李 譜，樂(lè)京霞，李曉彬，彭 帥

（1. 武漢理工大學(xué)交通學(xué)院，湖北 武漢 430000；2. 中國(guó)船舶工業(yè)系統(tǒng)工程研究院，北京 100036）

為了保證艦船設(shè)備系統(tǒng)在各種工況下工作的穩(wěn)定性，對(duì)基座的抗沖擊設(shè)計(jì)的研究具有重大實(shí)際工程意義。開發(fā)高效輕質(zhì)抗沖擊設(shè)備基座也是船舶結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)研究的前沿課題。傳統(tǒng)的船用基座抗沖擊系統(tǒng)多選用常規(guī)的結(jié)構(gòu)形式，減振、抗沖擊性能難有大突破。近年來(lái)，蜂窩多孔材料因其具有高空隙率、低密度的特點(diǎn)，而廣泛用于結(jié)構(gòu)的減震抗沖擊。最早發(fā)現(xiàn)并研究分析的蜂窩結(jié)構(gòu)宏觀表現(xiàn)多為正泊松比，但隨著負(fù)泊松比材料的發(fā)展，具有負(fù)泊松比性能的蜂窩結(jié)構(gòu)也被不斷研究發(fā)現(xiàn)。負(fù)泊松比材料在受到單軸拉伸作用時(shí)，側(cè)向會(huì)發(fā)生膨脹，這種獨(dú)特的拉伸膨脹現(xiàn)象，使得負(fù)泊松比的蜂窩結(jié)構(gòu)比相同質(zhì)量相同尺度的正泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)具有更大的平臺(tái)應(yīng)力[1]，表明其吸能效果好、抗沖擊性能更優(yōu)[2]，為船舶設(shè)備基座的結(jié)構(gòu)形式設(shè)計(jì)提供了新的思路。

由于簡(jiǎn)單的構(gòu)造和良好能量吸收能力，越來(lái)越多的專家和學(xué)者投入到負(fù)泊松比材料的研究中，并針對(duì)負(fù)泊松比材料的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)以及胞元微觀參數(shù)變化（如胞角和壁長(zhǎng)等）對(duì)力學(xué)性能的影響進(jìn)行了探索。Choi 等[3]以具有內(nèi)凹單元的泡沫芯層為研究對(duì)象，發(fā)現(xiàn)胞元微拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)能夠影響負(fù)泊松比泡沫材料的力學(xué)性能。Li 等[4]、Schultz 等[5]、楊德慶等[6]通過(guò)分析胞元主尺度的敏感度，證明拉脹行為越明顯，結(jié)構(gòu)單位質(zhì)量吸收的壓縮能量越大，抗沖擊性能越強(qiáng)。Zhang 等[7]對(duì)胞角的負(fù)泊松比材料進(jìn)行了系統(tǒng)分析，其分析結(jié)果也顯示結(jié)構(gòu)能量吸收和胞元的力學(xué)性能息息相關(guān)。上述研究主要在勻質(zhì)的負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)內(nèi)開展對(duì)比分析，但結(jié)果表明，胞元參數(shù)單一的增加或減少很難使得負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)多目標(biāo)的優(yōu)化設(shè)計(jì)?；诠δ芴荻炔牧系母拍頪8]，功能梯度蜂窩材料在受到面內(nèi)沖擊作用時(shí)，其動(dòng)態(tài)響應(yīng)和變形模式會(huì)隨著梯度的變化而在局部發(fā)生變化，何強(qiáng)等[9]對(duì)剛性板面內(nèi)沖擊下梯度金屬空心球陣列的變形模式進(jìn)行了研究，討論了梯度分布形式對(duì)金屬空心球陣列動(dòng)力學(xué)性能的影響。吳鶴翔等[10]詳細(xì)討論了遞變屈服強(qiáng)度梯度和沖擊速度對(duì)圓形蜂窩材料面內(nèi)沖擊性能的影響。Ajdari 等[11]、Gupta 等[12]和Liang 等[13]也利用材料梯度變化帶來(lái)的優(yōu)勢(shì)，對(duì)蜂窩結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行了提升。上述文獻(xiàn)多為對(duì)蜂窩結(jié)構(gòu)受到持續(xù)強(qiáng)制位移作用下的研究，功能梯度和負(fù)泊松比蜂窩材料在瞬態(tài)沖擊載荷下的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)特性間的聯(lián)系尚需建立，梯度分層結(jié)構(gòu)形式的蜂窩材料在船用基座上的應(yīng)用需進(jìn)一步研究和驗(yàn)證。

