飛輪在軌擾動問題地面試驗(yàn)驗(yàn)證

付國慶 ，姜 健

（1. 上海交通大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院；2. 上海衛(wèi)星裝備研究所：上海 200240）

0 引言

飛輪作為衛(wèi)星姿控系統(tǒng)中的主要執(zhí)行機(jī)構(gòu)，是高精度衛(wèi)星的主要干擾源之一。飛輪在高速旋轉(zhuǎn)過程中所產(chǎn)生的高頻顫動和局部耦合的低頻擾動對衛(wèi)星的穩(wěn)定與姿控精度產(chǎn)生不利影響。由于擾動中存在較多的非線性因素，所以單純的理論分析或數(shù)值仿真無法有效針對擾動問題提出解決方案[1]，需要進(jìn)行有關(guān)地面試驗(yàn)驗(yàn)證。

“風(fēng)云三號”氣象衛(wèi)星在軌運(yùn)行過程中，發(fā)現(xiàn)服務(wù)艙的第Ⅲ象限基準(zhǔn)A與第Ⅱ象限基準(zhǔn)B兩個飛輪同時工作時，衛(wèi)星結(jié)構(gòu)板局部擾動響應(yīng)較大。根據(jù)遙測數(shù)據(jù)結(jié)合地面仿真和試驗(yàn)驗(yàn)證測試結(jié)果分析還發(fā)現(xiàn)：飛輪在某些轉(zhuǎn)速下，結(jié)構(gòu)板上除有高頻顫動外，還會在特定部位產(chǎn)生強(qiáng)烈的低頻振動，進(jìn)而引起整體結(jié)構(gòu)上的較大振動響應(yīng)。這種耦合振動必然對衛(wèi)星本體結(jié)構(gòu)件及其他星上設(shè)備的可靠性產(chǎn)生影響。

為了避免后續(xù)型號產(chǎn)生同樣問題，針對“風(fēng)云三號”（02星）飛輪開展了地面驗(yàn)證試驗(yàn)，同時采取數(shù)值仿真與試驗(yàn)手段相結(jié)合的方式驗(yàn)證了改進(jìn)措施的有效性，以避免飛輪與結(jié)構(gòu)本體發(fā)生振動耦合。

1 飛輪在軌擾動問題分析

一般來講，轉(zhuǎn)動部件的固有頻率或臨界頻率是由轉(zhuǎn)子的質(zhì)量和剛度以及支承結(jié)構(gòu)來決定的。對“風(fēng)云三號”衛(wèi)星所采用飛輪的擾動進(jìn)行分析，根據(jù)擾動源不同，其擾動原因主要有以下5方面。

1）飛輪轉(zhuǎn)子不平衡

轉(zhuǎn)子不平衡分為靜不平衡和動不平衡兩種情況。靜不平衡是由于質(zhì)量分布不均所造成的實(shí)際轉(zhuǎn)子質(zhì)心偏離幾何中心或慣性軸中心而產(chǎn)生，而動不平衡是由于轉(zhuǎn)子慣性軸和實(shí)際旋轉(zhuǎn)軸不重合所導(dǎo)致。當(dāng)飛輪工作時，由不平衡而引起的力和力矩將直接作用于高速轉(zhuǎn)子，使其產(chǎn)生一定的自激振動，進(jìn)而對衛(wèi)星的正常工作造成不利影響。而飛輪不平衡的原因直接與其加工制造精度密切相關(guān)。

2）飛輪結(jié)構(gòu)撓性

飛輪結(jié)構(gòu)具有一定的撓性，可能與轉(zhuǎn)子不平衡引起的高頻激勵產(chǎn)生諧振，從而出現(xiàn)結(jié)構(gòu)彈性振動。如果由不平衡特性而引起的高頻激勵頻率接近飛輪的固有頻率，則會產(chǎn)生共振現(xiàn)象，使衛(wèi)星的穩(wěn)定度和姿態(tài)控制精度受到更加嚴(yán)重的影響。因此，在飛輪設(shè)計(jì)時，通常會讓飛輪的固有頻率遠(yuǎn)離轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)速度上限。盡管如此，在實(shí)際運(yùn)行中仍會存在不同程度的結(jié)構(gòu)振動現(xiàn)象[2]。

