基于電機懸置優(yōu)化技術(shù)的輕型火箭炮發(fā)射底盤減隔振技術(shù)研究

劉彥臣，黃雪濤

(1.中北大學(xué) 機電工程學(xué)院，山西 太原 030051；2.中北大學(xué) 軍民融合協(xié)同創(chuàng)新研究院，山西 太原 030051；3.山東交通學(xué)院 汽車工程學(xué)院，山東 濟南 250357)

項目組研發(fā)的某輕型火箭炮發(fā)射底盤擬實現(xiàn)炮彈的自動運輸、智能巡航、精準(zhǔn)快速自動裝載,涉及的工作條件惡劣,炮彈裝載過程中動載荷變化復(fù)雜、對接精度高,常規(guī)設(shè)計的底盤結(jié)構(gòu)由于電機的異常低頻振動無法滿足炮彈裝載精度要求,需考慮基于電機懸置優(yōu)化技術(shù)的火箭炮發(fā)射底盤減隔振設(shè)計。然而,火箭炮發(fā)射底盤的減振技術(shù)研究涉及整機結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性、電機懸置材料的非線性及作業(yè)工況動載變化的復(fù)雜性,是近年來火箭炮設(shè)計領(lǐng)域研究的熱點和難點之一[1-8]。Ozturk等[9]研究了路面激勵下發(fā)動機懸置的疲勞壽命問題,提出了一種利用加速疲勞壽命試驗驗證發(fā)動機懸置壽命的方法;Suh等[10-13]研究了汽車懸架的動態(tài)特性及優(yōu)化技術(shù),得出了懸架參數(shù)對車輛動態(tài)特性、整車NVH性能的影響規(guī)律,改善了車輛的平順性;黃雪濤等[14]構(gòu)建了輕型載貨汽車低頻振動的仿真模型,采用懸置參數(shù)優(yōu)化技術(shù)減輕了整車的低頻異常振動;王天鵬等[15-18]以電機懸置為研究對象,構(gòu)建了基于電機懸置系統(tǒng)的整車振動理論模型及平順性時域分析模型,得出了懸置剛度、阻尼、質(zhì)量等參數(shù)對整車振動的影響規(guī)律,實現(xiàn)了基于電機懸置的整車平順性優(yōu)化設(shè)計;王明等[19]提出了一種磁流變阻尼器的半主動懸架混合控制策略,減少了車身的垂直加速度及懸架動行程,提高了自行火炮的平穩(wěn)性;寧變芳等[20]研究了油氣懸掛的剛度特性對車體擾動的影響規(guī)律,并通過油氣懸掛剛度的優(yōu)化匹配大幅度地減少了火炮射擊時車體的擾動。綜上所述,國內(nèi)外的研究學(xué)者主要研究了發(fā)動機懸置的疲勞壽命分析方法、懸架系統(tǒng)動態(tài)特性分析及優(yōu)化技術(shù)、電機懸置參數(shù)對整車的振動及平順性的影響規(guī)律,但對電機懸置的隔振特性及其試驗驗證卻鮮有涉及。筆者針對輕型火箭炮發(fā)射底盤工作過程中產(chǎn)生的低頻異常振動問題,擬研究電機懸置的減隔振效果,探討基于電機懸置優(yōu)化技術(shù)的火箭炮裝載過程中低頻異常振動問題的解決途徑,為輕型火箭炮發(fā)射底盤設(shè)計研發(fā)提供技術(shù)支撐。

1 輕型火箭炮發(fā)射底盤異常振動測試

項目組研發(fā)的某輕型火箭炮發(fā)射底盤在炮彈裝載過程中存在低頻異常振動現(xiàn)象,嚴(yán)重影響了炮彈裝載精度,妨礙了輕型火箭炮發(fā)射底盤智能巡航、自動裝載目標(biāo)定位的達(dá)成。為了研究輕型火箭炮發(fā)射底盤裝載過程中異常振動產(chǎn)生的原因,對炮彈裝載工況下輕型火箭炮發(fā)射底盤的振動情況進行了測試。測試采用壓電式加速度傳感器,對炮彈裝載導(dǎo)軌、發(fā)射底盤電機支架(電機懸置上方)、發(fā)射底盤電機懸置安裝點(電機懸置下方)處的振動信號進行了采集,電機及傳感器安裝位置如圖1所示,并對采集數(shù)據(jù)進行了分析,得到各測點的位移-時間及功率譜密度曲線,如圖2所示。

由圖2可知,位于電機懸置上方的電機懸置安裝點在2.5 Hz附近其功率譜密度曲線出現(xiàn)峰值,其峰值大小為0.42 m/s2,由于其位于電機懸置的上方,其振動沖擊主要是由于電機運轉(zhuǎn)過程中產(chǎn)生的動不平衡引起;位于電機懸置下方的電機支架測點,其功率譜密度曲線在2.48 Hz附近出現(xiàn)峰值,其峰值大小為0.76 m/s2,明顯高于電機懸置安裝點的功率譜峰值,即電機懸置未起到明顯的減隔振效果;位于裝載導(dǎo)軌的測點,其功率譜密度曲線在2.51 Hz附近也出現(xiàn)峰值,其峰值大小為0.67 m/s2,即裝載導(dǎo)軌測點、電機支架測點及電機懸置測點在電機動不平衡激勵頻率附近均出現(xiàn)峰值。

