高 鵬，閆 明，溫肇東，張 磊

(1.沈陽工業(yè)大學 機械工程學院，沈陽 110870；2.海軍裝備研究院，北京 100161)

艦艇慣性導航設備能夠為其提供速度、姿態(tài)及位置信息，是保證艦艇正常運行的關鍵設備。對于艦艇來說，水下非接觸爆炸一般不會擊穿船體結構，卻會造成電子設備的大范圍的破壞，導致艦艇喪失戰(zhàn)斗力[1-3]。由于慣性導航設備屬于高精密儀器，在水下非接觸爆炸沖擊環(huán)境中，會使其導航精度下降，甚至喪失導航能力，故除提高艦艇本身的抗爆抗沖擊能力外[4]，對慣導設備進行有效的沖擊防護也尤為重要。面對沖擊環(huán)境的復雜多變，要求慣導設備的抗沖擊隔離器需具有以下特點，首先，能夠抵御來自任意方向的沖擊載荷；其次，具有靜態(tài)剛度高的力學特性，在受到小幅沖擊載荷時，能夠相對艦艇處于靜止狀態(tài)；最后，在保證轉角精度的同時，隔離器具有較好隔離率，能夠卸載沖擊載荷，從而保證慣導設備正常工作。

歐美國家對慣導設備沖擊防護的研究起步較早，美國Langley研究中心于20世紀末采用了準零剛度技術為航天飛行器研制的隔振器，對于振動和沖擊具有理想的隔離能力[5]；美國智能自動控制公司為艦載飛機發(fā)動機制作的隔振器，能夠保證在正常飛行期間減小其發(fā)動機振動幅值，為穩(wěn)態(tài)飛行、著陸時抵抗沖擊提供最佳參數(shù)[6]；澳大利亞目前正在研究的將混合式主動隔離技術，以此來減小沖擊、振動[7]；我國在抗沖擊隔離器研發(fā)方面，也取得了一些成果，包括研制了截止激勵抗沖隔離器、六桿桿隔離器等。

沖擊響應屬于瞬態(tài)運動，主動、半主動控制需要一定的反應時間和外部動力，故被動式隔沖應用較為廣泛[8]。所設計的八連桿抗沖擊隔離器屬于被動式隔沖器，是多環(huán)一次閉合并聯(lián)結構，具有抗沖擊能力強等優(yōu)點，其結構的對稱性解決了六桿結構橫、縱向剛度不一致的問題，提高了隔離器在復雜環(huán)境中的抗沖擊能力。通過多體動力學ADAMS軟件[9]，對比分析了六、八連桿的水平向抗沖擊能力，并仿真分析了沖擊載荷及阻尼參數(shù)變化對八桿結構抗沖擊性能的影響，進一步計算了隔離器在不同沖擊載荷下的隔離率，并利用500 kg雙波沖擊試驗機對隔離器進行試驗驗證。進一步得到結論，多桿并聯(lián)隔離器的結構分析和抗沖擊特性研究對精密設備的沖擊防護具有重要意義。

1 結構設計及工作原理

1.1 結構設計

八連桿抗沖擊隔離器結構主要由8根隔沖桿、設備安裝板、基座、上、下鉸鏈結構組成，其中為滿足隔離器轉角精度的要求，將連接部件設計成具有高精度和高強度特性的球形鉸鏈結構。

其中單根隔沖桿結構主要上、下球鉸、推桿、限位結構、導桿、彈性元件組成。由如圖1所示，其工作原理為：假定向下為正方向，當沖擊方向為正向時，推桿向下運動并壓縮彈性元件，一定壓縮量后彈性元件回彈，使推桿反向運動，回到初始位置后進一步帶動導桿共同沿反向運動，當彈性元件到達限位結構時，彈性元件上端停止運動，導桿底部擠壓彈性元件下端使其向上運動，導致彈性元件再次被壓縮，到達極限壓縮量后，彈性恢復力使導桿向下運動，同時帶動推桿一起運動，周而復始，進行沖擊隔離，其中彈性元件始終處于壓縮狀態(tài)。

