磁感應(yīng)強度和阻尼通道間隙對某發(fā)射裝置振動影響

趙致富,葛建立,張鴻浩,楊國來

(1.南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院,南京 210094; 2.北京特種機電研究所,北京 100012)

【裝備理論與裝備技術(shù)】

磁感應(yīng)強度和阻尼通道間隙對某發(fā)射裝置振動影響

趙致富1,葛建立1,張鴻浩2,楊國來1

(1.南京理工大學(xué) 機械工程學(xué)院,南京 210094; 2.北京特種機電研究所,北京 100012)

本文主要研究磁流變阻尼器應(yīng)用在高速、高沖擊性環(huán)境下發(fā)射裝置的反后坐裝置中，其結(jié)構(gòu)參數(shù)磁感應(yīng)強度和阻尼通道間隙對發(fā)射裝置的振動影響；采用有限元和abaqus軟件二次開發(fā)平臺相結(jié)合的方法建立該發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)動力學(xué)有限元模型，改變磁流變阻尼器的結(jié)構(gòu)參數(shù)模擬整個裝置的發(fā)射過程，研究發(fā)射裝置的振動特性。仿真計算結(jié)果表明，輸入不同的電流值和不同的阻尼通道間隙值會對發(fā)射裝置振動特性產(chǎn)生影響，在設(shè)計和應(yīng)用發(fā)射裝置上磁流變阻尼器時應(yīng)給予重視。

磁流變阻尼器；高速沖擊；反后坐裝置；振動特性

以磁流變液為介質(zhì)設(shè)計的磁流變阻尼器(MR)是一種新型的半主動控制裝置，目前對磁流變阻尼器的研究主要集中在低頻、低速或隨機載荷下的振動控制領(lǐng)域。磁流變阻尼器在高速、高沖擊載荷下的研究相對滯后，尤其是將其應(yīng)用在武器系統(tǒng)反后坐裝置中，其優(yōu)越的性能取決于阻尼器的結(jié)構(gòu)參數(shù)，其中最主要的參數(shù)是輸入電流值和阻尼通道間隙的大小，因此，研究輸入電流和阻尼通道間隙對發(fā)射裝置振動特性的影響對于磁流變阻尼器的設(shè)計有重大意義。

由于磁流變阻尼器的優(yōu)越性能，磁流變阻尼器在各領(lǐng)域中得到了廣泛的應(yīng)用，針對磁流變阻尼器在高速沖擊環(huán)境下的性能進行了深入研究。Lee Dug Young推導(dǎo)了磁流變液模型描述公式[1]。J.M.Ko等闡述了阻尼器建模方法及其應(yīng)用[2]。張莉潔通過實驗平臺測試了磁流變阻尼器在高速沖擊環(huán)境下的動態(tài)特性并做了分析[3]。侯保林研究了應(yīng)用在艦炮上的磁流變阻尼器的本構(gòu)模型以及模型參數(shù)的影響[4]。Ahmadian 等將磁流變阻尼器應(yīng)用在中到大口徑的槍械系統(tǒng)，研究結(jié)果顯示磁流變阻尼器可減小后坐力、提高射擊精度和系統(tǒng)穩(wěn)定性[5]。李良軍通過設(shè)計磁流變阻尼器參數(shù)并對某型號火炮后坐過程進行計算仿真動態(tài)分析，驗證了沖擊載荷下磁流變阻尼器應(yīng)用的可行性[6]。胡紅生通過沖擊載荷激勵作用的阻尼器動態(tài)響應(yīng)實驗平臺驗證了磁流變阻尼器優(yōu)越的性能和可控性[7]。張俊飛、李強建立了某大口徑火炮的有限元模型，分析了火炮結(jié)構(gòu)參數(shù)對火炮振動特性的影響[8]、[9]。賈長治通過研究緩沖裝置動態(tài)特性改進仿真方法，提高仿真結(jié)果的可靠性[10]。目前關(guān)于磁流變阻尼器的研究和在生活中的應(yīng)用較為廣泛，但是在高速、高沖擊武器發(fā)射領(lǐng)域研究相對滯后，磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)參數(shù)對高速發(fā)射裝置的振動特性影響的研究處于起步階段。

針對現(xiàn)有文獻中磁流變阻尼器的設(shè)計幾乎都是以阻尼力和阻尼力可調(diào)范圍兩個設(shè)計指標(biāo)計算阻尼器結(jié)構(gòu)參數(shù)，本文建立了整個發(fā)射裝置的有限元動力學(xué)模型，并計算仿真，得出磁流變阻尼器的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)磁感應(yīng)強度和阻尼通道間隙對發(fā)射裝置振動特性的影響規(guī)律，為專用磁流變阻尼器的結(jié)構(gòu)設(shè)計提供新的思路。

