溫金鵬， 廖曉雄， 萬方美， 薛 江， 李 斌， 杜 強

(1．中國工程物理研究院總體工程研究所 綿陽,621999) (2．西北工業(yè)大學(xué)航空學(xué)院 西安，710072)

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多層回轉(zhuǎn)體預(yù)緊結(jié)構(gòu)層間轉(zhuǎn)動試驗

溫金鵬1， 廖曉雄1， 萬方美1， 薛 江1， 李 斌2， 杜 強1

(1．中國工程物理研究院總體工程研究所 綿陽,621999) (2．西北工業(yè)大學(xué)航空學(xué)院 西安，710072)

為研究含黏彈性材料多層回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)在軸向振動作用下的層間轉(zhuǎn)動特性，設(shè)計了多層回轉(zhuǎn)體試驗件，進(jìn)行了黏彈性材料壓縮力學(xué)性能研究，建立了考慮黏彈性材料非線性力學(xué)特性的結(jié)構(gòu)動力學(xué)模型?；谀B(tài)試驗考察了不同預(yù)緊力條件下結(jié)構(gòu)的模態(tài)變化規(guī)律，在此基礎(chǔ)上開展了隨機振動環(huán)境下試驗件層間轉(zhuǎn)動特性試驗，獲得了確定的層間轉(zhuǎn)動現(xiàn)象，并研究了不同振動量級及預(yù)緊力對層間轉(zhuǎn)動的影響?；陔S機振動試驗獲得了含黏彈性材料回轉(zhuǎn)體預(yù)緊結(jié)構(gòu)層間轉(zhuǎn)動與否的預(yù)緊力、振動量級分界線。相關(guān)試驗結(jié)果可為工程設(shè)計提供支持。

預(yù)緊； 振動試驗； 黏彈性材料； 層間轉(zhuǎn)動； 回轉(zhuǎn)體

引 言

在航空航天和汽車等領(lǐng)域中，有大量的由多層回轉(zhuǎn)體零部件組成的組合結(jié)構(gòu)。當(dāng)這些回轉(zhuǎn)體組合結(jié)構(gòu)的零部件材料特性尤其是材料的線膨脹系數(shù)差異較大時，為了實現(xiàn)這些部件的有效連接，采用黏彈性材料作為組合回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)層間間隙的填充材料，通過壓縮填充材料產(chǎn)生預(yù)緊力來實現(xiàn)對各層抱緊防松，保證產(chǎn)品在力學(xué)環(huán)境作用下各零部件的相對位置不變，降低產(chǎn)品在振動、沖擊載荷作用下的力學(xué)響應(yīng)，減小各部件因線膨脹系數(shù)差異和溫度變化而產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力，提高產(chǎn)品對外界力學(xué)環(huán)境和溫度變化的適應(yīng)能力。

多層回轉(zhuǎn)體預(yù)緊組合結(jié)構(gòu)一般是由兩層以上球形或柱形回轉(zhuǎn)體零部件及層間墊層組成。實際工程設(shè)計中，在受到其他設(shè)計要求約束的情況下，預(yù)緊力過大時，容易造成系統(tǒng)長期處于高應(yīng)力狀態(tài)，影響使用壽命；預(yù)緊力過小時，各層之間容易發(fā)生相對轉(zhuǎn)動，影響其功能；因此需對多層回轉(zhuǎn)體的動力學(xué)特性進(jìn)行研究。目前，國內(nèi)外學(xué)者主要從墊層材料的預(yù)緊量和材料非線性、激勵外載及結(jié)構(gòu)質(zhì)量偏心等方面對多層回轉(zhuǎn)體動態(tài)響應(yīng)開展了相關(guān)工作。劉占芳等[1]基于墊層材料的黏彈性本構(gòu)關(guān)系研究了周期載荷激勵下預(yù)緊量、黏性因素以及激勵外載對結(jié)構(gòu)動力學(xué)特性的影響。郭然等[2]基于直接約束模型，選用庫倫摩擦模型模擬摩擦力，對三層殼體在集中力作用下的應(yīng)力和變形狀態(tài)進(jìn)行了數(shù)值分析。肖世富等[3]考慮預(yù)緊偏心墊層結(jié)構(gòu)的內(nèi)層轉(zhuǎn)動及層間相對滑移，分析了預(yù)緊墊層結(jié)構(gòu)的動力學(xué)現(xiàn)象及系統(tǒng)對初值的敏感性，給出了不同偏心量系統(tǒng)層間轉(zhuǎn)動滑移平衡解的概率分布。文獻(xiàn)[4-6]分別采用有限元方法、分層理論和波傳播法研究了帶約束黏彈性夾層的圓柱殼振動響應(yīng)特性。Piskunov等[7]通過將厚圓柱殼沿厚度方向分為一系列薄殼，對長厚比小于5的柱殼結(jié)構(gòu)的動力學(xué)特性進(jìn)行了分析。

