基于輕氣炮加載的火工沖擊環(huán)境模擬技術研究

趙宏達，孫 毅，丁繼鋒，郝志偉，劉 偉，王 熊，劉一志

(1.哈爾濱工業(yè)大學 航天學院，哈爾濱 150001；2.華中光電技術研究所，武漢 430200；3.北京空間飛行器總體設計部，北京 100094；4.太原理工大學 航空航天學院，太原 030600)

航天器火工沖擊環(huán)境是搭載精密設備所經(jīng)歷的最為嚴酷的力學環(huán)境之一[1-3]。該沖擊環(huán)境通常會造成精密設備出現(xiàn)損傷或故障，甚至引起航天任務的失敗等嚴重后果[4-8]。因此，精密設備會在服役前進行地面沖擊環(huán)境模擬試驗以考核其抗沖擊性能。然而，由于火工沖擊環(huán)境具有高頻、瞬態(tài)和高量級的特點，在實際沖擊環(huán)境試驗時往往需要反復調試以匹配沖擊試驗條件，缺乏有效理論指導。因此，深入開展火工沖擊環(huán)境的模擬技術研究具有重要意義。

目前火工沖擊環(huán)境考核試驗主要通過真實火工品爆炸、機械撞擊或電動振動臺等方式進行[9]。采用真實的火工品爆炸激勵是最直接、可靠的方法之一。Filippi等[10]采用火工品爆炸激勵對沖擊環(huán)境模擬技術進行了大量試驗研究。在500多次火工沖擊試驗中重點研究了試驗裝置夾具類型、接觸/非接觸爆炸和火工品安裝位置三個變量對沖擊環(huán)境的影響。馬斌捷等[11]采用該方法對儀器支架緩沖性能、電磁閥沖擊、火箭艙段沖擊等開展試驗研究，取得了較好的效果。Zhao等[12]采用顯式有限元程序LS-DYNA對雙板式火工沖擊環(huán)境模擬平臺開展了數(shù)值仿真研究。火工品爆炸式加載機理和火工沖擊環(huán)境相同且能夠同時實現(xiàn)三個方向的沖擊加載，但采用火工品進行試驗會存在危險性和試驗結果分散性較大等問題。機械撞擊式主要利用擺錘或氣炮等撞擊諧振夾具從而激起具有多階模態(tài)的諧振響應以模擬火工沖擊環(huán)境。Kolaini等[13]提出了一種可調諧式諧振梁裝置并指出調整諧振梁兩側的約束位置可以改變梁的基頻，從而實現(xiàn)沖擊響應譜拐點頻率調節(jié)功能。該裝置通過底部氣炮子彈沖擊諧振梁中部使其產(chǎn)生諧振響應實現(xiàn)對安裝于諧振梁上部設備的沖擊加載。Harris等[14]提出了一種諧振板式機械沖擊激勵裝置。該裝置利用擺錘下落撞擊諧振板從而在諧振板上產(chǎn)生面內方向的沖擊響應或者利用中間的氣動撞擊在諧振板上產(chǎn)生面外方向的沖擊激勵，實現(xiàn)對設備多方向的沖擊考核功能。Velmurugan等[15]采用試驗和數(shù)值的方法研究了復合材料諧振板在輕氣炮子彈沖擊加載下的火工沖擊環(huán)境模擬技術。他們重點探究了響應板厚度、測點位置、子彈長度以及子彈速度等對響應板測點的影響。機械撞擊式模擬方法具有良好的操控性和試驗結果一致性，但產(chǎn)生的沖擊環(huán)境受到裝置參數(shù)等影響，譜型精確控制方面仍存在一定困難。電動振動臺模擬是采用電動控制技術在振動臺產(chǎn)生合成的沖擊時域響應信號對試件進行加載。該方法具有優(yōu)良的可控性和重復性以及低成本等優(yōu)點。但是其缺點也是明顯的，如受到振動臺電機等技術限制，該方法在仍無法模擬高頻沖擊信號。除上述三種方法外，采用激光激勵模擬火工沖擊環(huán)境是近年來新興起的一種技術。其主要原理是利用激光發(fā)生器產(chǎn)生高能激光脈沖作用于加載板結構的物質表面時產(chǎn)生瞬時熱作用在固體表面產(chǎn)生熱應力區(qū)，從而在物質內部產(chǎn)生應力波。2014年，Jang等[16-17]將激光激勵技術應用于火工沖擊環(huán)境模擬領域并在后續(xù)研究中將該方法用于復合材料板加載。王錫雄等[18-19]也對激光激勵技術進行研究并發(fā)現(xiàn)激光激勵沖擊響應經(jīng)過放大后與真實火工沖擊響應的時頻特性基本一致。激光脈沖加載技術受到能量限制其產(chǎn)生的沖擊環(huán)境還無法達到火工沖擊的高量水平，目前仍處于探索階段。

