機槍遙控武器站錳銅基阻尼合金緩沖器非線性有限元分析及試驗

朱銳，毛保全，趙俊嚴，郭晉濤，王之千，陳春林

（1. 陸軍裝甲兵學院，北京 100072；2. 中國人民解放軍32137 部隊，河北，張家口 075000；3. 中國人民解放軍63963 部隊，北京 100072）

緩沖器主要吸收武器射擊時產(chǎn)生的后坐力，保證武器后坐平穩(wěn)，緩沖和消耗傳遞到架座上的力和能量，起到提高射擊穩(wěn)定性的關鍵作用. 現(xiàn)有機槍遙控武器站的緩沖器主要以彈簧緩沖器為主，緩沖器通過固定架與機槍相連，當槍身后坐時通過銷桿壓縮彈簧，后坐力一部分轉換為彈力，一部分轉化為熱能耗散，從而達到緩沖目的. 機槍遙控武器站采用矩形圓柱螺旋壓縮彈簧，該類彈簧的剛度較圓形截面彈簧更大，特性曲線更接近直線，因此在射擊過程中存在能量吸收率低、二次沖擊、剛度過大等現(xiàn)象[1-2]，導致槍口振動加劇，反而影響了射擊精度.

錳銅基阻尼合金M2052（Mn-20Cu-5Ni-2Fe）是一種金屬阻尼材料，常溫下對數(shù)衰減率最高可達0.72，與橡膠接近，但屈服強度可達240 MPa，抗拉強度為540 MPa，基本與結構鋼Q235 的性能相當，可以作為結構件使用[3-7]. 已廣泛應用于精密機械、軌道交通、核電、高層建筑、汽車、船舶裝備、航空航天等領域. 而且碟形彈簧由于特殊構型和表面摩擦力的作用，具有良好的緩沖能力，吸收沖擊和耗散能量的作用相比圓柱形彈簧更明顯，且具有負載高、位移小、使用方便、維修簡單、經(jīng)濟性高等特點.可通過合理匹配，設計一種錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器應用于傳統(tǒng)武器站上，降低各種振動和載荷的影響，進一步提高遙控武器站的射擊密集度. 但錳銅基阻尼合金屬于非線性彈性材料，本構關系呈現(xiàn)很強的非線性，為了更好地進行分析設計，需要特殊的本構模型描述并進行有限元實現(xiàn). 朱銳等[8]已提出了一種錳銅基阻尼合金廣義分數(shù)階Maxwell 本構模型，可較好描述錳銅基阻尼合金非線性彈性本質.

因此，本文首先進行錳銅基阻尼合金廣義分數(shù)階Maxwell 本構模型進行二次開發(fā)應用，推導本構模型的三維時間增量形式，并開展錳銅基阻尼合金懸臂梁振動特性實驗驗證子程序正確性；而后設計兩種適用于機槍遙控武器站的錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器，通過非線性瞬態(tài)分析，研究兩種碟簧緩沖器的減振效果；最后通過緩沖器靜壓試驗和落錘試驗驗證仿真分析結果.

1 錳銅基阻尼合金材料本構模型有限元實現(xiàn)

1.1 錳銅基阻尼合金廣義分數(shù)階Maxwell 本構模型

錳銅基阻尼合金具有特殊減振效果的孿晶結構[9]. 當受到振動時，會引起孿晶生長擴張，當撤銷外力后孿晶則自動縮小直至消失，外力受到孿晶結構的運動而受阻，能量被消耗，達到減振效果. 此外，其受外力作用下將產(chǎn)生應力馬氏體而引發(fā)晶界摩擦也是 造 成 其 高 阻 尼 特 性 的 一 個 因 素[10-12]. 因 此 構 建 廣義 分 數(shù) 階Maxwell 模型 如 圖1 所示. 圖 中： σ1和 σ3為彈簧壺元 件應力； ε1和 ε3為 彈簧壺 元件應 變； σ2和 σ4為彈簧元件應力； ε2和 ε4為 彈簧元件的應變； κ 和 φ為彈 簧 壺 元 件 的 準 態(tài) 特 性[13]； α 和 β為 分 數(shù) 階 系 數(shù)，0 ≤α,β ≤1；E為M2052 阻尼合金的楊氏模量.

