在G防工業和航空航天工業中 ,飛行器在高加 速度運動時還常伴隨著熱、振動等沖擊作用 .為保證 這些飛行器能夠在飛行中正常工作 ,要求其表面材 料及內部電子儀器設備必須經受得起這種外在的沖 擊. 因此 ,對飛行器在正式工作前做高線加速度— 熱 — 振動復合模擬環境試驗具有重要的意義 ,它常常 能反映出飛行器在單一環境試驗手段下不能反映的 故障 ,是確保飛行器質量和可靠性的重要手段^{[1, 2 ]} . 為此 ,美G在 20世紀 60年代起建造了一些模擬發 射階段的綜合環境試驗設備 ,并趨向大型化 ,如圣地 亞實驗室改進后振動 - 離心復合環境試驗設備的** 大標稱加速度為 240g ,離心機旋轉臂長達 8. 8 m, 振動臺頻率范圍為 1～ 5 000 Hz; 美G SandinG家 實驗室在 20世紀 80年代末建起了離心機和振動臺 綜合環境試驗設備“ Vibrafug e”的離心機臂為 8. 7 m;法G原子能委員會試驗中心也有一臺臂長達 13m m的離心機. 我G雖然對離心機為主體的復合環境試驗設備作過一些研究^{[ 3～ 5]} ,但成套的可用于此類復合環境的設備未見報道 .
 
為了對一些關鍵技術問題進行探索 ,配合今后G家大型試驗設備的建造 ,按一定比例建造了仿真試驗模型 ,如圖 1所示 ,主要由離心機、振動臺和環境溫度箱三個部分組成 ,其離心機臂的有效長度為
1. 0 m ,振動臺的頻率范圍為 10～ 500 Hz. 因為在離
 
心機臂上裝有振動臺 ,在振動臺整個工作范圍內 ,可能與機臂發生共振 ,因此有必要全面了解離心機的振動特性.但由于技術的原因 ,離心機在回轉狀態下難以進行模態試驗 ,本文只對離心機靜止固有頻率和振型進行了測試 ,而通過有限元方法彌補模態試驗的不足 ,得到離心機的固有特性隨轉速變化的特性 ,為隔振系統的設計提供重要的依據.
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
圖 1  高線加速度下熱與振動復合環境系統
 
Fig. 1 Sy stem of the rmo-v ibration combined envi ron-ment unde r high linea r acceler atio n
 
 
1  旋轉機臂有限元力學模型
 
離心機有限元網格劃分如圖 2所示. 離心機繞主軸作旋轉運動 (主軸為 y 向 ) ,除了受到空氣的阻力、振動臺傳遞到機臂上的力以外 ,還受到自身離心力場的作用 ,根據變分原理可以得到離心機臂有限元振動方程 ^{[6 ]}:

	¨				·
[M ]{	W}+		( [C ]+  2K[Cc ] ) { W}+  ( [K ]- K2 [Mc ]) {W}
= {  c }+		{	}+  {	R	}	( 1)
Ψ		P

 
式 ( 1)中 , [M ], [C ], [K ]分別為離心機臂結構總質量矩陣、總阻尼矩陣、總剛度矩陣; 2K[Cc ]為科氏加速度引起的阻尼; K² [Mc ]為轉動而引起的單元剛度軟化矩陣; {Qc } , {P } , {R }分別為離心力等效節點載荷向量、表面力等效節點載荷向量和集中力等效節點載荷向量.
 
如果不計阻尼影響 ,由方程 ( 1)得到動力學系統

圖 2  離心機有限元模型
 
Fig. 2 Element model o f the centrifug er
 
( 離心機和振動臺等 )不考慮旋轉效應的特征方程
_為[7 ]_:
 

[M ] [Υ] [Λ]=  [K ] [Υ]

( 2)

 
式 ( 2)中 , [Υ]為振型矩陣 , [Λ]為譜矩陣. 此時 ,該系統的模態只與結構剛度和質量有關 . 考慮旋轉效應時的特征方程為 ^{[5 ]}:
[M ] [Υ] [Λ]= ( [K ] - K² [Mc ]) [Υ] ( 3)
 
方程 ( 3)中的總體剛度矩陣引入了旋轉軟化矩陣 K²
 
[ Mc ],系統的模態不僅與結構剛度和質量有關 , 還與系統的旋轉速度有關. 考慮到質量矩陣 [Mc ]和總體剛度矩陣是正定的 ,引入了旋轉軟化矩陣使動力學系統剛度降低 , 系統的固有頻率將降低. 如果
 
|[K ] - K² [Mc ]|≤ 0時 ,系統將失穩.
 
