楊 珍,付 良,趙項(xiàng)偉,楊 陽(yáng)

(中國(guó)兵器工業(yè)試驗(yàn)測(cè)試研究院,陜西 華陰 714200)

火箭橇沿鋼軌高速運(yùn)動(dòng)的試驗(yàn)過程中,受到火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力脈沖、軌道不平順度、氣動(dòng)力、制動(dòng)力等復(fù)雜激勵(lì)載荷因素的影響,試驗(yàn)時(shí)的振動(dòng)力學(xué)環(huán)境難以控制,在不采取任何減振措施的條件下,所能提供的沖擊、振動(dòng)環(huán)境條件較導(dǎo)彈制導(dǎo)與控制裝置真實(shí)工作環(huán)境惡劣得多,隨著試驗(yàn)速度的提升,火箭橇振動(dòng)力學(xué)環(huán)境惡化程度加劇,直接針對(duì)火箭橇與被試品接口位置進(jìn)行簡(jiǎn)單隔振方法已經(jīng)無(wú)法滿足被試品力學(xué)環(huán)境要求,導(dǎo)致某些導(dǎo)引頭火箭橇試驗(yàn)無(wú)法順利開展,如何減振、隔振成為火箭橇試驗(yàn)中不可忽視的問題[1-2]。

近年來(lái),國(guó)內(nèi)外技術(shù)人員開展了多種火箭橇減振方法的有益嘗試。美國(guó)霍洛曼基地公開了一種柔性火箭橇的設(shè)計(jì)概念,通過在滑靴和梁間增加蝶形彈簧,梁與載荷安裝艙間增加鋼絲繩彈簧,以減少傳遞到橇體和試驗(yàn)件中的能量,理論目標(biāo)是將被試品在3 048 m/s速度下的振動(dòng)控制在3gRMS內(nèi)[3],但該項(xiàng)減振措施由于其撓度問題而沒有實(shí)施,后采用彈性泡沫對(duì)被試品進(jìn)行隔振,并從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上提高橇體動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性,在最大速度426 m/s試驗(yàn)環(huán)境下將被試品振動(dòng)能量減小了25倍[4]。國(guó)內(nèi)技術(shù)人員針對(duì)導(dǎo)引頭火箭橇試驗(yàn)開展了一些低速狀態(tài)的減振方法研究。丁春全等[5]針對(duì)減振系統(tǒng)出現(xiàn)異常工作問題,對(duì)3種不同阻尼減振器的減振效果進(jìn)行了分析,發(fā)現(xiàn)較大的振動(dòng)強(qiáng)度會(huì)影響減振器的正常工作。謝波濤等[6]采用金屬干摩擦減振器構(gòu)建了亞聲速雙軌火箭橇減振平臺(tái),成功將慣性測(cè)量裝置的振動(dòng)均方根控制在4g以內(nèi),但是由于減振器自身體積較大而未推廣應(yīng)用。解珍珍等[7]采用聚氨酯泡沫填充劑吸振和硅橡膠隔振方式降低導(dǎo)引頭在超聲速火箭橇試驗(yàn)過程中的振動(dòng),硅橡膠減振效果明顯,但聚氨酯泡沫的豎向減振效果差。董治華等[8]建立了基礎(chǔ)激勵(lì)下雙層減振模型,優(yōu)化設(shè)計(jì)火箭橇減振系統(tǒng),將被試品振動(dòng)控制在5.6g以內(nèi)。

上述研究對(duì)火箭橇的減振主要從載荷、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和振動(dòng)傳遞路徑等方面進(jìn)行減隔振,在速度較低的火箭橇試驗(yàn)中,取得了一定的效果,即在橇體各部件連接之間增加減振材料或元器件,將振源與被試品隔離,這種減振方法有效減小了被試品的振動(dòng)量級(jí)。但是隨著試驗(yàn)速度越來(lái)越高,火箭橇振動(dòng)力學(xué)環(huán)境急劇惡化,這種單一減振方法的局限性愈發(fā)明顯,極大地限制了火箭橇試驗(yàn)的發(fā)展。

