超聲速雙軌火箭橇系統兩級減振與分析

楊 珍,付 良,趙項偉,楊 陽

(中國兵器工業試驗測試研究院,陜西 華陰 714200)

火箭橇沿鋼軌高速運動的試驗過程中,受到火箭發動機推力脈沖、軌道不平順度、氣動力、制動力等復雜激勵載荷因素的影響,試驗時的振動力學環境難以控制,在不采取任何減振措施的條件下,所能提供的沖擊、振動環境條件較導彈制導與控制裝置真實工作環境惡劣得多,隨著試驗速度的提升,火箭橇振動力學環境惡化程度加劇,直接針對火箭橇與被試品接口位置進行簡單隔振方法已經無法滿足被試品力學環境要求,導致某些導引頭火箭橇試驗無法順利開展,如何減振、隔振成為火箭橇試驗中不可忽視的問題[1-2]。

近年來,國內外技術人員開展了多種火箭橇減振方法的有益嘗試。美國霍洛曼基地公開了一種柔性火箭橇的設計概念,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件中的能量,理論目標是將被試品在3 048 m/s速度下的振動控制在3gRMS內[3],但該項減振措施由于其撓度問題而沒有實施,后采用彈性泡沫對被試品進行隔振,并從結構設計上提高橇體動態穩定性,在最大速度426 m/s試驗環境下將被試品振動能量減小了25倍[4]。國內技術人員針對導引頭火箭橇試驗開展了一些低速狀態的減振方法研究。丁春全等[5]針對減振系統出現異常工作問題,對3種不同阻尼減振器的減振效果進行了分析,發現較大的振動強度會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建了亞聲速雙軌火箭橇減振平臺,成功將慣性測量裝置的振動均方根控制在4g以內,但是由于減振器自身體積較大而未推廣應用。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引頭在超聲速火箭橇試驗過程中的振動,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]建立了基礎激勵下雙層減振模型,優化設計火箭橇減振系統,將被試品振動控制在5.6g以內。

上述研究對火箭橇的減振主要從載荷、結構設計和振動傳遞路徑等方面進行減隔振,在速度較低的火箭橇試驗中,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量級。但是隨著試驗速度越來越高,火箭橇振動力學環境急劇惡化,這種單一減振方法的局限性愈發明顯,極大地限制了火箭橇試驗的發展。

本文結合前人研究經驗,系統分析火箭橇激勵源和振動特性。首先,從振源和振動傳遞路徑出發,將天然橡膠與滑靴一體化融合設計為減振滑靴,減小滑靴剛度,從而減小由靴軌沖擊碰撞引起的振動,實現火箭橇振源處的一級減振,并采用振動臺試驗和仿真方法對減振效果進行初步評估;然后,在被試品與橇體接口處采用硅橡膠隔振,從振動傳遞路徑上實現被試品的二級減振;其次,對火箭橇系統進行運動學和動力學分析,評估其運動穩定性和結構安全性;最后,開展火箭橇試驗驗證,分析系統減振效果,提出進一步改進建議。

1 火箭橇系統振動特性分析

1.1 激勵源及特性分析

引起火箭橇與軌道之間隨機沖擊振動的原因是火箭橇受到未通過其質心的發動機推力作用,沿不平順軌道約束滑行,在氣動載荷、靴軌沖擊載荷等綜合因素影響下,火箭橇激勵載荷呈現出隨機性、沖擊性、幅值大且頻帶寬的特點。火箭橇系統的振動特性不僅與橇體結構、固體火箭發動機的結構、軌道系統的固有特性和幾何狀態有關,也與發動機推力載荷、火箭橇系統氣動載荷和靴軌配合方式密切相關,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的主要因素[9-11]。

從載荷的時效性上將火箭橇的激勵源分為瞬態激勵和穩態激勵。瞬態激勵包括發動機點火與工作結束時的推力變化產生的瞬時大過載激勵和軌道焊接接頭對高速運動滑靴的沖擊;穩態激勵包括火箭滑車所受氣動阻力、氣動升力、滑軌不平順與靴軌間隙引起火箭橇振動。

從火箭橇的振動頻率來看,發動機瞬時大過載、脈動力及軌道焊接接頭使火箭橇發生高頻振動;火箭橇沿滑軌高速行駛時受到的發動機平穩推力、氣動阻力和氣動升力使橇體產生低頻振動;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生摩擦、碰撞和沖擊力,這是一個寬頻帶激勵。