綜上所述，火工沖擊環(huán)境模擬技術已經(jīng)取得了一定進展，但同時各方法也存在相應不足。本文在機械撞擊式的良好的操控性和結果一致性等優(yōu)勢的前提下重點對該方法的沖擊環(huán)境譜型控制技術難點開展深入研究。首先，設計了一套基于輕氣炮加載的多調節(jié)參數(shù)火工沖擊環(huán)境模擬裝置并對其一致性進行了試驗驗證。然后，對于該裝置的可調節(jié)參數(shù)對諧振板上沖擊環(huán)境的影響規(guī)律進行了不同工況下的沖擊試驗，包括不同氣室壓強、子彈長度以及連接桿的定位孔等工況。同時，結合數(shù)值仿真優(yōu)勢對不同調節(jié)參數(shù)的影響規(guī)律進一步開展分析?？偨Y了相應的定量關系式或給出了定性影響結果。最后，通過一個算例對研究結果準確性和可靠性進行了驗證。本文提出的沖擊環(huán)境模擬裝置和總結規(guī)律在一定范圍內克服了機械撞擊式模擬方法譜型控制的難題，可為提高航天工程中火工沖擊試驗效率提供參考。

1 裝置設計及沖擊試驗

1.1 沖擊環(huán)境模擬裝置結構設計

根據(jù)與沖擊源的距離及響應幅頻特性，可以將火工沖擊環(huán)境大致分為近場、中場和遠場[20]?；鸸_擊在近場表現(xiàn)為沖擊波效應，傳遞至遠場結構時則表現(xiàn)為引起結構的諧振。一般精密設備大多布置在遠場區(qū)域，因此，其火工沖擊環(huán)境多表現(xiàn)為結構諧振響應。采用輕氣炮加載的機械撞擊式模擬方法能夠激起設備安裝板高階的諧振響應，這與火工沖擊環(huán)境的遠場響應特性相類似。火工沖擊環(huán)境模擬裝置實物圖，如圖1所示。該裝置主要包括加載板、諧振板、連接桿、設備樣件以及加載裝置等幾部分組成。各部件參數(shù)如表1所示。其中，待測試設備樣件底部進行挖槽處理以綜合模擬設備安裝于支架的情形。在加載板和諧振板上沿斜對角方向和與邊平行方向分別設置有五個定位孔，用于調節(jié)連接桿的位置。該裝置的調節(jié)參數(shù)有：氣室壓強(子彈速度)、子彈長度、連接桿定位孔位置等。該裝置的基本原理是通過調節(jié)不同的參數(shù)以在諧振板上實現(xiàn)特定的沖擊試驗條件，從而完成對待測試設備的抗沖擊性能考核。

圖1 沖擊環(huán)境模擬裝置及待測試樣件實物圖

表1 沖擊環(huán)境模擬裝置參數(shù)

1.2 沖擊環(huán)境模擬裝置的沖擊試驗

沖擊試驗如圖2(a)所示。試驗前，模擬裝置與待測試件樣件通過四根柔性繩懸掛于試驗支架上。除沖擊環(huán)境模擬裝置外，整個試驗系統(tǒng)還包括輕氣炮加載裝置、加速度傳感器、信號放大器和信號采集系統(tǒng)等幾部分。沖擊試驗系統(tǒng)入射裝置如圖2(b)所示。子彈在氣室內高壓推力作用下沿炮管飛出，與入射桿之間強烈碰撞并產(chǎn)生具有高頻、瞬態(tài)和高量級的特點的沖擊波。沖擊波經(jīng)過入射桿、加載板和連接桿最終傳遞至諧振板，實現(xiàn)沖擊環(huán)境加載。同時，子彈在沖擊入射桿后反彈回炮管內部。為了進一步保障測試設備和人員的安全，在炮管與入射桿端部設計了保護罩等防護措施。

