劉海平， 王耀兵 (1. 北京空間飛行器總體設(shè)計(jì)部，北京 100094；2. 空間智能機(jī)器人系統(tǒng)技術(shù)與應(yīng)用北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100094)

傳統(tǒng)的吸振技術(shù)主要通過(guò)將線性動(dòng)力吸振器或者調(diào)諧質(zhì)量阻尼器與主振結(jié)構(gòu)連接實(shí)現(xiàn)。當(dāng)主振系受簡(jiǎn)諧激勵(lì)時(shí)，通過(guò)調(diào)整線性動(dòng)力吸振器的固有頻率與簡(jiǎn)諧激勵(lì)頻率一致即可實(shí)現(xiàn)有效抑振[1-5]。實(shí)際中，任何激勵(lì)載荷都不可能僅由單一頻率組成，而線性動(dòng)力吸振器窄帶頻率保持特性極大限制了其在工程中的應(yīng)用。

非線性動(dòng)力吸振器由于其寬頻特征被認(rèn)為是替代線性動(dòng)力吸振器的有效方法之一[6-11]。近年，非線性能量阱作為一類(lèi)新型非線性動(dòng)力吸振器得到廣泛的關(guān)注與研究[12-14]。相比而言，非線性能量阱與常規(guī)非線性動(dòng)力吸振器最大的區(qū)別在于缺少線性剛度項(xiàng)。然而，實(shí)際中構(gòu)建純立方剛度非線性能量阱困難極大，只能盡量減小線性剛度的影響。

衛(wèi)星在地面發(fā)射階段，受到來(lái)自運(yùn)載火箭點(diǎn)火及火工連接裝置爆炸解鎖瞬間產(chǎn)生的沖擊載荷的影響，對(duì)星載電子設(shè)備構(gòu)成極大威脅[15-17]。本文以抑制主動(dòng)發(fā)射段，衛(wèi)星結(jié)構(gòu)板上星載設(shè)備受到來(lái)自運(yùn)載火箭瞬態(tài)載荷的影響為目標(biāo)，探索采用單根歐拉梁構(gòu)建具有實(shí)用價(jià)值的非線性能量阱。通過(guò)建立安裝非線性能量阱的系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，對(duì)非線性能量阱發(fā)生靶能量傳遞的閾值特征，以及不同初始輸入能量下非線性能量阱和線性主振系的響應(yīng)特征和能量遷移特征進(jìn)行了計(jì)算研究。相關(guān)理論成果可用于指導(dǎo)后續(xù)的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證并為工程應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 非線性能量阱構(gòu)建

非線性能量阱(Nonlinear Energy Sink)因其在一定輸入能量下可發(fā)生單向不可逆的靶能量傳遞而被廣泛關(guān)注。目前，大部分相關(guān)研究利用立方剛度元件構(gòu)建非線性能量肼，其特點(diǎn)主要表現(xiàn)為小質(zhì)量、線性剛度為零、弱阻尼和純立方剛度(本質(zhì)非線性剛度)。按照如上標(biāo)準(zhǔn)，構(gòu)建一個(gè)純立方剛度的非線性系統(tǒng)難度較大，實(shí)際設(shè)計(jì)中只能盡可能將線性剛度項(xiàng)減小、立方剛度彈性元件不承載、減少各部分結(jié)構(gòu)可能引入的阻尼。

本文考慮采用單根歐拉梁作為非線性剛度元件，兩端固支；在歐拉梁中間位置連接吸振子，使用導(dǎo)軌支承吸振子質(zhì)量并約束其運(yùn)動(dòng)方向；為了減小歐拉梁線性剛度的影響，可通過(guò)調(diào)整兩端的壓縮量使其產(chǎn)生屈曲變形，如圖1所示。為了證明以上所提非線性能量阱的設(shè)計(jì)方案合理可行，以下對(duì)其力學(xué)特性進(jìn)行分析研究。

圖1 非線性能量阱結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of the nonlinear energy sink

單根歐拉梁受端部壓縮載荷作用的變形，如圖2所示。其中，單根梁兩端施加的壓縮載荷可以由變形勢(shì)能得到。

圖2 單根歐拉梁變形示意圖Fig.2 Schematic of a single Euler beam under force

由圖2可知，在壓縮載荷P作用下，單根梁縱向受載變形量為ux。其中，l0為未受載單根梁自由長(zhǎng)度，lc為受載變形梁的長(zhǎng)度。單根梁內(nèi)儲(chǔ)存的勢(shì)能為