2 輕型火箭炮發(fā)射底盤固有頻率計算

以有限元仿真分析軟件Hypermesh為平臺,采用大小為10 mm的殼單元對火箭炮發(fā)射底盤進行網(wǎng)格劃分,構(gòu)建的輕型火箭炮發(fā)射底盤有限元仿真模型如圖3所示。

該輕型火箭炮發(fā)射底盤共有節(jié)點277 206個,單元371 323個。輕型火箭炮發(fā)射底盤整體裝備質(zhì)量為2 105 kg,其中電池組2個,每個電池組的質(zhì)量為450 kg,電機及支架的質(zhì)量為86 kg,電機通過橡膠懸置安裝在底盤托架上,電機懸置的動剛度為6 580 N/m。采用自由邊界條件下火箭炮發(fā)射底盤的模態(tài)分析,得到該輕型火箭炮發(fā)射底盤前6階非零固有頻率,如表1所示。其中,該輕型火箭炮發(fā)射底盤的第1階固有頻率的振型如圖4所示。

表1 某輕型火箭炮發(fā)射底盤前6階非零固有頻率

該輕型火箭炮發(fā)射底盤在裝載炮彈時,其電機的工作轉(zhuǎn)速約為150 r/min,考慮到電機加工及制造誤差,電機在工作過程中存在動不平衡因素,即電機每轉(zhuǎn)1圈,會產(chǎn)生1個動不平衡沖擊激勵,由于電機的轉(zhuǎn)速為2.5 r/s,即相當(dāng)于電機在工作過程中會產(chǎn)生頻率為2.5 Hz的沖擊激勵,這與試驗中采集到的電機懸置上方測點在2.48 Hz時出現(xiàn)振動峰值相符。由圖4可知,該輕型火箭炮發(fā)射底盤的第1階固有頻率為2.39 Hz,主要表現(xiàn)為電機懸置的局部振動,這與試驗中采集到的裝載導(dǎo)軌測點在2.51 Hz附近出現(xiàn)峰值相符。由上面的分析可知,輕型火箭炮發(fā)射底盤低頻異常振動產(chǎn)生的原因是由于電機運行過程中產(chǎn)生的沖擊激勵與發(fā)射底盤的第1階固有頻率重合從而產(chǎn)生的共振現(xiàn)象引起的。

3 電機懸置的優(yōu)化技術(shù)

為了降低電機高速轉(zhuǎn)動時產(chǎn)生的動載對輕型火箭炮發(fā)射底盤的沖擊,通常在電機與底盤之間串聯(lián)橡膠裝置,即通常所指的電機懸置。電機懸置使電機和底盤之間的連接由剛性連接變?yōu)閺椥赃B接,采用合適的電機懸置參數(shù),能夠有效地隔斷電機高速運動時產(chǎn)生的振動向底盤傳播,明顯降低輕型火箭炮發(fā)射底盤的低頻振動。

為了研究電機懸置的隔振效果,建立電機懸置系統(tǒng)振動理論模型,如圖5所示。

由圖5可以得出電機振動的微分方程為

(1)

式中:m為電機懸置的質(zhì)量,m=86 kg;c為電機懸置的阻尼,c=2 660 N·s/m;k為電機懸置的剛度,k=6 580 N/m;F0為電機運動過程中產(chǎn)生的動載荷幅值,根據(jù)測量結(jié)果,F0=2 150 N;ω為電機運動過程中產(chǎn)生的動載激勵頻率,ω=7.85 rad/s。

電機懸置系統(tǒng)的固有角頻率ω0、電機懸置系統(tǒng)的頻率比λ、系統(tǒng)的相對阻尼系數(shù)ξ分別為

則式(1)可以轉(zhuǎn)化為

(2)

電機懸置系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)為

x(t)=Bei(ωt-θ),

(3)

式中:

(4)

(5)

隔振后通過彈簧和阻尼器傳到輕型火箭炮發(fā)射底盤上的力為

(6)

則隔振系數(shù)可以表示為

(7)

由ω=7.85 rad/s,ω0=8.75 rad/s,λ=0.897,ξ=0.25可知,電機懸置的隔振系數(shù)TF為2.24,即電機運動過程中產(chǎn)生的動載荷經(jīng)過電機懸置隔振后,其振動幅值增加為原來的2.24倍,即電機懸置未起到隔振效果,電機運行過程中產(chǎn)生的動載荷作用到輕型火箭炮的發(fā)射底盤上,導(dǎo)致了火箭炮發(fā)射底盤的低頻異常振動現(xiàn)象。