3）安裝剛度與軸承振動特性

目前星上的姿控飛輪主要采用機(jī)械支承。對于大質(zhì)量飛輪加小剛性支架構(gòu)成的系統(tǒng)，由于安裝支架剛度較弱，飛輪轉(zhuǎn)速變化而產(chǎn)生的自激振動模態(tài)會通過支架傳遞給其他有效載荷。另外，滾動軸承是傳遞其他振動的中間環(huán)節(jié)，再加上它本身的動態(tài)特性，在轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)過程中必然會誘發(fā)出具有多種高頻成分的復(fù)雜振動。系統(tǒng)實(shí)際輸出的控制力矩除電動機(jī)驅(qū)動力矩外還包含軸承的摩擦力矩。當(dāng)反作用輪工作并且其轉(zhuǎn)速過零時，往往會出現(xiàn)轉(zhuǎn)速變化滯后和軸承摩擦力矩抖動的現(xiàn)象，從而使飛輪產(chǎn)生擾動。軸承潤滑及其摩擦特性所引起的低速摩擦擾動是目前控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)時所要考慮的主要擾動因素之一[3]。

4）電動機(jī)輸出轉(zhuǎn)矩特性

轉(zhuǎn)矩特性是電動機(jī)重要的性能指標(biāo)，其中包括平均轉(zhuǎn)矩和轉(zhuǎn)矩的平穩(wěn)性。飛輪一般采用永磁無刷直流電動機(jī)。由于這種電動機(jī)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，使得其平均轉(zhuǎn)矩比其他類型的電動機(jī)高，但是轉(zhuǎn)矩的平穩(wěn)性不如其他電動機(jī)。這會對飛輪控制力矩的準(zhǔn)確輸出產(chǎn)生一定程度的干擾，并導(dǎo)致飛輪產(chǎn)生高頻擾動。此外，電動機(jī)在反作用輪正反轉(zhuǎn)過零時容易出現(xiàn)低頻振蕩，影響控制力矩的輸出，對衛(wèi)星穩(wěn)定和姿態(tài)控制產(chǎn)生影響[3]。

5）其他轉(zhuǎn)動部件的振動耦合

飛輪執(zhí)行姿軌控時，往往需要多個運(yùn)動機(jī)構(gòu)協(xié)同工作，如步進(jìn)機(jī)構(gòu)、消旋組件機(jī)構(gòu)和其他運(yùn)動機(jī)構(gòu)，這些都是自激振動源。多重振動疊加所引發(fā)的復(fù)雜頻段的擾動與星體支撐結(jié)構(gòu)板的固有頻率相耦合，對星上設(shè)備構(gòu)成不利影響。

2 問題解決方案

經(jīng)過數(shù)值仿真分析，我們把研究重點(diǎn)放在改變系統(tǒng)頻率、增加阻尼以降低響應(yīng)量級的方向上，主要措施是安裝局部吸振器或進(jìn)行局部剛度加強(qiáng)。

選用4個進(jìn)口飛輪（分別標(biāo)為1號、2號、3號和4號）進(jìn)行改進(jìn)方案的研究，主要內(nèi)容包括：

第一步為初步優(yōu)選，對飛輪進(jìn)行了3種狀態(tài)的振動測試。

1）飛輪及支架柔性懸吊狀態(tài)擾動測試（以下簡稱懸吊試驗(yàn)）；

2）飛輪及支架剛性固定狀態(tài)模態(tài)及振動測試（以下簡稱剛性固定試驗(yàn)）；

3）飛輪及支架安裝在星上振動測試（簡稱星上狀態(tài)試驗(yàn)），掌握各個飛輪的擾動形式和擾動量級。

第二步為有效性試驗(yàn)，即根據(jù)第一步得到的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，挑選兩個擾動劇烈的飛輪在初樣星上進(jìn)行以下3項(xiàng)減振方案的有效性驗(yàn)證試驗(yàn)。