1 發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)有限元建模

1.1 發(fā)射裝置組成及工作

以圖1示意的某發(fā)射裝置為研究對象，該發(fā)射裝置主要由后坐部分、外筒、阻尼器安裝座、磁流變阻尼器和滑軌等部件組成。發(fā)射裝置發(fā)射時，炮膛合力提供后坐動力，迫使后坐部分(包括身管、支架等后坐部件)向后運動，而后坐阻力由兩個對稱布置的磁流變阻尼器提供，同時為裝置復(fù)進提供動力。在炮膛合力的作用下，后坐部分沿滑軌向圖中箭頭方向后坐，后坐位移從零到最大位移處，速度從零加速到最大值再減速到零值，后坐過程結(jié)束。在磁流變阻尼器中復(fù)進簧的作用下完成后坐部分的復(fù)進到位過程。

圖1 發(fā)射裝置示意圖

1.2 發(fā)射裝置有限元建模

根據(jù)有限元建模方法利用Hypermesh軟件對發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格劃分。對阻尼器安裝座、滑軌、身管均采用縮減積分六面體單元進行劃分；對外筒、支架等鈑金件采用縮減積分殼單元進行劃分，單元類型以矩形為主，含少量三角形；對緩沖器采用連接器、彈簧單元和質(zhì)量單元進行模擬。為了便于輸出炮口處的特征參數(shù)變量，將炮口中心點設(shè)置為參考點，并用耦合約束連接該參考點與炮口處的單元節(jié)點。為提高建模和計算效率，對小圓孔、圓角和倒角等進行簡化處理。為了保證計算精度與準確性，對主要零部件結(jié)構(gòu)應(yīng)保證網(wǎng)格與實體的一致性，而且在關(guān)鍵位置進行網(wǎng)格細化。整個發(fā)射裝置中，對于復(fù)雜的連接關(guān)系也必須進行妥善處理。通過在身管和支架上建立剛體約束模擬兩者之間的連接關(guān)系；通過建立綁定約束，模擬阻尼器安裝座與外筒、支座與安裝板、滑軌支座與外筒等連接關(guān)系；通過建立耦合約束，模擬滑軌上法蘭盤與滑桿、滑桿與支座以及阻尼器安裝座上支座和銷、銷和拉桿等區(qū)域的接觸碰撞關(guān)系。通過建立連接器，利用abaqus軟件二次開發(fā)平臺開發(fā)程序模擬磁流變緩沖器在受力情況下的運動關(guān)系。

1.3 施加載荷與邊界條件

該發(fā)射裝置在發(fā)射過程中，彈丸在身管膛內(nèi)運動時間非常短，運動和受力情況較為復(fù)雜。發(fā)射過程中受的主動力為炮膛合力；而受到的其他外力主要是磁流變阻尼器提供的阻尼力和彈簧力，包括因磁場產(chǎn)生的庫侖阻尼力、液體自身產(chǎn)生的黏滯阻尼力、密封處的摩擦力和復(fù)進彈簧產(chǎn)生的彈力；后坐復(fù)進運動過程中，滑軌上法蘭盤和滑桿之間的摩擦接觸會產(chǎn)生相應(yīng)的摩擦力。在本研究中，炮膛合力對發(fā)射裝置的作用是通過在身管上施加一個隨時間變化的脈沖載荷等效壓力模擬；而阻尼力則是通過在阻尼器與緩沖座和支架后板上的支座的連接點上施加一對共線且反向的隨時間變化的集中力模擬，力的大小采用abaqus二次開發(fā)的Fortran程序施加；復(fù)進彈簧力則通過建立彈簧單元模擬彈簧隨位移變化產(chǎn)生的彈力；滑軌上產(chǎn)生的摩擦力通過設(shè)置接觸碰撞關(guān)系和設(shè)置摩擦因數(shù)模擬。在發(fā)射裝置外筒后端面上施加全約束邊界條件。脈沖載荷隨時間變化曲線如圖2所示，發(fā)射裝置受力分析如圖3所示。

