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    氣-膜耦合作用對充氣薄膜管動力特性的影響

    2023-11-22 09:19:58王曉峰付慧杰楊慶山
    工程力學(xué) 2023年11期
    關(guān)鍵詞:內(nèi)壓充氣薄膜

    王曉峰,付慧杰,楊慶山

    (1.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,北京 100044;2.重慶大學(xué)土木工程學(xué)院,重慶 400044)

    充氣膜因質(zhì)量輕、折疊體積小、成型快等優(yōu)點,廣泛應(yīng)用于土木工程的大跨建筑結(jié)構(gòu)和航空航天領(lǐng)域的空間可展結(jié)構(gòu)。充氣膜屬于柔性結(jié)構(gòu),通過內(nèi)充氣壓使外圍薄膜產(chǎn)生預(yù)張力而獲得剛度,在荷載作用下易產(chǎn)生較大的變形,從而引起內(nèi)充氣體體積和壓力的顯著改變。而內(nèi)充氣壓的變化又影響外圍薄膜的張拉應(yīng)力,進而影響充氣膜的剛度和變形。這種內(nèi)充氣體壓力與外圍薄膜變形之間的耦合作用(氣-膜耦合作用)對充氣膜的力學(xué)行為產(chǎn)生重要影響。充氣薄膜管屬于氣肋式充氣膜,多用于薄膜結(jié)構(gòu)的支撐構(gòu)件,其動力特性必然對整個薄膜結(jié)構(gòu)的動力行為產(chǎn)生重要影響。研究氣-膜耦合作用對充氣薄膜管動力特性的影響,有助于準(zhǔn)確認識其動力性能,保證薄膜結(jié)構(gòu)設(shè)計、計算的合理性和工程應(yīng)用的可靠性。

    現(xiàn)有文獻多關(guān)注充氣膜的靜力性能,在形態(tài)分析[1-5]、充氣階段的平衡構(gòu)形[6-9]、外圍薄膜的力學(xué)性能[10-16]、接觸力學(xué)問題[17-21]以及褶皺變形的影響[22-29]等方面進行了研究。關(guān)于充氣膜動力性能的研究則相對較少,對于充氣薄膜管,僅涉及自振特性分析[30-33]和充氣展開過程中的動力性能分析[34-37]這兩個方面。

    而目前充氣膜力學(xué)性能的研究,通常將內(nèi)充氣壓等效為外圍薄膜的靜力邊界條件,或者假定內(nèi)充氣體滿足理想氣態(tài)方程[38-39],而考慮氣-膜耦合作用影響的研究文獻很少。文獻[40]通過將外圍流場離散為三維聲學(xué)流體單元對充氣薄膜梁進行濕模態(tài)分析,通過與相應(yīng)的干模態(tài)分析結(jié)果進行對比,研究了外部流場對充氣薄膜梁動力特性的影響。文獻[41 - 42]假定內(nèi)充氣體為非定常、可壓縮的理想氣體,研究了充氣薄膜管展開過程中氣-固耦合作用的影響。

    本文基于作者對氣-膜耦合作用的靜力研究成果[43-44],對充氣薄膜管的動力特性進行有限元分析,研究氣-膜耦合作用對自振特性的影響規(guī)律??紤]到充氣薄膜管外圍薄膜質(zhì)量輕,內(nèi)充氣體的附加質(zhì)量在總質(zhì)量中占有較大的比重,也對其影響作用進行探究。通過將內(nèi)充氣體看作小擾動線性勢流以考慮氣-膜耦合作用和內(nèi)充氣體附加質(zhì)量的影響。借助商用有限元軟件ADINA,建立內(nèi)充氣體的三種等效模型,分別將內(nèi)充氣體作用等效為外圍薄膜靜力邊界條件(模型M1),同時考慮內(nèi)充氣體附加質(zhì)量影響的靜力邊界條件(模型M2)以及小擾動線性勢流體(模型M3),通過將其相應(yīng)的有限元分析結(jié)果進行對比,研究氣-膜耦合作用和內(nèi)充氣體附加質(zhì)量對充氣薄膜管動力特性的影響及其隨初始內(nèi)壓、長細比、膜厚和端部約束類型等因素的變化規(guī)律。

    1 理論基礎(chǔ)

    外圍薄膜和內(nèi)充氣體的物理特性及其相互耦合作用決定了充氣薄膜管的力學(xué)行為,因此,可通過外圍薄膜和內(nèi)充氣體的力學(xué)微分方程以及氣-膜耦合作用方程建立充氣薄膜管的控制方程。