本文中，以箭形負(fù)泊松比蜂窩基座為研究對(duì)象，從理論上推導(dǎo)蜂窩胞元的力學(xué)性能解析表達(dá)式，并通過(guò)有限元方法驗(yàn)證其準(zhǔn)確性；基于功能梯度材料的概念，并將其應(yīng)用于船用基座結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，通過(guò)改變胞元壁厚，建立具有厚度分層的蜂窩材料模型；討論不同胞元凹角下，厚度梯度對(duì)蜂窩材料動(dòng)態(tài)沖擊響應(yīng)的影響，以期建立材料的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性與胞元幾何參數(shù)及厚度梯度之間的內(nèi)在關(guān)聯(lián)，旨在為負(fù)泊松比蜂窩基座的抗沖擊優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 基座結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 箭形蜂窩胞元結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

如圖1 所示，黑色實(shí)線代表的為箭形胞元變形前的基本結(jié)構(gòu)形式，為AB 段與y 軸之間的夾角，為BC 段與y 軸之間的夾角，胞壁AB 段的長(zhǎng)度，為胞壁的BC 段的長(zhǎng)度，為胞壁的厚度。

1.2 泊松比公式的推導(dǎo)

基于能量法，利用伯努利-歐拉梁理論模型對(duì)胞元進(jìn)行受力分析。假設(shè)箭形負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)單元受到遠(yuǎn)場(chǎng)壓應(yīng)力的作用，此時(shí)點(diǎn)A 的垂向受力為：

圖1 箭形負(fù)泊松比胞元Fig. 1 An arrow-shaped cell with negative Poisson’s ratio

式中：b 為蜂窩胞元的面外寬度。

由于結(jié)構(gòu)關(guān)于y 軸對(duì)稱，因此僅選取一半的胞元結(jié)構(gòu)ABC 作為研究對(duì)象，當(dāng)y 方向受力P 時(shí)，蜂窩結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的變形主要是來(lái)自撓曲變形，其軸向上產(chǎn)生的拉伸、壓縮變形可以忽略，胞元受力情況如圖1(b)所示。

由平衡條件，可以得到關(guān)于彎矩M 與受力P 之間的關(guān)系：

1.3 胞元泊松比模擬計(jì)算

圖2 蜂窩胞元有限元模型Fig. 2 The finite element model for honeycomb cells

根據(jù)圖3 所示，有限元模擬結(jié)果與解析公式所得曲線趨勢(shì)基本吻合，進(jìn)而驗(yàn)證了模擬方法的可行性。從圖中不難得出，當(dāng)胞角處于30°～70°的范圍內(nèi)時(shí)，箭形胞元都呈現(xiàn)了負(fù)泊松比的特性。且在胞壁周長(zhǎng)一定的情況下，胞元結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)的等效彈性模量隨著胞角增大而增加，意味著該種箭形負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)具有變剛度特性。本小節(jié)通過(guò)建立箭形蜂窩結(jié)構(gòu)的宏觀性能力學(xué)參數(shù)和微觀結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系，可利用等效解析公式對(duì)不同參數(shù)的結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行預(yù)測(cè)，對(duì)于更好的研究和利用負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)具有重要意義。

圖3 有限元與解析公式計(jì)算結(jié)果的對(duì)比Fig. 3 Comparison between the results by finite element simulation and analytical formula calculation

1.4 厚度梯度型基座設(shè)計(jì)

厚度梯度型負(fù)泊松比蜂窩基座結(jié)構(gòu)如圖4所示。本文中采用的蜂窩基座的基本模型由上下面板和蜂窩結(jié)構(gòu)組成，其尺寸設(shè)置以船舶典型設(shè)備基座尺寸作為參考。蜂窩基座的設(shè)計(jì)參數(shù)包括面板厚度、蜂窩層數(shù)量、細(xì)胞壁厚度、胞元角度和材料類型等。基座底部板尺寸為500 mm×740 mm×5 mm，寬度為740 mm; 頂部面板的尺寸為277 mm×400 mm×5 mm。