當計及離心力 {Qc }而引起的剛度硬化時 ,方程 ( 1)特征問題則變為 ^{[5 ]}:
 
[M ] [Υ] [Λ]= ( [K ]+ [KW ] - K² [Mc ]) [Υ]  ( 4)
 
式 ( 4)中 , [KW ]為剛度硬化矩陣 . 如果離心力使結構內部產生拉應力 ,則剛度硬化矩陣為正定的 ,結構的抗彎剛度加強; 如果離心力使結構內部產生壓應力 , 則剛度硬化矩陣為負定的 ,結構的抗彎剛度減弱.
 
2  離心機模態試驗模型
 
建立如圖 3所示模態試驗模型 ,確定測點和激勵點位置 ,根據模型拓撲結構和試驗需要 ,測點的總數為 309個 , 選擇了 61X , 60Y , 61Z 方向作為激振點.振動加速度響應信號輸入電荷放大器 ,再送入動態測試系統 ,同時 ,激振器力信號傳入電荷放大器 , 再送入動態測試系統 . 動態測試系統對輸入的激振力信號和系統響應信號進行分析處理后 ,得到系統的頻率響應函數 ,然后 ,通過模態參數識別和分析計算 ,得到模型離心機靜態的各階固有頻率和振型. 動態測試系統采用南京汽輪機廠的 CRAS系統 .
 


振動加速度的輸出產生很大的影響.
 
( 2)第三、四階振型是離心機臂作為懸臂梁的擺
 
動 ,如圖 5( c)、 ( d)所示 . 這兩階振型主要反映了離心機臂與離心機主軸之間的連接剛度較弱 .其中 ,第
 
三階振型擺動的方向為豎直方向 ,這階振型除了對振動臺的激勵比較敏感以外 ,對離心機推力軸承的安裝精度要求很高 ,一旦與水平面不垂直 ,在機臂回轉一周時 ,機臂上下擺動一次 ,這不但會引起機臂豎直方向的振動 ,而且也使振動臺附加了豎直方向的振動. 第四階振型擺動的方向與離心機轉動的方向一致 ,當離心機轉速不穩定時很容易激起這階振型的振動.
 
( 3)第五階振型與動平衡裝置的振動有關 ,如圖 5( e)所示. 動平衡裝置既能整體地前后移動 ,以調節前后力矩平衡 ,又能通過電機拖動質量塊沿動平衡裝置的滑軌上下移動 ,以調節離心機臂上下質量和力矩的平衡 ,但由于動平衡裝置及支承臺板的剛度較差 ,給離心機帶來了附加的振動. 因此 ,為了提高動平衡裝置固有頻率 ,應采用剛度較好的平衡倉式裝置 ,且支承臺板應采用加強筋 ,提高其抗彎剛度.
( 4)第六階振型為機臂前端溫度箱扭轉振型 ,如
 
圖 5( f )所示 . 振動臺臺面位于溫度箱內部 ,通過支承彈簧與溫度箱連接 ,由于支承彈簧橫向剛度較大 , 當機臂作扭振時 ,會引起臺面整體扭振 ,給試件附加了扭轉角加速度. 要想提高機臂扭振頻率 ,要對離心
 
機臂的結構進行改造 ,**好的方法是鋼板卷制焊接形成筒狀構成機臂或通過鑄造形成筒狀中空的機臂 ,使有效質量遠離扭轉軸 , 達到提高抗扭剛度的效果.
 
( 5)第七、八階振型是離心機臂高階彎曲振型 ,
 

如圖 5( g )、 ( h)所示 .
 
4  結 論
 
通過對離心機臂有限元計算和模態試驗 ,可以得到以下初步結論:
 
( 1)離心機臂靜態時的固有頻率有限元計算結果與模態試驗結果符合得較好 .在旋轉狀態下 ,旋轉軟化效應使得**、二階固有頻率隨著離心機轉速的增加而減小 ,而剛度硬化使得離心機兩階以上與彎曲振型有關的固有頻率隨著離心機轉速的增加而略有增加.
 
( 2)離心機臂的固有頻率較密集 ,前幾階自振頻率處于振動臺的工作頻率范圍內 ,因此要避免振動臺在這些頻率附近工作. 若振動臺必須在這些頻率附近工作或振動臺在作掃頻試驗時 ,則要在振動臺和離心機臂之間加隔振系統及減振措施 ,防止與機臂發生共振.
 
( 3)通過離心機振型分析可知 ,離心機轉速對振型幾乎沒有影響 ,因此離心機臂靜態時有限元計算振型和模態試驗振型在一定的范圍內可以反映旋轉狀態下的振型; 通過離心機振型分析同時明確了各固有頻率對應的振動形態 ,指出離心機剛度的薄弱環節 ,為離心機結構設計和改造提供了有效的理論支持.