    1.1 薄膜微分方程

    假定薄膜的變形具有大轉(zhuǎn)動、小應(yīng)變特點,而且在整個變形中保持為線彈性本構(gòu)關(guān)系,即應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系滿足廣義胡克定律。同時,假定薄膜具有微小的抗彎剛度,其褶皺變形實際上是薄殼在壓應(yīng)力作用下的局部屈曲,可基于式(1)給出的板殼穩(wěn)定方程[45]通過非線性屈曲分析求得。

    式中: Σ=σh,σ 為二維Cauchy 應(yīng)力張量,h為薄膜厚度;為薄膜單位面積質(zhì)量;x為二維位置矢量;x¨=?2x/?t2;x˙=?x/?t,t為時間;μ為單位面積阻尼系數(shù);w為薄膜中面的撓度;w¨=?2w/?t2;,E為彈性模量,ν為泊松比;L為微分算子,且L=??? ; ?=?/?x為梯度算子;q為垂直于膜面的外荷載。式(1)為基于F?ppl-von Kármán 理論的板殼穩(wěn)定方程。對該方程的位移場進行有限元離散,由變分原理可得離散后的薄膜動力方程為:

    式中:MS和CS分別為薄膜的質(zhì)量矩陣和阻尼矩陣;u¨=?2u/?t2;u˙=?u/?t;u為薄膜單元的結(jié)點位移向量;fin(u)為薄膜單元的結(jié)點內(nèi)力向量,是單元結(jié)點位移的函數(shù);fex=Q+PS,Q和PS分別為外荷載和內(nèi)充氣壓所對應(yīng)的薄膜單元結(jié)點外力向量。

    1.2 內(nèi)充氣體微分方程

    充氣薄膜管中的內(nèi)充氣體屬于封閉流場,因外圍薄膜變形而產(chǎn)生的擾動速度很小,可假定其為均勻、無旋、無粘的理想流體,且在變化過程中始終滿足等熵條件。這樣,內(nèi)充氣體可看作線性有勢流體[46],在小擾動條件下滿足波動方程[47]:

    式中: ?2=?·?為拉普拉斯算子;c為音速;φ¨=?2φ/?t2; φ為速度勢函數(shù),即

    式中,vF為內(nèi)充氣體速度矢量。式(3)為關(guān)于函數(shù)φ的線性微分方程,在其求解域內(nèi)分片離散場函數(shù)φ,并通過Galerkin 法使加權(quán)余量為零,可得有限元離散格式的線性方程為[46]:

    1.3 氣-膜耦合作用方程

    當(dāng)不考慮內(nèi)充氣體的粘性時,充氣薄膜管在內(nèi)充氣體和外圍薄膜耦合界面處,有:

    式中:vF,n和pF分別為內(nèi)充氣體在氣-膜耦合界面處的法向速度以及承受的薄膜壓力作用;vS,n和pS分別為外圍薄膜在氣-膜耦合界面處的法向速度以及承受的內(nèi)充氣體壓力作用。由式(6)可以得到有限元離散后的耦合方程為[46]:

    式中:T為薄膜位移投影到耦合界面法線方向的轉(zhuǎn)換矩陣;;NS為薄膜單元的形函數(shù)矩陣。將式(7)的第一式和第二式分別代入式(5)和式(2)得:

    式(8)和式(9)為考慮氣-薄膜耦合作用的充氣薄膜管有限元離散方程。當(dāng)充氣薄膜管的外荷載為零,且不考慮結(jié)構(gòu)阻尼時,式(8)退化為:

    式(9)和式(10)為考慮氣-膜耦合作用的充氣薄膜管自由振動方程。

    2 有限元模型

    根據(jù)式(9)和式(10)建立的考慮氣-膜耦合作用的充氣薄膜管自由振動方程,借助商用有限元軟件ADINA 對充氣薄膜管的動力特性進行有限元分析。根據(jù)1.1 節(jié)的基本假定,將外圍薄膜看作Kirchhoff 材料,采用四結(jié)點殼單元進行有限元離散;根據(jù)1.2 節(jié)的基本假定,對內(nèi)充氣體采用八結(jié)點的線性勢流單元進行離散,以考慮內(nèi)充氣體與外圍薄膜的耦合作用。充氣薄膜管兩端采用與試驗相同的金屬蓋板封閉,以便于與試驗結(jié)果進行比較。兩端金屬蓋板采用四結(jié)點殼單元進行離散。

