黃 煉，張 錦，查長松，陳憲剛，王卉雋

（1.海軍駐蕪湖地區(qū)軍事代表室，安徽 蕪湖 241000；2.中國人民解放軍鎮(zhèn)江船艇學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212003；3.蕪湖新聯(lián)造船有限公司，安徽 蕪湖 241000）

在隔振系統(tǒng)中引入限位裝置對設(shè)備進(jìn)行沖擊防護(hù)已有許多研究［1－6］。目前限位裝置主要有剛性限位器和彈性限位器，當(dāng)剛性限位器承受沖擊作用時，如果限位器不破壞，它將對設(shè)備造成極大的二次沖擊。彈性限位器中儲存的勢能最終要釋放出來，轉(zhuǎn)換成設(shè)備的動能，引起設(shè)備加速度響應(yīng)的急劇增加，減弱隔振器的隔沖效果。

本文中，在總結(jié)前人研究的基礎(chǔ)上，在隔振系統(tǒng)中引入新的限位裝沫鋁沖擊吸能器，并進(jìn)行探討，從理論和實驗方面研究一種基于泡沫鋁沖擊吸能器的被動沖擊隔離技術(shù)。

1 理論分析

圖1 帶吸能器的單層隔振系統(tǒng)模型示意圖Fig.1Model of single stage vibration isolating system with energy absorber

圖2 泡沫鋁沖擊吸能器結(jié)構(gòu)簡圖Fig.2Sketch map of Al foam energy absorber

圖1為由設(shè)備、隔振器和泡沫鋁沖擊吸能器組成的隔沖系統(tǒng)物理模型。質(zhì)量為m的設(shè)備由剛度為k的隔振器支撐，泡沫鋁沖擊吸能器的工作間隙是d0。圖2為泡沫鋁沖擊吸能器結(jié)構(gòu)圖。

如圖1所示，假定以沖擊作用為基礎(chǔ)的速度階躍為v1，在沒有泡沫鋁沖擊吸能器時，設(shè)備的最大響應(yīng)為

式中：ym0為設(shè)備在無泡沫鋁沖擊吸能器下的最大位移，am0為設(shè)備的最大加速度值。在有泡沫鋁沖擊吸能器的情況下，通常d0＜ym0（否則泡沫鋁沖擊吸能器不起作用），視模型為理想模型，那么在整個沖擊作用的響應(yīng)過程中能量守恒，沖擊載荷輸入系統(tǒng)的能量為

因此有泡沫鋁沖擊吸能器且其起作用時有如下關(guān)系

式中：w＝Favg（ymax－d0），其中Favg為泡沫鋁沖擊吸能器的平均壓潰力，由于隔振器的彈性力相對泡沫鋁沖擊吸能器的壓潰力是一個小量，忽略隔振器對沖擊速率的影響。ymax為設(shè)備的最大位移，w為泡沫鋁沖擊吸能器在壓潰距離為ymax－d0時吸收的能量。由式（3）可得

根據(jù)文獻(xiàn)［7］，平均壓潰力Favg的理論公式如下

式中：F（s）＝2π［sarccoss－ （1 －s）arccos （1 －s）＋ （1－s2）1／2］；D、n、p為應(yīng)變率敏感系數(shù)；為泡沫鋁在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮時的應(yīng)變率；為泡沫鋁在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮時的屈服應(yīng)力；σys為泡沫鋁基體的屈服應(yīng)力；ρ′為泡沫鋁的相對密度（相對基體材料）；σ0為圓管屈服應(yīng)力；r為圓管內(nèi)徑；t為圓管壁厚；L為泡沫鋁沖擊吸能器高度；s為泡沫鋁沖擊吸能器壓潰偏心率；v0為設(shè)備沖擊泡沫鋁沖擊吸能器的速率。

同時，由能量守恒關(guān)系式

計算得

由設(shè)備的受力關(guān)系可得

式中：F為設(shè)備在相對位移為y時泡沫鋁沖擊吸能器的壓潰反力，a為設(shè)備的瞬時加速度。

忽略沖擊速率因子的影響，根據(jù)文獻(xiàn)［8］，泡沫鋁沖擊吸能器軸向沖擊反力的最大值由下式計算

式中：κD為量綱一常數(shù)，AE0為圓管沖擊壓潰力有效系數(shù)，AEf為填充泡沫鋁的沖擊壓潰力有效系數(shù)，Cmax為相互作用最大量綱一常數(shù)。

考慮質(zhì)量200～500kg的電子設(shè)備，由于電子設(shè)備外接管線的限制，允許位移值比較小。如果設(shè)備能容忍隔振器產(chǎn)生的彈性力為幾千牛，則泡沫鋁沖擊吸能器的最大壓潰力為幾十上百千牛。

式（8）中ky相對于Fmax是一個小量，所以近似可得

即

2 沖擊實驗

水下爆炸沖擊環(huán)境非常復(fù)雜，上海交通大學(xué)研發(fā)出一套新的艦載設(shè)備沖擊實驗系統(tǒng)，能在實驗室模擬水下爆炸沖擊環(huán)境對艦載設(shè)備進(jìn)行沖擊實驗，本文的實驗在該實驗平臺上進(jìn)行。