圖2 沖擊環(huán)境模擬試驗實物圖

加速度傳感器的分布實物圖和示意圖分別如圖3(a)和圖3(b)所示。本試驗中壓電式加速度傳感器的測量范圍為30 000g，采樣頻率100 kHz。電荷放大器采用16通道DH5862，最大輸入電荷量為106 PC，最大帶寬為0.3 Hz～100.0 kHz。數(shù)據(jù)采集設備為DH5956動態(tài)信號測試分析系統(tǒng)。信號采集系統(tǒng)安裝于計算機上，可以在軟件中設置參數(shù)和捕獲試驗結果。數(shù)據(jù)采集完成后通過離散小波變換算法對試驗數(shù)據(jù)進行高頻濾波和低頻趨勢項去除等數(shù)據(jù)處理，從而避免高頻噪聲干擾和修正零漂現(xiàn)象。

圖3 加速度傳感器布置位置

良好的一致性是試驗結果具有較高可信度的前提，在上述沖擊試驗平臺重復三次沖擊試驗并基于S1測點響應進行一致性分析。三次試驗中S1測點的加速度時域響應，如圖4(a)所示。圖中三次沖擊試驗在時域的響應波形相似且幅值相近，三條曲線基本接近，初步表明上述沖擊試驗平臺具有良好的一致性。

沖擊信號在時域一般表現(xiàn)為復雜震蕩波形，從時域方面進行比較分析是非常困難和苛刻的。在工程實踐中，普遍以沖擊響應譜作為考核沖擊強弱的指標。所謂沖擊響應譜就是將時域響應信號加載至一系列不同固有頻率的單自由度系統(tǒng)基底上，然后以固有頻率為橫坐標，對應固有頻率下各單自由度系統(tǒng)響應最大值為縱坐標所作的一條頻域曲線。沖擊響應譜的計算方法詳見文獻[21]。將圖4(a)三條時域響應曲線分別作沖擊響應譜變換，如圖4(b)所示。圖中三條沖擊響應譜的拐點頻率和幅值基本吻合。三條曲線的最大偏差為在9 589 Hz頻率處1 213g，為該處三次試驗平均值的13.7%(約為1.1 dB)。分析研究表明上述沖擊環(huán)境模擬平臺具有良好的一致性，其系統(tǒng)誤差遠小于工程實際要求。

圖4 S1測點三次試驗時域結果和沖擊響應譜頻域對比

2 沖擊環(huán)境影響因素及規(guī)律研究

2.1 沖擊響應譜的三要素

工程中沖擊環(huán)境試驗條件普遍以沖擊響應譜形式給出。標準的沖擊試驗條件如圖5所示。從圖5中可以看出，標準沖擊響應譜主要包括低頻斜率、拐點頻率以及高頻幅值三部分組成，稱為沖擊響應譜的三要素。沖擊環(huán)境模擬技術的重點是研究沖擊環(huán)境模擬裝置中可調節(jié)參數(shù)對裝置諧振板沖擊響應譜三要素的影響規(guī)律，從而為沖擊試驗條件的快速實現(xiàn)提供技術支撐。

圖5 沖擊響應譜三要素

2.2 最高期望飛行環(huán)境

在實際沖擊環(huán)境模擬測試中，根據(jù)待測試設備的種類、外形等的不同，安裝點將會隨之發(fā)生改變。同時，單個爆炸沖擊事件所產(chǎn)生的諧振板上的響應往往會因為位置不同而存在差異。因此，需要將諧振板進行分區(qū)，使得在該區(qū)域內所有位置的響應基本保持一致。也就是說，在一個區(qū)域內所有位置的沖擊響應譜可以用一個沖擊響應譜表示，它包括了該區(qū)內大多數(shù)或所有位置的沖擊響應譜值，這個響應譜就稱為“最高期望飛行環(huán)境”(maximum expected flight environment，MEFE)。