本文結(jié)合前人研究經(jīng)驗(yàn),系統(tǒng)分析火箭橇激勵(lì)源和振動(dòng)特性。首先,從振源和振動(dòng)傳遞路徑出發(fā),將天然橡膠與滑靴一體化融合設(shè)計(jì)為減振滑靴,減小滑靴剛度,從而減小由靴軌沖擊碰撞引起的振動(dòng),實(shí)現(xiàn)火箭橇振源處的一級(jí)減振,并采用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和仿真方法對(duì)減振效果進(jìn)行初步評(píng)估;然后,在被試品與橇體接口處采用硅橡膠隔振,從振動(dòng)傳遞路徑上實(shí)現(xiàn)被試品的二級(jí)減振;其次,對(duì)火箭橇系統(tǒng)進(jìn)行運(yùn)動(dòng)學(xué)和動(dòng)力學(xué)分析,評(píng)估其運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性和結(jié)構(gòu)安全性;最后,開展火箭橇試驗(yàn)驗(yàn)證,分析系統(tǒng)減振效果,提出進(jìn)一步改進(jìn)建議。

1 火箭橇系統(tǒng)振動(dòng)特性分析

1.1 激勵(lì)源及特性分析

引起火箭橇與軌道之間隨機(jī)沖擊振動(dòng)的原因是火箭橇受到未通過其質(zhì)心的發(fā)動(dòng)機(jī)推力作用,沿不平順軌道約束滑行,在氣動(dòng)載荷、靴軌沖擊載荷等綜合因素影響下,火箭橇激勵(lì)載荷呈現(xiàn)出隨機(jī)性、沖擊性、幅值大且頻帶寬的特點(diǎn)?；鸺料到y(tǒng)的振動(dòng)特性不僅與橇體結(jié)構(gòu)、固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的結(jié)構(gòu)、軌道系統(tǒng)的固有特性和幾何狀態(tài)有關(guān),也與發(fā)動(dòng)機(jī)推力載荷、火箭橇系統(tǒng)氣動(dòng)載荷和靴軌配合方式密切相關(guān),滑靴與不平順軌道的配合間隙是引起火箭橇和軌道耦合振動(dòng)的主要因素[9-11]。

從載荷的時(shí)效性上將火箭橇的激勵(lì)源分為瞬態(tài)激勵(lì)和穩(wěn)態(tài)激勵(lì)。瞬態(tài)激勵(lì)包括發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火與工作結(jié)束時(shí)的推力變化產(chǎn)生的瞬時(shí)大過載激勵(lì)和軌道焊接接頭對(duì)高速運(yùn)動(dòng)滑靴的沖擊;穩(wěn)態(tài)激勵(lì)包括火箭滑車所受氣動(dòng)阻力、氣動(dòng)升力、滑軌不平順與靴軌間隙引起火箭橇振動(dòng)。

從火箭橇的振動(dòng)頻率來(lái)看,發(fā)動(dòng)機(jī)瞬時(shí)大過載、脈動(dòng)力及軌道焊接接頭使火箭橇發(fā)生高頻振動(dòng);火箭橇沿滑軌高速行駛時(shí)受到的發(fā)動(dòng)機(jī)平穩(wěn)推力、氣動(dòng)阻力和氣動(dòng)升力使橇體產(chǎn)生低頻振動(dòng);軌道在建造和使用過程中引起的幾何表面形位差異以及靴軌之間的間隙造成火箭橇在行駛過程中與軌道之間發(fā)生摩擦、碰撞和沖擊力,這是一個(gè)寬頻帶激勵(lì)。