2.1 實驗系統(tǒng)

實驗時，4只鋼絲繩隔振器（HGGS－100G型）均勻布置于沖擊試驗機(jī)上。負(fù)載是800mm×800mm×80mm的鋼板，布置一只泡沫鋁沖擊吸能器在臺面中心。負(fù)載質(zhì)量為400kg，其下方安裝泡沫鋁沖擊吸能器，上方安裝限位裝置。泡沫鋁沖擊吸能器工作間隙用調(diào)節(jié)鋼板進(jìn)行調(diào)節(jié)，d0＝5.5mm。具體實驗如圖3所示。

2.2 實驗材料

薄壁圓管材料分別為6061鋁合金和20鋼。圓管的平均壁厚t1＝1.0mm、t2＝1.5mm，填充泡沫鋁的密度ρ1＝0.27g／cm3、ρ2＝0.37g／cm3、ρ3＝0.51g／cm3，吸能器高度L1＝100mm、L2＝98mm、L3＝96mm、L4＝94mm、L5＝92mm、L6＝90mm。吸能器型號中A代表鋁管、S代表鋼管，從左向右第1位數(shù)字1、2分別表示圓管壁厚為t1、t2，第2位數(shù)字1、2、3分別代表填充泡沫鋁的密度為ρ1、ρ2、ρ3，第3位數(shù)字1～6分別代表泡沫鋁高度為L1～L6。例如吸能器型號A231，代表泡沫鋁沖擊吸能器的圓管材質(zhì)為6061鋁合金，圓管平均壁厚為t2，填充泡沫鋁的密度為ρ3，吸能器高度為L1。

2.3 實驗結(jié)果及分析

圖4是為檢驗試驗機(jī)的重復(fù)性而測得的相同條件下試驗機(jī)的沖擊輸入波形，可以看出，試驗機(jī)的重復(fù)性非常好。

圖3 沖擊實驗裝置圖Fig.3Equipments of shock test

圖4 試驗機(jī)同一輸入條件下的輸入波形Fig.4The same input of the test－bed

圖5～6為實驗所得的加速度響應(yīng)圖。從圖5可以看出，在泡沫鋁沖擊吸能器工作間隙增加到d0＝11.5mm時，設(shè)備加速度響應(yīng)由有二次沖擊變成了無二次沖擊。對比圖5～6中A212兩種激勵情況，設(shè)備有一個最大的響應(yīng)特點就是小的激勵下設(shè)備存在二次沖擊，大的激勵下無二次沖擊。同樣，在帶剛性限位器或彈性限位器的隔振系統(tǒng)中，設(shè)備加速度響應(yīng)也存在二次沖擊［2］。綜上所述，泡沫鋁沖擊吸能器的應(yīng)用能有效消除設(shè)備的二次沖擊，這是帶其他限位裝置抗沖擊系統(tǒng)所不具有的性能，具有重要的應(yīng)用價值。

圖5 安裝同型號吸能器時設(shè)備在不同工作間隙下的加速度響應(yīng)Fig.5Acceleration response of equipments

圖6 不同情況下設(shè)備的加速度響應(yīng)Fig.6Acceleration response of equipments

3 理論與實驗結(jié)果比較

利用速度階躍法計算沖擊系統(tǒng)響應(yīng)的條件為：沖擊的持續(xù)時間遠(yuǎn)小于系統(tǒng)的固有周期［9］。本文中的沖擊系統(tǒng)固有周期為182ms，各輸入激勵脈寬在2.5ms內(nèi)，可見，沖擊系統(tǒng)固有周期是沖擊輸入激勵持續(xù)時間的73倍，因此符合速度階躍法計算條件。

實驗中各組實驗參數(shù)如表1所示，表中v1表示臺面速度階躍值。根據(jù)本文中的理論計算方法，計算出各組實驗的理論最大響應(yīng)，得出理論值與實驗值對比如表2所示。

表1 吸能器型號的實驗參數(shù)Table 1Experimental results of energy absorber

表2 理論計算值與實驗值對比Table 2Theoretical results vs experimental results

由表2可看出，位移響應(yīng)誤差范圍在－32.3%～－19.3%，加速度響應(yīng)范圍在－3.8%～50.8%，在設(shè)備的沖擊防護(hù)設(shè)計中，加速度－時間曲線的偏差可在－25%～＋50%范圍［10］，因此，本文的計算是合理的。

4 結(jié) 論

（1）泡沫鋁沖擊吸能器的應(yīng)用能有效消除設(shè)備的二次沖擊，這是帶泡沫鋁沖擊吸能器的隔振系統(tǒng)所具有的特性；

（2）泡沫鋁沖擊吸能器工作間隙需根據(jù)具體需要進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，才能有效避免設(shè)備受到二次沖擊；

（3）實驗證明，本文的理論推導(dǎo)可用于泡沫鋁沖擊吸能器的應(yīng)用設(shè)計；

（4）泡沫鋁沖擊吸能器應(yīng)用于現(xiàn)實中是可行的。

由于實際條件的限制，本文的研究還具有一定的局限性，例如理論計算中未能考慮沖擊速度對最大加速度的影響，計算出的最大加速度是只與泡沫鋁沖擊吸能器的參數(shù)有關(guān)的定值等。

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