最高期望飛行環(huán)境的計算包含以下兩步：

步驟1將諧振板上沖擊響應譜值相近的點進行分組，即分“區(qū)”；

步驟2在每個區(qū)內所有沖擊響應譜值取一個保守的上限，稱為“分區(qū)限”，它代表該區(qū)的最高期望飛行環(huán)境。

一個分區(qū)內各點的爆炸沖擊的保守極限值可以有多種選擇。最簡單的方法是取該區(qū)內所有位置點的沖擊響應譜的包絡值作為最高期望飛行環(huán)境。但這種方法往往導致欠試驗。目前使用較為廣泛的一種方法是計算能夠包絡分區(qū)內至少95%以上部位的沖擊響應譜值并具有50%置信系數(shù)的額定容差限，即所謂的P95/50。

對于服從高斯分布的隨機變量其容差限通過簡單計算可以得到。一般火工沖擊造成的衛(wèi)星結構響應在空間域內并不滿足高斯分布，但是大量數(shù)據(jù)表明火工沖擊響應的對數(shù)變量在空間近似服從高斯分布。因此，將沖擊響應數(shù)據(jù)做如下變換

y=lgx

(1)

式中，x為在一個分區(qū)內響應在特定固有頻率的沖擊響應譜值。

變量x經(jīng)上式轉換后得到的變量y近似服從高斯分布。在特定分區(qū)內n個測點的值轉換后的變量y的額定容差限的計算式為

(2)

(3)

式中，knβγ為額定容差因子。當β=0.95，γ=0.5時不同采樣點所對應的k值，如表2所示。

表2 P95/50標準容差限的容許因子表

從以上推導可知原變量x的額定容差限由式(4)獲得

Lx=10Ly

(4)

本文后期數(shù)據(jù)處理中將整個諧振板劃分為一個分區(qū)以綜合考慮各測點的影響。因此，測點數(shù)n取10，相應的容許因子knβγ的值為1.70。

2.3 氣室壓強的影響

試驗首先探究了輕氣炮氣室壓強對諧振板的沖擊環(huán)境的影響規(guī)律。圖6(a)和圖6(b)分別為連接桿在定位孔“h1”和“h3”兩種工況下，輕氣炮壓強從0.02 MPa逐漸增大至0.10 MPa時諧振板的MEFE曲線。由圖可知不同氣室壓強工況下諧振板的MEFE曲線的線型基本一致。隨著輕氣炮氣壓從0.02 MPa增加至0.10 MPa，諧振板MEFE曲線的幅值也逐漸增大，但增速降低。此外，隨著氣室壓強的變化，諧振板MEFE曲線主要表現(xiàn)為幅值的變化，線型基本保持不變。以上分析表明氣室壓強主要對諧振板的沖擊環(huán)境的幅值起到重要影響，而對沖擊響應譜的譜型，即沖擊響應譜的拐點頻率和低頻斜率基本無影響。

圖6 不同壓強下諧振板的MEFE

為了進一步給出氣室壓強對諧振板的沖擊環(huán)境峰值的定量影響規(guī)律，取圖6中不同壓強下各MEFE曲線的拐點頻率所對應的峰值，分別如圖7中方點及三角形點所示。由試驗結果可以看出諧振板的最高期望飛行環(huán)境拐點峰值與輕氣炮壓強近似成二分一冪次方關系。因此，分別擬合得到連接桿定位孔為“h1”和“h3”兩種工況下諧振板MEFE拐點峰值和氣室壓強關系為

圖7 氣室壓強和諧振板MEFE峰值關系曲線

(5)

式中：Gh1和Gh3分別為當定位孔為“h1”和“h3”工況時諧振板MEFE曲線拐點峰值；p為氣室壓強。當沖擊試驗條件中的拐點峰值確定時，沖擊環(huán)境模擬裝置中輕氣炮氣室壓強可由式(5)確定。

