碳纖維支架振動抑制方法研究

曹 亮,雷勇軍,申智春

(1.國防科學技術大學 航天與材料工程學院,湖南 長沙 410073;2.上海衛(wèi)星工程研究所,上海 200240)

0 引言

某衛(wèi)星的碳纖維支架頂部安裝了衛(wèi)星重要有效載荷,底部通過過渡板安裝在儀器板上,類似懸臂結構。該載荷支架受整星布局和質量特性的約束,其安裝位置和3根撐桿形成的張角受限制。小撐桿用M 55J/環(huán)氧復合材料纏繞成型,上下支座采用鋁合金LY12材料,加強板采用M55J/環(huán)氧復合材料層合板。設計中,其載荷響應是重點和關鍵。在整星振動試驗中,曾發(fā)生過響應超標。為此,在支架撐桿上粘貼了約束阻尼層,在之后的整星振動試驗中響應下降了23%[1]。為在新批次衛(wèi)星研制中避免類似問題,本文對該衛(wèi)星支架的振動抑制方法進行了研究。

1 碳纖維支架有限元模型

支架結構主要由上下支座、小撐桿組件和加強板等組成,如圖1所示。有限元分析采用MSC.Patran/Nastran軟件。在有限元模型中,上下支座用實體單元建模,小撐桿組件和加強板均用殼單元建模。不考慮約束阻尼層單元數(shù)量,共建立實體單元4 214個,殼體單元8 288個。其中：約束阻尼層結構分析一般采用板-實體-板方法建模,約束阻尼層粘貼在小撐桿組件上,可用該模型進行修改;撐桿內(nèi)部填充減振材料時,用實體單元對聚氨酯材料建模,可在小撐桿內(nèi)部直接建模;結構修改時,可直接修改支架結構有限元模型。三種模型統(tǒng)一,利于結果間的比較,不必考慮建模差異造成的誤差。載荷結構部分采用載荷單位提供的模型,支架結構與載荷的連接直接用有限元中的RBE2剛性單元連接。

圖1 碳纖維支架示意Fig.1 Carbon compositebracket

本文中支架結構的材料特性為：2A12T4材料,彈性模量E=70 GPa,泊松比ν=0.33,密度ρ=2 700 kg/m3;M 55J/環(huán)氧復合材料,0°,90°向彈性模量彈性模量E11=288 GPa,E22=9 GPa,ν=0.266,面內(nèi)剪切模量G12=4.6 GPa,ρ=1 600 kg/m3;小撐桿的鋪層為[±15°]6/90°。支架結構的主要幾何屬性為：下支座板厚4.5 mm,柱段連接高度30 mm;上支座板厚4.5 mm,柱段連接高度30 mm;小撐桿內(nèi)徑22 mm,外徑25 mm,長734 mm;加強板壁厚1.2 mm,高100 mm。阻尼層選用Zn-1材料,厚1.5 mm,剪切模量1.56 MPa,ρ=1 100 kg/m3,阻尼層損耗因子1.13。

2 約束阻尼層修正方案

約束阻尼層結構通過阻尼層的剪切變形將機械振動的能量轉為熱能耗散,以有效減少諧振時的振動放大。對管狀結構或曲面薄殼結構,整體約束層或阻尼層的減振效果一般并不理想,其結構損耗因子較小。若將約束層或阻尼層分隔開,能明顯增大結構損耗因子,改善減振效果[2、3]。由文獻[3]中的定義,用有限元仿真法分析了部分離散約束阻尼層、全部離散約束阻尼層,以及全約束離散阻尼層支架的模態(tài)與頻響,并與原方案(全約束阻尼層)比較,結果見表1。其中：約束層1以M55J/環(huán)氧復合材料編制布為約束層,約束層2以T300編織布為約束層材料,不同附加約束阻尼撐桿截面如圖2所示。

由表1可知：全約束離散阻尼層的減振效果與全約束阻尼層相近;約束阻尼層的減振效果受約束層影響更大,用高模量的碳纖維作為約束層時約束阻尼的效果更好;對全約束阻尼層,用全約束離散阻尼層的附加質量更小,附加阻尼層質量僅略多于全約束阻尼層的50%,而全約束阻尼層的代價更小。因此,建議采用全約束離散阻尼層方案。

3 結構修改(加強板)改進方案

碳纖維支架受限于整星布局,整體結構不能有較大改變。但加強板能增大結構的抗彎剛度,增加固有頻率,另外加強板的覆蓋面積增大會增加結構質量,對板質量有一定限制。因此,改變加強板結構能改變支架剛度和固有頻率,并不影響整星的布局,且改變加強板可不用修改模具,代價最小。

表1 不同約束阻尼層結構的結構模態(tài)與頻響分析結果Tab.1 Analysis results of structure modal and frequency response for various layer structure constrained damping

圖2 不同附加約束阻尼撐桿截面Fig.2 Section of strut with additional constrained damping

用有限元分析方法分析了不同工況的加強板結構對該支架組件動力學特性的影響,結果見表2。其中：工況1為無阻尼三角架去加強板;工況2為原方案;工況3為原始碳板基礎加裝碳板1圈;工況4為全包圍碳板(厚度不變);工況5為全包圍碳板,外碳板厚度減半。各工況結構如圖3所示。表2中：頻響與模態(tài)分析均在支架組件基礎上分析;上標*為響應峰值頻率對應模態(tài)。

