減振滑靴減振效能評估及試驗研究

付 良,董龍雷,趙項偉,楊 陽,吳 海

(1.西安交通大學, 西安 710049;2.中國兵器工業集團有限公司中國兵器工業試驗測試研究院, 陜西 華陰 714200;3.海軍工程大學, 武漢 430030)

0 引言

火箭橇系統是20世紀中后期發展起來的一種大型、高速地面動態模擬試驗設備[1],主要依靠高精度軌道約束其運行路徑。隨著技術的積累與進步,火箭橇系統的在軌速度逐漸提高,隨之而來的則是極高的在軌動態載荷。在高速條件下由過高的動態載荷引起的火箭橇在軌解體、軌道斷裂、發動機燃爆等一系列事故嚴重限制了火箭橇試驗的發展[2-3]?；鸺猎谲墑討B載荷的主要來源是由于軌道不平順、氣動擾動、發動機推力波動和偏心等因素綜合作用而產生的振動,其中最為主要的因素便是由于軌道不平順而引起的靴軌高速沖擊[4],并且靴軌沖擊表現為寬頻帶(5～2 500 Hz的頻段分布),基本與火箭橇運行速度呈現正相關性的特性[5]。

為保證結構強度與可靠性,火箭橇與滑靴之間一般采用剛性連接,因此靴軌間的沖擊載荷直接傳遞至橇體,進而使得火箭橇在軌運行存在較高的振動過載。近年來,隨著導引頭、慣性測量裝置和北斗、GPS導航裝置等精確制導與控制類火箭橇試驗的不斷開展,要求火箭橇系統在Ma2速度下被試品振動過載加速度在400 Hz濾波后均方根值小于15g的設計指標。

為了降低火箭橇系統的沖擊振動值,一般對系統采取相應的減振措施。傳統的減振措施有兩大類:一種是主動減振,即減弱振源體能量,如控制軌道的不平順度或利用磁懸浮技術以降低和消除靴軌沖擊力,美國Holloman基地和波音公司正在聯合研制高速磁懸浮火箭橇系統,目前試驗速度已經突破了6Ma,但該技術難度極高且成本耗費巨大[6];另一種是被動減振,即通過在振源體和被振體之間設置阻尼材料進行隔振或設置特殊裝置吸收動能進行消振。國內周學文在解決捷聯慣組在火箭橇試驗中所受到的沖擊振動問題時,首次應用了金屬加摩擦全向減振器作為減振裝置,使得捷聯慣組在最大運行速度為300 m/s的火箭橇試驗運動過程中受到的振動均方根值小于3g[7]。解珍珍等[5]設計了導引頭火箭橇試驗的減振隔振方案,通過立柱內腔填充聚氨酯泡沫削弱橇軌碰撞和發動機推力脈動對環體的沖擊振動,通過被試品與環體之間填充的硅橡膠,進一步減少高速運動的振動,但該方案只局限于特定的火箭橇結構。肖軍等[8]通過參數優化設計,設計一種火箭橇單層或雙層減振系統,可以有效抑制火箭橇系統200 Hz以上的高頻振動。Yu[9]針對雙軌火箭橇設計了一種大負載金屬絲網減振平臺,實現了被試品300 kg負載、最大運行速度Ma1.19的工況下寬頻段(15～2 000 Hz)振動加速度均方根值小于12g。此外,橡膠泡沫等隔振材料也有較多應用[10],國外Hooser團隊[11]和西安交大的周彥鑫等[12]相繼提出了泡沫隔振和橡膠隔振的軟橇設計理念。目前的被動減振手段仍存在自身體積較大,接口復雜,載重有限,通用性較差,高馬赫工況減振效果差等問題。

為解決上述問題,本文從火箭橇在軌振動的源頭——滑靴出發,在滑靴與滑靴連接板之間填充橡膠結構組成減振滑靴,用于降低滑靴本體剛度并提供額外的阻尼以抑制沖擊的傳遞。為分析及驗證減振滑靴的減振效能,對減振滑靴開展了理論建模,采用平面壓縮試驗及振動臺試驗獲得了減振滑靴的非線性剛度及阻尼比,并將該理論模型代入到等效火箭橇力學模型中,通過對模型施加以往實測激勵數據獲得的系統各位置的響應信號,分析了系統的減振效能及等效振動均方根,最終通過火箭橇試驗驗證了結果的準確性,以期為減振滑靴的應用提供理論指導。

1 火箭橇減振滑靴結構設計

火箭橇在軌運行中依靠滑靴約束在軌道中在軌高速滑行,傳統滑靴結構如圖1(a)所示。靴體與火箭橇系統采用剛性連接,火箭橇沿軌道高速滑行時,由于軌道不平順及氣動載荷等外載荷作用下靴軌間將產生短時高沖擊作用力,傳遞至火箭橇系統后衰減較小。

圖1 結構對比

減振滑靴依靠在靴體與火箭橇之間設置減振層實現了二者的柔性連接(見圖1(b))。其主要結構包括連接板、柔性層、滑靴座、限位鍵、航向限位板組成,滑靴座用于約束火箭橇系統沿軌滑行,柔性層主體呈“U”型結構,以降低滑靴側豎向振動傳遞,限位鍵則是為防止連接板與滑靴座之間連接螺栓受剪,同時設置航向限位板以防止柔性層潰縮系統限位失效。減振滑靴,在降低了火箭橇系統與滑靴之間的連接剛度的同時增加了滑靴阻尼,使得靴軌間沖擊載荷從軌道傳遞至火箭橇系統過程中大幅衰減,進而實現減振的目的。