圖1 廣義分數(shù)階Maxwell 模型Fig. 1 Generalized fractional Maxwell model of M2052 damping alloy

假設孿晶結構的弛豫運動和應力馬氏體摩擦運動為介于彈性與粘性間的一種運動，采用Maxwell 模型基本形式串聯(lián)1 個彈簧壺機構元件和1 個彈簧元件即構成孿晶項和馬氏體摩擦項的分數(shù)階Maxwell 形式. 而后根據(jù)微觀層面，孿晶運動和應力馬氏體相變均是由外力驅動下的晶格運動變形. 因而假設兩者產(chǎn)生的應變同步，即將兩個分數(shù)階Maxwell 項并聯(lián)，得到廣義分數(shù)階Maxwell 模型.

錳銅基阻尼合金廣義分數(shù)階Maxwell 模型的本構方程為：

1.2 一致切線剛度矩陣推導

由于ANSYS 有限元軟件自帶的材料庫中沒有描述錳銅基阻尼合金的模型，因此需要利用軟件提供的自定義材料二次開發(fā)功能，采用Usermat 子程序，對錳銅基阻尼合金廣義分數(shù)階Maxwell 模型進行編譯. 編譯主要是推導出錳銅基阻尼合金廣義分數(shù)階Maxwell 模型的一致切線剛度矩陣，其定義為：

式( 12 )中積分項是與變形歷史相關的，可根據(jù)Cauchy 應 力 張 量 σij與 Cauchy 應 變 張 量 εij寫 成 時 間步長增量的格式計算.

式( 16 )即為進行用戶自定義材料子程序開發(fā)所需的本構方程的三維時間增量形式，之后可根據(jù)式( 18 )計算相應的應力，返回到主程序中[20].

1.3 錳銅基阻尼合金本構模型用戶子程序驗證

選取工程和機械結構上常見的懸臂梁結構，進行錳銅基阻尼合金懸臂梁振動特性實驗，通過對比仿真與實驗結果驗證用戶子程序的正確性. 實驗不考慮溫度變化對阻尼合金的影響，溫度為室溫.

實驗材料性能如表1 所示，經(jīng)過電火花切割為250 mm×20 mm×5 mm 的懸臂梁. 實驗采用力錘激勵的方法，在懸臂梁自由端施加100 N 的沖擊載荷，而后通過加速度傳感器采集懸臂梁自由端的振動加速度. 由于實際力錘激勵時每次的時間和力的大小難以一致，因此采取10 次力錘激勵的平均值作為試驗數(shù)據(jù). 實驗設備安裝如圖2 所示，實驗結果如圖3 所示.

圖2 實驗設備安裝圖Fig. 2 Installation drawing of experimental equipment

表1 材料性能參數(shù)Tab. 1 The parameters of material properties

從圖3 中可以看出 Q235 鋼梁的最大振幅為2.32 mm，但直到0.5 s 時尚未穩(wěn)定，仍在不斷振動，而錳銅基阻尼合金梁在100 N 沖擊載荷下，最大振幅為1.352 mm，幅值降低41.72%，在0.3 s 內基本恢復穩(wěn)定，說明錳銅基阻尼合金比Q235 鋼具有較好的減振效果.