由式(7)可知,要改變隔振系統(tǒng)的隔振系數(shù),可以通過調(diào)節(jié)隔振系統(tǒng)的剛度及阻尼實現(xiàn),但在工程實際中,隔振系統(tǒng)阻尼參數(shù)的調(diào)節(jié)較難實現(xiàn),故筆者采用調(diào)節(jié)電機懸置剛度的方法來優(yōu)化電機懸置的隔振效果。

由振動學(xué)知識可知,要使隔振系統(tǒng)取得良好的隔振效果,隔振系統(tǒng)的頻率比應(yīng)滿足λ>1.414。在不改變電機質(zhì)量的前提下,對電機懸置進行優(yōu)化設(shè)計,選用不同的橡膠配方及硫化工藝生成不同的電機懸置試件,并通過剛度試驗進行選型,使電機懸置的剛度k由原來的6 580 N/m降低為1 645 N/m。優(yōu)化后,電機懸置的固有頻率ω′0=4.37 rad/s,頻率比λ′=1.796,可得其隔振系數(shù)為0.56,即電機動不平衡產(chǎn)生的沖擊激勵經(jīng)電機懸置減隔振后作用到火箭炮發(fā)射地盤上時,其振動幅值降為原來的56%。優(yōu)化后的電機懸置明顯降低了電機動載對輕型火箭炮發(fā)射底盤的沖擊,達(dá)到了改善輕型火箭炮發(fā)射底盤低頻異常振動的效果。

4 優(yōu)化后電機懸置隔振效果分析

為了驗證優(yōu)化后電機懸置的隔振效果,采用有限元仿真和試驗驗證相結(jié)合的方法,對電機懸置優(yōu)化后輕型火箭炮發(fā)射底盤的低頻異常振動現(xiàn)象進行分析。

電機懸置優(yōu)化后輕型火箭炮發(fā)射底盤的前6階非零固有頻率如表2所示。優(yōu)化后輕型火箭炮發(fā)射底盤的第1階固有頻率的振型如圖6所示。

表2 電機懸置優(yōu)化后發(fā)射底盤前6階非零固有頻率

電機懸置優(yōu)化前,輕型火箭炮發(fā)射底盤的第1階固有頻率陣型如圖4所示,其第1階固有頻率為2.39 Hz,振型主要表現(xiàn)為電機及電機懸置附近的局部振動,該固有頻率與電機工作過程中產(chǎn)生的動不平衡激勵頻率接近,為輕型火箭炮低頻異常振動產(chǎn)生的主要原因之一。采用優(yōu)化后的電機懸置后,輕型火箭炮發(fā)射底盤的第1階固有頻率陣型如圖6所示,其第1階固有頻率提高到5.38 Hz,振型為火箭炮發(fā)射底盤的一階彎曲,即采用優(yōu)化方案后,輕型火箭炮發(fā)射底盤的第1階固有頻率明顯提高,避免了電機動不平衡沖擊激勵與火箭炮發(fā)射底盤的共振,從而改善了火箭炮發(fā)射底盤的低頻異常振動現(xiàn)象。

為了驗證電機懸置優(yōu)化后的輕型火箭炮發(fā)射底盤的振動效果,對輕型火箭炮發(fā)射底盤在炮彈裝載過程中導(dǎo)軌位置處的振動信號進行測試,并與電機懸置優(yōu)化前導(dǎo)軌處的振動信號進行對比,得到電機懸置優(yōu)化前后裝載導(dǎo)軌位置處的功率譜密度變化曲線,如圖7所示。

由圖7可知,電機懸置優(yōu)化后,裝載導(dǎo)軌處的振動情況得到明顯改善,裝載導(dǎo)軌處的功率譜密度峰值由原來的0.67 m/s2下降到了0.33 m/s2,比優(yōu)化前降低了50.7%,有效地改善了輕型火箭炮發(fā)射底盤裝載過程中出現(xiàn)的低頻異常振動現(xiàn)象。

5 結(jié)論

筆者研究了基于電機懸置優(yōu)化技術(shù)的輕型火箭炮發(fā)射底盤的減隔振技術(shù),進行了輕型火箭炮發(fā)射底盤裝載過程中的低頻異常振動測試,并結(jié)合有限元仿真技術(shù)及電機懸置減隔振技術(shù)實現(xiàn)了電機懸置的優(yōu)化設(shè)計,得出了以下結(jié)論:

1)輕型火箭炮發(fā)射底盤裝載過程中的低頻異常振動發(fā)生在2.5 Hz附近。

2)電機懸置優(yōu)化前輕型火箭炮發(fā)射底盤的第1階非零固有頻率為2.39 Hz,與電機旋轉(zhuǎn)動不平衡產(chǎn)生的沖擊頻率接近。

3)電機懸置優(yōu)化后輕型火箭炮發(fā)射底盤的第1階非零固有頻率為5.38 Hz。

4)電機懸置優(yōu)化后,裝載導(dǎo)軌處的功率譜密度峰值由原來的0.67 m/s2下降到了0.33 m/s2,比優(yōu)化前降低了50.7%,有效地改善了輕型火箭炮發(fā)射底盤裝載過程中出現(xiàn)的低頻異常振動現(xiàn)象。