1）進(jìn)行局部結(jié)構(gòu)加強(qiáng)，提高響應(yīng)頻率以避開共振耦合頻率；

2）安裝等效于兩個振子的串聯(lián)吸振器；

3）在飛輪支架上附加縱向約束阻尼支桿。

第三步，對上述試驗(yàn)的工作、試驗(yàn)數(shù)據(jù)及分析結(jié)果進(jìn)行對比分析，得出優(yōu)化的改進(jìn)方案。

3 星上單飛輪特性摸底試驗(yàn)

本試驗(yàn)?zāi)康氖谦@取飛輪工作時所引起的星上振動量級和固有頻率，篩選出 2個擾動較大的飛輪，分別安裝在初樣星服務(wù)艙的第Ⅲ象限基準(zhǔn) A和第Ⅱ象限基準(zhǔn) B的位置上，并加裝側(cè)板。先后對這兩個飛輪進(jìn)行試驗(yàn)，給定工況是控制飛輪從3 000 r/min持續(xù)加速到6 000 r/min左右，記錄各傳感器的響應(yīng)。

3.1 未加剛性過渡板條件下的飛輪測試結(jié)果

服務(wù)艙的第Ⅱ象限基準(zhǔn) B位置處飛輪的加速度測試傳感器布置如圖1所示（1#、2#、3#傳感器在支架上，4#在輪緣上，5#、6#、7#分布在支撐板上，其中5#靠近中心承力筒和隔板）。

圖1 服務(wù)艙第II象限基準(zhǔn)B飛輪的測點(diǎn)布置Fig. 1 Measurement point layout of B flywheel on the left upper quadrant of service module

將飛輪轉(zhuǎn)速從3 000 r/min提高到6 000 r/min，1#傳感器的3個方向時域響應(yīng)和FFT平均譜如圖2所示，其中紅色為x方向的響應(yīng)，綠色為y方向的，藍(lán)色為z方向的，以下各圖（有定義的除外）的顏色定義相同。

對時域響應(yīng)的最大峰值處進(jìn)行頻譜分析，得到的頻率為94.5 Hz，其對應(yīng)轉(zhuǎn)速為5 670 r/min。由于飛輪的工作轉(zhuǎn)速一般為5 400±200 r/min，因此該頻率引發(fā)大量級共振的可能性很高。當(dāng)轉(zhuǎn)速為5 670 r/min時，飛輪轉(zhuǎn)軸附近x、y、z方向的振動響應(yīng)幅值分別為1.3 g、0.8 g、0.5 g。

圖2 1#傳感器在x、y、z三個方向的加速度響應(yīng)Fig. 2 Acceleration responses in x, y, z directions for sensor 1#

結(jié)構(gòu)板上的振動響應(yīng)以垂直板面方向即z方向?yàn)橹?，因此提?#、6#、7#傳感器z方向的響應(yīng)進(jìn)行比較（為便于比較，設(shè)定相同的橫軸和縱軸范圍），如圖3所示。

圖3 結(jié)構(gòu)板上傳感器z向的加速度時域響應(yīng)Fig. 3 Time-domain acceleration response in z direction on the structural plate

5#、6#、7#傳感器的時域振動響應(yīng)峰值分別為0.100 g、0.720 g、0.049 g，這說明越靠近支架邊緣，振動響應(yīng)越大，而越靠近隔板或承力筒則響應(yīng)越小。因此要使電子設(shè)備避開飛輪引發(fā)的振動干擾，應(yīng)將其盡量遠(yuǎn)離支架并靠近隔板或承力筒進(jìn)行布置。

對采集到的各測點(diǎn)不同轉(zhuǎn)速下的時域數(shù)據(jù)進(jìn)行頻譜分析，部分結(jié)果見表1。

表1 不同轉(zhuǎn)速下傳感器響應(yīng)幅值Table 1 Sensor response amplitude at different speeds

如表1顯示：如果將工作轉(zhuǎn)速從5 400 r/min下調(diào)到4 200 r/min，則無論是支架上的還是結(jié)構(gòu)板垂直方向上的振動響應(yīng)均可下降到原來的10%以下。