圖3 沖擊載荷作用下錳銅基阻尼合金梁和Q235 鋼梁的自由端振動位移Fig. 3 Comparison of vibration displacements of Mn-Cu damping alloy and Q235 steel cantilever beam subjected to impact load

建立錳銅基阻尼合金懸臂梁瞬態(tài)分析有限元模型，右端施加固定約束，自由端施加100 N 的沖擊載荷，作用時間為2 ms，有限元模型如圖4 所示. 仿真時間步設為1 ms，時長為1 s，利用編寫的Usermat 子程序定義錳銅基阻尼合金材料，仿真與實驗結果對比如圖5 所示.

圖4 錳銅基阻尼合金懸臂梁有限元模型Fig. 4 Finite element model of Mn-Cu damping alloy cantilever beam

圖5 0.1 kN 沖擊載荷作用下錳銅基阻尼合金懸臂梁非線性瞬態(tài)仿真與試驗結果對比Fig. 5 Comparison of nonlinear transient simulation and test results of Mn-Cu damping alloy cantilever beam under 0.1 kN impact load

從圖5 中看出錳銅基阻尼合金本構模型Usermat子程序與試驗值吻合程度較高，仿真最大振動位移值為1.266 mm，而試驗值為1.352 mm，相對誤差為6.4%，振動衰減時間基本一致，驗證了Usermat 子程序的正確性. 因此，可進一步使用錳銅基阻尼合金材料本構模型用戶子程序指導錳銅基阻尼合金的設計與分析.

2 錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器方案初步設計

遙控武器站緩沖器的結構示意圖如圖6 所示，緩沖器中的原有彈簧為矩形螺旋彈簧，材料為60Si2Mn，原緩沖器彈簧壓縮后長度56 mm，預緊力1.848 kN，等效剛度為0.231 kN/mm，最大后坐力3 kN. 以此為基礎設計錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器，錳銅基阻尼合金的性能如表1 所示.

圖6 遙控武器站緩沖器結構示意圖(單位：mm）Fig. 6 Schematic diagram of buffer structure of remote control weapon station (unit:mm)

由于錳銅基阻尼合金緩沖器需要一定的變形量來達到緩沖和吸能效果，碟簧不能太厚，結合原緩沖器尺寸限制，單片厚度需小于6 mm，且受到的載荷較大，單片碟簧無法滿足要求，因此選用無支撐面、組合碟簧的形式. 共設計了對合組合碟簧和復合組合碟簧兩種形式的參數(shù)，對合組合碟簧緩沖器設計參數(shù)如表2 所示.

表2 對合組合碟簧設計參數(shù)Tab. 2 Design parameters of opposite disc springs

對合碟簧形式的錳銅基阻尼合金緩沖器為8 片碟簧對合放置，單片碟簧的載荷為F=3.365 05 kN，單片碟簧的應力為114.25 MPa，小于阻尼合金屈服強度240 MPa，滿足強度要求. 8 片對合碟簧的組合形式如圖7 所示，總變形量為0.15×2×4=1.2, mm.

圖7 3 kN 錳銅基阻尼合金對合組合碟簧（單位：mm）Fig. 7 The 3 kN opposite disc springs by Mn-Cu damping alloy(unit: mm)

復合組合碟簧緩沖器設計參數(shù)如表3 所示.

表3 復合組合碟簧設計參數(shù)Tab. 3 Design parameters of composite disc springs

復合碟簧形式的錳銅基阻尼合金緩沖器為每組3 片碟簧疊合，8 組碟簧對合放置，單片碟簧的載荷為F=1.058 03 kN，單片碟簧的應力為178.68 MPa，整體載荷為3.413 kN，總變形量為0.27×2×4=2.16, mm.24 片復合組合碟簧的組合形式如圖8 所示.

圖8 3 kN 錳銅基阻尼合金復合組合碟簧（單位：mm）Fig. 8 The 3 kN composite disc springs by Mn-Cu damping alloy（unit: mm）

3 錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器非線性瞬態(tài)分析

為了驗證錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器相對于原遙控武器站矩形圓柱彈簧緩沖器的優(yōu)劣，并對初步設計的錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧緩沖器和8 片對合組合碟簧緩沖器的性能進行對比，采用二次開發(fā)的Usermat 子程序，進行錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器非線性瞬態(tài)分析.