1.2 剛性火箭橇振動(dòng)特性分析

剛性火箭橇是指在試驗(yàn)過程中不采取任何減振措施的結(jié)構(gòu)。振動(dòng)測(cè)試數(shù)據(jù)是火箭橇系統(tǒng)在復(fù)雜激勵(lì)源載荷作用下動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性的直接體現(xiàn)。對(duì)多項(xiàng)未考慮減振措施的雙軌火箭橇試驗(yàn)振動(dòng)測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行分析,得到了火箭橇體靴軌接觸振源附近的振動(dòng)加速度數(shù)據(jù),發(fā)現(xiàn)火箭橇振動(dòng)響應(yīng)值與運(yùn)行速度強(qiáng)相關(guān),振動(dòng)均方根值隨速度的增加呈非線性增加趨勢(shì),且火箭橇剛度越大,振動(dòng)響應(yīng)越大。圖1(a)為不同火箭橇在最大速度時(shí)刻的振動(dòng)均方根值,從圖中數(shù)據(jù)可以看出,當(dāng)速度為900 m/s時(shí),橇體上的振動(dòng)響應(yīng)均方根達(dá)到120g。圖1(b)為某火箭橇在運(yùn)動(dòng)全程的振動(dòng)功率譜密度曲線,由圖中數(shù)據(jù)可知,火箭橇試驗(yàn)中產(chǎn)生的振動(dòng)表現(xiàn)為隨機(jī)振動(dòng),頻帶范圍覆蓋了5～2 000 Hz,且低頻振動(dòng)十分劇烈。

圖1 剛性雙軌火箭橇振動(dòng)特性Fig.1 Vibration characteristic of rigid dual-rail rocket sled

2 火箭橇系統(tǒng)的兩級(jí)減振設(shè)計(jì)

2.1 減振方法

本文從振源和振動(dòng)的傳遞路徑出發(fā),設(shè)計(jì)兩級(jí)減振平臺(tái),即在滑靴與橇體平臺(tái)之間將減振材料與滑靴進(jìn)行一體化設(shè)計(jì)為一級(jí)減振結(jié)構(gòu),使其滿足滑靴承載要求的同時(shí)減小橇體振動(dòng);橇體平臺(tái)與被試品接口之間設(shè)計(jì)二級(jí)減振,使其滿足被試品安全固定要求的同時(shí)減小被試品振動(dòng),二級(jí)減振火箭橇如圖2所示。

圖2 兩級(jí)雙軌減振火箭橇Fig.2 Two-stage dual rail soft sled

2.2 減振設(shè)計(jì)

①減振滑靴設(shè)計(jì)與驗(yàn)證。

滑靴是火箭橇的關(guān)鍵構(gòu)件,火箭橇借助環(huán)抱在滑軌軌頭上的滑靴而沿著軌道高速運(yùn)行,滑靴與軌道的軌頭之間保持一定間隙,這使滑靴順利通過具有幾何不平順的滑軌。正是這種帶間隙的滑動(dòng)配合方式,使得滑靴將火箭橇高速運(yùn)行時(shí)在載荷作用下產(chǎn)生的沖擊與振動(dòng)傳遞到滑軌上;同時(shí)將滑靴與軌道之間因接觸、摩擦和碰撞而產(chǎn)生的沖擊與振動(dòng)傳遞給火箭橇,靴軌接觸力隨航向速度增加而增加,馬赫數(shù)為2時(shí)最大靴軌接觸力為2.27×106N[12-14]。為使火箭橇安全平穩(wěn)運(yùn)行,傳統(tǒng)的滑靴內(nèi)部結(jié)構(gòu)和連接結(jié)構(gòu)均為剛性,其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度高、剛度大,火箭橇沿滑軌高速運(yùn)行過程中,滑靴將振動(dòng)沖擊能量直接傳遞給了橇體其他部件,導(dǎo)致火箭橇系統(tǒng)整體振動(dòng)水平高。因此,滑靴是振動(dòng)的根源,要實(shí)現(xiàn)減振效果需在滿足承載的條件下減小滑靴剛度。在有限的減振空間中,采用腔體結(jié)構(gòu)將高強(qiáng)度滑靴與黏彈性材料進(jìn)行一體化設(shè)計(jì)是減小滑靴剛度最為有效的方法。