圖2 脈沖載荷等效壓力隨時間變化曲線

圖3 發(fā)射裝置受力分析示意圖

2 磁流變阻尼器建模與阻尼力的計算方法

根據(jù)1.3小節(jié)的圖3受力分析可以建立如下運動微分方程方程：

FR=Fη+Fτ+Ff+Fk

式中，m是后坐質(zhì)量(kg)；Fpt是炮膛合力(N)；FR是磁流變阻尼器產(chǎn)生的總阻尼力(N)，包括與速度有關(guān)的黏滯阻尼力Fη、隨磁場改變的庫倫阻尼力Fτ、隨液體壓力改變的O型密封圈處的摩擦力Ff和復(fù)進彈簧產(chǎn)生的彈簧力Fk；f0是滑軌上法蘭盤與滑桿的滑動接觸摩擦力(N)。

圖4是研究的磁流變阻尼器的結(jié)構(gòu)示意圖。該旁通閥式磁流變阻尼器由彈簧與磁流變阻尼裝置集成，它具有磁流變缸和主缸兩個油缸，勵磁線圈纏繞在磁流變缸活塞上，二者形成一個磁通回路，使活塞與油缸形成的環(huán)狀流口的磁流體具有一定的磁通密度，達到一定的屈服應(yīng)力。

圖4 磁流變阻尼器結(jié)構(gòu)示意圖

2.1 磁流變液本構(gòu)特性模型

由于磁流變阻尼器自身的Bingham黏塑性特性，磁流變阻尼器的動力測試曲線表現(xiàn)出明顯的非線性滯回特性。為簡化模型，考慮磁流體會出現(xiàn)剪切稀化現(xiàn)象，選擇Bingham模型進行阻尼器建模，描述磁流體的本構(gòu)特性模型可用下式表示[3]：

2.2 阻尼力的計算

依據(jù)經(jīng)典的流變力學(xué)理論，可推導(dǎo)得到剪切閥式磁流變阻尼器的阻尼力簡化計算模型，即Bingham平板模型，該模型的阻尼力為[6]：

式中，F(xiàn)η是與速度有關(guān)的黏滯阻尼力(N)；Fτ是隨磁場而改變的庫倫阻尼力(N)；η是磁流體的零場黏度(kPa·s)；L是活塞有效激活長度(mm)，即有效磁極寬度；Ap是活塞有效面積(mm2)；h是活塞與缸體間的阻尼通道間隙(mm)；D′是阻尼通道平均周長(mm)；τy是磁流體的剪切屈服強度(kPa)；v是活塞相對于缸體的運動速度(mm/s)。

考慮到阻尼器工作過程中的密封性，采用的O形密封圈處的摩擦力也要加以考慮，O形密封圈處的摩擦力Ff為[11]：

式中，fc是由O型圈的摩擦因數(shù)，fy是由磁流體壓力引起附加摩擦因數(shù)，D是圓環(huán)狀矩形槽直徑(mm)，d是相對運動的表面直徑 (mm)，p是磁流體壓力(MPa)。

彈簧是為后坐部分復(fù)進提供動力的部件，彈簧的參數(shù)為：預(yù)壓力240 N，剛度為10 N/mm。彈簧產(chǎn)生的力為：

Fk=240+10x

為求得阻尼器的阻尼力，首先需要確定流口中激活區(qū)的磁流體的屈服應(yīng)力τy，根據(jù)實驗測得的MRF的τ-B曲線，利用Matlab軟件對曲線擬合，生成表示屈服應(yīng)力τy的近似的數(shù)學(xué)函數(shù)式可表示為：

τy=43.44B4-178.12B3+183.74B2-3.02B

式中，τy為屈服應(yīng)力(kPa)，磁感應(yīng)強度T(Tesla)。

3 磁流變阻尼器參數(shù)對發(fā)射裝置后坐特性的影響

3.1 磁流變阻尼器影響參數(shù)的選取

MR阻尼器所產(chǎn)生的阻尼力由黏滯阻尼力(與液體黏度有關(guān))、庫倫阻尼力(隨磁場改變)、彈簧力(隨位移改變)和摩擦力(隨液體壓力改變)組成。黏滯阻尼力由阻尼器結(jié)構(gòu)參數(shù)和活塞運動速度決定；庫倫阻尼力由結(jié)構(gòu)參數(shù)和MR流體屈服應(yīng)力決定，而MR流體屈服應(yīng)力取決于通過阻尼器的磁感應(yīng)強度。在本研究中，選擇磁感應(yīng)強度B和阻尼通道間隙h作為參考變量。結(jié)構(gòu)參數(shù)值得選取如表1所示。