(1)

式中：A為矩形截面梁的截面面積；E為材料楊氏模量。

兩端固支受載變形梁的橫向變形滿足第1階模態(tài)振型的形函數(shù)

(2)

式中：uy為單根梁中點(diǎn)的橫向載荷Ft作用下的位移；x為單根梁沿縱軸方向的長(zhǎng)度。

受載變形梁在橫向載荷作用下的長(zhǎng)度減小量等于受載變形梁的弧長(zhǎng)變化量。利用弧長(zhǎng)公式，得到

(3)

根據(jù)文獻(xiàn)[18]給出的近似計(jì)算方法，由弧長(zhǎng)公式(3)可化簡(jiǎn)得到弧長(zhǎng)表達(dá)式

?

(4)

綜合式(3)和式(4)，滿足近似計(jì)算的條件是πuy/lcsin(2πx/lc)≈0，即：x≈lc(ux<

由受載變形梁在橫向載荷作用下的弧長(zhǎng)公式(4)減去受載變形梁的長(zhǎng)度lc，可以得到單根梁的長(zhǎng)度變形量。結(jié)合未受橫向載荷Ft作用，受壓縮載荷變形梁的勢(shì)能公式(1)，得到單根梁內(nèi)儲(chǔ)存勢(shì)能的變化量為

(5)

單根梁橫向受載產(chǎn)生的彎曲勢(shì)能

(6)

式中：I為矩形截面梁的截面慣性矩；I=bt3/12。

對(duì)式(6)積分，得到單根梁的彎曲勢(shì)能為

(7)

橫向載荷Ft沿橫向位移uy做功等于受載變形梁在變形過(guò)程中的勢(shì)能變化量

(8)

由式(8)發(fā)現(xiàn)，變形梁橫向力Ft由線性和非線性兩部分組成，引入?yún)?shù)k1和k3分別為線性剛度和立方剛度代入式(8)，得到

(9)

式中：

(10)

為了驗(yàn)證以上設(shè)計(jì)方案是否滿足非線性能量阱要求的線性剛度近似為零和近似純立方剛度特征。選擇初始設(shè)計(jì)參數(shù)為：?jiǎn)胃何醋冃伍L(zhǎng)度l0=100×10-3m，初始?jí)嚎s量ux=0，材料彈性模量E=210 GPa，矩形截面厚度t=1×10-4m，矩形截面寬度b=5×10-3m。將初始參數(shù)代入式(9)和式(10)，得到力-位移曲線，如圖3所示。另外，圖3還給出式(9)僅保留立方剛度項(xiàng)對(duì)應(yīng)的橫向力-位移關(guān)系曲線?？梢?jiàn)，線性剛度對(duì)單根歐拉梁輸出剛度影響較小，兩條曲線幾乎一致。對(duì)應(yīng)以上設(shè)計(jì)參數(shù)的剛度分別為：k1=17.05 N/m，k3=1.28×109N/m3；顯然相比于立方剛度項(xiàng)，線性剛度的影響幾乎可以忽略不計(jì)。綜上所述，基于單根歐拉梁可成功構(gòu)建具備近似純立方剛度的非線性能量阱。

圖3 單根歐拉梁橫向力-位移關(guān)系曲線Fig.3 Relationship between horizontal force and displacement of a single Euler beam

2 安裝非線性能量阱系統(tǒng)模型

衛(wèi)星發(fā)射過(guò)程中，由于運(yùn)載火箭點(diǎn)火和級(jí)間火工分離爆炸解鎖過(guò)程中產(chǎn)生的瞬態(tài)沖擊載荷影響將對(duì)星載高精度設(shè)備造成極大風(fēng)險(xiǎn)。如何對(duì)發(fā)射段較寬頻帶內(nèi)的沖擊載荷進(jìn)行有效減緩或抑制成為衡量航天器性能的一項(xiàng)關(guān)鍵指標(biāo)。本部分以安裝在衛(wèi)星結(jié)構(gòu)板上有效載荷為對(duì)象，利用第1節(jié)構(gòu)建的非線性能量阱對(duì)星載設(shè)備在瞬態(tài)沖擊載荷作用下的響應(yīng)進(jìn)行控制。

