt2引起的体积膨胀量；Δtmax为环境温度最大增量；P0为储能器初始压力；P2为油液热胀冷缩引起的最大压力；V为储能器容量。
本机构中并连了2个容量为3L的隔膜式储能器，初始压力设为0.5 MPa，经环境试验验证，该方法可以有效解决快换接头插不上的问题，钢球锁定可靠。
4 结束语
本文对钢球锁紧油缸的原理、自锁条件、锁紧力计算等进行了详细的理论分析，研制了钢球锁紧油缸样机，通过性能试验验证了理论分析的正确性。在此基础上，创新性地设计了一种应用钢球锁紧液压缸的雷达主塔举升机构并研制了样机，详细分析了调试中出现的快换接头插不上的原因，提出了解决方案。经试验和使用验证，该机构结构简单紧凑，可靠性高，可以在天线主塔、天线折叠板块等类似项目中推广应用。本文所做的理论研究工作及工程实践，对钢球锁紧油缸的推广应用也有一定的借鉴意义。