    圖1 給出了充氣薄膜管在膜厚h=0.075 mm、半徑r=50 mm、長細比λ=7、兩端固定、內(nèi)壓P0=4 kPa情況下(其他材料參數(shù)如表1 所示),前5 階自振頻率隨單元數(shù)量的變化情況。橫坐標(biāo)num 為薄膜單元數(shù)量,縱坐標(biāo)Δf為不同單元數(shù)量得到的同階頻率差值,n為頻率的階次。從圖1 可以看出,隨著薄膜單元數(shù)量的增加,頻率的差值逐漸減小,最終趨于零。

    表1 充氣薄膜管材料參數(shù)[44]Table 1 Material properties of the inflated membrane tube[44]

    圖1 前5 階自振頻率隨單元數(shù)量變化情況[44]Fig.1 Variations of the first five-order natural frequencies with the element number[44]

    根據(jù)圖1 給出的充氣薄膜管的前5 階自振頻率隨單元數(shù)量的變化情況,權(quán)衡其計算精度和計算時間,最終確定外圍薄膜的單元數(shù)量為8000 個,單元尺寸為3.93 mm×7.00 mm;內(nèi)部勢流的單元數(shù)量為84 400 個,單元尺寸為(2.91 mm~3.93 mm)×(2.91 mm~3.93 mm)×7.00 mm;兩端蓋板的單元數(shù)量為844 個,單元尺寸為(2.91 mm~3.93 mm)×(2.91 mm~3.93 mm)。建立的有限元模型如圖2 所示。

    圖2 充氣薄膜管有限元模型[44]Fig.2 Finite element model of the inflated membrane tube[44]

    充氣薄膜管外部薄膜采用Kapton 膜材,內(nèi)充氣體為空氣,兩端采用鋁制蓋板封閉,相應(yīng)的材料參數(shù)如表1 所示。充氣薄膜管的端部蓋板剛度遠大于外圍薄膜,可將其看作剛性平面,通過約束其作為剛體的三個平動和三個轉(zhuǎn)動自由度來實現(xiàn)固定約束條件;通過約束其作為剛體的三個平動自由度和繞z軸(縱軸)和y軸(彎曲平面內(nèi)的橫截面形心慣性軸)的轉(zhuǎn)動自由度來實現(xiàn)簡支約束條件。

    具體有限元分析過程如下:

    1) 通過對外圍薄膜、端蓋板采用四結(jié)點殼單元進行有限元離散,建立式(10)相應(yīng)的結(jié)構(gòu)離散模型。

    2) 對內(nèi)充氣體采用八結(jié)點的線性勢流單元進行有限元離散,建立式(9)相應(yīng)的勢流場離散模型。

    3) 通過薄膜單元和勢流單元在交界面上共享結(jié)點實現(xiàn)氣-膜耦合,形成式(9)和式(10)中的耦合矩陣A。

    4) 在充氣薄膜管兩端施加邊界條件,然后對離散后的內(nèi)充氣體施加質(zhì)量流荷載使其達到初始內(nèi)壓,同時使外圍薄膜產(chǎn)生預(yù)張應(yīng)力。

    5) 對充氣薄膜管進行模態(tài)分析,即通過Lanczos方法求解式(9)和式(10)確定的特征值問題,獲得其自振頻率和自振模態(tài)。

    3 有限元模型驗證

    3.1 靜力驗證

    通過研發(fā)試驗裝置,對充氣薄膜管進行靜力加載試驗,驗證本文建立的考慮氣-膜耦合作用有限元模型在靜力分析時的正確性和精確性。靜力分析時的邊界條件如圖3 所示,研發(fā)的試驗裝置如圖4 所示。試驗中,通過砝碼施加豎向和橫向荷載;位移和內(nèi)壓分別采用松下HG-C1100 激光位移計和數(shù)字差壓計進行量測;充氣設(shè)備為220 V單缸充氣泵,并在排氣口位置處安裝活塞用于氣壓微調(diào),確保初始氣壓的精度。

    圖3 充氣薄膜管荷載作用示意圖[44]Fig.3 Diagram of the inflated membrane tube under load[44]

    圖4 試驗裝置實物圖[44]Fig.4 Experimental setup[44]

    圖5 給出了充氣薄膜管在直徑100 mm、長細比為7、膜厚75 μm 以及內(nèi)充氣壓為6 kPa 情況下試驗與數(shù)值的對比結(jié)果。有限元模型信息和物理參數(shù)如第2 節(jié)所示,考慮了氣-膜耦合作用和內(nèi)充氣體附加質(zhì)量的影響。靜力有限元分析中,根據(jù)第1 階特征值屈曲模態(tài)施加初始缺陷,考慮幾何非線性的影響[44]。內(nèi)充氣體為恒質(zhì)量情況下內(nèi)壓P、跨中橫向位移uH隨橫向荷載FH的變化曲線如圖5(a)、圖5(b)所示。