圖4 厚度梯度型負(fù)泊松比蜂窩基座結(jié)構(gòu)Fig. 4 The thickness-graded honeycomb pedestal with negative Poisson’s ratio

負(fù)泊松比蜂窩材料在沖擊方向上被分為3 部分，每部分內(nèi)分為2 層，單層內(nèi)的胞元設(shè)置為6 個(gè)，且蜂窩單元壁厚保持一致。相鄰區(qū)域胞元壁厚的改變量 ? h=±1從基座面板至底板，視為順厚度梯度，蜂窩沿沖擊方向的相對(duì)密度是減小的；視為逆厚度梯度，蜂窩沿沖擊方向的相對(duì)密度是增加的。

為研究不同胞角下，厚度梯度作用對(duì)基座抗沖擊性能的影響，本節(jié)設(shè)置胞角為55°、60°和65°的3 種不同泊松比的胞元結(jié)構(gòu)。各胞角構(gòu)成的蜂窩結(jié)構(gòu)又分為勻質(zhì)、順厚度梯度和逆厚度梯度3 種工況，共9 種工況進(jìn)行對(duì)比分析。具體設(shè)置如表1 所示。

表1 厚度梯度基座工況設(shè)置Table 1 Condition settings for thickness gradient pedestals

2 有限元數(shù)值模擬

2.1 有限元模型

基座模型如圖5 所示，蜂窩層、基座面板及底板均采用 9 07A 高強(qiáng)鋼，參數(shù)設(shè)定與保持一致。模型采用四節(jié)點(diǎn)減縮積分 S hell單元進(jìn)行模擬，模型網(wǎng)格收斂性研究表明，單元大小在5 mm 時(shí)結(jié)果趨于收斂，因此取單元長(zhǎng)度為4.5。沿厚度方向采用5 個(gè)積分點(diǎn)，為防止變形后的蜂窩結(jié)構(gòu)相互穿透，模型采用單面自動(dòng)接觸算法?；Ｐ偷牡锥艘约铀俣葧r(shí)歷曲線的方式在豎直方向施加沖擊載荷，左右兩側(cè)自由。

在本文研究中，設(shè)備和螺栓起到負(fù)載和連接的作用，并不是研究的重點(diǎn)，所以在進(jìn)行有限元模型的建立時(shí)，對(duì)設(shè)備和螺栓連接進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理。

圖5 基座有限元模型Fig. 5 The finite element model for the pedestal

如圖5 所示，該簡(jiǎn)化模型并沒有將設(shè)備的結(jié)構(gòu)建立出來(lái)，而是將質(zhì)量集中于一點(diǎn)置于設(shè)備重心處，以模擬設(shè)備在模擬時(shí)起到的負(fù)載的作用。對(duì)于設(shè)備與基座結(jié)構(gòu)的接觸方式，采用方式（multipoint constraint）進(jìn)行模擬，以設(shè)備重心為主動(dòng)點(diǎn)，螺栓區(qū)域?yàn)閺膭?dòng)點(diǎn)，替代對(duì)實(shí)體螺栓的建模。設(shè)備質(zhì)量為重心距面板高度為 2 00 mm。

該種方式在模擬了完整的設(shè)備-基座系統(tǒng)的同時(shí)，也縮減了建模和模擬時(shí)所需人力、計(jì)算力。

2.2 沖擊載荷確定

沖擊載荷即設(shè)備的邊界條件，需要將基于頻域描述的沖擊譜轉(zhuǎn)換成時(shí)域加速度，將轉(zhuǎn)換得到的加速度時(shí)歷曲線(acceleration-time 曲線) 作為沖擊載荷對(duì)設(shè)備基座進(jìn)行加載。根據(jù)德國(guó)艦船沖擊標(biāo)準(zhǔn)BV043/85[15]，當(dāng)設(shè)備質(zhì)量小于 5 t 時(shí)，等加速譜為 3，等速譜為等位移譜為 4 .3。沖擊譜為基于頻域的譜，在進(jìn)行時(shí)域模擬時(shí)需要將其等效轉(zhuǎn)換到時(shí)域，轉(zhuǎn)換方法以德軍標(biāo) BV043/中的相關(guān)方法為依據(jù)，沖擊譜可以采用雙三角波或雙半正弦波的波形[16]。本文模擬時(shí)所用設(shè)備質(zhì)量為，根據(jù)德軍標(biāo)B V043/85進(jìn)行計(jì)算，得到具體沖擊載荷形式如圖6 所示。