根據(jù)能量守恒定律可以推導得到氣室壓強p與子彈射出炮管時的速度v有[22]

(6)

式中：Sf為炮管內徑對應面積或子彈橫截面面積；Lf為炮管長度；m為子彈質量。

式(6)是基于子彈入射過程中氣室壓強始終為初始壓強假設得到，事實上，在子彈入射過程中氣室壓強在逐漸減小。因此，將式(6)進行簡單推導變換并引入修正系數(shù)α可得

(7)

式中：cf=1/(Sf·Lf)為所對應的炮管空腔的體積的倒數(shù)，對于特定的氣炮裝置其值為常數(shù)；系數(shù)α的值可以通過試驗擬合或與數(shù)值結果對比分析得到。從式(7)可以看出氣室壓強與子彈射出炮管時的動能成正比。當氣室壓強一定時，子彈射出炮管的動能為定值，即輸入到模擬裝置的能量不變，與子彈的長度等參數(shù)無關。

為了進一步驗證上述結論，更換長度為8 cm，10 cm，12 cm和20 cm的子彈設置氣室壓強均為0.05 MPa分別進行沖擊試驗。四種不同工況下諧振板的MEFE曲線，如圖8所示。圖中除子彈長度為20 cm工況下MEFE曲線在高頻部分與其他有一定誤差外，四條曲線基本吻合。這種現(xiàn)象可以作如下解釋。相同材料的子彈在改變其長度的同時其質量也隨之發(fā)生改變。當子彈質量增大時，在相同氣室壓強作用下，子彈飛出炮管時的速度減小，總動能不變。因此其在諧振板上引起的沖擊環(huán)境的幅值亦不變。試驗結果表明在氣室壓強一定的情況下子彈長度對沖擊環(huán)境基本不會產(chǎn)生影響，與上述結論相一致。

圖8 不同子彈長度下諧振板的MEFE

2.4 連接桿定位孔的影響

調整連接桿的定位孔并進行沖擊試驗，得到不同定位孔工況下諧振板上的MEFE曲線，如圖9所示。圖9(a)中當連接桿處于“h1”孔位時，MEFE曲線的拐點頻率為3 500 Hz。當連接桿處于“h2”～“h5”孔位四種工況下各MEFE曲線差別不大，其拐點頻率均約為1 600 Hz。此外，還可以看出第一種工況與后四組工況在低頻斜率也存在明顯差異。圖9(b)中當連接桿水平向內移動，即處于“h6”～“h9”定位孔時諧振板MEFE與斜向移動具有相同規(guī)律。上述分析直觀表明連接桿孔位會對諧振板的沖擊環(huán)境的拐點頻率和低頻斜率產(chǎn)生影響。但是這種影響規(guī)律并未隨著連桿孔位的變化呈現(xiàn)出遞進的變化，而是表現(xiàn)為兩種集中的狀態(tài)。分析數(shù)據(jù)曲線發(fā)現(xiàn)在連桿處于“h1”孔位時諧振板的MEFE曲線在1 600 Hz頻率點處存在一個小的“凸起”，該凸起的位置正好對應于其余四種工況的拐點頻率處。因此，分析造成上述兩級化的原因如下。在約1 600 Hz頻率范圍處正好對應于諧振板結構的某階固有頻率，在第一種工況約束條件下，該階振型受到抑制，危險頻率主要表現(xiàn)為3 500 Hz所對應的頻率點。當約束條件改變時，1 600 Hz處的頻率點受到激發(fā)，振型占據(jù)主導作用，表現(xiàn)為主要的危險點。

圖9 不同定位孔連接工況下諧振板的MEFE曲線

2.5 加載板厚度的影響

本節(jié)基于數(shù)值方法探究了加載板厚度對沖擊環(huán)境的影響規(guī)律。有限元模型幾何尺寸與試驗裝置保持一致?？紤]到模型的對稱性以及節(jié)約計算時間和存儲空間，只建立四分之一模型并在對稱面施加對稱約束。沖擊環(huán)境模擬裝置有限元模型，如圖10所示。模型中所有單元類型均為3D Solid164單元，單元總數(shù)和節(jié)點總數(shù)分別為62 638和81 383。不同部件之間設置自動面面接觸。模型建立完成后提交LS-DYNA solver進行求解，并在后處理中提取與試驗加速度傳感器相對應位置節(jié)點的加速度響應進行分析。