1.2 剛性火箭橇振動特性分析

剛性火箭橇是指在試驗過程中不采取任何減振措施的結構。振動測試數據是火箭橇系統在復雜激勵源載荷作用下動態響應特性的直接體現。對多項未考慮減振措施的雙軌火箭橇試驗振動測試數據進行分析,得到了火箭橇體靴軌接觸振源附近的振動加速度數據,發現火箭橇振動響應值與運行速度強相關,振動均方根值隨速度的增加呈非線性增加趨勢,且火箭橇剛度越大,振動響應越大。圖1(a)為不同火箭橇在最大速度時刻的振動均方根值,從圖中數據可以看出,當速度為900 m/s時,橇體上的振動響應均方根達到120g。圖1(b)為某火箭橇在運動全程的振動功率譜密度曲線,由圖中數據可知,火箭橇試驗中產生的振動表現為隨機振動,頻帶范圍覆蓋了5～2 000 Hz,且低頻振動十分劇烈。

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

2 火箭橇系統的兩級減振設計

2.1 減振方法

本文從振源和振動的傳遞路徑出發,設計兩級減振平臺,即在滑靴與橇體平臺之間將減振材料與滑靴進行一體化設計為一級減振結構,使其滿足滑靴承載要求的同時減小橇體振動;橇體平臺與被試品接口之間設計二級減振,使其滿足被試品安全固定要求的同時減小被試品振動,二級減振火箭橇如圖2所示。

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

2.2 減振設計

①減振滑靴設計與驗證。

滑靴是火箭橇的關鍵構件,火箭橇借助環抱在滑軌軌頭上的滑靴而沿著軌道高速運行,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配合方式,使得滑靴將火箭橇高速運行時在載荷作用下產生的沖擊與振動傳遞到滑軌上;同時將滑靴與軌道之間因接觸、摩擦和碰撞而產生的沖擊與振動傳遞給火箭橇,靴軌接觸力隨航向速度增加而增加,馬赫數為2時最大靴軌接觸力為2.27×106N[12-14]。為使火箭橇安全平穩運行,傳統的滑靴內部結構和連接結構均為剛性,其結構強度高、剛度大,火箭橇沿滑軌高速運行過程中,滑靴將振動沖擊能量直接傳遞給了橇體其他部件,導致火箭橇系統整體振動水平高。因此,滑靴是振動的根源,要實現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,采用腔體結構將高強度滑靴與黏彈性材料進行一體化設計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,與鋼軌進行適配,本體上方設計有減振腔,腔內填充減振材料,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]。滑靴的前后兩端均設計有限位板和封板,用于對連接件、減振材料等進行限位。

②被試品減振設計。

硅橡膠在火箭橇試驗中的減振效果已經通過振動臺實驗及火箭橇試驗驗證,能夠有效改善圓柱形被試品的振動力學環境。本項目被試品固定段為圓柱形,因此直接采用硅橡膠進行二級減振設計。在被試品與卡環固定結構之間設計減振層,通過卡環下沉實現軸向限位,被試品前端懸空使其流場干凈,在卡環上預留灌膠孔,在試驗前進行灌膠并通過螺栓將孔洞封閉。

2.3 振動臺試驗驗證

為檢驗減振滑靴設計的有效性,采用1∶1振動臺掃頻試驗模擬滑靴受到激勵后的振動響應特性,在滑靴不同位置布設加速度傳感器,初步分析減振效果。根據橇體質量和滑靴數量對連接板配重,設置掃頻范圍10～2 000 Hz,激勵信號從底座傳遞到滑靴底部,經橡膠減振后傳遞到連接板,減振前后振動響應曲線如圖3所示,滑靴共振頻率為228 Hz,367 Hz以上的高頻信號得到了有效抑制。硅橡膠的減振設計為成熟技術,無需采用振動臺試驗來驗證。

圖3 減振滑靴振動臺試驗結果Fig.3 Test result of soft slipper on shaking table

3 動態響應分析

3.1 橡膠材料本構與參數確定

橡膠材料屬于超彈性材料,其本構模型大致可以分為基于應變能函數的唯象模型和基于分子鏈網格的統計模型兩大類。本文假定橡膠材料的變形為各向同性且均勻的,用Mooney-Rivlin模型來表示[16],其應變能密度函數模型為

(1)

式中：W為單位體積的應變勢能;I1,I2為應變張量;C10,C01和D1為材料力學特性參數,由實驗確定;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)簡化為

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

(2)

參數C10和C01通過單軸拉伸、等雙軸拉伸、平面拉伸3種變形條件下的應力-應變關系測試擬合得到,拉伸試驗中的應變水平為100%,擬合得到：C10=0.532×106,C01=-0.082×106。

3.2 減振滑靴動態響應分析

本文在有限元分析軟件中建立減振滑靴實體模型,采用Mooney Rivlin不可壓縮橡膠模型和雙線性隨動材料模型建立六面體減振滑靴有限元模型,如圖4所示。產品橇共有4枚滑靴,僅對其中一枚滑靴按實際承載量配重進行模擬分析,將實測軌道不平順數據作為位移激勵載荷加載于火箭橇滑靴與軌道頂部接觸面,通過顯示動力學分析得到滑靴不同位置點的動態響應,如圖5所示。在不平順軌道載荷作用下,滑靴底部振動峰值達到約100g,而通過減振層后,振動峰值削減。