減振滑靴由滑靴本體、減振材料和連接板三部分組成,滑靴本體下方為一體式滑塊,與鋼軌進(jìn)行適配,本體上方設(shè)計(jì)有減振腔,腔內(nèi)填充減振材料,考慮到滑靴的摩擦生熱、金屬黏合性、耐寒和加工性能,減振材料選用綜合性能最好的天然橡膠[15]?；サ那昂髢啥司O(shè)計(jì)有限位板和封板,用于對(duì)連接件、減振材料等進(jìn)行限位。

②被試品減振設(shè)計(jì)。

硅橡膠在火箭橇試驗(yàn)中的減振效果已經(jīng)通過振動(dòng)臺(tái)實(shí)驗(yàn)及火箭橇試驗(yàn)驗(yàn)證,能夠有效改善圓柱形被試品的振動(dòng)力學(xué)環(huán)境。本項(xiàng)目被試品固定段為圓柱形,因此直接采用硅橡膠進(jìn)行二級(jí)減振設(shè)計(jì)。在被試品與卡環(huán)固定結(jié)構(gòu)之間設(shè)計(jì)減振層,通過卡環(huán)下沉實(shí)現(xiàn)軸向限位,被試品前端懸空使其流場(chǎng)干凈,在卡環(huán)上預(yù)留灌膠孔,在試驗(yàn)前進(jìn)行灌膠并通過螺栓將孔洞封閉。

2.3 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)驗(yàn)證

為檢驗(yàn)減振滑靴設(shè)計(jì)的有效性,采用1∶1振動(dòng)臺(tái)掃頻試驗(yàn)?zāi)M滑靴受到激勵(lì)后的振動(dòng)響應(yīng)特性,在滑靴不同位置布設(shè)加速度傳感器,初步分析減振效果。根據(jù)橇體質(zhì)量和滑靴數(shù)量對(duì)連接板配重,設(shè)置掃頻范圍10～2 000 Hz,激勵(lì)信號(hào)從底座傳遞到滑靴底部,經(jīng)橡膠減振后傳遞到連接板,減振前后振動(dòng)響應(yīng)曲線如圖3所示,滑靴共振頻率為228 Hz,367 Hz以上的高頻信號(hào)得到了有效抑制。硅橡膠的減振設(shè)計(jì)為成熟技術(shù),無(wú)需采用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證。

圖3 減振滑靴振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果Fig.3 Test result of soft slipper on shaking table

3 動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

3.1 橡膠材料本構(gòu)與參數(shù)確定

橡膠材料屬于超彈性材料,其本構(gòu)模型大致可以分為基于應(yīng)變能函數(shù)的唯象模型和基于分子鏈網(wǎng)格的統(tǒng)計(jì)模型兩大類。本文假定橡膠材料的變形為各向同性且均勻的,用Mooney-Rivlin模型來(lái)表示[16],其應(yīng)變能密度函數(shù)模型為

(1)

式中：W為單位體積的應(yīng)變勢(shì)能;I1,I2為應(yīng)變張量;C10,C01和D1為材料力學(xué)特性參數(shù),由實(shí)驗(yàn)確定;J為彈性體積比,橡膠材料彈性體積模量極高,故J=1。將式(1)簡(jiǎn)化為

W=C10(I1-3)+C01(I2-3)

(2)

參數(shù)C10和C01通過單軸拉伸、等雙軸拉伸、平面拉伸3種變形條件下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系測(cè)試擬合得到,拉伸試驗(yàn)中的應(yīng)變水平為100%,擬合得到：C10=0.532×106,C01=-0.082×106。

3.2 減振滑靴動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

本文在有限元分析軟件中建立減振滑靴實(shí)體模型,采用Mooney Rivlin不可壓縮橡膠模型和雙線性隨動(dòng)材料模型建立六面體減振滑靴有限元模型,如圖4所示。產(chǎn)品橇共有4枚滑靴,僅對(duì)其中一枚滑靴按實(shí)際承載量配重進(jìn)行模擬分析,將實(shí)測(cè)軌道不平順數(shù)據(jù)作為位移激勵(lì)載荷加載于火箭橇滑靴與軌道頂部接觸面,通過顯示動(dòng)力學(xué)分析得到滑靴不同位置點(diǎn)的動(dòng)態(tài)響應(yīng),如圖5所示。在不平順軌道載荷作用下,滑靴底部振動(dòng)峰值達(dá)到約100g,而通過減振層后,振動(dòng)峰值削減。

