八連桿隔離器的結構及隔沖特性分析

張 磊，高 鵬，閆 明，杜志鵬

(1.海軍研究院,北京 100161；2.沈陽工業大學 機械工程學院,沈陽 110870)

隨著精密武器的迅猛發展，水中兵器的爆炸當量和沖擊持續時間明顯增加，對艦艇結構以及艦載設備的破壞能力越來越強[1]。根據大量實戰經驗及文獻得出，水下非接觸爆炸一般不會擊穿船體結構，但會使大量艦載設備失效，導致艦艇喪失戰斗力[2-4]。在艦載設備中，慣性導航設備是艦艇運行時不可缺少的精密儀器，能夠為艦艇提供姿態、速度和位置等信息，當受到沖擊損傷后，會嚴重削弱艦艇的機動和戰斗能力，故為保障艦船正常運行，展開對提高慣導設備隔離裝置隔沖特性的研究至關重要。

一般隔離裝置按緩沖形式可分為主動式和被動式，由于沖擊響應屬于瞬態運動，而主動式裝置需要一定的反應時間，所以被動式隔沖裝置應用更為廣泛，其中被動式結構主要有鋼絲繩、橡膠[5-6]等等，雖然此類結構在進行剛度[7-8]及結構優化研究后具備較好的隔離效果，但不能滿足快速和精確復位要求，故國內、外科研人員提出了準零剛度隔離器[9-10]、三向隔離器[11]以及基于Stewart設計理念提出的各種六連桿隔離器[12-15]，使隔離器的抗沖擊性能有了顯著提高。盡管所提出的結論被廣泛的接受和引用，但是諸多研究成果大多是基于速度階躍法或半正弦波激勵得出的時域響應結果，以頻域為研究基礎，考核其隔振、隔沖性能研究不多。

故基于慣導設備對抗沖擊隔離器的要求，同時借鑒多桿結構原理，提出了八連桿抗沖擊隔離器，并對該結構進行了靜剛度校準、動剛度分析以及隔振性能測試；最終，以大量沖擊試驗為基礎，研究了八桿隔離器在時域和頻域上的隔沖性能。

1 主體結構分析及自由度計算

基于Stewart平臺設計理念，以及慣導設備的抗沖擊防護要求，提出了一種能夠防護瞬時沖擊的被動式多桿并聯隔離器，圖1(a)中，該結構主要由隔沖桿、設備安裝板、底座、上、下鉸鏈結構以及用于模擬設備的質量塊組成。

其中，隔沖桿夾角均為60°的布置方式擴大了結構內部空間范圍，可將用于模擬設備的質量體反向安裝至隔離器內部，有效的降低了系統體積和設備重心。圖1(b)中，8根隔沖桿形成對稱結構，使不同隔沖向剛度具有高度的一致性，可將源自任意方向的沖擊載荷分解為沿垂、橫、縱向的分力，進行緩沖隔離。且為滿足隔離器轉角精度的要求，將連接隔沖桿、設備安裝板和基座的結構設計成具有高精度和高強度特性的球形鉸鏈形式。

同時，如圖2所示，由于該結構為多環閉合空間機構，傳統計算自由度方法并不適用，故利用螺旋理論[16-17]計算得出，以球鉸鏈作連接元件的隔離器具有6個自由度，進一步驗證了結構設計的合理性。

圖2 環裝閉合結構隔離器Fig.2 Isolator with ring-closed structure

2 剛度及隔振特性分析

2.1 靜剛度分析

由于慣導設備隔離器要求能夠通過調節彈性元件來實現預緊力的變化，使隔離器具有靜態剛度高、動態剛度低的特性。故采用緩沖吸能特性顯著的碟簧作為隔沖桿的彈性元件。同時，設定隔離器預緊力為2.5g，即彈性元件發揮作用的臨界值，根據式(1)、(2)計算得出，單根桿的垂向負載為51.76 N，軸向負載為59.76 N。

F1=ma/8

(1)

F=F1/cos 30°

(2)

式中:F1為單根桿的垂向負載;F為軸向負載;m為隔離器上層質量;a為沖擊加速度。

為保證隔沖桿滿足預緊要求，對8根隔沖桿進行了準靜態壓縮試驗。圖3中，從單根隔沖桿的靜剛度曲線可以得出，其預緊力拐點在60 N附近，與理論計算的軸向負載值比較接近。

圖3 單根隔沖桿靜剛度曲線Fig.3 Static stiffness curve of single isolator

同時，對隔離器整體結構進行準靜態壓縮試驗，以校核整體結構的準靜態靜剛度，獲得整體結構預緊力拐點為407 N。利用試驗數據及式(1)、(2)，得出單根桿垂向負載為50.88 N，軸向負載為58.74 N，與理論計算相符，即該結構滿足預緊力設定要求。