圖4給出衛(wèi)星結(jié)構(gòu)板上安裝非線性能量阱的示意圖，相應(yīng)的系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型也在圖上給出。實(shí)際中，設(shè)備安裝在鋁蜂窩夾層結(jié)構(gòu)板上。為了便于分析計(jì)算，將鋁蜂窩夾層結(jié)構(gòu)板簡(jiǎn)化為等效剛度ks和集中質(zhì)量ms，相應(yīng)結(jié)構(gòu)板阻尼為cs；星載設(shè)備等效為集中質(zhì)量md，剛度kd和阻尼cd；非線性能量阱則包括集中質(zhì)量mNES，非線性剛度kNES和阻尼cNES。其中，非線性剛度kNES由線性剛度k1和立方剛度k3組成參見(jiàn)“1”節(jié)。

圖4 安裝非線性能量阱系統(tǒng)模型Fig.4 Schematic of a systematic model with a nonlinear energy sink

根據(jù)圖4模型建立系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方程

(11)

因此，結(jié)構(gòu)板-星載設(shè)備-非線性能量阱系統(tǒng)的初始輸入能量為

(12)

星載設(shè)備儲(chǔ)存的動(dòng)能和勢(shì)能之和為

(13)

非線性能量阱儲(chǔ)存的總能量為

(14)

結(jié)構(gòu)板儲(chǔ)存的總能量為

(15)

系統(tǒng)總能量為

E(t)=Es(t)+Ed(t)+ENES(t)

(16)

為了評(píng)估非線性能量阱是否發(fā)生靶能量傳遞，定義非線性能量阱瞬時(shí)能量比

(17)

為了評(píng)估非線性能量阱對(duì)初始輸入能量的耗散能力，定義非線性能量阱瞬時(shí)耗能比

(18)

3 仿真計(jì)算及分析

為了便于計(jì)算，選擇系統(tǒng)各部分設(shè)計(jì)參數(shù)如下。

結(jié)構(gòu)板：質(zhì)量ms=10 kg，彈簧剛度ks=1×107N/m，阻尼系數(shù)cs=5 N·s/m；設(shè)備：質(zhì)量md=6 kg，彈簧剛度kd=5×106N/m，阻尼系數(shù)cd=1 N·s/m；非線性能量阱：質(zhì)量mNES=0.05 kg，阻尼系數(shù)cNES=1 N·s/m，未變形長(zhǎng)度l0=100×10-3m，其他參數(shù)詳見(jiàn)“1”節(jié)。

圖5 非線性能量阱耗散能量與系統(tǒng)初始速度關(guān)系曲線；實(shí)心圓為四個(gè)仿真計(jì)算工況

Fig.5 Percentage of the dissipated energy as a function of the initial displacement; solid circles refer to four simulations

以下給出四種不同初始輸入能量的仿真分析結(jié)果。首先，輸入較小量級(jí)的初始能量(工況A)Eint=1.3 J，計(jì)算結(jié)果，如圖6所示。由圖6可知，各部分結(jié)構(gòu)以主振系統(tǒng)的固有頻率振動(dòng)，非線性能量阱對(duì)系統(tǒng)的振動(dòng)抑制貢獻(xiàn)很小，大部分能量仍然局限在主結(jié)構(gòu)上。

表1 不同初始輸入條件抑振效果Tab.1 The dissipated energy percentages forthe different simulations

第2個(gè)計(jì)算工況輸入能量增加到Eint=45 J，計(jì)算結(jié)果，如圖7所示。由圖7可知，在該輸入量級(jí)下，非線性能量阱發(fā)生靶能量傳遞。在0～0.5 s時(shí)段內(nèi)，非線性能量阱的吸振子響應(yīng)幅值顯著，并使能量向非線性能量阱轉(zhuǎn)移；在0.5～2 s時(shí)段內(nèi)非線性能量阱經(jīng)歷了緩慢的衰減過(guò)程；并在約2 s附近時(shí)段能量局限于非線性能量阱；在>2 s時(shí)段，能量再次流回線性主振系。

(a) 位移響應(yīng)

(b) 瞬時(shí)能量比圖6 工況A仿真結(jié)果，非線性能量阱━ ━，結(jié)構(gòu)板┅┅，設(shè)備━·━

Fig.6 Simulation results for case A, nonlinear energy sink━ ━，structural plate┅┅，equipment━·━

(a) 位移響應(yīng)