圖6 輸入加速度時(shí)歷曲線Fig. 6 Input acceleration-time curve

2.3 有限元模擬方法可靠性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證基座模型簡(jiǎn)化方法的可靠性，設(shè)計(jì)了沖擊實(shí)驗(yàn)與有限元結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。該箭形蜂窩基座結(jié)構(gòu)由基座的面板、底板和腹板組成，本文設(shè)計(jì)中將傳統(tǒng)腹板替換為一種蜂窩層的結(jié)構(gòu)形式，而整體結(jié)構(gòu)組成上保持與傳統(tǒng)基座一致。綜合考慮了模型成本及制作工藝難度，本文以典型的基座形式作為載體來(lái)進(jìn)行有限元模擬時(shí)簡(jiǎn)化方法的驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)及有限元模型結(jié)構(gòu)及材料設(shè)定保持一致，其結(jié)構(gòu)形式如圖7 所示。

將實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ椭糜跊_擊平臺(tái)上，對(duì)其施加雙三角沖擊載荷；在進(jìn)行有限元模擬時(shí)保證輸入載荷及邊界條件與實(shí)驗(yàn)工況一致；測(cè)點(diǎn)選擇于肘板間基座面板的中部和肘板間腹板的中部?jī)商帯?/p>

圖8 加速度時(shí)歷曲線Fig. 8 Acceleration-time curves

選取典型測(cè)點(diǎn)A、B 處(如圖7 中所標(biāo)注)，對(duì)實(shí)驗(yàn)和有限元模擬得到的加速度時(shí)歷曲線進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如圖8 所示：兩者結(jié)果吻合較好，僅測(cè)點(diǎn)A 處的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值在殘余響應(yīng)階段有一定誤差，可能是由于模擬計(jì)算時(shí)不能完全模擬實(shí)驗(yàn)中沖擊機(jī)在輸入沖擊載荷之后的邊界條件，同時(shí)A 點(diǎn)位于面板的自由邊上，在自由振動(dòng)階段衰減較慢，但對(duì)于抗沖擊研究重點(diǎn)關(guān)注的加速度峰值及出現(xiàn)時(shí)刻，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值基本相同，有效地證明了該簡(jiǎn)化有限元模型在模擬計(jì)算中的可行性。

3 基座抗沖擊性能分析

3.1 基座結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平

提取不同工況下蜂窩基座出現(xiàn)最大von Mises應(yīng)力時(shí)(后文以表述)所處的計(jì)算步，觀察其應(yīng)力云圖可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于不同梯度形式的蜂窩基座，應(yīng)力在各厚度分層內(nèi)展現(xiàn)出了不同的分布情況，如圖9 所示。對(duì)3 種不同胞角的蜂窩結(jié)構(gòu)各分層內(nèi)的應(yīng)力水平進(jìn)行單獨(dú)分析，各層出現(xiàn)的最大應(yīng)力值如圖10～12 所示。

圖9 為65°的均勻厚度蜂窩結(jié)構(gòu)von Mises 應(yīng)力云圖Fig. 9 Von-Mises stress distribution in the layered honeycomb structure with uniform thickness for θ1 = 65°