3.1 邊界條件及加載情況

為了降低非線性分析的工作量，單獨以緩沖器為分析對象. 緩沖器主要承受機槍射擊時的后坐力，后坐力壓縮矩形圓柱彈簧作功，一部分轉換為彈性勢能，一部分轉換為內能耗散，其工作環(huán)境比較簡單僅與槍身和搖架相關聯(lián). 緩沖器安裝位置如圖9 所示.

圖9 緩沖器安裝位置示意圖Fig. 9 Diagram of buffer installation position

因此，結合緩沖器在搖架上的結構分布，可以將其簡化為固定在一塊矩形鋼板上，導桿受到槍身傳遞的后坐力，建立不同緩沖器結構的有限元模型并進行網(wǎng)格劃分如圖10 所示，矩形圓柱螺旋彈簧緩沖器共劃分網(wǎng)格233 724 個節(jié)點，130 792 個單元，錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧緩沖器共劃分網(wǎng)格175 140 個節(jié)點，66 831 個單元，錳銅基阻尼合金24片復合組合碟簧緩沖器共劃分網(wǎng)格221 910 個節(jié)點，73 329 個單元.

圖10 不同結構的緩沖器非線性瞬態(tài)分析模型圖Fig. 10 Non-linear transient analysis model diagram of buffers with different structures

矩形板模擬搖架上的緩沖器固定面，導桿頭部加載水平向后的內彈道力，4 個固定螺栓將緩沖器底座固定在矩形板上，預緊力均為11.712 kN，緩沖器導桿與彈簧和碟簧定義為摩擦接觸，碟簧與碟簧之間定義摩擦接觸，共分4 個計算步共1.05 s，第1 個計算步1 s 為靜態(tài)加載步，主要加載各緩沖器結構的預壓縮量和螺栓預緊力，彈簧預壓縮量為8 mm，錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器的預壓縮量均為0.3 mm，螺栓預緊力為11.712 kN；后續(xù)3 個時間步均為瞬態(tài)分析時間步，進行沖擊載荷的受力加載，并解算結構的動態(tài)響應情況. 由于非線性瞬態(tài)分析占用計算資源較大，為了便于仿真將緩沖器所受沖擊載荷進行簡化.結合內彈道力峰值為2 ms 之間，將沖擊載荷定義為大小3 kN，持續(xù)時間2 ms 的力，如圖11 所示. 各緩沖器非線性瞬態(tài)約束和加載情況如圖12～14 所示.

圖11 緩沖器瞬態(tài)分析沖擊載荷Fig. 11 The impact load of transient analysis

圖12 彈簧緩沖器約束及加載情況Fig. 12 Constraint and loading of spring buffer

圖13 錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧緩沖器約束及加載情況Fig. 13 Constraint and loading of 8 pieces opposite disc spring buffer with Mn-Cu damping alloy

圖14 錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧緩沖器約束及加載情況Fig. 14 Constraint and loading of 24 pieces composite disc spring buffer with Mn-Cu damping alloy

3.2 非線性瞬態(tài)分析結果

首先檢驗錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器在3 kN 沖擊載荷下的強度是否符合要求. 圖15 為不同阻尼合金碟簧緩沖器方案受沖擊載荷作用下的最大應變圖.

從圖15 中可以看出，錳銅基阻尼合金碟簧結構應變較大的位置主要集中在碟簧外徑邊緣與內徑上端，這與實際情況相符，錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧的最大應變可達 1.197×10-3，24 片復合組合碟簧的最大應變可達 1.853×10-3，應變均在彈性范圍內，說明設計方案滿足結構強度要求. 選取緩沖器后端面作為加速度采集面，如圖16 所示. 由于緩沖器重點關注射擊載荷加載方向的加速度衰減值，因此僅對比不同緩沖器X向的加速度曲線，時域結果如圖17 所示，頻域結果如圖18 所示.