2.2 動剛度分析

為了研究八連桿抗沖擊隔離器垂向動態剛度變化情況，利用ADAMS對隔離器進行動態剛度仿真，其仿真模型如圖4所示。

圖4 隔離器垂向動剛度計算Fig.4 The calculation of the vertical dynamic stiffness of the isolator

仿真分析中，固定基座，給動平臺施加正弦位移驅動，使其按照正弦規律圍繞平臺靜平衡位置作上下往復運動。位移驅動函數為：0.02sin(2πft)，即位移激勵頻率為2 Hz、振幅為0.02 m。

結合圖5(a)隔沖桿結構，以及圖5(b)力-位移曲線，得出隔沖桿內部結構運動過程為：初始階段，動平臺向下運動，使聯動桿壓縮碟簧組件；到達極限壓縮量(位移幅值)后進入階段2，碟簧向上回彈到達平衡位置后繼續運動；在階段3中，碟簧回彈使聯動桿拉動導桿上端向上運動，但在限位結構作用下，碟簧組件上端停止運動，導桿下端繼續壓縮碟簧；進入階段4，壓縮至極限后向下回彈，周而復始，進行緩沖隔離。

(a) 單根隔沖桿結構

令隔離器的垂向動態等效剛度Ke為

(3)

由式(3)計算得到垂向動態剛度值約為75.17 N/mm。

進一步采用頻率為0.5 Hz、2 Hz、6 Hz對隔離器施加激勵，以分析不同的激勵頻率對隔離器垂向動剛度的影響。

如圖6所示，一定范圍內，隨著激勵頻率的逐漸增加，隔離器的垂向動剛度增大。故為探究在不同頻率下的動剛度變化范圍，固定激勵幅值，設定激勵頻率范圍為0.1～20 Hz，展開大量的垂向動剛度仿真，得出隔離器的垂向等效動剛度值在不同激勵頻率下的變化規律，如圖7所示，在激勵頻率為6～10 Hz內，隔離器的垂向動剛度較大，但整體垂向動剛度值變化范圍不大，約為70～80 N/mm。

圖6 不同激勵頻率下的垂向動剛度變化曲線Fig.6 Vertical dynamic stiffness curve under different excitation frequencies

圖7 垂向等效動剛度變化曲線Fig.7 Vertical equivalent dynamic stiffness curve

同理，采用相同激勵方式展開水平向動剛度仿真。得出2 Hz激勵頻率下，水平向動剛度等效值約為17.03 N/mm。進一步設定頻率范圍為0.1～20 Hz，仿真發現在3～5 Hz范圍內，水平向動剛度較大。

分析垂向、水平向動剛度等效值在不同頻率激勵下的變化規律可以發現，在激勵頻率接近隔離器的垂、水平向一階頻率時，該隔離器動剛度最大。

2.3 固有頻率及隔振特性

為測量隔離器的固有頻率以及隔振性能，對八連桿抗沖擊隔離器進行垂向及水平向隔振性能測試。設定掃頻范圍為5～500 Hz，對振動試驗臺施加峰值為±51 mm的正弦位移激勵信號，同時分別將低頻至高頻與高頻至低頻的掃頻方式設定為正向及反向掃頻，其試驗結果如圖8所示。

圖8 5～500 Hz垂向掃頻曲線Fig.8 Vertical frequency sweep curve of 5-500 Hz

從圖8中得出，以正、反兩種方式進行掃頻得到的一、二階頻率以及共振區間、隔振區間范圍非常接近，進而推斷出，隔離器結構及垂向頻率較為穩定，其垂向一階頻率約為10.93 Hz，隔振區間范圍為29.7～315.9 Hz及477.9～500 Hz。同理，在相同激勵條件下，獲得水平向頻率約為5.39 Hz，隔離器繞垂向軸旋轉45°后頻率約為5.37 Hz，隔振區間范圍分別約為9.1～500 Hz和9.9～500 Hz。

相比動剛度峰值頻率范圍，試驗獲得的固有頻率略大，主要原因為八根隔沖桿內部碟簧及墊片數量過多，相互間以及與導桿等零件之間快速接觸，產生了過多的庫倫摩擦，導致試驗值大于仿真值。

3 隔沖特性分析

將采用500 kg正、負雙正弦沖擊試驗機進行垂向及水平向沖擊試驗，以分析隔離器的抗沖擊性能。圖9(a)為垂向沖擊試驗，圖9(b)采用傾斜30°的安裝模式，將垂向激勵轉化為沿傾斜方向的載荷，實現水平向沖擊。其中，測點1用于測量設備的加速度響應，測點2用于測量臺面的沖擊加速度。

(a) 垂向

3.1 時域分析

沖擊試驗中，將結合大量相關沖擊試驗經驗，定制沖擊環境主要參數，其中垂向沖擊試驗的激勵加速度最大值為113.12g，水平向沖擊為95.59g，正波沖擊脈寬分別約為4.9、4.7 ms，負波沖擊脈寬分別約為18.6、16.7 ms。