在層間轉(zhuǎn)動方面，許茂[8]建立了預(yù)緊接觸式墊層結(jié)構(gòu)的非線性數(shù)學(xué)模型，結(jié)合試驗研究探索了層間滑移的機理。王江[9]基于多孔硅橡膠墊層材料，提出超彈性和有限變形黏彈性本構(gòu)模型，分析了各部件之間接觸狀態(tài)與外界載荷之間的關(guān)系。王飛等[10]基于Mooney-Rivilin超彈性本構(gòu)模型，采用Abaqus對振動環(huán)境下的多層回轉(zhuǎn)體預(yù)緊結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，從運動學(xué)角度定義了最小滑移偏移距作為預(yù)緊防轉(zhuǎn)的判據(jù)，建立了防轉(zhuǎn)有效性的分析方法。Thomsen等[11]針對經(jīng)典的質(zhì)量塊-傳送帶模型，推導(dǎo)了考慮振幅、頻率的黏滯-滑移和純滑移的解析模型。Baets等[12]通過試驗驗證了相對加速度導(dǎo)致黏滯-滑移運動的機理模型。

對于多層回轉(zhuǎn)體預(yù)緊結(jié)構(gòu)，當(dāng)預(yù)緊力不同時其結(jié)構(gòu)剛度不同，結(jié)構(gòu)的動力學(xué)特性也將發(fā)生變化，而現(xiàn)有的理論分析手段難以定量分析多層回轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)在振動環(huán)境下的轉(zhuǎn)動現(xiàn)象。為了研究不同預(yù)緊力下的結(jié)構(gòu)層間轉(zhuǎn)動特性，筆者設(shè)計了能對預(yù)緊力連續(xù)調(diào)節(jié)的多層回轉(zhuǎn)體振動試驗裝置，建立了考慮黏彈性材料非線性力學(xué)特性的結(jié)構(gòu)動力學(xué)模型，開展了不同預(yù)緊力下結(jié)構(gòu)模態(tài)特性的試驗研究。通過不同振動量級下結(jié)構(gòu)的層間轉(zhuǎn)動試驗，分析了預(yù)緊力層間轉(zhuǎn)動特性的影響規(guī)律，在此基礎(chǔ)上給出了含黏彈性材料回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)不發(fā)生層間轉(zhuǎn)動的預(yù)緊力、振動量級包絡(luò)線。研究結(jié)果為含黏彈性材料多層回轉(zhuǎn)體預(yù)緊結(jié)構(gòu)層間防轉(zhuǎn)設(shè)計提供技術(shù)支持。

1 試驗件設(shè)計

為研究含黏彈性材料多層回轉(zhuǎn)體在軸向振動載荷下的層間相對滑移轉(zhuǎn)動，同時避免結(jié)構(gòu)偏心對層間轉(zhuǎn)動的影響，設(shè)計了如圖1所示的含黏彈性材料回轉(zhuǎn)體試驗件。該試驗件由上下殼體、內(nèi)層殼體、黏彈性材料(硅泡沫墊層)、加載螺母和力傳感器組成。其中，硅泡沫墊層裱糊在上下殼體與內(nèi)層殼體之間。試驗件通過旋緊加載螺母壓縮墊層產(chǎn)生預(yù)緊力，并根據(jù)試驗需求對預(yù)緊力大小進(jìn)行任意調(diào)節(jié)，預(yù)緊力的大小通過力傳感器直接讀取。進(jìn)行振動試驗時，試驗件通過下殼體固定螺栓與振動臺面聯(lián)接，在振動載荷作用下上下殼體與內(nèi)層殼體之間產(chǎn)生以軸線為中心的相對滑移與轉(zhuǎn)動。

圖1 軸向振動試驗件及墊層裱糊形式Fig.1 The axial vibration specimen and cushion layer pasting form