圖10 沖擊環(huán)境模擬裝置的四分之一有限元模型

將有限元模型中子彈速度設為變量，調整模型中子彈速度分別進行數(shù)值求解。計算完成后，提取諧振板上與試驗中傳感器對應位置共十個節(jié)點的加速度沖擊響應時域曲線并作沖擊響應譜變換，求得其最高期望飛行環(huán)境與試驗結果對比。圖11(a)和圖11(b)分別為當子彈入射速度為6 m/s時定位孔在“h1”和“h3”兩種工況下諧振板的最高期望飛行環(huán)境與試驗結果對比。圖中兩條曲線譜型基本一致，其中數(shù)值結果整體包絡在試驗結果的±3 dB范圍內。進一步計算可知兩條曲線的平均誤差為1.627 dB，最大誤差為5.415 dB位于4 794 Hz頻率點處。分析表明沖擊試驗結果與數(shù)值結果之間存在較好的一致性，上述建立的火工沖擊環(huán)境模擬裝置有限元模型具有較高的精度。同時表明沖擊試驗中在0.06 MPa氣壓下12 cm子彈的入射速度約為6 m/s。

圖11 試驗結果和數(shù)值結果對比

加載板厚度在9 mm～17 mm內取不同值，并將連桿分別置于“h1”，“h3”和“h5”孔位進行數(shù)值仿真求解。各工況下諧振板上十個節(jié)點的最高期望飛行環(huán)境的拐點頻率，如表3所示。從表3中分析可知，當連接桿的定位孔固定時，隨著加載板厚度的逐漸減小，諧振板的MEFE拐點頻率逐漸減低。這種現(xiàn)象的原因可以解釋為加載板的固有頻率隨著厚度減小而減小。加載板上連接桿的位置對應于諧振板的激勵點，激勵點的輸入信號中頻率成分發(fā)生變化引起諧振板的MEFE拐點頻率逐漸變化。同時，可以發(fā)現(xiàn)當連接桿定位孔由“h1”轉為“h3”時，每種厚度工況下前者的拐點頻率值均大于后者，這是由于連接桿的定位孔改變了諧振板的約束邊界條件，該分析結果與2.4節(jié)中試驗結果一致。

圖12為表3中幾種不同定位孔和加載板厚度組合工況下的諧振板的MEFE曲線。由圖12可知，當連接桿定位孔或加載板厚度發(fā)生改變時，諧振板的MEFE曲線除拐點頻率發(fā)生變化外，其低頻斜率和拐點峰值也不盡相同。上述現(xiàn)象表明連接桿定位孔和加載板厚度對MEFE曲線的三要素的影響具有“一對多”的多參數(shù)耦合效應。本文將低頻斜率定義為曲線起始頻率至拐點頻率范圍內曲線上的點的斜率的平均值。計算表達式為

圖12 不同定位孔和加載板厚度工況下諧振板MEFE

(8)

式中：k為低頻斜率，dB/oct；N為曲線起始點至拐點頻率范圍內點的總數(shù)目；m為橫坐標頻率的倍頻程數(shù)；S(f)為頻率f處對應的沖擊響應譜值。計算不同定位孔和加載板厚度工況下諧振板MEFE曲線的低頻斜率并整理，見表3。從表3中可以看出，低頻斜率隨著定位孔和加載板厚度的變化而變化，其最小值和最大值分別為12.55 dB/oct和15.44 dB/oct。

表3 不同加載板厚度下諧振板沖擊環(huán)境拐點值

以上分析表明，綜合連接桿的孔位和加載板的厚度兩個變量調節(jié)因素，沖擊環(huán)境模擬平臺可以實現(xiàn)拐點頻率在951 Hz～4 031 Hz內的調節(jié)功能，能夠基本覆蓋航天器中遠場火工沖擊環(huán)境模擬的拐點頻率調節(jié)需求。