圖1 單根隔沖桿結構Fig.1 Single isolated structure

八連桿隔離器整體結構如圖2所示，為達到隔離器能夠抵御任意方向沖擊載荷的要求，將每2個隔沖桿設定成一組抗沖擊結構，共4組，沿橫、縱向對稱布置，并均按其端部夾角60°安裝，由此可分別沿垂向、橫向及縱向卸載任意方向的沖擊載荷。

由于整體結構的特殊性，降低了隔離器高度，擴大了八根隔沖桿所圍成的內部空間范圍，同時為了降低系統(tǒng)體積和設備的重心，提高系統(tǒng)利用率，將用于模擬設備的質量體反向安裝至隔離器內部。

圖2 整體結構Fig.2 Whole structure

基于慣導設備對靜態(tài)剛度高的要求，需對隔沖桿內部彈性元件進行預緊，根據慣導設備的相關標準，設定預緊力為F0，且F0大于所承載的重力，因此當系統(tǒng)沒有受到沖擊作用時，彈性元件不發(fā)生變形；當系統(tǒng)受到振動載荷時，由橡膠片進行隔振；當系統(tǒng)受到沖擊載荷F，且F≤F0時，彈性元件不發(fā)生變形，沖擊載荷F通過隔沖桿內部橡膠片緩沖后作用到被隔離設備上，由于沖擊力小于設備允許承受的極限沖擊力，因此可保證設備安全運行；當F>F0時，彈性元件發(fā)揮緩沖作用。

1.2 橫、縱向隔沖原理對比分析

基于傳統(tǒng)六連桿結構橫、縱向剛度不一致以及相鄰隔沖桿組間角度過大導致弱項桿組不能完全發(fā)揮作用的問題，所設計的隔離器在桿組數(shù)量及結構對稱性方面做出了適當?shù)母纳?。如圖3所示，左、右兩組圖分別為六桿、八桿結構的三維以及橫、縱向隔沖原理圖。桿組在水平向上的隔沖夾角分別為120°、90°，F(xiàn)為來源于任意方向的瞬時沖擊載荷。

分別對兩種結構的橫、縱向隔沖原理進行分析，圖3(a)中，六桿結構的C向桿組將承受主要沖擊，而A、B向桿組為弱項桿組，即C向桿組發(fā)揮主要隔沖作用，而弱項桿組A、B則按照沖擊角度的差異分別承載大小不同的沖擊載荷，其中

(a) 六桿結構(b) 八桿結構

θA+θB= 120°

(1)

當θA>θB時，弱項桿組B將承受更多瞬時載荷，同理當θA<θB時，桿組A將承受更多瞬時載荷，即桿組A、B所承受的載荷大小與其相隔沖向和沖擊向的夾角成反比。由此可見，瞬時載荷的分配不均勻性降低了隔沖桿組的利用率。

而在八桿結構中，由于4組隔沖桿為對稱布置，故其橫、縱向剛度具有高度的一致性，且

θD+θE= 90°

(2)

即桿組與沖擊方向的夾角范圍更小，提高了載荷分配的均勻性，實現(xiàn)了在復雜沖擊環(huán)境中，隔離器可沿垂向、橫向、縱向對來源于任意方向的沖擊載荷進行緩沖隔離。

1.3 機構自由度分析

(3)

并不適于多自由度、多環(huán)的空間機構自由度計算，故將以螺旋理論[10]為基礎，通過反螺旋自由度原理計算八連桿結構的自由度。

八連桿結構為對稱的多環(huán)一次閉合并聯(lián)結構，共有8個分支，所有分支的上端與動平臺發(fā)生閉合，下端與靜平臺發(fā)生閉合。

圖4中每個分支(隔沖桿)中間為移動副，兩端均為球面副，故單根隔沖桿的螺旋系為

＄S1=(1 0 0 ；0 0 0)

＄S2=(0 1 0 ；0 0 0)

＄S3=(0 0 1 ；0 0 0)

＄p1=(0 0 0 ；d1e1f1)

＄S4=(0 1 0 ；d4e4f4)

＄S5=(1 0 0 ；d5e5f5)

＄S6=(0 0 1 ；d6e6f6)