2 黏彈性材料壓縮力學(xué)性能

多層回轉(zhuǎn)體層間的黏彈性材料由硅泡沫材料與膠層組成，如圖2所示。在多層回轉(zhuǎn)體預(yù)緊結(jié)構(gòu)的使用過程中，處于內(nèi)、外殼體之間的黏彈性材料總處于受壓狀態(tài)，即墊層在工作環(huán)境中沿厚度方向存在預(yù)緊力。預(yù)緊力的大小直接影響多層回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)的動態(tài)特性以及層間是否會發(fā)生相對轉(zhuǎn)動。因此，掌握墊層材料的靜態(tài)壓縮性能對多層回轉(zhuǎn)體預(yù)緊結(jié)構(gòu)動態(tài)防轉(zhuǎn)性能的分析評估具有重要意義。

圖2 墊層組成Fig.2 The constitute of cushion layer

從厚度為0.75 mm的墊層上取樣，在材料實驗機上對試樣進(jìn)行壓縮，試樣壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示?？梢钥闯?，硅泡沫材料的壓縮力學(xué)性能呈現(xiàn)3個不同的階段：①為彈性變形區(qū)，該階段主要是由胞壁的彈性變形引起的；②為應(yīng)力平臺區(qū)，該階段隨著壓縮量的增加，泡孔內(nèi)氣體擴散逸出，導(dǎo)致胞壁屈曲和局部胞壁的坍塌，相應(yīng)的應(yīng)力增長較慢；③為坍塌致密區(qū)，主要是硅泡沫泡孔的整體坍塌引起，并導(dǎo)致壓縮模量的急劇增大。硅泡沫墊層的應(yīng)力平臺區(qū)的應(yīng)變約為10%～35%，是進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計時較為理想的應(yīng)變分布區(qū)域。

圖3 硅泡沫墊層材料壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 The stress-strain curve of silicon foam cushion material

3 軸向振動試驗件動力學(xué)分析

將軸向振動試驗件離散為質(zhì)量-彈簧系統(tǒng)，簡化后結(jié)構(gòu)的動力學(xué)模型如圖4所示。由于上下殼體及內(nèi)層殼體的質(zhì)量、彈性模量相對于墊層大得多，故將上下殼體及內(nèi)層殼體簡化為剛性的質(zhì)量元件，并將墊層的質(zhì)量分布到內(nèi)層殼體上。

圖4 質(zhì)量彈簧阻尼系統(tǒng)Fig.4 The mass-spring-damping system

由圖3墊層的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知，在線彈性區(qū)及平臺區(qū)，墊層材料可近似簡化為線性彈簧；在密實區(qū)，墊層材料存在很強的非線性，所以其彈性恢復(fù)力整體是非線性的，記為Fk。系統(tǒng)由于包含界面處的干摩擦阻尼、黏彈性材料而存在諸如材料阻尼、層間滑移或轉(zhuǎn)動產(chǎn)生的滑移阻尼等多種阻尼，其阻尼力也是非線性的，記為Fc。假設(shè)彈性恢復(fù)力和阻尼力不存在耦合關(guān)系，且墊層不發(fā)生分離，則系統(tǒng)的彈性恢復(fù)力為

(1)

由對稱性可知另一邊的彈性恢復(fù)力為

(2)

總的彈性恢復(fù)力為

(3)

其中：K為系統(tǒng)的剛度陣；x為內(nèi)層殼體的振幅；Δ為墊層的預(yù)緊量；βi為冪函數(shù)多項式系數(shù)。

只考慮系統(tǒng)的干摩擦阻尼時，系統(tǒng)阻尼可表示為振幅A、頻率f及預(yù)緊量Δ的關(guān)系式

(4)

其中：γ，l均為比例系數(shù)。

由達(dá)朗貝爾原理可得系統(tǒng)的動力學(xué)方程為

(5)

將式(3)，(4)代入式(5)，得到

Δ)2i-1+(x-Δ)2i-1]=F(t)

(6)

其中：M為系統(tǒng)的質(zhì)量陣；F(t)為系統(tǒng)承受的外激勵力。

當(dāng)墊層處于線彈性區(qū)及平臺區(qū)時，彈性恢復(fù)力可近似簡化為線性，式(6)可簡化為

(7)

取F(t)=P0sin(ωt)可以解得系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)幅值為

(8)

圖5 激勵力幅值、墊層初始壓縮量對系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)響應(yīng)的影響Fig.5 The influence of excitation force and cushion′s initial compression on system response

對式(8)化簡，得到系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)幅值為

(9)

