蔣國(guó)偉，顧亦磊，鐘 鳴，周春華，孔祥森

（上海衛(wèi)星工程研究所，上海 200240）

0 引言

泡沫鋁因其特殊的疏松孔洞結(jié)構(gòu)，質(zhì)輕而具有很高的沖擊吸能性能，具有良好的比剛度和比強(qiáng)度[1-3]，適合于利用火工品解鎖的衛(wèi)星可展開附件的爆炸沖擊隔離。但因?yàn)榕菽X結(jié)構(gòu)中的大量孔洞，其靜剛度相較鋁合金必然有所下降[4-5]，可能影響可展開附件收攏狀態(tài)的模態(tài)頻率和振動(dòng)響應(yīng)。若泡沫鋁隔沖器使得可展開附件在收攏狀態(tài)下的模態(tài)頻率下降較多，則可能增加展開附件與運(yùn)載或衛(wèi)星平臺(tái)共振的風(fēng)險(xiǎn)，或因其振動(dòng)響應(yīng)過大而增加損壞/損傷的風(fēng)險(xiǎn)。因此，在設(shè)計(jì)泡沫鋁隔沖器時(shí)，應(yīng)盡可能避免其使展開附件收攏狀態(tài)下的模態(tài)頻率下降較多，同時(shí)保證振動(dòng)響應(yīng)不會(huì)放大較多。目前，關(guān)于泡沫鋁隔沖器對(duì)衛(wèi)星可展開附件收攏狀態(tài)力學(xué)特性影響的研究，國(guó)內(nèi)外尚無文獻(xiàn)明確揭示，而該研究將有助于泡沫鋁隔沖器在衛(wèi)星上的工程設(shè)計(jì)與應(yīng)用。

本文以某可展開數(shù)傳天線為例，在分析可安裝隔沖器的狹小區(qū)域的基礎(chǔ)上，提出一種表層填充J-133常溫膠的開孔泡沫鋁塊的扁平式結(jié)構(gòu)泡沫鋁隔沖器設(shè)計(jì)思路，并采用仿真計(jì)算和試驗(yàn)分析的方法研究其對(duì)衛(wèi)星可展開附件收攏狀態(tài)力學(xué)特性的影響。

1 泡沫鋁隔沖器設(shè)計(jì)

某可展開數(shù)傳天線設(shè)計(jì)有兩個(gè)壓緊點(diǎn)（每個(gè)壓緊點(diǎn)均有一個(gè)火工切割器）將天線收攏壓緊在衛(wèi)星艙板，每個(gè)壓緊點(diǎn)設(shè)計(jì)一個(gè)泡沫鋁三向隔沖器[6]?？紤]到布局的空間約束、包絡(luò)尺寸限制、載荷資源限制等因素，隔沖器應(yīng)設(shè)計(jì)安裝在火工切割器與支架之間的狹窄區(qū)域（如圖1所示），這樣天線收攏狀態(tài)不會(huì)因隔沖器的引入而發(fā)生變化。由此需考慮2個(gè)問題：1）增加隔沖器設(shè)計(jì)空間將使天線壓緊角度增大（圖1中為45°），從而使壓緊點(diǎn)處的“懸臂”長(zhǎng)度增加，降低天線收攏狀態(tài)頻率；2）天線壓緊角度變大，則會(huì)超出運(yùn)載包絡(luò)要求。

隔沖器設(shè)計(jì)需在考慮隔沖性能和總裝操作的同時(shí)，兼顧沖擊變形應(yīng)盡量小從而不影響數(shù)傳天線展開功能，故而該隔沖器的可設(shè)計(jì)區(qū)域僅約為 80 mm×100 mm×11 mm。在該區(qū)域，從模態(tài)頻率提升的角度考慮采用三明治夾芯板結(jié)構(gòu)，在充分發(fā)揮泡沫鋁高沖擊吸能特性的基礎(chǔ)上，可大幅提升結(jié)構(gòu)的剛度特性[7]。隔沖器設(shè)計(jì)如圖2所示[6]（圖中坐標(biāo)系為隔沖器局部坐標(biāo)系，文中僅在描述隔沖器設(shè)計(jì)和剛度試驗(yàn)時(shí)使用）。