    圖5 試驗和有限元分析結(jié)果對比Fig.5 Comparison between experimental and numerical results

    從圖5 的對比結(jié)果可以看出,分別由試驗和有限元分析得到的內(nèi)壓-荷載曲線以及位移-荷載曲線均吻合很好,從而驗證了本文建立的充氣薄膜管有限元模型在考慮氣-膜耦合作用和內(nèi)充氣體附加質(zhì)量影響的情況下,靜力分析的正確性和精確性。

    3.2 動力特性驗證

    通過與文獻[48]中相應(yīng)的試驗和數(shù)值計算結(jié)果進行對比,驗證本文建立的考慮氣-膜耦合作用的充氣薄膜管有限元模型在模態(tài)分析中的有效性和精確性。文獻[48]中充氣薄膜管兩端為固定約束,具體幾何及物理參數(shù)取值如表2 所示。

    表2 充氣薄膜管參數(shù)[48]Table 2 Parameters of the inflated membrane tube[48]

    表3 給出了分別由文獻[48]試驗和本文有限元分析得到的前3 階自振模態(tài)形狀。表4 給出了分別由文獻[48]試驗和有限元分析(將內(nèi)充氣體等效為外圍薄膜的靜力邊界條件而未考慮氣-膜耦合作用)得到的前3 階自振頻率以及相應(yīng)的本文有限元分析(考慮氣-膜耦合作用)結(jié)果。

    表3 充氣薄膜管自振模態(tài)Table 3 Modal shapes of the inflated membrane tube

    表4 充氣薄膜管自振頻率Table 4 Natural frequencies of the inflated membrane tube

    由表3 和表4 可知,由本文有限元模型得到的前3 階自振模態(tài)和相應(yīng)頻率與文獻[48]試驗結(jié)果吻合很好,頻率最大誤差為1.1%。而文獻[48]在有限元分析中,由于沒有考慮氣-膜耦合作用以及內(nèi)充氣體附加質(zhì)量的影響,其頻率計算結(jié)果與試驗結(jié)果差異較大??梢姡瑢?nèi)充氣體作用等效為外圍薄膜的靜力邊界條件會導(dǎo)致較大的計算誤差,應(yīng)考慮氣-膜耦合作用的影響。而本文建立的考慮氣-膜耦合作用的充氣薄膜管有限元模型具有良好的精度,可用于研究氣-膜耦合作用對充氣薄膜管動力特性的影響及其隨參數(shù)的變化規(guī)律。

    4 氣-膜耦合作用對動力特性的影響

    基于如表5 所示的三種內(nèi)充氣體等效模型(M1、M2、M3),對充氣薄膜管進行模態(tài)分析。通過將三種模型的計算結(jié)果進行對比,研究氣-膜耦合作用對充氣薄膜管動力特性的影響及其隨初始內(nèi)壓、長細比、膜厚以及端部約束類型的變化規(guī)律,并探究內(nèi)充氣體附加質(zhì)量的影響程度。各影響因素的取值范圍以及相應(yīng)的其他參數(shù)取值情況如表6所示。由于三種模型對模態(tài)形狀沒有明顯影響,4.1 節(jié)~4.4 節(jié)只給出由模型M3(將內(nèi)充氣體等效為有勢流體)得到的前5 階模態(tài)形狀。

    表5 內(nèi)充氣體的等效模型Table 5 Equivalent models of the inner air

    表6 影響因素及其他參數(shù)取值Table 6 Values of the influencing factors and other parameters

    4.1 隨初始內(nèi)壓的變化

    對初始內(nèi)壓分別為2 kPa、4 kPa、6 kPa、8 kPa、10 kPa、12 kPa 情況下的充氣薄膜管進行自振特性分析,研究氣-膜耦合作用隨初始內(nèi)壓的變化規(guī)律,其他參數(shù)及物理特性取值分別如表6 和表1 所示。表7 給出了模型M3 的前5 階自振模態(tài)形狀。

    表7 不同初始內(nèi)壓情況下的前5 階自振模態(tài)Table 7 The first five mode shapes for different initial internal pressures