由式(9)可知，在墊層的初始壓縮量一定的情況下，當(dāng)激勵力的幅值P0≤2γ(1+Δ)l時，系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)幅值為零。只有當(dāng)激勵力的幅值滿足P0>2γ(1+Δ)l時，振動才能繼續(xù)。激勵力的幅值對穩(wěn)態(tài)響應(yīng)幅值的影響如圖5(a)所示，當(dāng)激勵力幅值大于臨界值時，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)響應(yīng)隨著激勵力幅值的增大而呈非線性的增加；當(dāng)激勵力幅值很大時，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)響應(yīng)的幅值與激勵力的幅值幾乎呈線性增大。

由式(9)可知，在系統(tǒng)的激勵力確定的情況下，如果墊層的初始壓縮量使得2γ(1+Δ)l≥P0時，系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)幅值為零。只有當(dāng)墊層的初始壓縮量滿足2γ(1+Δ)l

4 軸向振動試驗件模態(tài)分析

為研究預(yù)緊力對模態(tài)參數(shù)的影響，對軸向振動試驗件開展了不同預(yù)緊力條件下的模態(tài)測試分析。試驗采用自由支撐方式(即用柔性繩吊起)，通過激振器對試驗件進(jìn)行激勵，如圖6所示。

圖6 模態(tài)試驗激勵方式及測點布局Fig.6 The exciting mode and measuring points of the modal test

整體模態(tài)試驗裝配預(yù)緊力松弛穩(wěn)定后為1 007 N，試驗采用激振器施加單點隨機激勵信號，對所有測點的切向及徑向加速度響應(yīng)進(jìn)行測量。圖7與圖8分別為激勵信號的頻響函數(shù)和前三階模態(tài)振型。預(yù)緊力為1 007 N時結(jié)構(gòu)前三階模態(tài)試驗結(jié)果如表1所示。

圖7 激振點頻響函數(shù)Fig.7 The FRF at the location of the force excitation

Tab.1 The modal test results of the specimen with the pre-tightened load 1 007 N

階數(shù)f/Hz阻尼比/%1324.64.782389.85.153493.26.45

圖8 前三階模態(tài)振型圖Fig.8 The first three order vibration modes

由表1與圖7～8可得：整體結(jié)構(gòu)的前三階模態(tài)分別為上下殼體相對于內(nèi)層殼體的同向轉(zhuǎn)動、相互錯動及反向轉(zhuǎn)動，基本不存在耦合現(xiàn)象，同時結(jié)構(gòu)的前三階模態(tài)阻尼均比較大。以試驗件的一階頻率為特征參數(shù)，研究其隨預(yù)緊力的變化規(guī)律。

進(jìn)行多種預(yù)緊力條件下的頻響函數(shù)測試，參數(shù)如表2所示。當(dāng)預(yù)緊力從1 007 N增加到6 926 N時，墊層應(yīng)力從0.051 MPa增加到0.348 MPa，由圖3可知均處于墊層材料的線彈性區(qū)與平臺區(qū)。通過重復(fù)性測試表明：試驗在保持一定預(yù)緊力及激勵幅值的條件下，所有測點的頻響函數(shù)重復(fù)性較好；測試過程中結(jié)構(gòu)預(yù)緊力基本保持恒定。

表2 不同裝配預(yù)緊力結(jié)構(gòu)一階頻率試驗結(jié)果

Tab.2 The first-order natural frequency with different pre-tightened loads

試驗前預(yù)緊力/N墊層應(yīng)力/MPa一階頻率/Hz試驗前預(yù)緊力/N墊層應(yīng)力/MPa一階頻率/Hz10070.051324.619000.095368.7531260.157431.2540160.202482.548530.244547.560780.305613.7569260.348641.25

基于不同裝配預(yù)緊力，對結(jié)構(gòu)全部測點的頻響函數(shù)進(jìn)行平均，如圖9所示(預(yù)緊力從1 007 N逐漸增至6 926 N)。結(jié)構(gòu)一階頻率隨裝配預(yù)緊力的變化如圖10及表2所示。試驗結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)的一階頻率與預(yù)緊力呈正比關(guān)系。原因是在墊層壓縮性能的線彈性區(qū)與平臺區(qū)，預(yù)緊力的增加引起墊層扭轉(zhuǎn)剛度變大，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體剛度變大；模態(tài)頻率與結(jié)構(gòu)剛度的平方根呈正比關(guān)系，因此預(yù)緊力的增加必然導(dǎo)致模態(tài)頻率的增大。