圖15 不同阻尼合金碟簧緩沖器方案受沖擊載荷作用下的最大應變圖Fig. 15 The maximum strain of different damping alloy disc spring buffer subjected to impact load

圖16 緩沖器加速度響應采集面Fig. 16 Acceleration response acquisition surface of buffer

圖17 不同緩沖器沖擊載荷下X 向加速度時域響應情況Fig. 17 X direction acceleration response in time domain under different impact loads of buffers

從圖17 和圖18 中可以看出，原武器站矩形圓柱彈簧緩沖器在受到?jīng)_擊后振動較大，時域中振動加速度幅值范圍在-1 000～1 480 m/s2以內，加速度幅值衰減較小，頻域中振動加速度值也較大，最大可達394 m/s2，對應頻率為160 Hz；而時域中新型錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器的加速度幅值衰減均大于原彈簧緩沖器，振動加速度幅值范圍在-1 159～892 m/s2以內，頻域中新型錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器的加速度值明顯下降，但是加速度最高峰的頻率均增大，反映出緩沖器結構和材料變化將導致其在瞬態(tài)沖擊載荷下的頻率發(fā)生一定變化. 以上結果說明了錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器相較于原彈簧緩沖器具有良好的減振效果，從時域和頻域圖中均可看出，錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧的加速度衰減能力要好于8 片對合組合碟簧形式，這是因為錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧的應變幅值較大，而錳銅基阻尼合金的阻尼性能與應變幅值正相關，且疊合形式各片間的摩擦力對振動能量吸收較對合形式多所導致.

圖18 不同緩沖器沖擊載荷下X 向加速度頻域響應情況Fig. 18 X direction acceleration response in frequency domain under different impact loads of buffers

從振動加速度有效值看[21]，原矩形圓柱彈簧緩沖器X方向的加速度有效值為433.72 m/s2，錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧緩沖器為202.60 m/s2，相對可降低53.29%；錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧緩沖器為145.64 m/s2，相對可降低66.42%.

因此采用新型錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器可對沖擊載荷進行有效緩沖，24 片復合組合碟簧緩沖器減振效果要優(yōu)于8 片對合組合碟簧緩沖器.

4 緩沖器靜壓試驗

為了進一步驗證錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器的性能，按照設計參數(shù)加工錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧和8 片對合組合碟簧進行靜壓試驗.

4.1 試驗方法及設備

采用如圖19 所示的SANS 電子萬能試驗機進行靜壓試驗，研究兩種緩沖器碟簧的力與位移關系，以對比分析具體效果. 試驗機型號CMT5105，試驗溫度26 °C，采樣頻率4 Hz.

圖19 SANS 電子萬能試驗機Fig. 19 Electronic universal testing machine

加工的錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧和8片對合組合碟簧及靜壓試驗工裝如圖20 所示.

圖20 靜圧試驗實物圖Fig. 20 Physical drawing of static pressure test

進行靜壓試驗時，將緩沖器導桿大頭朝上裝入試驗工裝中，緩沖器靜壓試驗工裝豎直安裝在壓力機上，以0.02 mm/min 的速度均勻加載壓力壓縮緩沖器，加載最大壓力為3 kN，當達到最大壓力后，按照原速率卸載，同步記錄緩沖器的力-位移曲線. 試驗設備安裝如圖21 所示.

圖21 靜壓試驗設備安裝圖Fig. 21 Installation drawing of static pressure test equipment

4.2 試驗結果及分析

錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧和8 片對合組合碟簧靜壓試驗所得力與位移曲線分別如圖22和圖23 所示.