計(jì)算結(jié)果顯示，對(duì)于順厚度梯度的結(jié)構(gòu)形式，胞壁較厚的蜂窩層處于迎沖端，該層強(qiáng)度大，在受到?jīng)_擊載荷后的應(yīng)力水平小于均勻蜂窩結(jié)構(gòu)形式迎沖端的蜂窩層；逆厚度梯度的蜂窩基座，胞壁較薄的分層，即較弱的胞元層處于迎沖端，在受到?jīng)_擊載荷后的應(yīng)力水平要大于均勻蜂窩結(jié)構(gòu)形式迎沖端的蜂窩層。由于基座面板與設(shè)備相連接，設(shè)備的重量會(huì)在面板上產(chǎn)生集中力，在受到?jīng)_擊載荷后，均勻厚度蜂窩層的應(yīng)力水平表現(xiàn)為從面板到迎沖端的逐層降低的趨勢(shì)，因此逆厚度梯度的結(jié)構(gòu)形式使得基座的應(yīng)力分布更均勻，從而降低了基座整體的應(yīng)力水平；順厚度梯度形式蜂窩的中下層應(yīng)力值較之勻質(zhì)蜂窩結(jié)構(gòu)有所降低，但對(duì)基座整體的應(yīng)力分布的優(yōu)化效果并不明顯。

圖10 胞角 為65°的蜂窩結(jié)構(gòu)各分層內(nèi)出現(xiàn)的最大von Mises 應(yīng)力Fig. 10 The maximum von-Mises stress in the every layer of the honeycomb structure with θ1 = 65°

圖11 胞角 為60°的蜂窩結(jié)構(gòu)各分層內(nèi)出現(xiàn)的最大von Mises 應(yīng)力Fig. 11 The maximum von-Mises stress in the every layer of the honeycomb structure with θ1 = 60°

圖12 胞角 為55°的蜂窩結(jié)構(gòu)各分層內(nèi)出現(xiàn)的最大von Mises 應(yīng)力Fig. 12 The maximum von-Mises stress in the every layer of the honeycomb structure with θ1 = 55°

圖13 各工況下基座的最大von Mises 應(yīng)力Fig. 13 The maximum von Mises stresses in the pedestals under various working conditions

3.2 基座面板輸出沖擊環(huán)境

沖擊載荷由基座底部通過(guò)蜂窩結(jié)構(gòu)層傳至基座面板上的設(shè)備，因此對(duì)面板的加速度時(shí)歷曲線的評(píng)價(jià)分析是極為重要和關(guān)鍵的。以下將基座面板部分提出，對(duì)其輸出的沖擊環(huán)境分別在時(shí)域和頻域內(nèi)進(jìn)行分析，測(cè)點(diǎn)選取為基座面板與設(shè)備相連接區(qū)域，如圖14 所示。

在時(shí)域內(nèi)，提取各工況下面板測(cè)點(diǎn)處的平均加速度，繪制測(cè)點(diǎn)處的加速度時(shí)歷曲線，3 種泊松比的基座所對(duì)應(yīng)加速度時(shí)歷曲線如圖15 所示。由圖15 可見，泊松比的變化對(duì)基座的最大加速度響應(yīng)沒有明顯的影響，但在殘余響應(yīng)階段，隨著泊松比絕對(duì)值的增大，振動(dòng)的加速度幅值逐漸降低，加速了結(jié)構(gòu)在受到?jīng)_擊載荷后的響應(yīng)衰減過(guò)程，使得基座更快恢復(fù)穩(wěn)定狀態(tài)。

圖14 面板測(cè)點(diǎn)布置Fig. 14 Layout of measuring points at the panel

在時(shí)域內(nèi)，提取各工況下面板測(cè)點(diǎn)處的平均加速度，繪制測(cè)點(diǎn)處的加速度時(shí)歷曲線，3 種泊松比的基座所對(duì)應(yīng)加速度時(shí)歷曲線如圖15 所示。由圖15 可見，胞元凹角的變化對(duì)基座的最大加速度響應(yīng)沒有明顯的影響，但在殘余響應(yīng)階段，隨著的增大，振動(dòng)的加速度幅值逐漸降低，加速了結(jié)構(gòu)在受到?jīng)_擊載荷后的響應(yīng)衰減過(guò)程，使得基座更快恢復(fù)穩(wěn)定狀態(tài)。

將上述模擬結(jié)果進(jìn)行頻域內(nèi)的轉(zhuǎn)化，對(duì)基座沖擊響應(yīng)的進(jìn)行頻域描述，計(jì)算得到結(jié)構(gòu)響應(yīng)沖擊譜。對(duì)模擬得到的加速度時(shí)歷曲線進(jìn)行轉(zhuǎn)換，得到對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)處的四參數(shù)沖擊譜圖，如圖16 所示。