圖4 單獨分支螺旋系Fig.4 Single branched helix system

假定上、下球鉸為限制繞隔沖桿軸線轉動的球銷結構，則單支隔沖桿螺旋及反螺旋系如圖5所示，其螺旋系可表示為

＄S1=(0 1 0 ；0 0 0)

＄S2=(1 0 0 ；0 0 0)

＄p1=(0 0 0 ；e1d1f1)

＄S3=(1 0 0 ；e3d3f3)

＄S4=(0 1 0 ；e4d4f4)

圖5 單獨分支螺旋及反螺旋系Fig.5 Single branched helix and reverse helix

(4)

(5)

分別對機構的自由度進行求解驗證，其中式(4)中的d=6-λ=5。

由式(4)得到

式(5)中過約束u應等于平臺承受反螺旋的總數(shù)與對應獨立的反螺旋數(shù)之差，由于八個分支的結構相同，形成的反螺旋系的秩為1，故u=8-1=7，則由式(5)得到

兩個公式的計算結果均為5，在單支不存在局部自由度的情況下(單支結構運動螺旋發(fā)生線性相關)，動平臺自由度為5，即設備安裝板沿垂向的扭轉自由度被限制。

綜上，能夠使設備安裝板具有六自由度的球鉸結構設計合理。

2 仿真分析

2.1 六、八連桿結構水平向抗沖擊性能對比

根據前文分析，所設計的八連桿抗沖擊隔離器具有橫、縱向剛度一致性的優(yōu)點。同時，相比于六桿結構而言，其桿組布置形式的特殊性減小了隔沖方向間的夾角范圍，提高了隔沖桿組利用率，故將通過仿真計算對此結論進行進一步分析。

首先，建立六連桿隔離器的三維模型，如圖6所示，并將其導入至ADAMS軟件中，設置單位類型為MKS即m、kg、s(米、千克、秒)；與八桿結構相同，利用ADAMS建立該虛擬樣機的運動副，其中在上、下球座與基座、頂板之間和外部套筒處建立固定副，隔沖桿內部建立移動副，上、下球鉸結構建立球副。

圖6 六連桿結構Fig.6 Six connecting rod structure

其次，通過準靜態(tài)壓縮試驗，獲得隔沖桿的靜剛度曲線，并將其擬合成樣條曲線作為六、八連桿隔離器的剛度參數(shù)，剛度曲線如圖7所示。

同時，設定其他仿真參數(shù)，本次仿真中采用沖擊函數(shù)法(Impact)進行接觸計算，接觸類型為實體與實體(Solid-Solid)，材料接觸剛度為1×108N/m，貢獻指數(shù)(Force Exponent)為2.2，切入深度為1×10-4m；利用AKISPL函數(shù)，將輸入載荷擬合為正負雙正弦的樣條曲線作為水平向的沖擊驅動，其正波脈寬6 ms，負波脈寬14.5 ms，正波加速度峰值為120.51g，負波加速度峰值為65.6g。其沖擊方向如圖8所示，分別沿橫向、縱向對六桿隔離器的進行沖擊仿真。而由于八桿結構中水平向上的橫、縱向結構及剛度一致，故只對其進行橫向沖擊仿真。

圖7 靜剛度曲線Fig.7 Static stiffness curve

圖8 沖擊方向Fig.8 Impact direction

最后，對六桿及八桿結構進行仿真計算，設定仿真步數(shù)為1 000，時間為0.3 s。

從圖9兩種結構的水平向加速度響應中得出，六連桿隔離器的縱向沖擊加速度響應略小于橫向，且響應曲線更平滑。橫向的加速度響應曲線存在較多突變的峰點，且該響應結果曲線在0.07～0.17 s間存在非規(guī)律性變化，除計算誤差外，很有可能是六連桿隔離器隔沖夾角范圍大、隔沖桿利用率低導致的響應突變和響應曲線的隨機性變化。綜合對比八連桿結構，在初始階段，八桿對加速度的隔離效果好于六桿結構，但兩種結構區(qū)別不大；在隨后的時域曲線中，明顯得出八連桿結構的準零特性較為明顯，水平向對沖擊載荷的隔離效果明顯好于六桿結構。