根據(jù)無阻尼單自由度結(jié)構(gòu)振動理論，可估算降速之后振動響應(yīng)幅值與降速之前的比值為(5 6702-5 4002)÷(5 6702-4 2002)=20.6%。如果與共振狀態(tài)相比，則下降更為明顯。因此，采取降低飛輪轉(zhuǎn)速的措施來減小擾動是有效可行的。

3.2 增加剛性過渡板條件下的飛輪測試結(jié)果

測試前，在服務(wù)艙Ⅲ象限基準(zhǔn)A飛輪的安裝板上增加一層2 mm厚的鋼板作為結(jié)構(gòu)加強(qiáng)措施；試驗(yàn)時加裝了側(cè)板。加速度測試傳感器布置如圖4所示。其中，1#、2#、3#傳感器布置在支架上，4#在輪緣上，5#、6#、7#分布在支撐板上，其中6#靠近支架邊緣，5#和7#靠近中心承力筒。

圖4 服務(wù)艙第III象限基準(zhǔn)A飛輪的測點(diǎn)布置Fig. 4 Measurement point layout of flywheel A on the left lower quadrant of the service module

分別進(jìn)行兩種工況試驗(yàn)：

1）飛輪從3 000 r/min加速到6 000 r/min，1#傳感器時域響應(yīng)未見明顯振動峰值（見圖5(a)）；

2）飛輪從5 500 r/min加速到7 000 r/min，可以看到強(qiáng)烈的振動峰值（見圖5(b)）。

為便于比較，圖5中兩個時域響應(yīng)圖的縱軸坐標(biāo)范圍相同。

圖5 1#傳感器x、y、z方向加速度時域響應(yīng)Fig. 5 Acceleration responses in x, y, z directions for sensor 1#

時域響應(yīng)顯示的 1#測點(diǎn)（支架上飛輪轉(zhuǎn)軸附近）x、y、z方向的振動幅值約為1.3 g、3.6 g、0.27 g。對第二次試驗(yàn)結(jié)果做FFT平均譜（見圖6），得到振動峰值處的頻率為 109.5 Hz，其對應(yīng)轉(zhuǎn)速為6 570 r/min。這說明通過增加結(jié)構(gòu)剛度，可明顯提高共振頻率。

圖6 轉(zhuǎn)速5 500～7 000 r/min時1#傳感器x、y、z方向的FFT平均譜Fig. 6 FFT spectrum in x, y, z directions at 5 500～7 000 r/min for sensor 1#

在不加裝側(cè)板的情況下，無鋼板和有鋼板加強(qiáng)措施的共振頻率分別為 66.41 Hz、75.50 Hz（如圖 7），與加裝側(cè)板后試驗(yàn)驗(yàn)證的有鋼板加強(qiáng)措施所產(chǎn)生的移頻效果是一致的。但這兩個頻率明顯小于109.5 Hz的共振頻率，究其原因是未加裝側(cè)板剛度偏弱所致。

圖7 兩種條件下x、y、z三方向響應(yīng)歷程的FFTFig. 7 FFT of response history in x, y, z directions under two conditions

通過實(shí)測轉(zhuǎn)速下的時間歷程譜分析可見，飛輪上測點(diǎn)響應(yīng)與轉(zhuǎn)速有很強(qiáng)相關(guān)性，因此考慮降低飛輪轉(zhuǎn)速，以減小振動響應(yīng)量級并改變共振頻率。表2列出了不同轉(zhuǎn)速下加速度響應(yīng)幅值。

表2 不同轉(zhuǎn)速下傳感器響應(yīng)幅值Table 2 Sensor response amplitude at different speeds

如果轉(zhuǎn)速從5 400 r/min下降到4 200 r/min，對于擾動較為強(qiáng)烈的支架以及結(jié)構(gòu)板上緊靠支架邊緣的測點(diǎn)（如6#），其響應(yīng)衰減為原來的20%左右。根據(jù)振動理論估算為(6 5702-5 4002)÷ (6 5702-4 2002)=54.9%，即使是結(jié)構(gòu)板上離支架較遠(yuǎn)的測點(diǎn)（如5#、7#），響應(yīng)也減小為原來的40%～50%。因此，采取降低飛輪轉(zhuǎn)速的措施來減小擾動是有效可行的。