    從表7 可以看出,初始內(nèi)壓對充氣薄膜管自振模態(tài)形狀出現(xiàn)階次的影響較為顯著。隨著內(nèi)壓的升高,中間凹陷的自振模態(tài)從P0≤6 kPa 的第1 階推后到P0>6 kPa 的第2 階;單側(cè)鼓凸的自振模態(tài)從P0=2 kPa 的第2 階推后到P0=4 kPa 的第4 階以及P0≥6 kPa 的第5 階;中間鼓凸的自振模態(tài)從P0=2 kPa 的第3 階提前到4 kPa≤P0≤6 kPa 的第2 階以及P0≥8 kPa 的第1 階;上部凹陷下部鼓凸的自振模態(tài)從P0=2 kPa 第4 階推后到P0=4 kPa的第5 階,然后又提前到P0≥6 kPa 的第4 階;整體的彎曲模態(tài)從初始內(nèi)壓P0=2 kPa 的第5 階,提前到P0≥4 kPa 的第3 階。從表7 還可以看出,當(dāng)P0≥8 kPa 后,相同自振模態(tài)形狀的階次不再發(fā)生變化。

    但三種模型(即M1、M2 和M3)得到的同一階次自振模態(tài)形狀基本相同,所以氣-膜耦合作用以及內(nèi)充氣體的附加質(zhì)量對充氣薄膜管的自振模態(tài)形狀沒有明顯影響。隨著內(nèi)充氣壓的升高,外圍薄膜管的應(yīng)力分布發(fā)生改變,進而引起充氣薄膜管不同位置相對剛度的變化,所以對相同模態(tài)形狀出現(xiàn)的階次產(chǎn)生影響作用。

    圖6 給出了模型M1 和模型M2 的前5 階頻率分別與模型M3 相應(yīng)頻率的比值隨初始內(nèi)壓的變化情況。fM1、fM2和fM3分別為由模型M1、模型M2和模型M3 得到的頻率,n為頻率的階次。

    圖6 不同內(nèi)壓下頻率比值曲線Fig.6 Ratios of frequencies for different internal pressures

    從圖6(a)可以看出,初始內(nèi)壓P0≤4 kPa 時,各階頻率比值fM1/fM3未見明顯變化,而當(dāng)P0≥4 kPa后,第1 階頻率比值與第2 階~第5 階頻率的比值隨初始內(nèi)壓增加呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律:第1 階頻率的比值fM1/fM3隨初始內(nèi)壓的升高而逐漸降低;第2 階~第5 階頻率的比值fM1/fM3均隨初始內(nèi)壓的升高而較快增加,但在P0≥ 8 kPa 后又略有降低。

    從圖6(b)可以看出,初始內(nèi)壓P0≤4 kPa 時,各階頻率比值fM2/fM3均隨初始內(nèi)壓升高而略有減??;但當(dāng)P0≥4 kPa 后,第1 階頻率比值與第2 階~第5 階頻率的比值隨初始內(nèi)壓增加呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律,與圖6(a)所示相應(yīng)曲線相似:第1 階頻率的比值fM2/fM3隨初始內(nèi)壓的升高而逐漸降低,第2 階~第5 階頻率的比值fM2/fM3均隨初始內(nèi)壓的升高先較快增加然后又略有減小,并逐漸趨于穩(wěn)定。

    由于模型M2 考慮了內(nèi)充氣體附加質(zhì)量的影響,相同初始內(nèi)壓情況下的頻率要略低于模型M1的相應(yīng)頻率,但兩者隨初始內(nèi)壓的變化規(guī)律大致相同。模型M1 和模型M2 的自振頻率與模型M3 的自振頻率平均相差分別為14.73%和10.53%??梢?,內(nèi)充氣體附加質(zhì)量的影響較小,平均為4.20%,而氣-膜耦合作用影響則較為顯著,平均為10.53%。

    充氣薄膜管的剛度包括結(jié)構(gòu)剛度Km和氣-膜耦合作用產(chǎn)生的剛度Kami兩部分。本文中,結(jié)構(gòu)剛度Km是指由于外圍薄膜慣性矩、約束條件等因素產(chǎn)生的剛度總和;氣-膜耦合作用產(chǎn)生的剛度Kami是指由于內(nèi)充氣體內(nèi)壓和外圍薄膜變形之間的耦合作用而產(chǎn)生的剛度。薄膜管剛度Km影響占主導(dǎo)位置而氣-膜耦合作用影響較弱,則比值fM1/fM3和fM2/fM3較小,接近于1;薄膜管剛度Kami影響占主導(dǎo)位置,則氣-膜耦合作用影響較強,比值fM1/fM3和fM2/fM3遠大于1。薄膜管剛度Km和Kami兩者在對頻率影響作用中所占比重及其變化情況影響fM1/fM3和fM2/fM3的比值曲線形狀。隨初始內(nèi)壓的升高,剛度Km和Kami均增大,但剛度Km在第1 階頻率中的影響作用中所占比重明顯增大,而剛度Kami在第2 階~第5 階頻率的影響作用中所占比重增大更為顯著。因此,fM1/fM3和fM2/fM3的頻率比值曲線呈現(xiàn)如圖6 所示的變化特征。但當(dāng)初始內(nèi)壓P0≥8 kPa 后,剛度Kami的影響作用中所占比重基本趨于穩(wěn)定。