圖9 六桿及八桿結構的加速度響應Fig.9 Acceleration response of six and eight rod structure

2.2 沖擊載荷與阻尼對隔離器的影響

設備加速度響應和相對位移響應是評價抗沖擊性能的兩個重要參數(shù)，因此，將通過改變阻尼系數(shù)，分析不同的阻尼系數(shù)對加速度及相對位移響應的影響，以了解阻尼系數(shù)與沖擊響應幅值的一般規(guī)律。

固定隔沖桿的幾何參數(shù)以及剛度特性，在Design Variable中設定參數(shù)C，其值為隔沖桿內部的阻尼系數(shù)，將其取值為0.01 N·s/m、0.1 N·s/m、10 N·s/m、40 N·s/m、100 N·s/m，由此得到不同阻尼系數(shù)下，八連桿抗沖擊隔離器中被隔離設備的加速度以及相對位移響應，如圖10、11所示。

圖10 不同黏性阻尼下的加速度響應變化Fig.10 The change of acceleration response under different damping

圖11 不同黏性阻尼下的相對位移響應變化Fig.11 Change of relative displacement response under different damping

由響應結果可知，阻尼系數(shù)對設備加速度及相對位移響應的衰減周期有較大影響，即當阻尼系數(shù)增大時，能夠使設備響應加速衰減。在響應幅值方面，設備相對位移響應幅值和阻尼系數(shù)呈反比關系，但對于加速度響應來說，當黏性阻尼系數(shù)變化幅度較小時，改變阻尼大小對設備加速度響應幅值影響并不明顯。

為分析所設計的八連桿抗沖擊隔離器在不同脈寬下的抗沖擊特性，將對隔離器進行多工況下的沖擊仿真，將三折線譜轉化為正、負雙正弦信號作為沖擊激勵。在譜加速度、譜位移不變的條件下，改變譜速度能夠改變雙正弦激勵的正波脈寬，同時保證正波加速度峰值保持不變，故設定譜速度分別為5 m/s、6.2 m/s、7.4 m/s以及8.6 m/s，對八連桿抗沖擊隔離器進行垂向沖擊仿真，從而分析不同的沖擊脈寬下的隔離器抗沖擊性能。

從圖12的加速度響應波形上看，改變脈寬對設備的加速度響應衰減周期影響不大。在幅值方面，改變脈寬會使加速度響應幅值變大，但增長幅度較小。由此可得出所設計的八連桿隔離器具有廣泛的抗沖擊區(qū)間，隔沖范圍滿足抗沖擊要求。

圖13的位移響應曲線上得出，在正波加速度峰值不變的條件下，隨著脈寬變大，位移響應幅值有微量增加，變化并不明顯，體現(xiàn)了隔離器穩(wěn)定的抗沖擊性能。

圖12 不同譜速度下的加速度響應變化Fig.12 The change of acceleration response at different spectral velocity

圖13 不同譜速度下的相對位移響應變化Fig.13 Variation of relative displacement response at different spectral velocities

3 沖擊試驗及仿真對比

為驗證八連桿抗沖擊隔離器的隔離率是否滿足要求，將根據德國BV043-85的相關規(guī)定，通過500 kg雙波沖擊試驗機對隔離器進行沖擊，沖擊方向為沿垂向及傾斜30°表示的橫向。圖14、15中，將加速度傳感器分別安裝置至設備頂面中心和沖擊臺面上，以此來獲得沖擊及響應加速度、速度及相對位移，其中垂向沖擊加速度幅值為139.31g，橫向沖擊加速度幅值為110.78g，沖擊脈寬約為20 ms。

圖14 垂向沖擊試驗Fig.14 Vertical impact test

圖15 橫向沖擊試驗Fig.15 Lateral impact test

同時，將試驗獲得的沖擊數(shù)據生成樣條曲線，作為仿真中的沖擊激勵，其余參數(shù)設定與前文中一致，通過仿真計算響應結果并與試驗數(shù)據進行對比，其中圖16為沖擊仿真示意圖。