2.6 橡膠減沖器的影響

從沖擊環(huán)境模擬裝置的試驗和數(shù)值研究結果中可以看出在諧振板上產(chǎn)生的沖擊環(huán)境在高頻部分出現(xiàn)“上翹”現(xiàn)象。分析產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是由于沖擊信號中包含了較多的高頻分量所致。工程經(jīng)驗表明，航天器中遠場火工沖擊環(huán)境在高頻部分普遍較為平整。因此，“上翹”現(xiàn)象將對航天器中遠場火工沖擊環(huán)境的準確模擬帶來一定困難。

在入射桿端部分別粘貼不同厚度的橡膠減震墊片(稱為“橡膠減沖器”)進行沖擊試驗。不同橡膠減沖器厚度工況下諧振板的MEFE，如圖13所示。從圖13中可以看出，當增設0.75 mm厚度的橡膠墊后，諧振板最高期望飛行環(huán)境中高頻分量較無橡膠墊工況曲線有了明顯下降，高頻幅值變得“平整”且“上翹”現(xiàn)象消失。進一步增大橡膠墊的厚度后MEFE曲線的幅值逐漸降低，斜率逐漸減小，拐點頻率基本不變。

圖13 橡膠墊厚度的影響

上述分析表明增設0.75 mm的橡膠墊后能夠有效抑制沖擊信號中的高頻分量，起到“高頻整形”的效果。此外，進一步增加橡膠墊的厚度將減弱沖擊能量，同時改變譜線的斜率。

2.7 測試設備的影響

在實際工程中待測試的設備并不唯一。不同種類設備之間的結構、尺寸和安裝方式等都不盡相同。為了研究待測試設備本身對沖擊環(huán)境的影響規(guī)律，試驗中將模擬設備樣件去除重新進行標準沖擊試驗。諧振板上有無設備樣件測得的諧振板的MEFE對比，如圖14所示。圖14中兩條曲線整個分析頻段內基本接近，兩條譜線的拐點頻率和低頻斜率也基本相同。分析表明設備模擬樣件對諧振板的沖擊環(huán)境影響不大，提出的沖擊環(huán)境模擬裝置的參數(shù)影響規(guī)律對一定尺寸和質量范圍內的待測試設備都具有適用性。

圖14 沖擊環(huán)境模擬裝置有無設備樣件兩種工況的MEFE對比

3 算例驗證

3.1 沖擊響應譜的標準化

典型火工沖擊時域信號如圖15所示。將圖15中曲線數(shù)據(jù)進行沖擊響應譜換算獲得圖16中實線所示曲線，其反映了設備所經(jīng)受的實際沖擊環(huán)境。由圖16可知該沖擊響應譜形狀并不規(guī)則，即沖擊譜的三要素并不明顯。因此該信號并不能直接用作沖擊試驗條件，需進一步標準化處理。本文對沖擊響應譜的標準化處理方法分為以下三步。首先，在原始沖擊響應譜曲線中確定拐點頻率如圖文字描述所示。然后，將此頻率至終止頻率所對應的曲線值進行數(shù)值平均，同時將該平均值作為標準化后的高頻幅值部分，如圖中高頻部分虛直線所示。最后，計算原始沖擊響應譜起點位置至拐點頻率處所有點的斜率的平均值，并將該值作為低頻斜率。當拐點頻率和低頻斜率確定后便可確定低頻部分的沖擊響應譜斜線。計算處理完成的圖15火工沖擊信號的標準化曲線(或稱為“沖擊試驗條件”)如圖16中虛線所示。通過上述步驟可獲得任意沖擊響應譜曲線的三要素，即得到其標準化形式。