    4.2 隨長細比的變化

    對長細比λ 分別為6、8、10、12、14 情況下的充氣薄膜管進行自振特性分析,研究氣-膜耦合作用隨長細比的變化規(guī)律。其他參數(shù)同4.1 節(jié)。表8所示給出了模型M3 的前5 階自振模態(tài)形狀。

    表8 不同長細比情況下前5 階自振模態(tài)Table 8 The first five mode shapes for different slenderness ratios

    從表8 可以看出,長細比對充氣薄膜管自振模態(tài)出現(xiàn)階次的影響較為顯著。隨著長細比的增加,中間凹陷的自振模態(tài)從λ≤8 的第1 階推后到λ≥10 的第3 階;中間鼓凸的自振模態(tài)則始終為第2 階,并沒有隨長細比的增加發(fā)生變化;單側(cè)鼓凸的自振模態(tài)從λ=6 的第3 階推后到8≤λ≤10的第5 階以及λ>10 的更高階(表8 只給出前5 階);整體的彎曲模態(tài)從長細比λ=6 的第4 階,提前到λ=8 的第3 階以及λ≥10 的第1 階;長細比λ≥8后,第4 階出現(xiàn)了充氣薄膜管上部鼓凸而下部凹陷的新自振模態(tài),并且隨長細比的增加其階次沒有發(fā)生變化。此外,當(dāng)長細比λ=14 時,第5 階出現(xiàn)“S”形彎曲自振模態(tài),可以預(yù)測當(dāng)長細比進一步增大,“S”形彎曲自振模態(tài)的階次可能會進一步提前。因為充氣薄膜管的整體彎曲模態(tài)階次隨著長細比的增加而降低,而其局部振動模態(tài)的階次則隨長細比的增加而升高。

    圖7 給出了模型M1 和模型M2 的前5 階頻率分別與模型M3 相應(yīng)階次頻率的比值隨長細比的變化情況。從圖7(a)和圖7(b)可以看出,模型M2由于考慮了內(nèi)充氣體附加質(zhì)量的影響,相同長細比情況下要低于模型M1 的相應(yīng)頻率,與模型M3的頻率差異略小于模型M1 和模型M3 的頻率差異。頻率比值fM2/fM3與fM1/fM3平均相差約為4.06%。可見內(nèi)充氣體附加質(zhì)量對充氣薄膜管的自振頻率的影響較小。但氣-膜耦合作用對自振頻率則有顯著影響作用,模型M1 和模型M2 的自振頻率與模型M3 的自振頻率平均相差分別為22.41%和18.35%。

    圖7 不同長細比情況下的頻率比值Fig.7 Ratios of frequencies for different slenderness ratios

    從圖7(a)和圖7(b)中不同階頻率比值的變化曲線可以看出,氣-膜耦合作用的影響(fM1/fM3、fM2/fM3比值曲線)隨長細比的變化表現(xiàn)出因頻率階次不同而不同的規(guī)律:對第1 階自振頻率影響隨長細比沒有明顯變化,但對第2 階~第5 階自振頻率的影響則隨長細比的增加迅速增大。

    隨長細比的增大,剛度Km和Kami均減小。但在第1 階頻率中的影響作用中,由于Kami的影響減小更快,Km的影響所占比重明顯增大;而在第2 階~第5 階頻率的影響作用中,由于Km的影響減小更快,Kami的影響所占比重增大更為顯著。因此,fM1/fM3和fM2/fM3的頻率比值曲線呈現(xiàn)如圖7 所示的變化特征。