圖3 不同附加約束阻尼撐桿截面Fig.3 Section of strut with various constrained damping

表2 不同加強碳板結構的結構模態(tài)與頻率響應分析結果Tab.2 Analysis results of structure modal and frequency response for various reinforcing plate structure of constrained damping

由模態(tài)分析結果可知：當加強板厚不變時,響應峰值頻率對應第二階模態(tài);外加強板厚度減半后,板的剛度顯著減小,使模態(tài)分析結果中的前三階模態(tài)為外加強板的局部模態(tài),實際支架頂端響應峰值頻率對應第五階模態(tài)。模態(tài)阻尼系數(shù)會改變,二階模態(tài)阻尼系數(shù)隨外加強板覆蓋面積變大而先增大后減小,最大值出現(xiàn)在工況3,最小值出現(xiàn)在工況1,分別為5.54×10-2,4.31×10-2,前者較后者增加1.23%。工況4、5僅外加強板厚度不同,頻響峰值頻率對應的模態(tài)阻尼系數(shù)分別為5.12×10-2(第二階模態(tài)),5.34×10-2(第五階模態(tài)),工況5較工況4增加0.22%,說明此時碳板厚度減半可增大結構的模態(tài)阻尼系數(shù)。

由頻率響應結果可知：當加強板厚不變時,工況1主振方向響應峰值最大,工況3主振方向響應峰值最小,分別為12.736g,9.815g,相差2.921g,相當最大峰值的23.52%,表明采用工況3中的加強板結構時主振方向響應峰值明顯下降;同樣加強板厚不變時,工況4響應峰值對應的頻率最大,工況1響應峰值的頻率最小,分別為146.40,60.80 Hz,相差為85.6 Hz,約為工況1響應峰值對應頻率的1.4倍,這可使支架的基頻與衛(wèi)星耦合頻率的差值增大,非常利于避免衛(wèi)星儀器安裝板與支架間的振動耦合,進而也會實現(xiàn)減振(增大加強板的覆蓋面積可減小響應峰值,同時亦可明顯增大響應頻率)。當加強板厚改變時,工況5支架結構(加強板厚度減半)的加強板質量和剛度均小于工況4,其響應峰值頻率為139.60 Hz,較工況4減小6.80 Hz,但仍較工況1增大約80 Hz;工況5的主振方向響應峰值為9.517g,較工況4減小0.957g,下降9.14%?？梢娡饧訌姲搴穸葴p半對支架響應峰值影響明顯,但對響應峰值頻率的影響較小。工況5的主振方向響應峰值在5個工況中最小,較工況1(主振方向響應峰值最大)減小3.219g,下降25.27%。

綜上,加強板對支架結構的基頻影響顯著,同時可減小支架頂部響應峰值。采用全覆蓋半厚度加強板結構(工況5),支架即可獲得較好的減振效果,且對結構質量影響較小,與原方案相比,其主振方向響應峰值降低較顯著,而改動最小且最易實現(xiàn)的是工況3。

4 支架撐桿內(nèi)部填充減振材料

碳纖維材料的網(wǎng)球拍為加強減振性能,在內(nèi)部填充熱塑性聚氨酯之類的泡沫材料,此類結構多為圓形空心結構,與支架撐桿結構相似。聚氨酯泡沫材料密度僅為0.1 g/cm3,多孔,且具黏彈性,是減振吸能的優(yōu)質材料?？紤]將硬質聚氨酯泡沫塑料材料填充到3根撐桿結構內(nèi)部空心處,取ρ=0.6 g/cm3,ν=0.4。因聚氨酯的彈性模量和阻尼系數(shù)與材料制備配方及工藝有關,彈性模量和損耗因子隨溫度與頻率會出現(xiàn)一定偏移,實際應用中兩個參數(shù)取值范圍較廣且隨環(huán)境影響而變[4]。

彈性模量在200～1 600 MPa間等距取8個值,阻尼系數(shù)在0.2～1.0間等距取5個值,分別對支架結構進行模態(tài)與頻率響應分析獲得結構整體的二階模態(tài)阻尼系數(shù)(根據(jù)前文的分析,響應峰值頻率對應為第二階模態(tài))以及結構在滿振激勵下的主振方向響應。結果發(fā)現(xiàn)各工況的響應曲線相似,其中彈性模量為1 600 MPa、損耗因子為1工況的響應分別如圖4、5所示。

圖4 填充聚氨酯三角架Y向滿振激勵主振方向響應Fig.4 Main vibration response of tripod filled with polyurethane in Y axis

圖5 填充聚氨酯三角架X向滿振激勵垂直方向響應Fig.5 Vertical vibration response of tripod filled with polyurethane in X axis