圖4 減振滑靴仿真模型Fig.4 Simulation model of soft sled

圖5 動(dòng)態(tài)響應(yīng)計(jì)算結(jié)果Fig.5 Dynamic response calculation results

3.3 橇軌耦合系統(tǒng)動(dòng)響應(yīng)分析

橇軌耦合系統(tǒng)動(dòng)響應(yīng)計(jì)算是對(duì)新型高速火箭橇平臺(tái)進(jìn)行運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性和結(jié)構(gòu)安全性快速分析的一種重要方法?；鸺琳駝?dòng)量與運(yùn)行速度強(qiáng)相關(guān),為快速檢驗(yàn)新型火箭橇結(jié)構(gòu)平臺(tái)的運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性和結(jié)構(gòu)安全性,通常對(duì)火箭橇最大運(yùn)行速度段進(jìn)行橇-軌耦合動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析,得到系統(tǒng)關(guān)鍵部件應(yīng)力曲線及動(dòng)態(tài)載荷[17]。

火箭橇系統(tǒng)由被試品、產(chǎn)品橇、一級(jí)橇和發(fā)動(dòng)機(jī)構(gòu)成,一級(jí)橇裝載發(fā)動(dòng)機(jī)推動(dòng)整個(gè)系統(tǒng)按彈道曲線運(yùn)動(dòng)。將火箭橇和軌道系統(tǒng)進(jìn)行工程簡(jiǎn)化,有限元模型中忽略承軌梁和基礎(chǔ)等大質(zhì)量結(jié)構(gòu),僅保留具有不平順特性的鋼軌,將鋼軌的約束扣件結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為相應(yīng)位置的位移約束,火箭橇與軌道之間采用滑動(dòng)配合約束,建立的橇軌耦合系統(tǒng)模型如圖6所示。

圖6 橇軌耦合動(dòng)力學(xué)計(jì)算模型Fig.6 Sled-rail coupling dynamics calculation model

由彈道曲線計(jì)算得到最大速度工況下的發(fā)動(dòng)機(jī)推力,采用流體動(dòng)力學(xué)軟件計(jì)算得到火箭橇不同結(jié)構(gòu)部件的氣動(dòng)力,將推力和氣動(dòng)力以載荷曲線方式施加到相應(yīng)的結(jié)構(gòu)部件,并給火箭橇一個(gè)初始運(yùn)動(dòng)速度?；鸺猎谳d荷作用下沿不平順軌道滑行,不同的結(jié)構(gòu)部件所產(chǎn)生的響應(yīng)不同,通過計(jì)算,在最大速度條件下,火箭橇在滑軌上平穩(wěn)運(yùn)行,橇體各部件的動(dòng)態(tài)應(yīng)力都在材料強(qiáng)度極限內(nèi),被試品的側(cè)向和豎向振動(dòng)均方根值分別為13g和22g。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證與數(shù)據(jù)分析

4.1 試驗(yàn)概況

自制模擬導(dǎo)引頭作為被試品,設(shè)計(jì)最大速度700 m/s,產(chǎn)品橇安裝減振滑靴,被試品與產(chǎn)品橇卡環(huán)之間灌注硅橡膠,在火箭橇前滑靴隔振層上、下位置各安裝1枚振動(dòng)傳感器,導(dǎo)引頭模擬件部位安裝1枚振動(dòng)傳感器,共安裝3枚傳感器?；鸺猎囼?yàn)過程為發(fā)射點(diǎn)點(diǎn)燃助推火箭發(fā)動(dòng)機(jī),2 s時(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)工作結(jié)束達(dá)到最大速度后火箭橇系統(tǒng)減速滑行至軌道終點(diǎn)?；鸺猎囼?yàn)系統(tǒng)及測(cè)試點(diǎn)位布設(shè)情況如圖7所示。

圖7 火箭橇試驗(yàn)系統(tǒng)及測(cè)試點(diǎn)位布設(shè)示意圖Fig.7 Schematic diagram of rocket sled test system and test location layout