比較表1和表2發(fā)現(xiàn)：采用鋼板加強(qiáng)措施之后，降速達(dá)到的減振效果不如未加強(qiáng)的。究其原因應(yīng)該是鋼板加強(qiáng)后提高了共振頻率，5 400 r/min和4 200 r/min兩個轉(zhuǎn)速均遠(yuǎn)離了共振頻率。

4 減振方案驗(yàn)證試驗(yàn)

經(jīng)過以上試驗(yàn)得知飛輪擾動的形式和量級，也基本確定了引發(fā)結(jié)構(gòu)共振的頻率?；谙嚓P(guān)測量數(shù)據(jù)和試驗(yàn)驗(yàn)證工作，對飛輪進(jìn)行了減振設(shè)計(jì)：其中一個方案是加裝吸振器，另一個方案是加裝摩擦阻尼支架。然后對二者分別進(jìn)行試驗(yàn)，以驗(yàn)證它們的減振效果。采取減振設(shè)計(jì)的飛輪僅針對服務(wù)艙第III象限基準(zhǔn)A飛輪，其轉(zhuǎn)速范圍取3 000～6 000 r/min。

4.1 局部采取鋼板加固但無減振設(shè)計(jì)的飛輪的驗(yàn)證試驗(yàn)

針對基準(zhǔn) A飛輪進(jìn)行了鋼板加固，開展了驗(yàn)證試驗(yàn)以測試默認(rèn)狀態(tài)以及鋼板加固后的振動響應(yīng)。提取了垂直于加固鋼板方向（z向）4個通道（3-1通道位于輪緣上，3-2通道位于支架轉(zhuǎn)軸附近，3-3、3-4通道位于加固鋼板上）的峰值保持平均譜，如圖8所示。

圖8 基準(zhǔn)A飛輪鋼板加強(qiáng)前、后各通道Z向響應(yīng)比較Fig. 8 Comparison of z-direction responses of flywheel A with and without the steel plate

在不加裝側(cè)板的情況下，鋼板加固后使得結(jié)構(gòu)共振頻率從66.41 Hz上升到75.50 Hz，提升百分比為13.7%。3-1通道（輪緣上）的共振頻率變化不大，其幅值較小；其他3個通道的振動幅值下降較為明顯，從約1.0 g衰減到了0.1 g。

飛輪在軌實(shí)際工作轉(zhuǎn)速約為5 400 r/min，相當(dāng)于工作頻率為90 Hz，與最初無剛性過渡板的共振頻率94.5 Hz相當(dāng)接近。在加裝側(cè)板條件下，使用了鋼板加固后，基準(zhǔn)A飛輪共振頻率為109.5 Hz，比加固前提升了15.8%，有效避開了在軌工作頻率（90 Hz），響應(yīng)則明顯下降。

根據(jù)單自由度結(jié)構(gòu)振動理論估算，加固前、后的響應(yīng)幅值之比為（109.52-902）÷（94.52-902）=4.69，也就是說，結(jié)構(gòu)加固后使響應(yīng)降低78.7%。如果進(jìn)一步降低飛輪轉(zhuǎn)速，則響應(yīng)降低的效果還將進(jìn)一步提高。

當(dāng)然，結(jié)構(gòu)加固除了降低振動響應(yīng)之外，還可以提高結(jié)構(gòu)的可靠性，而減振措施就不具備這個作用。

4.2 采取吸振器設(shè)計(jì)的飛輪的驗(yàn)證試驗(yàn)

增加了吸振器的飛輪裝置以及傳感器測點(diǎn)布置如圖9所示。

圖9 增加了吸振器的飛輪裝置及傳感器布置Fig. 9 Flywheel with additional vibration absorber and the layout of its sensors