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

圖5 動態響應計算結果Fig.5 Dynamic response calculation results

3.3 橇軌耦合系統動響應分析

橇軌耦合系統動響應計算是對新型高速火箭橇平臺進行運動穩定性和結構安全性快速分析的一種重要方法。火箭橇振動量與運行速度強相關,為快速檢驗新型火箭橇結構平臺的運動穩定性和結構安全性,通常對火箭橇最大運行速度段進行橇-軌耦合動態響應分析,得到系統關鍵部件應力曲線及動態載荷[17]。

火箭橇系統由被試品、產品橇、一級橇和發動機構成,一級橇裝載發動機推動整個系統按彈道曲線運動。將火箭橇和軌道系統進行工程簡化,有限元模型中忽略承軌梁和基礎等大質量結構,僅保留具有不平順特性的鋼軌,將鋼軌的約束扣件結構簡化為相應位置的位移約束,火箭橇與軌道之間采用滑動配合約束,建立的橇軌耦合系統模型如圖6所示。

圖6 橇軌耦合動力學計算模型Fig.6 Sled-rail coupling dynamics calculation model

由彈道曲線計算得到最大速度工況下的發動機推力,采用流體動力學軟件計算得到火箭橇不同結構部件的氣動力,將推力和氣動力以載荷曲線方式施加到相應的結構部件,并給火箭橇一個初始運動速度。火箭橇在載荷作用下沿不平順軌道滑行,不同的結構部件所產生的響應不同,通過計算,在最大速度條件下,火箭橇在滑軌上平穩運行,橇體各部件的動態應力都在材料強度極限內,被試品的側向和豎向振動均方根值分別為13g和22g。

4 試驗驗證與數據分析

4.1 試驗概況

自制模擬導引頭作為被試品,設計最大速度700 m/s,產品橇安裝減振滑靴,被試品與產品橇卡環之間灌注硅橡膠,在火箭橇前滑靴隔振層上、下位置各安裝1枚振動傳感器,導引頭模擬件部位安裝1枚振動傳感器,共安裝3枚傳感器。火箭橇試驗過程為發射點點燃助推火箭發動機,2 s時發動機工作結束達到最大速度后火箭橇系統減速滑行至軌道終點。火箭橇試驗系統及測試點位布設情況如圖7所示。

圖7 火箭橇試驗系統及測試點位布設示意圖Fig.7 Schematic diagram of rocket sled test system and test location layout

4.2 振動數據分析

火箭橇試驗順利實施,并成功獲取了振動數據,下面從振動均方根、功率譜密度兩方面對3個點位前2 s加速段的振動數據進行對比分析,將數據以0.2 s為間隔進行分段,計算分段振動均方根值,如圖8(a)和8(b)所示。火箭橇各部位的側、豎向振動隨速度的增加而增加,減振滑靴作為一級減振,其側向減振效果優于豎向,因為軌道的側向不平順控制精度優于豎向,且雙軌火箭橇穩定性好;當火箭橇運行速度大于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環境;硅橡膠減振作為二級減振,豎向減振效果明顯,但側向振動放大,被試品固定安裝位置較高,固定結構剛度不足,導致振動放大;在馬赫數為2的速度條件下,被試品側向和豎向振動均方根均在12g以內,且隨速度的增加緩慢變化。

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

圖8 振動數據分析曲線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。由圖中結果可知,減振效率隨速度增加而提高,后保持動態穩定,在馬赫數為2的速度條件下,經過兩級減振,豎向減振總效率約70%,側向為52%。

圖9 側向減振效率Fig.9 Lateral vibration attenuation efficiency

5 結論

針對傳統火箭橇在馬赫數為2的速度條件下在軌力學環境超出導彈制導與控制元件許用范圍問題,利用黏彈性材料的結構適應性優點,開展了兩級雙軌火箭橇減振設計,采用動態特性仿真、振動臺試驗初步驗證了減振結構的有效性,通過橇軌耦合動力學分析評估了火箭橇系統的結構穩定性和安全性,并開展了火箭橇試驗驗證,對試驗數據進行了分析,得到以下結論：

①采用腔體結構將滑靴與天然橡膠一體化融合設計為減振滑靴結構,可以有效減小從振源傳遞到橇體上的沖擊振動值,火箭橇運行速度越高,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,但連接剛度的減小以及被試品固定高度的增加導致其側向振動放大。

③兩級減振平臺的成功研制使得雙軌火箭橇實現了馬赫數為2速度下的側、豎向振動均方根小于12g的力學環境要求,能夠為導引頭、慣導裝置火箭橇試驗提供試驗技術支撐。