在G防工業(yè)和航空航天工業(yè)中 ,飛行器在高加 速度運動時還常伴隨著熱、振動等沖擊作用 .為保證 這些飛行器能夠在飛行中正常工作 ,要求其表面材 料及內(nèi)部電子儀器設(shè)備必須經(jīng)受得起這種外在的沖 擊. 因此 ,對飛行器在正式工作前做高線加速度— 熱 — 振動復(fù)合模擬環(huán)境試驗具有重要的意義 ,它常常 能反映出飛行器在單一環(huán)境試驗手段下不能反映的 故障 ,是確保飛行器質(zhì)量和可靠性的重要手段^{[1, 2 ]} . 為此 ,美G在 20世紀 60年代起建造了一些模擬發(fā) 射階段的綜合環(huán)境試驗設(shè)備 ,并趨向大型化 ,如圣地 亞實驗室改進后振動 - 離心復(fù)合環(huán)境試驗設(shè)備的** 大標(biāo)稱加速度為 240g ,離心機旋轉(zhuǎn)臂長達 8. 8 m, 振動臺頻率范圍為 1～ 5 000 Hz; 美G SandinG家 實驗室在 20世紀 80年代末建起了離心機和振動臺 綜合環(huán)境試驗設(shè)備“ Vibrafug e”的離心機臂為 8. 7 m;法G原子能委員會試驗中心也有一臺臂長達 13m m的離心機. 我G雖然對離心機為主體的復(fù)合環(huán)境試驗設(shè)備作過一些研究^{[ 3～ 5]} ,但成套的可用于此類復(fù)合環(huán)境的設(shè)備未見報道 .
 
為了對一些關(guān)鍵技術(shù)問題進行探索 ,配合今后G家大型試驗設(shè)備的建造 ,按一定比例建造了仿真試驗?zāi)Ｐ?,如圖 1所示 ,主要由離心機、振動臺和環(huán)境溫度箱三個部分組成 ,其離心機臂的有效長度為
1. 0 m ,振動臺的頻率范圍為 10～ 500 Hz. 因為在離
 
心機臂上裝有振動臺 ,在振動臺整個工作范圍內(nèi) ,可能與機臂發(fā)生共振 ,因此有必要全面了解離心機的振動特性.但由于技術(shù)的原因 ,離心機在回轉(zhuǎn)狀態(tài)下難以進行模態(tài)試驗 ,本文只對離心機靜止固有頻率和振型進行了測試 ,而通過有限元方法彌補模態(tài)試驗的不足 ,得到離心機的固有特性隨轉(zhuǎn)速變化的特性 ,為隔振系統(tǒng)的設(shè)計提供重要的依據(jù).
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
圖 1  高線加速度下熱與振動復(fù)合環(huán)境系統(tǒng)
 
Fig. 1 Sy stem of the rmo-v ibration combined envi ron-ment unde r high linea r acceler atio n
 
 
1  旋轉(zhuǎn)機臂有限元力學(xué)模型
 
離心機有限元網(wǎng)格劃分如圖 2所示. 離心機繞主軸作旋轉(zhuǎn)運動 (主軸為 y 向 ) ,除了受到空氣的阻力、振動臺傳遞到機臂上的力以外 ,還受到自身離心力場的作用 ,根據(jù)變分原理可以得到離心機臂有限元振動方程 ^{[6 ]}:

	¨				·
[M ]{	W}+		( [C ]+  2K[Cc ] ) { W}+  ( [K ]- K2 [Mc ]) {W}
= {  c }+		{	}+  {	R	}	( 1)
Ψ		P

 
式 ( 1)中 , [M ], [C ], [K ]分別為離心機臂結(jié)構(gòu)總質(zhì)量矩陣、總阻尼矩陣、總剛度矩陣; 2K[Cc ]為科氏加速度引起的阻尼; K² [Mc ]為轉(zhuǎn)動而引起的單元剛度軟化矩陣; {Qc } , {P } , {R }分別為離心力等效節(jié)點載荷向量、表面力等效節(jié)點載荷向量和集中力等效節(jié)點載荷向量.
 