圖1 某可展開數(shù)傳天線的泡沫鋁隔沖器設(shè)計(jì)空間Fig.1 The design space of foam aluminum shock isolator for a deployable digital antenna

圖2 某可展開數(shù)傳天線的泡沫鋁三向隔沖器Fig.2 Three-direction foam aluminum shock isolator for a deployable digital antenna

扁平式三向隔沖器由框體、蓋板、底板和泡沫鋁塊組成?？蝮w設(shè)計(jì)有外部接口，代表沖擊隔離裝置的包絡(luò)尺寸，并可根據(jù)約束調(diào)整空間包絡(luò)尺寸以與支架機(jī)械連接。蓋板設(shè)計(jì)有與火工切割器的接口，與泡沫鋁塊及框體接觸。底板將泡沫鋁塊封閉于蓋板和框體中，與框體設(shè)計(jì)有連接接口，與蓋板不接觸。泡沫鋁塊在框體、蓋板、底板之間并互相接觸。三向隔沖器三個(gè)方向的線剛度體現(xiàn)在：在蓋板板面內(nèi)（隔沖器的y向、z向），取決于蓋板、泡沫鋁塊與框體之間的摩擦剛度和泡沫鋁塊的剛度；在垂直蓋板板面方向（隔沖器的x向），取決于蓋板與框體之間泡沫鋁塊的剛度。

開孔泡沫鋁材料因其三維連通孔結(jié)構(gòu)而具有突出的吸能效率，卻也使得其模量下降進(jìn)而引起模態(tài)頻率的降低。在泡沫鋁塊的孔洞中填入黏彈性的高分子材料，可以提升泡沫鋁塊的剛度[5,8]?？紤]泡沫鋁和填充物的質(zhì)量比例對(duì)沖擊吸能的不確定影響、質(zhì)量資源的限制等因素，本文參考國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究成果[5,8]，從經(jīng)濟(jì)性和工程便捷性角度出發(fā)，采用自然浸滲法將一定量的J-133常溫膠浸入泡沫鋁塊表層。J-133常溫膠為航天常用的結(jié)構(gòu)膠黏劑，具有優(yōu)良的綜合性能，如耐熱性、強(qiáng)度和韌性[9]。如此，一方面可增加泡沫鋁塊的黏彈性，提升隔沖器的剛度；另一方面配合泡沫鋁隔沖器殼體可防止碎粒等多余物的產(chǎn)生。

隔沖器的結(jié)構(gòu)是基于可展開附件收攏狀態(tài)的有限設(shè)計(jì)空間，從利于剛度提升的角度而設(shè)計(jì)。而對(duì)于隔沖器內(nèi)部泡沫鋁塊的剛度，本文從設(shè)計(jì)應(yīng)用的工程性角度考慮，根據(jù)等效負(fù)載約為10 kg、火工切割器沖擊加速度約為10 000g，以及泡沫鋁塊作用設(shè)計(jì)面積x向約為0.005 5 m2、y向及z向約為0.002 1 m2等條件，代入泡沫鋁受沖擊應(yīng)力預(yù)估公式，得出所受沖擊應(yīng)力最低為18.2 MPa。式中：m為負(fù)載重量；a為輸入沖擊加速度；σx和σyorz分別為泡沫鋁在x向及y、z向的沖擊臨界應(yīng)力；Ax和Ayorz分別為在x向及y、z向的沖擊作用面積。參考相關(guān)文獻(xiàn)成果[8,10-11]，從隔沖器吸能效率最優(yōu)的角度考慮，本文隔沖器設(shè)計(jì)應(yīng)力為17 MPa，泡沫鋁材料相對(duì)密度為0.22，泡沫孔徑大小為1～2 mm。根據(jù)分離式Hopkinson壓桿（SHPB）上該類泡沫鋁應(yīng)力-應(yīng)變曲線測(cè)試結(jié)果可知[10]，泡沫鋁塊在潰變前的剛度為線彈性剛度，假定該剛度為k，根據(jù)泡沫鋁塊作用面積和設(shè)計(jì)尺寸可預(yù)估剛度范圍為k∈(6300,1.65×105)N/mm；而在該線彈性剛度范圍內(nèi)，當(dāng)k≤(1.3/t)2×4π2×m時(shí)可產(chǎn)生沖擊抑制效果[12]，根據(jù)同類型火工切割器產(chǎn)品的沖擊實(shí)測(cè)曲線[13-14]，可預(yù)估沖擊持續(xù)時(shí)間約5 ms，可知k≤2.67×104N/mm。因此，從保證隔沖器抗沖擊性能最優(yōu)的角度，設(shè)計(jì)隔沖器剛度范圍約為k∈(6300,2.67×104)N/mm。