圖15 不同工況下基座面板測(cè)點(diǎn)處的加速度時(shí)歷曲線Fig. 15 Acceleration-time curves at the measuring points of the base panel under different working condition

圖16 不同工況下蜂窩基座面板測(cè)點(diǎn)處的沖擊譜Fig. 16 Impact spectra at the measuring points of the honeycomb pedestal panels under different working conditions

對(duì)于常見艦載設(shè)備的工作環(huán)境，頻率集中于幾赫茲至幾十赫茲之間，且設(shè)備的響應(yīng)對(duì)位移譜及速度譜的變化最敏感[18]。在3 種不同的對(duì)照組中，順厚度梯度的結(jié)構(gòu)形式在船用基座重點(diǎn)關(guān)注的中低頻區(qū)域?qū)γ姘宓妮敵鰶_擊環(huán)境有明顯的優(yōu)化效果；在中頻區(qū)域，該形式使得基座避開了結(jié)構(gòu)的共振區(qū)域，對(duì)基座的速度譜值有大幅削弱作用，在低頻區(qū)域，順厚度梯度的結(jié)構(gòu)形式較之勻質(zhì)的蜂窩結(jié)構(gòu)在面板輸出的位移譜值上能帶來(lái)有效的降低。

負(fù)密度梯度的結(jié)構(gòu)形式在低頻區(qū)域?qū)γ姘遢敵龅奈灰谱V產(chǎn)生的優(yōu)化效果最明顯，而在中頻區(qū)域其速度譜值反而要高于均勻厚度的計(jì)算結(jié)果，相比負(fù)密度梯度的結(jié)構(gòu)形式對(duì)面板的輸出沖擊環(huán)境優(yōu)化十分有限。

綜合時(shí)域和頻域內(nèi)面板輸出的沖擊響應(yīng)結(jié)果可以得出：蜂窩胞元凹角的增大，使得基座振動(dòng)的加速度幅值逐漸降低，并加速了衰減過(guò)程；對(duì)于厚度梯度型蜂窩結(jié)構(gòu)，將胞壁厚度較大的蜂窩層放置于接近迎沖端的結(jié)構(gòu)形式較之于勻質(zhì)蜂窩，能夠提高蜂窩層的能量吸收能力，對(duì)基座面板的輸出沖擊環(huán)境有明顯的優(yōu)化效果，使設(shè)備的工作環(huán)境得到優(yōu)化。

4 結(jié) 論

提出了一種箭形負(fù)泊松比的蜂窩結(jié)構(gòu)基座，推導(dǎo)并驗(yàn)證了箭形胞元力學(xué)性能的解析公式，討論了不同胞角的蜂窩結(jié)構(gòu)中，胞壁厚度梯度的變化對(duì)蜂窩基座抗沖擊性能的影響，結(jié)果表明：

（1）蜂窩結(jié)構(gòu)中胞元主尺度的變化會(huì)引起其泊松比的改變。在保證基座整體質(zhì)量不變的前提下，基座面板的最大Mises 應(yīng)力隨凹角的增大而降低。

（2）在沖擊荷載作用下，厚度梯度蜂窩材料的動(dòng)力響應(yīng)表現(xiàn)出分段特性。將胞壁厚度較?。◤?qiáng)度相對(duì)弱）的蜂窩層放置于迎沖端時(shí)，能夠有效降低基座的最大Mises 應(yīng)力，并使整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布更均勻，使得基座結(jié)構(gòu)在沖擊環(huán)境下更可靠。

（3）對(duì)不同厚度梯度形式基座的面板輸出環(huán)境進(jìn)行分析，將壁厚較大（強(qiáng)度相對(duì)強(qiáng)）的蜂窩層放置于迎沖擊一端時(shí)，對(duì)抗沖擊性能有可觀的提升效果。順厚度梯度工況對(duì)基座面板處的加速度峰值有明顯削弱作用，且加速了殘余響應(yīng)階段基座的振動(dòng)收斂過(guò)程；對(duì)于基座工作所處的中低頻環(huán)境，順厚度梯度的結(jié)構(gòu)形式大大降低了面板輸出的位移譜及速度譜值，可為設(shè)備提供相對(duì)穩(wěn)定的運(yùn)行環(huán)境。