如果不計阻尼影響 ,由方程 ( 1)得到動力學(xué)系統(tǒng)

圖 2  離心機有限元模型
 
Fig. 2 Element model o f the centrifug er
 
( 離心機和振動臺等 )不考慮旋轉(zhuǎn)效應(yīng)的特征方程
_為[7 ]_:
 

[M ] [Υ] [Λ]=  [K ] [Υ]

( 2)

 
式 ( 2)中 , [Υ]為振型矩陣 , [Λ]為譜矩陣. 此時 ,該系統(tǒng)的模態(tài)只與結(jié)構(gòu)剛度和質(zhì)量有關(guān) . 考慮旋轉(zhuǎn)效應(yīng)時的特征方程為 ^{[5 ]}:
[M ] [Υ] [Λ]= ( [K ] - K² [Mc ]) [Υ] ( 3)
 
方程 ( 3)中的總體剛度矩陣引入了旋轉(zhuǎn)軟化矩陣 K²
 
[ Mc ],系統(tǒng)的模態(tài)不僅與結(jié)構(gòu)剛度和質(zhì)量有關(guān) , 還與系統(tǒng)的旋轉(zhuǎn)速度有關(guān). 考慮到質(zhì)量矩陣 [Mc ]和總體剛度矩陣是正定的 ,引入了旋轉(zhuǎn)軟化矩陣使動力學(xué)系統(tǒng)剛度降低 , 系統(tǒng)的固有頻率將降低. 如果
 
|[K ] - K² [Mc ]|≤ 0時 ,系統(tǒng)將失穩(wěn).
 
當(dāng)計及離心力 {Qc }而引起的剛度硬化時 ,方程 ( 1)特征問題則變?yōu)?nbsp;^{[5 ]}:
 
[M ] [Υ] [Λ]= ( [K ]+ [KW ] - K² [Mc ]) [Υ]  ( 4)
 
式 ( 4)中 , [KW ]為剛度硬化矩陣 . 如果離心力使結(jié)構(gòu)內(nèi)部產(chǎn)生拉應(yīng)力 ,則剛度硬化矩陣為正定的 ,結(jié)構(gòu)的抗彎剛度加強; 如果離心力使結(jié)構(gòu)內(nèi)部產(chǎn)生壓應(yīng)力 , 則剛度硬化矩陣為負定的 ,結(jié)構(gòu)的抗彎剛度減弱.
 
2  離心機模態(tài)試驗?zāi)Ｐ?br />  
建立如圖 3所示模態(tài)試驗?zāi)Ｐ?,確定測點和激勵點位置 ,根據(jù)模型拓撲結(jié)構(gòu)和試驗需要 ,測點的總數(shù)為 309個 , 選擇了 61X , 60Y , 61Z 方向作為激振點.振動加速度響應(yīng)信號輸入電荷放大器 ,再送入動態(tài)測試系統(tǒng) ,同時 ,激振器力信號傳入電荷放大器 , 再送入動態(tài)測試系統(tǒng) . 動態(tài)測試系統(tǒng)對輸入的激振力信號和系統(tǒng)響應(yīng)信號進行分析處理后 ,得到系統(tǒng)的頻率響應(yīng)函數(shù) ,然后 ,通過模態(tài)參數(shù)識別和分析計算 ,得到模型離心機靜態(tài)的各階固有頻率和振型. 動態(tài)測試系統(tǒng)采用南京汽輪機廠的 CRAS系統(tǒng) .
 


振動加速度的輸出產(chǎn)生很大的影響.
 