根據(jù)振動理論，吸振器安裝在飛輪支架上，可視為兩個振子串聯(lián)的結(jié)構(gòu)：一個振子為吸振器，另一個為支架。其耦合頻率有兩個：一個大于兩個振子固有頻率的較大者，另一個小于兩個振子固有頻率的較小者。吸振器的設(shè)計(jì)頻率約為 80 Hz。吸振器的減振目的是將耦合頻率的較大者右移到飛輪轉(zhuǎn)速范圍之外，這雖然會產(chǎn)生較小的共振頻率，但其擾動力量級較小。

吸振器的減振效果究竟如何，需要重點(diǎn)關(guān)注并評估支架本身以及結(jié)構(gòu)板上靠近支架邊緣的位置等部位的響應(yīng)。為此，吸振器采用了單自由度可調(diào)設(shè)計(jì)：

1）小質(zhì)量塊可在后支桿上移動以調(diào)節(jié)頻率（移動范圍為0～40 mm），并可鎖定位置固定頻率；

2）對完全相同的 4根后支桿，表面分別敷設(shè)1 mm和4 mm厚的丁基橡膠阻尼層，另取1根未敷阻尼層的后支桿以對比研究阻尼層的減振效果。

分別取無阻尼和兩種厚度阻尼層的后支桿，以及調(diào)節(jié)小質(zhì)量塊處在最近端和最遠(yuǎn)端位置，合計(jì)有6個狀態(tài)進(jìn)行試驗(yàn)，然后將這些試驗(yàn)結(jié)果與不安裝任何減振裝置的原始狀態(tài)作對比。

小質(zhì)量塊處在后支桿最近端，阻尼層取 4 mm狀態(tài)下的1#傳感器時域響應(yīng)與FFT平均譜如圖10所示。安裝吸振器之后，結(jié)構(gòu)的共振頻率發(fā)生了漂移，變?yōu)?7.8 Hz。

圖10 安裝吸振器之后1#傳感器x、y、z方向的響應(yīng)Fig. 10 Response of sensor 1# in x, y, z directions with the vibration absorber

表3給出了各個測點(diǎn)響應(yīng)的FFT平均譜與實(shí)時譜分析結(jié)果。考慮到垂直方向振動給層板結(jié)構(gòu)帶來的隱患較大，所以重點(diǎn)確定了1#傳感器z向（記為1#-z）的共振頻率以及該頻率對應(yīng)的響應(yīng)幅值，另外還列出了支架上2#傳感器的響應(yīng)幅值。

表3 不同工況下峰值頻率及響應(yīng)幅值Table 3 Frequency and amplitude of the response under different conditions

表3顯示：

1）吸振器減振性能對阻尼選擇、質(zhì)量塊位置等設(shè)計(jì)參數(shù)具有很強(qiáng)的敏感性，但未發(fā)現(xiàn)減振效果有嚴(yán)格單調(diào)的變化趨勢。如要獲得最好減振效果，則需要通過數(shù)學(xué)仿真計(jì)算以尋求最優(yōu)的參數(shù)并反復(fù)試驗(yàn)驗(yàn)證?？紤]到實(shí)際衛(wèi)星結(jié)構(gòu)可能因環(huán)境或者老化而發(fā)生改變，吸振器原有的理論最優(yōu)設(shè)計(jì)未必可以保證在衛(wèi)星工作壽命期內(nèi)始終獲得最好效果。因此，吸振器的敏感性也成為阻礙其應(yīng)用的一個缺陷。

2）采用阻尼材料后響應(yīng)幅值均較工況②有所下降，因此阻尼層對吸振器是必要的。雖然工況①效果是所有工況中最好的，但鑒于無阻尼狀態(tài)下吸振器響應(yīng)過大可能導(dǎo)致疲勞壽命縮短的問題，故不宜采用。

3）對比工況③和④，以及工況⑤和⑥，可以看出小質(zhì)量塊在后支桿上的移動對頻率影響并沒有收到明顯的效果。

為進(jìn)一步顯示吸振器的效果，圖 11給出了 4個通道 1#-z、2#-x、2#-y、2#-z分別在工況⑥（加吸振器）、工況⑦（無吸振器）下的線性平均譜。

圖11 各通道在安裝吸振器前、后頻譜比較Fig. 11 Spectrum of each channel with and without the vibration absorber