2 力學(xué)性能分析

基于第1節(jié)對(duì)隔沖器的設(shè)計(jì)，考慮泡沫鋁材料本身批次性問題及隔沖器存在摩擦等剛度非線性問題，為獲取更為準(zhǔn)確的仿真計(jì)算結(jié)果，在建模分析之前開展隔沖器剛度試驗(yàn)，然后將隔沖器的線剛度試驗(yàn)結(jié)果代入仿真模型進(jìn)行模態(tài)分析和振動(dòng)響應(yīng)分析。

2.1 隔沖器剛度試驗(yàn)

隔沖器x向及y、z向剛度試驗(yàn)狀態(tài)如圖3所示，試驗(yàn)結(jié)果見圖4。

圖3 隔沖器剛度試驗(yàn)Fig.3 Stiffness test of shock isolator

圖4 隔沖器剛度試驗(yàn)結(jié)果Fig.4 Results of stiffness test of shock isolator

由圖4可知：隔沖器的x向剛度約為26 000 N/mm，y、z向剛度約為9400 N/mm。其中，y、z向剛度試驗(yàn)結(jié)果曲線顯示摩擦剛度較低，相對(duì)泡沫鋁塊組合的剛度可以忽略；x向剛度測(cè)試時(shí)，因裝配存在的0.2 mm間隙，在做完剛度試驗(yàn)后消失，但不影響后續(xù)使用。x向剛度較高，利于該方向基頻的提升；而y、z向剛度相對(duì)較低，但因?yàn)闆_擊響應(yīng)的主要緩沖方向需求在隔沖器y、z向，所以也符合設(shè)計(jì)需求，剛度試驗(yàn)值與設(shè)計(jì)值也基本相符。

2.2 模態(tài)分析

根據(jù)上述試驗(yàn)結(jié)果數(shù)值，在PATRAN/NASTRAN軟件中以彈性元件建立隔沖器模型（其中，隔沖器的阻尼比參考相關(guān)文獻(xiàn)[5,15-17]取值 0.05），分析可展開數(shù)傳天線的模態(tài)頻率。建模與分析均在天線坐標(biāo)系下進(jìn)行，天線坐標(biāo)系及仿真云圖如圖5所示，結(jié)果如表1所示。后續(xù)分析和試驗(yàn)均參考該天線坐標(biāo)系。

圖5 帶隔沖器的可展開數(shù)傳天線模態(tài)仿真分析Fig.5 Modal simulation analysis of deployable digital antenna with shock isolator

表1 模態(tài)分析結(jié)果Table 1 Modal analysis results

分析結(jié)果顯示，隔沖器使得天線壓緊狀態(tài)前三階的模態(tài)頻率下降不超過2.5 Hz。需要說明的是，為了使仿真與試驗(yàn)狀態(tài)吻合以及仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，上述仿真模型中天線機(jī)構(gòu)均為結(jié)構(gòu)件建模，故而模態(tài)頻率較高（高于真實(shí)產(chǎn)品模態(tài)頻率，但不影響本文分析比較）。