圖10加速度響應曲線中，除垂向沖擊響應加速度峰值明顯衰減外，響應曲線具有最大峰值出現在第二個波峰上的響應特性。主要原因為碟簧可壓縮量較大，故在第一次壓縮時并沒有達到碟簧的壓縮極限，而在實際回壓中，碟簧壓縮量接近相對最大值，所以正向最大峰值出現在第二個波峰上。

圖10 垂向沖擊及設備加速度響應Fig.10 Vertical impact and acceleration response of equipment

將試驗的沖擊數據作為激勵，對隔離器進行沖擊仿真，并與試驗進行對比。同時，提取沖擊仿真中相同時間節點處碟簧的變形量及加速度響應，如圖11所示，在垂向加速度最大響應位置處，碟簧變形最大，驗證了上述分析的正確性。

圖11 垂向沖擊中的碟簧變形量Fig.11 Deformable amount of disc spring in vertical impact

在圖12的水平向沖擊試驗及仿真響應結果的對比中發現，該曲線并沒有體現出與垂向沖擊結果類似的響應特性，響應的第二個正向峰值并不是加速度響應的最大值。

圖12 水平向試驗及仿真響應結果對比Fig.12 Comparison of the results of horizontal test and simulation response

分析圖13中隔沖桿布置及碟簧變形量得出，在水平向沖擊試驗中，由于為傾斜安裝，隔沖桿受力并不完全相同，不同隔沖桿變形量差異較大，所以沒有垂向沖擊響應的明顯的峰值響應特性。即峰值響應結果特性與結構形式有關，安裝角度變化會產生非均勻受載現象，進而影響響應峰值分布。

(a) 水平向隔沖桿布置圖

為更系統的研究八連桿抗沖擊隔離器在時域上的抗沖擊性能，逐級施加沖擊載荷，展開多工況沖擊試驗，并與仿真的正向加速度響應幅值進行對比分析，見表1、表2。

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

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

如表1、2所示，垂向及水平向仿真和試驗響應結果基本吻合，誤差在5%左右，驗證了仿真的準確性?；诒?、2加速度沖擊、響應峰值數據以及隔離率計算公式[18]，得出垂向隔離率達到80%以上，水平向隔離率最高接近90%，這是由于水平向剛度軟特性[19-20]相對明顯，導致其隔沖效果優于垂向。同時發現，沖擊載荷越大，隔沖效果愈顯著，說明時域上，該隔離器的隔沖能力滿足抗沖擊要求。

3.2 頻域分析

一般地，由于實際沖擊環境較為復雜，僅從時域上進行分析，難以給出令人信服的隔沖效能判據，故需要對隔離器在頻域上展開隔沖性能研究。利用所編制的MATLAB程序，以沖擊試驗垂向加速度113.12g、水平向95.59g及試驗、仿真響應數據為基礎，繪制沖擊響應對比譜。

從垂向對比圖譜14中發現，譜位移約為0.02 m，同樣在臺面最大位移處，表明了此圖譜的準確性。在低頻段，響應譜速度最大值在系統一階固有頻率處，且大于沖擊譜速度值，也就是說設備的速度響應被放大，隨后衰減，在20 Hz之后響應譜速度小于沖擊值。在中、高頻段仿真與試驗的譜加速度較為接近，在10～20g，即譜加速度有明顯的衰減。

與圖14相似，圖15的水平向對比譜中，低頻段譜速度最大值接近系統水平向一階固有頻率，隨后衰減，且小于沖擊譜速度值。在譜加速度方面，仿真與試驗的譜加速度值比較接近，均在10～20g，衰減明顯。

圖14 垂向沖擊與仿真及試驗響應譜對比Fig.14 Comparison of vertical impact and simulation and test response spectrum

圖15 水平向沖擊與仿真及試驗響應譜對比Fig.15 Comparison of horizontal impact and simulation and test response spectrum

綜上，通過分析垂向、水平向沖擊響應對比譜，可以得出仿真與試驗結果較為吻合，且譜加速度被大幅度衰減。

4 結 論

(1) 通過剛度分析，得出隔離器靜剛度滿足預緊力要求，具有靜態剛度高、動態剛度低的特點，并利用振動試驗，得出該結構的垂、水平向固有頻率及隔振范圍滿足設計要求。

(2) 在隔沖特性分析中，結合大量沖擊試驗及仿真結果，得出安裝角度變化會使隔沖桿受載不均勻，進而影響響應峰值分布。

(3) 通過時域分析得出，除隔離率較高外，軟特性顯著的水平向隔沖效果更好，可通過改善剛度性能來優化隔沖能力。同時，譜加速度的大幅度衰減，說明在頻域上，該結構也具有顯著的隔沖能力。