( 2)第三、四階振型是離心機臂作為懸臂梁的擺
 
動 ,如圖 5( c)、 ( d)所示 . 這兩階振型主要反映了離心機臂與離心機主軸之間的連接剛度較弱 .其中 ,第
 
三階振型擺動的方向為豎直方向 ,這階振型除了對振動臺的激勵比較敏感以外 ,對離心機推力軸承的安裝精度要求很高 ,一旦與水平面不垂直 ,在機臂回轉(zhuǎn)一周時 ,機臂上下擺動一次 ,這不但會引起機臂豎直方向的振動 ,而且也使振動臺附加了豎直方向的振動. 第四階振型擺動的方向與離心機轉(zhuǎn)動的方向一致 ,當(dāng)離心機轉(zhuǎn)速不穩(wěn)定時很容易激起這階振型的振動.
 
( 3)第五階振型與動平衡裝置的振動有關(guān) ,如圖 5( e)所示. 動平衡裝置既能整體地前后移動 ,以調(diào)節(jié)前后力矩平衡 ,又能通過電機拖動質(zhì)量塊沿動平衡裝置的滑軌上下移動 ,以調(diào)節(jié)離心機臂上下質(zhì)量和力矩的平衡 ,但由于動平衡裝置及支承臺板的剛度較差 ,給離心機帶來了附加的振動. 因此 ,為了提高動平衡裝置固有頻率 ,應(yīng)采用剛度較好的平衡倉式裝置 ,且支承臺板應(yīng)采用加強筋 ,提高其抗彎剛度.
( 4)第六階振型為機臂前端溫度箱扭轉(zhuǎn)振型 ,如
 
圖 5( f )所示 . 振動臺臺面位于溫度箱內(nèi)部 ,通過支承彈簧與溫度箱連接 ,由于支承彈簧橫向剛度較大 , 當(dāng)機臂作扭振時 ,會引起臺面整體扭振 ,給試件附加了扭轉(zhuǎn)角加速度. 要想提高機臂扭振頻率 ,要對離心
 
機臂的結(jié)構(gòu)進行改造 ,**好的方法是鋼板卷制焊接形成筒狀構(gòu)成機臂或通過鑄造形成筒狀中空的機臂 ,使有效質(zhì)量遠離扭轉(zhuǎn)軸 , 達到提高抗扭剛度的效果.
 
( 5)第七、八階振型是離心機臂高階彎曲振型 ,
 

如圖 5( g )、 ( h)所示 .
 
4  結(jié) 論
 
通過對離心機臂有限元計算和模態(tài)試驗 ,可以得到以下初步結(jié)論:
 
( 1)離心機臂靜態(tài)時的固有頻率有限元計算結(jié)果與模態(tài)試驗結(jié)果符合得較好 .在旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下 ,旋轉(zhuǎn)軟化效應(yīng)使得**、二階固有頻率隨著離心機轉(zhuǎn)速的增加而減小 ,而剛度硬化使得離心機兩階以上與彎曲振型有關(guān)的固有頻率隨著離心機轉(zhuǎn)速的增加而略有增加.
 
( 2)離心機臂的固有頻率較密集 ,前幾階自振頻率處于振動臺的工作頻率范圍內(nèi) ,因此要避免振動臺在這些頻率附近工作. 若振動臺必須在這些頻率附近工作或振動臺在作掃頻試驗時 ,則要在振動臺和離心機臂之間加隔振系統(tǒng)及減振措施 ,防止與機臂發(fā)生共振.
 
( 3)通過離心機振型分析可知 ,離心機轉(zhuǎn)速對振型幾乎沒有影響 ,因此離心機臂靜態(tài)時有限元計算振型和模態(tài)試驗振型在一定的范圍內(nèi)可以反映旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下的振型; 通過離心機振型分析同時明確了各固有頻率對應(yīng)的振動形態(tài) ,指出離心機剛度的薄弱環(huán)節(jié) ,為離心機結(jié)構(gòu)設(shè)計和改造提供了有效的理論支持.