圖11顯示，吸振器的確使得在結(jié)構(gòu)響應(yīng)曲線的共振峰附近出現(xiàn)了凹峰——這證實(shí)了其吸振效應(yīng)的存在。同時也可以看到，緊鄰共振峰兩側(cè)，安裝吸振器之后的響應(yīng)比原始狀態(tài)下的響應(yīng)有所上升，而距離共振頻率較遠(yuǎn)的地方基本上無改善效果，這與振動理論對吸振器的評價是一致的[5]。

4.3 增加摩擦阻尼支桿的飛輪驗(yàn)證試驗(yàn)

增加了摩擦阻尼支桿的飛輪裝置以及傳感器測點(diǎn)（3個）如圖12所示。根據(jù)現(xiàn)場實(shí)測以及理論推算都可斷定垂直隔板方向的響應(yīng)較另兩個方向?yàn)榇?，因此隔板的響?yīng)水平評價以 3#傳感器 x方向?yàn)闇?zhǔn)。

圖12 安裝了摩擦阻尼支桿的飛輪裝置及傳感器布置Fig. 12 Flywheel with friction damping strut and the layout of its sensors

試驗(yàn)中連續(xù) 3次增加可調(diào)節(jié)摩擦螺釘?shù)念A(yù)緊力，支架受到阻尼支桿的摩擦力依次遞增，3種情況分別記為工況一、工況二和工況三。為便于對比，最后撤除所有減振裝置（即恢復(fù)原始狀態(tài)），進(jìn)行了相同的測量，典型頻譜如圖13所示。圖中紅色曲線為1#-z的頻譜，綠色為2#-x的，藍(lán)色為2#-y的，黑色為2#-z的。不同工況下的響應(yīng)數(shù)據(jù)見表4。

圖13 安裝摩擦阻尼支桿前、后頻譜比對Fig. 13 Spectrum before and after the installation of friction damping strut

表4 不同工況下峰值頻率及響應(yīng)幅值（線性平均）Table 4 Peak frequency and amplitude of the response under different conditions (linear average)

表4顯示，采用摩擦阻尼支桿對層板垂直方向的剛度影響較小，所以1#-z峰值頻率幾乎無變化?？傮w上看來，增大預(yù)緊力以提高摩擦阻尼對響應(yīng)的改善程度有限，而且與原始狀態(tài)相比可能會增大隔板上的響應(yīng)。工況三與原始狀態(tài)的 2#-z響應(yīng)頻率對比曲線如圖14所示。

圖14 工況三與原始狀態(tài)的2#-z響應(yīng)頻率曲線對比Fig. 14 Response comparison of 2#-z between the working condition III and the original state

由圖14可見，在60～100 Hz內(nèi)，摩擦阻尼支桿對于峰值頻率附近的響應(yīng)有一定改善，其他區(qū)域效果不明顯。

5 結(jié)論

1）結(jié)構(gòu)板加強(qiáng)是飛輪減振行之有效而且具有較高可靠性的措施。

2）在設(shè)計(jì)條件允許的情況下，適當(dāng)降低飛輪轉(zhuǎn)速，即將工作轉(zhuǎn)速從5 400 r/min降低到4 200 r/min可以顯著地減小振動響應(yīng)，使得不平衡所產(chǎn)生的激勵力大幅下降，所激勵的響應(yīng)也會明顯削弱。

3）吸振器減振性能對結(jié)構(gòu)參數(shù)變化較為敏感。在阻尼較低的情況下，響應(yīng)偏大，對其自身可靠性影響較大，目前不適于星上使用。

4）摩擦阻尼支桿的使用導(dǎo)致側(cè)板響應(yīng)增大且減振效果不明顯，考慮其還具有摩擦運(yùn)動生熱以及產(chǎn)生多余物等缺陷，因此也不適于星上使用。

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