圖9 不同預(yù)緊力結(jié)構(gòu)頻響函數(shù)Fig.9 The FRF with different pre-tightened loads

圖10 一階頻率與預(yù)緊力關(guān)系擬合曲線Fig.10 The fitted curve of the first order natural frequency with pre-tightened loads

5 軸向振動層間轉(zhuǎn)動試驗系統(tǒng)

模態(tài)試驗結(jié)果表明，含黏彈性材料回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)的預(yù)緊力不同，其模態(tài)也有相應(yīng)改變，同時結(jié)構(gòu)的低階模態(tài)振型表現(xiàn)為層間相對滑移或轉(zhuǎn)動。為分析振動環(huán)境下結(jié)構(gòu)的層間轉(zhuǎn)動行為，開展了結(jié)構(gòu)在不同預(yù)緊力、不同振動量級條件下的動力學(xué)試驗。

圖11 振動試驗系統(tǒng)及裝置Fig.11 The vibration experiment system and apparatus

軸向振動試驗系統(tǒng)如圖11所示，試驗件通過下殼體固定螺栓與振動臺面固連，試驗采用下殼體上的加速度響應(yīng)信號進(jìn)行四點平均控制。同時采用圖12所示的功率譜密度曲線進(jìn)行振動試驗，依據(jù)試驗情況對G值進(jìn)行動態(tài)調(diào)整。試驗時通過在結(jié)構(gòu)的上、下殼體與內(nèi)層殼體之間粘貼刻度紙對結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)動行為進(jìn)行監(jiān)測，每個試驗工況持續(xù)時間為300 s。不同預(yù)緊力與振動量級的試驗工況如表3所示，共25種工況。

圖12 隨機振動功率譜密度譜形圖Fig.12 The power spectral density of random vibration

預(yù)緊力/N794824805102210471048150115601508振動量級/(g2·Hz-1)0.0050.010.050.0050.010.030.010.030.03預(yù)緊力/N151414721956192725092509249530123060振動量級/(g2·Hz-1)0.030.050.030.050.030.050.080.050.06預(yù)緊力/N3102404040664072502549965998振動量級/(g2·Hz-1)0.080.060.080.10.10.130.13

6 試驗數(shù)據(jù)分析

不同工況隨機振動試驗結(jié)果如圖13所示?？梢?，當(dāng)振動量級相對較低時，較小的預(yù)緊力即可防止結(jié)構(gòu)發(fā)生層間轉(zhuǎn)動，確保結(jié)構(gòu)各層位置不變。如振動量級為0.01g2/Hz時，預(yù)緊力為1 kN，振動試驗過程中結(jié)構(gòu)未發(fā)生層間轉(zhuǎn)動。隨著振動量級的升高，防止結(jié)構(gòu)發(fā)生層間轉(zhuǎn)動的預(yù)緊力也相應(yīng)增大，當(dāng)振動量級升至0.06g2/Hz時，預(yù)緊力需增大至4 kN才能保證結(jié)構(gòu)不發(fā)生層間轉(zhuǎn)動。試驗研究表明，為確保常規(guī)的振動量級(0.13g2/Hz以下)結(jié)構(gòu)不發(fā)生轉(zhuǎn)動時，預(yù)緊力需增大至6 kN以上；同時試驗過程中轉(zhuǎn)動量與預(yù)緊力、振動量級之間的關(guān)系呈現(xiàn)隨機分布，難以量化。

圖13 不同工況結(jié)構(gòu)隨機振動試驗結(jié)果Fig.13 The vibration experiment results with different conditions

為確保軸向振動試驗件不發(fā)生層間轉(zhuǎn)動，需從預(yù)緊力和振動量級兩方面采取措施。振動量級相同條件下，增大預(yù)緊力可有效防止結(jié)構(gòu)發(fā)生層間轉(zhuǎn)動。降低振動量級，則防止相對轉(zhuǎn)動所需的預(yù)緊力減小?？梢?增大預(yù)緊力，減小振動量級均有利于防止試驗件發(fā)生層間轉(zhuǎn)動。

當(dāng)試驗件長時間放置后，由于黏彈性材料的松弛效應(yīng)，在壓縮量不變的條件下，預(yù)緊力將會下降。對于相同振動量級，試驗件相對轉(zhuǎn)動的趨勢將會增加。因此在實際應(yīng)用中，對結(jié)構(gòu)預(yù)緊力開展設(shè)計時需考慮黏彈性材料的松弛效應(yīng)。