圖22 3 kN 錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧靜壓曲線Fig. 22 Static pressure curve of 24 pieces composite disc spring under 3 kN

圖23 3 kN 錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧靜壓曲線Fig. 23 Static pressure curve of 8 pieces opposite disc spring under 3 kN

從圖22 和圖23 中可以看出，兩種錳銅基阻尼合金碟簧的加載和卸載曲線之間存在一定的面積，該面積表示錳銅基阻尼合金碟簧所能消耗的能量，證明錳銅基阻尼合金碟簧具有一定的能量吸收率. 在3 kN 最大壓力下，兩種碟簧的加卸載曲線均能回到原點，說明兩種碟簧緩沖器均能滿足武器站強度設計要求. 錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧的最大變形位移為2.48 mm，能量吸收率為37.1%，錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧的最大變形位移為1.37 mm，能量吸收率為25.64%. 這與非線性瞬態(tài)分析得出的錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧吸振能力更佳的結果一致. 錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧的能量吸收率是8 片對合組合碟簧的1.45 倍，而根據(jù)非線性瞬態(tài)仿真結果，錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧與8 片對合組合碟簧的振動加速度有效值降低幅度的比值為1.433，誤差1.7%，驗證了非線性瞬態(tài)仿真的可行性.

5 緩沖器落錘試驗

為了對比錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器與原彈簧緩沖器的性能，進行緩沖器落錘試驗.

5.1 試驗方法及設備

圖24 STLH-50 型儀器化落錘沖擊試驗機Fig. 24 STLH-50 drop impact testing machine

5.2 試驗結果及分析

圖25～圖27 分別為不同緩沖器100～300 mm落錘試驗的力與位移曲線圖.

圖25 100 mm 高度沖擊下各緩沖器力與位移的試驗曲線對比Fig. 25 The comparison of test curves of each buffer under the impact height of 100 mm

從圖25～圖27 中可以看出，原彈簧緩沖器具有一定滯回面積，這是由于原緩沖器采用矩形螺旋彈簧，其結構特性造成的，但錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器的滯回面積均要大于原彈簧緩沖器，滯回曲線比較飽滿，表明錳銅基阻尼合金的耗能能力均大于原彈簧緩沖器. 在落錘沖擊作用下，原彈簧緩沖器的位移較大，錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器的位移較小，在射擊載荷作用下，錳銅基碟簧緩沖器可以在較小位移情況下實現(xiàn)對后坐力的消耗. 8 片錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器不同高度下最大力均大于24 片碟簧緩沖器和彈簧緩沖器，加載段上升較快，壓縮位移較小，說明8 片錳銅基阻尼合金碟簧的剛度較大，這是由于8 片錳銅基阻尼合金碟簧單片的厚度較大導致.不同沖擊高度下各緩沖器落錘試驗性能參數(shù)對比如表4 所示.

圖26 200 mm 高度沖擊下各緩沖器力與位移的試驗曲線對比Fig. 26 The comparison of test curves of each buffer under the impact height of 200 mm

圖27 300 mm 高度沖擊下各緩沖器力與位移的試驗曲線對比Fig. 27 The comparison of test curves of each buffer under the impact height of 300 mm

表4 不同沖擊高度下各緩沖器落錘試驗性能參數(shù)對比Tab. 4 The comparison of performance of each buffer under different impact heights

由表4 可知，不同沖擊高度下各緩沖器的能量吸收率有所變化，隨著沖擊高度的增加，能量吸收率逐漸減少. 錳銅基阻尼合金8 片對合碟簧緩沖器的平均動態(tài)能量吸收率為57.81%，錳銅基阻尼合金24片復合碟簧緩沖器平均動態(tài)能量吸收率為63.64%，均要大于彈簧緩沖器平均動態(tài)能量吸收率42.14%，分別為彈簧緩沖器的1.37 倍和1.51 倍. 與靜壓試驗的靜態(tài)能量吸收率相比，落錘試驗測得的動態(tài)能量吸收率更大，這是由于靜壓試驗屬于靜態(tài)加載，動態(tài)沖擊對于阻尼合金的阻尼性能的發(fā)揮有一定影響.

錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器在相同沖擊高度下相比彈簧緩沖器的最大位移小，在300 mm 沖擊高度時相當于武器站擊發(fā)時的沖擊情況，因此該高度的最大位移可以反映緩沖器實際擊發(fā)情況下的后坐位移量. 原遙控武器站彈簧緩沖器的最大位移3.843 mm，也與廠方提供的武器站后坐位移量約為4 mm 接近.錳銅基阻尼合金8 片對合碟簧緩沖器的最大位移為1.892 mm，錳銅基阻尼合金24 片復合碟簧緩沖器的最大位移為2.690 mm，相對原遙控武器站彈簧緩沖器分別降低50.77%和30%. 但錳銅基阻尼合金8 片對合碟簧緩沖器的最大力在300 mm 時超過了3 kN，存在剛度較大的問題，滯回曲線加卸載均較快. 雖然其位移量降低較大，但整體性能不如錳銅基24 片復合碟簧緩沖器，這與仿真和靜壓試驗結果一致.

6 結 論

本文以某型機槍遙控武器站緩沖器為研究對象，基于錳銅基阻尼合金材料設計新型錳銅基阻尼合金緩沖器. 對錳銅基阻尼合金廣義分數(shù)階Maxwell 本構模型進行有限元實現(xiàn)，開展錳銅基阻尼合金懸臂梁振動特性實驗驗證了子程序正確性. 采用遺傳算法初步設計了兩種錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器，對兩種錳銅基阻尼合金碟簧緩沖器進行了非線性瞬態(tài)分析，對比了減振效果，并用緩沖器靜壓試驗和落錘試驗對仿真結果進行了驗證. 主要結論如下：

①推導了錳銅基阻尼合金廣義Maxwell 本構模型的一致切線剛度矩陣三維時間增量形式，編寫Usermat 子程序進行非線性瞬態(tài)分析，仿真結果與試驗值吻合程度較高，仿真最大振動位移值為1.266 mm，而試驗值為1.352 mm，相對誤差為6.4%，證明了二次開發(fā)子程序的正確性.

②針對遙控武器站緩沖器結構特點，采用遺傳算法，以阻尼合金碟簧總高度為目標函數(shù)，初步設計了錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧緩沖器和8 片對合組合碟簧緩沖器. 對兩種新型緩沖器進行非線性瞬態(tài)分析，結果表明，3 kN 沖擊載荷作用下，兩種緩沖器的應變均在彈性范圍內，方案設計滿足結構強度要求，錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧緩沖器相對原矩形圓柱彈簧緩沖器加速度有效值降低53.29%；錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧緩沖器相對可降低66.42%.

③緩沖器靜壓試驗表明，錳銅基阻尼合金24片復合組合碟簧的最大變形位移為2.48 mm，能量吸收率為37.1%，錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧的最大變形位移為1.37 mm，能量吸收率為25.64%，錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧吸振能力更好. 錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧的能量吸收率是8片對合組合碟簧的1.45 倍，與非線性瞬態(tài)分析振動加速度有效值的降低幅度比值相比，誤差1.7%，也驗證了非線性瞬態(tài)仿真的可行性.

④錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧緩沖器的落錘試驗平均動態(tài)能量吸收率為57.81%，是遙控武器站彈簧緩沖器的1.37 倍，最大位移為1.892 mm，相對原遙控武器站彈簧緩沖器降低50.77%；錳銅基阻尼合金24 片復合組合碟簧的落錘試驗平均動態(tài)能量吸收率為63.64%，是遙控武器站彈簧緩沖器的1.51 倍，最大位移為2.690 mm，相對原遙控武器站彈簧緩沖器降低30%；但錳銅基阻尼合金8 片對合組合碟簧緩沖器剛度較大，滯回曲線加卸載均較快，整體性能不如錳銅基24 片復合碟簧緩沖器.