圖16 垂向及橫向仿真示意圖Fig.16 Schematic diagram of vertical and lateral simulation

通過圖17、18的數(shù)據顯示，試驗及仿真結果的加速度響應曲線均呈矩形分布，耗能效率更高，體現(xiàn)了隔離器的準零特性。而在后期的衰減結果中，垂向加速度響應在仿真數(shù)據中略大于試驗結果，這是由于八桿結構的復雜性，導致其加工存在一定的誤差，以及隔沖桿內部彈性元件間劇烈摩擦產生的庫倫阻尼加速了衰減過程。

同理，分別在垂向、傾斜橫向的安裝位置下，逐級施加不同的沖擊載荷，對比分析試驗及仿真的加速度響應幅值，見表1、2。

圖17 垂向加速度響應對比Fig.17 Comparison of vertical acceleration responses

圖18 橫向加速度響應對比Fig.18 Comparison of lateral acceleration responses

表1 垂向加速度響應對比Tab.1 Comparison of vertical acceleration responses

表2 橫向加速度響應對比Tab.2 Comparison of lateral acceleration responses

明顯得出，仿真及試驗的響應幅值誤差在5%左右，驗證了理論計算的合理性。表中仿真幅值略小于試驗幅值，這是由于碟簧在長期放置后產生微小的塑性變形，導致剛度增大，軟特性被削弱，使試驗結果相對較大。

為驗證隔離效果，需計算沖擊隔離率，其值越大，表示隔離器的沖擊隔離作用越顯著。沖擊隔離率η計算公式為

(6)

式中：Amax1是激勵加速度幅值；Amax2是設備加速度響應幅值。

垂向及橫向沖擊的隔離率計算結果如表3、4所示。

表3 垂向隔離率Tab.3 Vertical isolation rate

表4 橫向隔離率Tab.4 Lateral isolation rate

數(shù)據顯示，隨著沖擊載荷的逐漸提高，隔離率顯著提升，而較小沖擊載荷下，雖然隔離率小于百分之八十，但由于隔沖后產生的加速度響應更小，故不會對設備產生沖擊破壞，即該結構的隔離效果滿足抗沖擊要求。

而在橫向沖擊載荷為81.01g及110.78g時，其加速度響應結果差別不大，體現(xiàn)了隔離器具有穩(wěn)定的抗沖擊性能。

4 結 論

(1)設計了一種多桿并聯(lián)的八連桿抗沖擊隔離器，具有靜態(tài)剛度高、體積小、高度低、受慣性力影響小的特性；同時其八桿結構的特殊性使桿組與沖擊方向的夾角范圍更小，提高了載荷分配的均勻性和桿組利用率。

(2)通過螺旋理論驗證了所設計的八連桿抗沖擊隔離器具有6個自由度，結構合理。

(3)通過仿真對比分析了六、八連桿隔離器的水平向抗沖擊能力，得出八連桿抗沖擊隔離器水平向加速度響應更小，響應結果更穩(wěn)定，即抗沖擊性能更好。

(4)利用仿真分析了阻尼及沖擊載荷對隔離器的影響，得出結論：

在時域上，改變阻尼系數(shù)能夠縮短響應的衰減周期。在響應幅值方面，阻尼系數(shù)對相對位移響應幅值影響較大，但當黏性阻尼系數(shù)變化幅度較小時，改變阻尼系數(shù)大小對設備加速度響應幅值影響不大。

當增加沖擊脈寬時，設備的響應周期基本不發(fā)生變化，雖然加速度響應幅值有所增大，但增長幅度非常小，說明八連桿抗沖擊隔離器的隔沖范圍廣。同時，位移響應曲線基本沒有發(fā)生變化，也說明了該結構具有穩(wěn)定的抗沖擊性能。

(5)根據沖擊試驗驗證了理論結果的正確性，并通過計算垂向及橫向的隔離率，得到隨沖擊載荷的逐漸提高，隔離率有顯著提升，隔離器效果滿足抗沖擊要求；在分析橫向沖擊結果時發(fā)現(xiàn)，當沖擊載荷較大時，加速度響應結果差別不大，說明八連桿隔離器具有穩(wěn)定的抗沖擊性能。

綜上，所設計的八連桿抗沖擊隔離器結構合理，并具有理想的抗沖擊特性。進一步得出，機械設計理論與沖擊領域的深度結合，能夠為隔離裝置的優(yōu)化設計提供理論依據。