    圖8 給出了表8 所示第1 階彎曲模態(tài)對應(yīng)的頻率比值fM1/fM3與fM2/fM3隨長細比的變化曲線??v坐標(biāo)中f表示頻率fM1或fM2。氣-膜耦合作用對第1 階彎曲模態(tài)的影響(fM1/fM3、fM2/fM3比值曲線)呈現(xiàn)出隨長細比的增加而非單調(diào)變化的特點。當(dāng)長細比λ≤8 時,第1 階彎曲模態(tài)在充氣薄膜管的自振模態(tài)中為第4 階(λ=6)或第3 階(λ=8)。根據(jù)上一段的分析可知,對于第2 階~第5 階頻率,剛度Kami的影響更顯著,并隨長細比的增大其影響作用所占比重逐漸增大,因此,fM1/fM3和fM2/fM3比值曲線呈上升趨勢。當(dāng)λ>8 后,第1 階彎曲模態(tài)躍遷為自振模態(tài)的第1 階。而對于第1 階頻率,剛度Km影響更顯著,并且隨長細比的變化,其影響作用所占比例始終占主導(dǎo)地位,所以fM1/fM3和fM2/fM3比值曲線會在λ=10 時突然減小,繼而隨長細比的變化,基本保持不變。

    圖8 不同長細比情況下對應(yīng)彎曲模態(tài)的頻率比值Fig.8 Ratios of frequencies corresponding to the bendingmode shape for different slenderness ratios

    4.3 隨膜厚的變化

    對膜厚分別為0.025 mm、0.050 mm、0.075 mm、0.100 mm 情況下的充氣薄膜管進行模態(tài)分析,研究氣-膜耦合作用隨膜厚的變化規(guī)律,其他參數(shù)同4.1 節(jié)。由模型M3 得到的前5 階自振模態(tài)如表9所示。

    表9 不同膜厚情況下前5 階自振模態(tài)Table 9 The first five modal shapes for different membrane thickness

    從表9 可以看出,膜厚對充氣薄膜管自振模態(tài)出現(xiàn)階次的影響較為顯著。隨著膜厚的增加,中間鼓凸的自振模態(tài)從膜厚h≤0.050 mm 的第1 階推后到h≥0.075 mm 的第2 階;整體彎曲模態(tài)從膜厚h=0.025 mm 的第2 階推后到 0.050 mm≤h≤0.075 mm 的第3 階以及h≥0.100 mm 的第4 階;中間凹陷的自振模態(tài)從h=0.025 mm 的第3 階提前到h=0.050 mm 的第2 階以及h≥0.075 mm 的第1 階;充氣薄膜管上部凹陷而下部鼓凸的自振模態(tài)從h≤0.075 mm 的第4 階推后到h≥0.100 mm 第5 階;中間局部鼓凸的自振模態(tài)從h≤0.075 mm 的第5 階提前到h≥0.100 mm 第3 階。

    圖9 給出了模型M1 和模型M2 的前5 階頻率分別與模型M3 相應(yīng)階次頻率的比值隨膜厚的變化情況。

    圖9 不同膜厚情況下的頻率比值Fig.9 Ratios of frequencies for different membrane thickness

    從圖9(a)和圖9(b)可以看出,模型M2 由于考慮了內(nèi)充氣體附加質(zhì)量的影響,所以相同膜厚情況下的自振頻率低于模型M1 的相應(yīng)頻率,與模型M3 的頻率差異小于模型M1 和模型M3 的頻率差異。頻率比值fM2/fM3與fM1/fM3平均相差約為5.75%,可見內(nèi)充氣體附加質(zhì)量對充氣薄膜管的自振頻率的影響較小。而氣-膜耦合作用影響則較為顯著,模型M1 和模型M2 的自振頻率與模型M3的自振頻率平均相差分別為12.38%和6.63%。

    隨著膜厚的增加,剛度Km增大,但內(nèi)充氣壓和體積均未發(fā)生改變,所以Kami不變,因而在對頻率的影響作用中,Km影響所占比重明顯增大,Kami影響所占比重顯著減小。因此,fM1/fM3和fM2/fM3的頻率比值呈現(xiàn)如圖9 所示的變化特征,即均隨膜厚而減小。當(dāng)膜厚h<0.075 mm 時氣-膜耦合作用對自振頻率的影響作用仍然處于顯著的地位,但當(dāng)膜厚h≥0.075 mm 后,氣-膜耦合作用的影響可以不用考慮。

    4.4 隨端部約束的變化

    對不同端部約束情況下的充氣薄膜管進行模態(tài)分析,研究氣-膜耦合作用隨端部約束類型的變化規(guī)律。端部約束考慮了兩端固定,一端固定一端簡支以及兩端均簡支的情況,其他參數(shù)同4.1 節(jié)。表10 給出了模型M3 的前5 階自振模態(tài)。

    表10 不同端部約束情況下前5 階自振模態(tài)Table 10 The first five modal shapes for different end constraints