(b) 瞬時(shí)能量比圖7 工況B仿真結(jié)果，非線性能量阱━ ━，結(jié)構(gòu)板┅┅，設(shè)備━·━

Fig.7 Simulation results for case B, nonlinear energy sink━ ━，structural plate┅┅，equipment━·━

圖8給出初始輸入能量Eint=125 J時(shí)的計(jì)算結(jié)果。在開(kāi)始階段各部分響應(yīng)表現(xiàn)出一個(gè)非線性拍特征，非線性能量阱的響應(yīng)在約0～1 s和4～4.5 s時(shí)段內(nèi)占優(yōu)。初始輸入能量繼續(xù)增加到Eint=320 J時(shí)雖然非線性能量阱位移響應(yīng)幅值更大，但是非線性能量阱瞬時(shí)能量比降低。

(a) 位移響應(yīng)

(b) 瞬時(shí)能量比圖8 工況C仿真結(jié)果，非線性能量阱━ ━，結(jié)構(gòu)板┅┅，設(shè)備━·━Fig.8 Simulation results for case C, nonlinear energy sink━ ━，structural plate┅┅，equipment━·━

為了對(duì)以上各工況仿真計(jì)算結(jié)果的頻率特征進(jìn)行研究，對(duì)相對(duì)位移(ys～yNES)采用Morlet小波基的小波變換得到時(shí)程響應(yīng)數(shù)據(jù)中頻譜含量隨時(shí)間變化的特征，如圖10所示。由圖10可知，輸入能量較小時(shí)，振動(dòng)局限于線性主振系統(tǒng)，并未發(fā)生能量向非線性能量阱流動(dòng)的特征參見(jiàn)圖10(a)，主要頻譜集中在約100 Hz和180 Hz附近。隨著能量增加，越過(guò)了激發(fā)非線性能量阱靶能量傳遞的閾值，在高頻約100～200 Hz范圍內(nèi)并未見(jiàn)到工況A對(duì)應(yīng)在180 Hz頻點(diǎn)的線譜，取而代之的是一個(gè)寬頻譜帶。輸入能量繼續(xù)增加，雖然激發(fā)了非線性系統(tǒng)較多高頻分量，但是能量仍然集中在約100 Hz和180 Hz線譜附近，如圖10(c)和圖10(d)所示。

為了驗(yàn)證本文所建理論模型和分析結(jié)果的有效性，正在開(kāi)展地面驗(yàn)證試驗(yàn)，相關(guān)結(jié)果將另文詳述。

(a) 位移響應(yīng)

(b) 瞬時(shí)能量比圖9 工況D仿真結(jié)果，非線性能量阱━ ━，結(jié)構(gòu)板┅┅，設(shè)備━·━Fig.9 Simulation results for case D, nonlinear energy sink━ ━，structural plate┅┅，equipment━·━

(a)工況A(b)工況B(c)工況C(d)工況D

圖10 相對(duì)位移響應(yīng)(ya～yNES)小波變換

Fig.10 The wavelet transform of the relative response (ya—yNES)

4 結(jié) 論

以實(shí)現(xiàn)有效抑制星載設(shè)備在主動(dòng)發(fā)射段瞬態(tài)沖擊載荷為目標(biāo)，提出一種基于單根歐拉梁的非線性能量阱，通過(guò)對(duì)比研究表明：兩端固支單根歐拉梁輸出剛度由線性剛度和非線性立方剛度組成，且與純立方剛度相比其線性剛度的影響幾乎可以忽略。

根據(jù)實(shí)際星載設(shè)備安裝條件，建立結(jié)構(gòu)板-設(shè)備-非線性能量阱系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型。通過(guò)數(shù)值計(jì)算對(duì)比研究不同初始輸入條件下非線性能量阱的振動(dòng)抑制效果。研究表明：

(1) 非線性能量阱發(fā)生靶能量傳遞存在初始能量閾值；

(2) 當(dāng)輸入能量跨過(guò)閾值時(shí)，振動(dòng)能量發(fā)生從線性主振系向非線性能量阱發(fā)生靶能量傳遞；

(3) 即使初始輸入能量跨過(guò)閾值，如果輸入能量過(guò)大也不能有效激發(fā)非線性能量阱的靶能量傳遞特征。

綜合以上研究表明單根歐拉梁構(gòu)建的非線性能量阱可以有效抑制星載設(shè)備在發(fā)射段瞬態(tài)沖擊載荷的影響，改善設(shè)備的力學(xué)環(huán)境。

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