7 預(yù)緊防轉(zhuǎn)有效性判定

基于振動試驗的預(yù)緊防轉(zhuǎn)有效性判定，是所有判定方法中最直接的手段。通過軸向振動試驗件隨機振動試驗結(jié)果(見圖13)的分析，構(gòu)建層間轉(zhuǎn)動與預(yù)緊力、振動量級的關(guān)系，如圖14所示。其中，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生轉(zhuǎn)動、未轉(zhuǎn)動的工況分別用三角形和正方形表示。由圖14可知，預(yù)緊力與振動量級之間可能存在結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)動區(qū)與未轉(zhuǎn)動區(qū)的分界線?；谠囼灲Y(jié)果，選取未轉(zhuǎn)動區(qū)域與轉(zhuǎn)動區(qū)域之間的未轉(zhuǎn)數(shù)據(jù)點進(jìn)行曲線擬合，建立擬合分界線。

圖14 預(yù)緊力、振動量級與結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)動之間的關(guān)系Fig.14 The relationship between interlayer rotation of cylindrical structure and pre-tightened load, vibration magnitude

擬合分界線上的預(yù)緊力與振動量級之間關(guān)系定義為

A=m+bF

(10)

其中：A為振動量級；F為裝配預(yù)緊力；m，b為擬合因子。

預(yù)緊力與振動量級的函數(shù)關(guān)系式為

A=-0.016+2.36×10-5F

(11)

由圖14可得，擬合分界線的上方為結(jié)構(gòu)發(fā)生轉(zhuǎn)動的區(qū)域；擬合分界線及其下方為結(jié)構(gòu)未發(fā)生轉(zhuǎn)動的區(qū)域；同時有4個結(jié)構(gòu)未發(fā)生轉(zhuǎn)動的數(shù)據(jù)點不在擬合分界線下方。結(jié)果表明，擬合分界線不能準(zhǔn)確區(qū)分轉(zhuǎn)動與未轉(zhuǎn)動區(qū)域，但可為確定結(jié)構(gòu)不發(fā)生轉(zhuǎn)動的預(yù)緊力、振動量級范圍提供技術(shù)支撐。

8 結(jié) 論

1) 依據(jù)含黏彈性材料回轉(zhuǎn)體預(yù)緊結(jié)構(gòu)的動態(tài)特性，設(shè)計了含黏彈性材料多層回轉(zhuǎn)體試驗件，并對黏彈性材料進(jìn)行了壓縮性能測試，建立了考慮黏彈性材料非線性力學(xué)特性的結(jié)構(gòu)動力學(xué)模型。在此基礎(chǔ)上，通過試驗開展多層回轉(zhuǎn)體的模態(tài)分析，得出了在一定預(yù)緊力范圍內(nèi)多層回轉(zhuǎn)體結(jié)構(gòu)一階模態(tài)頻率與預(yù)緊力呈正比關(guān)系。

2) 開展了多層回轉(zhuǎn)體預(yù)緊結(jié)構(gòu)振動試驗，試驗結(jié)果表明，增大預(yù)緊力和減小振動量級均有利于防止試驗件發(fā)生層間轉(zhuǎn)動?；谠囼灁?shù)據(jù)，擬合得到了結(jié)構(gòu)層間轉(zhuǎn)動發(fā)生與否的預(yù)緊力、振動量級分界線的函數(shù)關(guān)系式。該研究可為工程上多層回轉(zhuǎn)殼預(yù)緊結(jié)構(gòu)初始預(yù)緊力的制定提供支持。

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10.16450/j.cnki.issn.1004-6801.2016.04.026

國家自然科學(xué)基金青年基金資助項目(11302207)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資助項目(3102014KYJD015)

2015-06-13；

2015-12-29

TH113； TB123

溫金鵬,男，1985年1月生，博士、副研究員。主要研究方向為結(jié)構(gòu)動力學(xué)與動態(tài)破壞分析。曾發(fā)表《Study on cushioning characteristics of soft landing airbag with elastic fabric》(《International Journal of Applied Electromagnetics and Mechanics》2010,Vol.33,No.3-4)等論文。

E-mail：401wenjp@caep.cn

簡介：廖曉雄，男，1978年5月生，碩士、高級工程師。主要研究方向為機械結(jié)構(gòu)設(shè)計與可靠性。

E-mail：liaoxx@caep．cn