表1 影響結(jié)構(gòu)參數(shù)選取值

3.2 發(fā)射裝置仿真結(jié)果與分析

為了仿真真實的反應(yīng)后坐過程，采用abaqus有限元軟件，并嵌入Fortran程序?qū)崿F(xiàn)二次開發(fā)，設(shè)置傳感器準確實時的模擬后坐過程各參數(shù)值，對全炮模型進行有限元仿真分析。這里選擇兩個主要的參數(shù)值：磁感應(yīng)強度B和阻尼通道間隙h。以炮口各振動特性參數(shù)為研究對象，得到不同參數(shù)值對發(fā)射裝置后坐特性的影響。

圖5～圖8分別是發(fā)射裝置在相同沖擊載荷、不同的外加電流作用下(即不同的磁感應(yīng)強度B作用下)的位移和速度曲線。由于不同外加電流作用下后坐時間不同，對炮口豎直方向振動位移速度圖時間采取歸一化處理。

圖5 身管后坐位移-時間曲線

圖7 炮口豎直方向位移-時間曲線

圖8 炮口豎直方向速度-時間曲線

由圖5～圖8可以看出：

(1)在磁感應(yīng)強度為0.0T、0.2T、0.3T、0.4T時，后坐位移分別為21.75 mm、17.40 mm、13.99 mm、11.74 mm，后坐速度分別為645.17 mm/s、630.41 mm/s、615.64 mm/s、600.95 mm/s，后坐時間分別為0.070 5 s、0.058 5 s、0.046 5 s、0.039 s，炮口豎直方向位移最大值分別為2.54E-4 mm、1.08E-4 mm、1.51E-4 mm、1.42E-4 mm，速度最大值分別為0.17 mm/s、0.16 mm/s、0.16 mm/s、0.15 mm/s。

(2)由后坐的位移-時間曲線和速度-時間曲線可知，隨著電流的增加，位移-時間曲線在相同時間內(nèi)后坐位移的增長幅度逐漸減小，且最大位移值相差明顯；速度-時間曲線后坐速度峰值呈現(xiàn)減小趨勢且相差不大，而速度下降階段是隨著電流的增大速度下降越快。

(3)由炮口振動的位移-時間曲線和速度-時間曲線可知，隨著電流的增加，炮口振動位移和速度均相應(yīng)增加，且在后期振動幅度更大。因此在后坐的整個動態(tài)過程范圍內(nèi)，可以實時控制輸入電流，控制后坐位移長度和炮口振動。

圖9～圖12分別是發(fā)射裝置在相同沖擊載荷、相同外加電流作用下(即相同磁感應(yīng)強度作用下)、不同阻尼通道間隙值的位移-時間曲線和和速度-時間曲線。由于不同阻尼通道間隙下后坐時間不同，對炮口豎直方向振動位移速度圖時間采取歸一化處理。

圖9 身管后坐位移-時間曲線

圖10 身管后坐速度-時間曲線

圖11 炮口豎直方向位移-時間曲線

圖12 炮口豎直方向速度-時間曲線

由圖9～圖12可以看出：

(1)在阻尼通道間隙為0.5 mm、1.0 mm、1.5 mm、2.0 mm時，后坐位移分別為3.48 mm、6.94 mm、9.82 mm、12.20 mm，后坐速度分別為555.94 mm/s、599.03 mm/s、614.59 mm/s、624.18 mm/s，后坐時間分別為0.012 s、0.023 s、0.032 s、0.038 s，炮口豎直方向位移最大值分別為9.01E-5 mm、1.80E-4 mm、1.82E-4 mm、1.87E-4 mm，速度最大值分別為0.21 mm/s、0.24 mm/s、0.34 mm/s、0.38 mm/s。

(2)由后坐的位移-時間曲線和速度-時間曲線可知，隨著阻尼通道間隙的增加，位移-時間曲線在相同時間內(nèi)后坐位移的增長幅度逐漸增加，且最大位移值變化很大，速度-時間曲線峰值呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢且相差不大，而速度下降階段隨著阻尼通道間隙的增加減緩。

(3)由炮口振動的位移-時間曲線和速度-時間曲線可知，隨著阻尼通道間隙值的增加，炮口振動位移和速度前期變化規(guī)律大致相同，呈增長趨勢，而在后期振動幅度變化更大。因此在后坐的整個動態(tài)過程范圍內(nèi)，在保證結(jié)構(gòu)剛度滿足要求的前提下，盡量減小阻尼通道間隙。