    從表10 可以看出,端部約束強弱對充氣薄膜管自振模態(tài)出現(xiàn)階次的影響較為顯著。隨著端部約束的減弱,中部凹陷的自振模態(tài)從兩端固定時的第1 階推后到一端固定一端簡支以及兩端簡支時的第2 階;中部鼓凸的自振模態(tài)從兩端固定時的第2 階推后到一端固定一端簡支時的第3 階以及兩端簡支時的第4 階;整體彎曲自振模態(tài)從兩端固定時的第3 階提前到一端固定一端簡支以及兩端簡支時的第1 階;上部凹陷下部鼓凸的自振模態(tài)從兩端固定以及一端固定一端簡支時的第4 階推后到兩端簡支時的第5 階;中間局部鼓凸的自振模態(tài)從兩端固定以及一端固定一端簡支時的第5 階提前到兩端簡支時的第3 階。

    圖10 給出了模型M1 和模型M2 的前5 階頻率分別與模型M3 相應(yīng)階次頻率的比值隨端部約束程度的變化情況。

    圖10 不同端部約束情況下的頻率比值Fig.10 Ratios of frequencies for different end constraints

    從圖10(a)和圖10(b)可以看出,模型M2 由于考慮了內(nèi)充氣體附加質(zhì)量的影響,相同端部約束情況下的自振頻率低于模型M1 的相應(yīng)頻率,與模型M3 的頻率差異略小于模型M1 和模型M3的頻率差異。頻率比值fM2/fM3與fM1/fM3平均相差約為5.62%。可見,內(nèi)充氣體的附加質(zhì)量有一定的影響,但不顯著。

    隨著約束程度的減弱,模型M1、模型M2 的頻率與模型M3 的頻率的差異增大,從17.50%(模型M1)和12.93%(模型M2)分別增大到51.63%和45.38%。這意味著,氣-膜耦合作用對充氣薄膜管頻率的影響隨約束程度的減弱而逐漸增強。

    隨著約束程度的減弱,剛度Km減小,但內(nèi)充氣壓和體積均未發(fā)生改變,所以Kami不變,因而在對頻率的影響作用中,Km影響所占比重逐漸減小,Kami影響所占比重顯著增大。因此,fM1/fM3和fM2/fM3的頻率比值呈現(xiàn)如圖10 所示的變化特征,即均隨約束程度的減弱而增大。

    5 結(jié)論

    本文通過對充氣薄膜管在不同內(nèi)充氣體作用等效方式下的動力特性進行有限元分析,研究了氣-膜耦合作用對其自振特性的影響及其隨初始內(nèi)壓、長細比、膜厚以及端部約束情況的變化規(guī)律。取得的主要結(jié)論如下:

    (1) 氣-膜耦合作用以及內(nèi)充氣體的附加質(zhì)量對充氣薄膜管的低階自振模態(tài)沒有影響,但初始內(nèi)壓、長細比、膜厚以及端部約束程度的變化會影響同一模態(tài)出現(xiàn)的階次;氣-膜耦合作用對自振頻率有較顯著的影響作用,而內(nèi)充氣體的附加質(zhì)量對自振頻率的影響較小。

    (2) 隨著初始內(nèi)壓P0的增加,當(dāng)P0≤4 kPa 時,氣-膜耦合作用影響的變化較為平緩,而當(dāng)P0>4 kPa后氣-膜耦合作用影響呈現(xiàn)出因頻率階次不同而不同的規(guī)律:對第1 階頻率的影響逐漸降低,而對第2 階~第5 階頻率的影響則顯著增大,但在P0≥8 kPa后影響作用基本保持穩(wěn)定。

    (3) 隨著長細比的增加,氣-膜耦合作用的影響同樣也表現(xiàn)出因頻率階次不同而不同的規(guī)律:對第1 階自振頻率影響未見明顯變化,但對第2 階~第5 階自振頻率的影響則迅速增大。

    (4) 隨著膜厚的增加,氣-膜耦合作用的影響快速降低。當(dāng)膜厚h<0.075 mm 時,氣-膜耦合作用仍然處于較顯著的地位,但當(dāng)膜厚h≥0.075 mm后,氣-膜耦合作用的影響很小。

    (5) 隨著端部約束程度的減弱,氣-膜耦合作用對充氣薄膜管自振頻率的影響呈現(xiàn)逐漸增強的變化規(guī)律。

    本文的研究揭示了氣-膜耦合作用對充氣薄膜管自振特性的影響規(guī)律,有助于深入認識充氣薄膜管的動力行為以及動力展開性能,保證充氣薄膜結(jié)構(gòu)設(shè)計計算的合理性和可靠性。

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