4.2 振動(dòng)數(shù)據(jù)分析

火箭橇試驗(yàn)順利實(shí)施,并成功獲取了振動(dòng)數(shù)據(jù),下面從振動(dòng)均方根、功率譜密度兩方面對(duì)3個(gè)點(diǎn)位前2 s加速段的振動(dòng)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析,將數(shù)據(jù)以0.2 s為間隔進(jìn)行分段,計(jì)算分段振動(dòng)均方根值,如圖8(a)和8(b)所示?；鸺粮鞑课坏膫?cè)、豎向振動(dòng)隨速度的增加而增加,減振滑靴作為一級(jí)減振,其側(cè)向減振效果優(yōu)于豎向,因?yàn)檐壍赖膫?cè)向不平順控制精度優(yōu)于豎向,且雙軌火箭橇穩(wěn)定性好;當(dāng)火箭橇運(yùn)行速度大于440 m/s后,橇體的豎向減振作用明顯,能夠有效改善火箭橇的振動(dòng)環(huán)境;硅橡膠減振作為二級(jí)減振,豎向減振效果明顯,但側(cè)向振動(dòng)放大,被試品固定安裝位置較高,固定結(jié)構(gòu)剛度不足,導(dǎo)致振動(dòng)放大;在馬赫數(shù)為2的速度條件下,被試品側(cè)向和豎向振動(dòng)均方根均在12g以內(nèi),且隨速度的增加緩慢變化。

火箭橇減振前后的側(cè)、豎向功率譜密度如圖8(c)和8(d)所示,通過滑靴和卡環(huán)部位的兩級(jí)減振后,被試品實(shí)現(xiàn)了100～2 000 Hz寬頻域減振。

圖8 振動(dòng)數(shù)據(jù)分析曲線Fig.8 Analysis curve of vibration data

4.3 減振效果分析

不同速度段減振效率如圖9和圖10所示。由圖中結(jié)果可知,減振效率隨速度增加而提高,后保持動(dòng)態(tài)穩(wěn)定,在馬赫數(shù)為2的速度條件下,經(jīng)過兩級(jí)減振,豎向減振總效率約70%,側(cè)向?yàn)?2%。

圖9 側(cè)向減振效率Fig.9 Lateral vibration attenuation efficiency

5 結(jié)論

針對(duì)傳統(tǒng)火箭橇在馬赫數(shù)為2的速度條件下在軌力學(xué)環(huán)境超出導(dǎo)彈制導(dǎo)與控制元件許用范圍問題,利用黏彈性材料的結(jié)構(gòu)適應(yīng)性優(yōu)點(diǎn),開展了兩級(jí)雙軌火箭橇減振設(shè)計(jì),采用動(dòng)態(tài)特性仿真、振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)初步驗(yàn)證了減振結(jié)構(gòu)的有效性,通過橇軌耦合動(dòng)力學(xué)分析評(píng)估了火箭橇系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和安全性,并開展了火箭橇試驗(yàn)驗(yàn)證,對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析,得到以下結(jié)論：

①采用腔體結(jié)構(gòu)將滑靴與天然橡膠一體化融合設(shè)計(jì)為減振滑靴結(jié)構(gòu),可以有效減小從振源傳遞到橇體上的沖擊振動(dòng)值,火箭橇運(yùn)行速度越高,減振效果越明顯。

②在被試品和橇體接口部位采用硅橡膠材料可有效隔離橇體在豎直方向的振動(dòng),但連接剛度的減小以及被試品固定高度的增加導(dǎo)致其側(cè)向振動(dòng)放大。

③兩級(jí)減振平臺(tái)的成功研制使得雙軌火箭橇實(shí)現(xiàn)了馬赫數(shù)為2速度下的側(cè)、豎向振動(dòng)均方根小于12g的力學(xué)環(huán)境要求,能夠?yàn)閷?dǎo)引頭、慣導(dǎo)裝置火箭橇試驗(yàn)提供試驗(yàn)技術(shù)支撐。