4.1 填充聚氨酯材料對模態(tài)阻尼的影響

在聚氨酯材料為不同彈性模量和損耗因子η的填充工況下,軸向推力器三角架結構的模態(tài)阻尼計算結果見表3。

表3 不同彈性模量和材料損耗因子條件下結構模態(tài)分析結果Tab.3 Analysis result of structure modal with various elastic modulus and material loss factor

由表3可得不同彈性模量的二階模態(tài)阻尼系數(shù)如圖6所示。由圖可知：模態(tài)的阻尼系數(shù)隨彈性模量增大而變大,且曲線斜率隨材料損耗因子增大而增加。類似可得不同材料損耗因子的二階模態(tài)阻尼系數(shù)如圖7所示。圖中：曲線1～8的E分別為200,400,600,800,1 000,1 200,1 400,1 600 MPa。由圖可知：模態(tài)阻尼系數(shù)亦隨材料損耗因子增大而變大,且圖中曲線變化規(guī)律趨于線性,且當彈性模量增大時,模態(tài)阻尼系數(shù)增大較平穩(wěn)。比較最值可知：各工況中模態(tài)阻尼系數(shù)最小值為0.048,最大值為0.075,相差0.027(增大了56.52%)。

圖6 不同彈性模量的模態(tài)阻尼系數(shù)Fig.6 Modal damping factor under various elastic modulus

由此可認為：增大聚氨酯材料的彈性模量和材料損耗因子利于增強結構的阻尼,當參數(shù)合適時,結構的二階模態(tài)阻尼系數(shù)可明顯增大。

圖7 不同材料損耗因子的模態(tài)阻尼系數(shù)Fig.7 Modal damping factor under various material loss factor

4.2 填充聚氨酯材料對響應峰值的影響

在聚氨酯材料為不同彈性模量和損耗因子工況下,主振方向頻響峰值和對應的頻率計算結果見表4。

由表4可得不同彈性模量的主振方向響應峰值如圖8所示。由圖可知：主振方向響應隨聚氨酯材料彈性模量增大而減小,且減小趨勢隨材料損耗因子增大而更明顯。同樣可得不同材料損耗因子的主振方向響應峰值如圖9所示。由圖可知：主振方向響應亦隨材料損耗因子增大而減小,且當彈性模量增大時主振方向響應增大較平穩(wěn)。響應最小可為7.605g,較無阻尼層支架的11.337g減小3.732g(下降32.92%)。

由此可認為,增大聚氨酯材料的彈性模量和阻尼系數(shù)可明顯減小結構響應。

表4 不同彈性模量和材料損耗因子條件下結構主振方向頻率響應分析結果Tab.4 Analysis result of frequency response in main vibration direction with various elastic modulus and material loss factor

圖8 不同彈性模量的主振方向響應Fig.8 Response in main vibration direction under various elastic modulus

填充聚氨酯泡沫塑料后質量增加0.554 kg,支架總質量為2.294 kg,與附加約束阻尼層后的支架質量2.240 kg相近,可認為支架整體質量在允許的范圍內(nèi)。

聚氨酯材料的力學性能可通過附加其他原料而大幅改善,如適量增加云母或玻璃纖維可使材料的彈性模量增加4倍多,附加片狀石墨或云母等對材料的阻尼性能也有明顯的促進作用,因此可通過優(yōu)化配方使填充材料的耗能增大,減小結構響應峰值,從而實現(xiàn)進一步減振[4、5]。此外,高分子填充材料的種類多且新產(chǎn)品正不斷出現(xiàn),隨著高彈性模量和損耗因子及低密度材料(如丙烯酸樹脂泡沫)的研制成功,可能會有更適合的材料替代聚氨酯材料。

圖9 不同材料損耗因子的主振方向響應Fig.9 Responsein main vibration direction under various material loss factor

5 方案比較

約束阻尼、加強板改進和支撐桿內(nèi)部填充減振材料三種支架響應抑制方法的附加質量、工藝性、繼承性和代價等的比較見表5。

表5 不同響應抑制方案比較Tab.5 Comparison of various schemes for response suppression

對約束阻尼方案,全約束阻尼方案已連續(xù)用于數(shù)顆衛(wèi)星,振動試驗效果較好。其中全約束離散阻尼層方案分析效果與全約束阻尼方案響應抑制效果相近,但工藝復雜性明顯增大,且須避免約束層與基層的粘貼,以免影響阻尼效果,這加大了工藝難度,因此應選擇全約束阻尼方案。加強板改進方案中工況3的代價最低,且不會引起星上如電纜走向等的變化。撐桿內(nèi)部增加阻尼材料作為新的響應抑制方法,還有待衛(wèi)星型號應用的探索。綜合分析,本文認為該支架應在原約束阻尼方案的基礎上,采用加強板改進方案中工況3,即增加加強板1圈。

6 結束語

本文對某衛(wèi)星支架的響應抑制方法進行了研究,用有限元法分析了約束阻尼層、加強板修改和支撐桿內(nèi)部填充減振材料三種改進方案對支架組件模態(tài)阻尼和頻率響應的影響。綜合考慮不同方案的優(yōu)缺點,給出了該支架的設計改進方向,對該型衛(wèi)星支架及星上類似結構的響應抑制有一定的參考意義。

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