4 結(jié)論

磁感應(yīng)強度對發(fā)射裝置后坐位移和炮口振動有顯著影響，可以通過實時控制輸入電流控制后坐位移長度和炮口振動，實現(xiàn)理想的運動規(guī)律；磁流變阻尼器的阻尼通道間隙對發(fā)射裝置后坐位移和炮口振動也有較大的影響，在保證滿足結(jié)構(gòu)剛度要求的前提下，選取較小的阻尼通道間隙有利于減小后坐位移、后坐時間、減小炮口振動和提高射擊精度。

本文僅考慮了磁感應(yīng)強度和阻尼通道間隙對后坐位移和炮口振動的影響，后續(xù)的研究工作將對其他結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響進行分析，并對整個裝置優(yōu)化，以獲得最佳性能要求。本文的研究對發(fā)射裝置緩沖器的合理設(shè)計具有一定的參考價值。

[1] LEE DUG YOUNG.WERELEY N M.Quasi steady Herschel-Bulkley analysis of electro and magneto rheological flow mode dampers[J].Journal of Intelligent Material Systems & Struetures,2000,10(10):761-769.

[2] KO J M,NI Y Q.Modeling of a full-scale MR damper and its application in open-loop vibration control of stay cables[J].Smart Structure and Materials 2005:Damping and isolation.SPIE Vol.5765 (2005):690-700.

[3] 張莉潔.沖擊載荷下磁流變阻尼器動態(tài)特性分析及其控制系統(tǒng)設(shè)計[D].南京:南京理工大學(xué),2008.

[4] 侯保林.基于Herschel-Bulkley模型的火炮磁流變后坐阻尼器設(shè)計與分析[J].振動與沖擊,2006,25(3):6-10.

[5] AHMADIAN M,NORRIS J A.Experimental analysis of magnetorheological dampers when subjected to impact and shock loading[J].Communication in Nonlinear Science and Numerical Simnlation,2008,13:1978-1985.

[6] 李良軍.磁流變沖擊阻尼器在火炮反后坐裝置中的應(yīng)用研究[D].南京:南京理工大學(xué),2006.

[7] 胡紅生,王炅，蔣學(xué)爭，等.火炮磁流變后坐阻尼器的設(shè)計與可控性分析[J].振動與沖擊,2010,29(2):184-188.

[8] 張俊飛.某火炮結(jié)構(gòu)參數(shù)靈敏度分析與優(yōu)化研究[D].南京:南京理工大學(xué),2014.

[9] 李強.影響彈丸起始擾動的某火炮結(jié)構(gòu)參數(shù)分析與優(yōu)化研究[D].南京:南京理工大學(xué),2015.

[10]賈長治.火炮沖擊緩沖裝置動態(tài)特性影響仿真分析與改進方法[J].機械工程學(xué)報,2012，48(19):156-162.

[11]高躍飛.火炮反后坐裝置設(shè)計[M].北京:國防工業(yè)出版社,2010.

(責(zé)任編輯 周江川)

Impact of Magnetic Induction and Damping Channel Clearance on the Vibration of a Launching Device

ZHAO Zhi-fu1, GE Jian-li1, ZHANG Hong-hao2, YANG Guo-lai1

(1.School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China;2.Beijing Institute of Special Electromechanical Technology, Beijing 100012, China)

This paper mainly studied the influence of magnetic induction and damping channel clearance, which is used in the recoil device of a launcher working in a high speed and high impact environment. Finite element method and the secondary program development platform in ABAQUS were combined to establish the structural dynamic finite element model of the launcher. The launch process of the whole device was simulated by changing the structural parameters of MR dampers, and the vibration characteristics of the launcher were obtained. The simulation results show that the different value of the input current and the gap of different damping channel could influence the characteristics of the launcher, and attention should be paid to the design and application of MR damper on the launcher.

magnetorheological damper; high-speed impact; recoil system; vibration characteristics

2016-10-07；

2016-11-05

中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項資金項目(30915118825);國家重大科學(xué)儀器設(shè)備開發(fā)專項(2013YQ470765)

趙致富(1990—)，男，碩士研究生，主要從事非線性有限元仿真研究。

葛建立(1980—),男，博士，副教授，主要從事非線性有限元、虛擬樣機以及等幾何分析研究。

10.11809/scbgxb2017.02.011

趙致富,葛建立,張鴻浩,等.磁感應(yīng)強度和阻尼通道間隙對某發(fā)射裝置振動影響[J].兵器裝備工程學(xué)報，2017(2):43-47.

format:ZHAO Zhi-fu, GE Jian-li, ZHANG Hong-hao, et al.Impact of Magnetic Induction and Damping Channel Clearance on the Vibration of a Launching Device[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(2):43-47.

TJ866

A

2096-2304(2017)02-0043-05