圖15 典型火工沖擊信號

圖16 沖擊響應譜標準化

3.2 沖擊環(huán)境模擬及分析

在第2章中給出了沖擊環(huán)境模擬裝置的調節(jié)參數(shù)對諧振板上沖擊環(huán)境的影響規(guī)律。其中，輕氣炮氣室壓強僅對諧振板上沖擊環(huán)境的幅值產(chǎn)生影響，表現(xiàn)為獨立的影響效應。連接桿的定位孔和加載板厚度變化對諧振板上沖擊環(huán)境的影響主要表現(xiàn)為拐點頻率的調節(jié)，同時會對沖擊環(huán)境的低頻斜率和峰值產(chǎn)生耦合影響。因此，利用該沖擊環(huán)境模擬裝置根據(jù)沖擊試驗條件進行試驗時，其裝置參數(shù)調節(jié)策略如圖17所示。首先，將火工沖擊試驗信號進行標準化，得到?jīng)_擊試驗條件的沖擊響應譜三要素。然后，根據(jù)試驗條件的拐點頻率和低頻斜率在表3中查找與之接近的工況，從而確定定位孔和加載板厚度。再后，根據(jù)沖擊試驗條件的高頻峰值和定位孔工況結合式(7)計算輕氣炮氣室的輸入壓強。試驗前在入射桿端部黏接0.75 mm厚度的橡膠墊進行高頻整形。最后進行沖擊試驗并將諧振板上沖擊環(huán)境與試驗條件進行對比分析，必要時須重新調節(jié)裝置參數(shù)并進行試驗直至諧振板上沖擊環(huán)境與試驗條件一致為止。

圖17 沖擊環(huán)境模擬裝置參數(shù)調節(jié)策略

在3.1節(jié)中典型火工沖擊信號標準化后的沖擊響應譜三要素信息如下：拐點頻率為1 600 Hz，低頻斜率平均值為13.67 dB/oct，峰值為3 987.64g。查表3可知，兩種工況與試驗條件中的拐點頻率和低頻斜率接近，分別為：定位孔“h3”，加載板厚1.5 cm(f=1 586 Hz,k=13.16 dB/oct)；和定位孔“h5”，加載板厚1.7 cm(f=1 510 Hz,k=13.65 dB/oct)。本文選擇前一種工況。根據(jù)式7(b)定位孔“h3”下高頻峰值和輕氣炮壓強關系計算得到3 987.64g下的輸出壓強應約為0.07 MPa，考慮到橡膠墊對沖擊響應峰值的衰減效應，適當增大輕氣炮的壓強為0.08 MPa。綜上所述，在提出的火工沖擊環(huán)境模擬裝置上實現(xiàn)上述沖擊試驗條件的參數(shù)調節(jié)方案為：輸出壓強0.08 MPa，定位孔“h3”,加載板厚1.5 cm。

將模擬裝置按照上述方案設置后進行沖擊試驗。試驗結果中諧振板上的MEFE曲線與沖擊試驗條件對比，如圖18所示。從圖18中可以看出，除在高頻部分個別頻率點由于譜型耦合控制等原因超過范圍外，基于上述參數(shù)設置諧振板的沖擊響應譜基本落在沖擊試驗條件的±6 dB范圍內。表明提出的沖擊環(huán)境模擬裝置的可行性和規(guī)律的可靠性，有效避免了沖擊環(huán)境試驗前期的反復調試過程。

圖18 沖擊試驗條件與沖擊環(huán)境模擬結果對比

4 結 論

本文提出了一種基于輕氣炮加載的多調節(jié)參數(shù)火工沖擊環(huán)境模擬裝置并總結了諧振板沖擊環(huán)境譜型控制方法，獲得結論如下：

(1)輕氣炮氣室壓強僅對諧振板最高期望飛行環(huán)境的幅值具有影響，且幅值的變化規(guī)律與輕氣炮氣室壓強近似成冪次方關系。

(2)連接桿定位孔和加載板厚度相結合可以實現(xiàn)諧振板上沖擊環(huán)境在951 Hz～4 031 Hz內的調節(jié)，但同時會對低頻斜率產(chǎn)生耦合影響。

(3)在入射桿前端與子彈接觸面粘貼一定厚度橡膠墊可對沖擊環(huán)境起到高頻整形效果，但同時會對峰值產(chǎn)生耦合影響。

(4)諧振板上有無樣件對沖擊環(huán)境影響不大，當設備的質量尺寸在與樣件相當情況下相關規(guī)律仍然有效。