2 減振滑靴參數化建模

準確評估減振滑靴的減振性能的前提是描述出橡膠的大變形力學行為,相較于彈性材料,橡膠是一種各向同性的近似不可壓縮材料[13-14],具有較強的非線性超彈性特性,為此橡膠材料采用Mooney-Rivlin超彈性非線性本構模型:

式中:N為項數;J為彈性體積比;I1、I2是第一、第二偏應變不變量;參數Cmn則描述了材料的剪切特性;Dm則描述了材料的壓縮特性。當N取1時,得到的便是橡膠材料的Mooney-Rivlin超彈性非線性本構模型:

通過對橡膠試件進行平面壓縮試驗,獲得式(2)中的C10及C01參數,為驗證模型準確性,將其代入到圖2所示的有限元模型中,模擬平面壓縮試驗如圖3所示并將結果比對,得到如圖4所示的結果。由圖中結果所知,該模型與試驗結果吻合較好。

圖2 平面壓縮試驗計算模型

圖3 減振層變形

圖4 仿真實驗值對比

在獲得上述參數后,將其代入到減振滑靴有限元模型中,采用在滑靴上面施加載荷獲得減振滑靴的非線性載荷-位移曲線,并對其進行擬合,獲得了減振滑靴的非線性剛度表達式:

kh=c1+c2x2

(3)

確定非線性剛度后,仍缺少減振滑靴的阻尼比這一重要參數,為此通過振動臺試驗獲得減振滑靴阻尼比ξ。

3 火箭橇系統在軌振動特性預示方法

設計的火箭橇系統如圖5所示。系統組要由4枚減振滑靴、承載結構、立柱組件、模擬被試品組成,其中減振滑靴負責第一級減振,用于消除載高頻沖擊。柔性立柱組件在保證強度的同時,其豎向剛度大幅降低,用于降低其與被試品組成系統的共振頻率,以降低振動傳遞比,作為第二級減振結構?；鸺料到y中安裝有3枚過載傳感器,分別為過載傳感器1、2、3,用于測量減振滑靴減振前(aslp)、減振滑靴減振后(arct)、被試品質心(aopt)三處過載信號。

圖5 火箭橇結構示意圖

為評估減振滑靴及火箭橇系統減振效能,將火箭橇系統簡化為圖6中所示力學模型。其中,Fc代表靴軌接觸力,mslp代表減振滑靴質量,mrct代表橇體質量,mopt代表模擬被試品質量,kh、ch代表減振滑靴等效剛度與阻尼,kl、cl代表立柱組等效剛度與阻尼。根據動力學方程,火箭橇力學方程可寫為:

圖6 火箭橇動力學模型

寫為矩陣形式:

為求解上述模型,其時域積分采用Newmark-β法求解,Newmark-β積分法是線性加速度法的一種推廣[15],它采用如下假設:

式中:dt為時間步長;n為時間步數;α和β為固定參數。一般,為了保證精度與穩定性:

根據上述表可將上述方程轉化為:

F(x)=0

(8)

其中,x=[xrctxopt]T。

將動力學方程轉化成只包含x非線性方程,為求解上式,引入Newton-Raphson迭代對其求解,Newton-Raphson第k次迭代形式可以寫為[16]:

至此上式便可求解,由此出發可用于評估減振系統對被試品過載影響。

4 減振效能分析

為驗證減振滑靴及低過載火箭橇系統減振效能,采用專用固體火箭發動機作為動力,通過獨立的推力橇將圖火箭橇系統加速至最大速度687 m/s(發射后2.05 s達到理論最大速度)如圖7所示,之后火箭橇系統減速滑行,在氣動阻力及靴軌摩擦力作用下最終停止回收并獲得試驗數據。

圖7 彈道設計

4.1 實測振動加速度幅值對比

將計算結果與實測時域曲線對比如圖8所示,由圖中結果可知,減振滑靴減振前后過載數值計算時域曲線與實測基本一致,經過減振滑靴減振,傳感器2實測曲線瞬時峰值較傳感器1衰減約30%,經立柱件減振傳感器3較傳感器2瞬時峰值衰減約70%,兩級總減振效率約為80%,減振效果明顯。

圖8 過載曲線對比

4.2 實測振動加速度均方根值對比

相較于瞬時峰值,火箭橇試驗中更常采用對實測數據濾波后的振動均方(RMS)根用于衡量在軌力學環境,濾波后的振動均方根可理解為等效過載,用于對火箭橇系統及被試品進行準靜態強度校核,因此振動均方根曲線作為減振效率重要衡量指標,實測與數值計算結果進行400 Hz低通濾波后每隔0.3 s計算RMS,其結果如圖9所示。由圖中結果可知火箭橇時域RMS曲線隨火箭橇航向速度增加而增加,二者趨勢相同,理論預測被試品處RMS最大約為15g,與實測數據12g基本一致,滿足了導引頭試驗力學指標。

圖9 過載均方根對比

表1 各測點RMS仿真與實測值對比(g)

5 結論

通過減振滑靴與立柱組件作為兩級減振系統,設計了滿足導引頭類火箭橇試驗力學環境需求的低過載雙軌火箭橇,理論分析及試驗驗證表明:

1) 減振滑靴的理論模型可較好反應減振滑靴減振效能,為減振滑靴應用打下了理論基礎。

2) 在2Ma速度下,減振滑靴減振效率約為30%,立柱組件減振效率約為70%,系統綜合減振效率達到了80%。

3) 經過兩級減振,被試品處實測400 Hz低通濾波后振動均方根為12g,滿足導引頭類火箭橇試驗在軌力學環境要求。