2.3 振動(dòng)響應(yīng)分析

在模態(tài)分析仿真模型基礎(chǔ)上，對(duì)模型壓緊狀態(tài)進(jìn)行了正弦振動(dòng)響應(yīng)分析。激勵(lì)頻率范圍為5～200 Hz；輸入量級(jí)為鑒定級(jí)載荷輸入條件，分析結(jié)果取數(shù)傳天線上各測(cè)點(diǎn)響應(yīng)相對(duì)于輸入控制響應(yīng)的放大倍數(shù)，如表2所示。

表2 振動(dòng)響應(yīng)仿真結(jié)果Table 2 Vibration reponse analysis results

仿真結(jié)果顯示，因泡沫鋁材料是一種具有高能量吸收特性的輕質(zhì)高阻尼材料，其阻尼特性明顯[15-17]，故而隔沖器使數(shù)傳天線的振動(dòng)響應(yīng)沒有被放大，反而變小了。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證與分析

3.1 模態(tài)試驗(yàn)

將數(shù)傳天線（含機(jī)構(gòu)、支架等）通過工裝板收攏固定在地基上，粘貼模態(tài)試驗(yàn)傳感器，采用模態(tài)敲擊法，測(cè)量數(shù)傳天線分別在不安裝和安裝隔沖器狀態(tài)下的模態(tài)，模態(tài)試驗(yàn)狀態(tài)及結(jié)果如圖6和表3所示。

圖6 數(shù)傳天線模態(tài)試驗(yàn)Fig.6 Modal test of the deployable digital antenna

表3 數(shù)傳天線模態(tài)試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Modal test results of the deployable digital antenna

隔沖器使數(shù)傳天線收攏狀態(tài)前三階模態(tài)頻率降低幅度在2.5 Hz以內(nèi)，相較于數(shù)傳天線自身模態(tài)頻率，降低不到2%，是可以接受的。仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果存在一定偏差，但相差不大，且隔沖器對(duì)模態(tài)頻率影響的大小和趨勢(shì)一致，說明隔沖器對(duì)數(shù)傳天線結(jié)構(gòu)整體模態(tài)的影響較小。

3.2 振動(dòng)試驗(yàn)

將數(shù)傳天線（含機(jī)構(gòu)、支架等）通過工裝板收攏固定在振動(dòng)臺(tái)上，粘貼振動(dòng)試驗(yàn)傳感器（見圖7），分別在x、y、z三個(gè)方向開展正弦振動(dòng)試驗(yàn)，試驗(yàn)頻率范圍5～200 Hz，掃描速率2 oct/min，試驗(yàn)結(jié)果取數(shù)傳天線上各測(cè)點(diǎn)響應(yīng)相對(duì)于輸入控制響應(yīng)的放大倍數(shù)（見表 4）；其中放大倍數(shù)的定義與仿真模型中一致，以x方向振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果曲線為例說明如圖8所示。

圖7 數(shù)傳天線振動(dòng)試驗(yàn)Fig.7 Vibration test of the deployable digital antenna

對(duì)比表2和表4的數(shù)據(jù)可知，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，說明泡沫鋁塊的阻尼比取值較為合適；隔沖器對(duì)數(shù)傳天線收攏狀態(tài)的振動(dòng)響應(yīng)有較好的抑制作用，最大可將振動(dòng)響應(yīng)放大倍數(shù)降低一半。

表4 振動(dòng)試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Vibration test results

圖8 x方向振動(dòng)試驗(yàn)放大倍數(shù)Fig.8 Magnification in x direction of vibration test

4 結(jié)束語

本文針對(duì)衛(wèi)星可展開附件的泡沫鋁隔沖器可能降低附件收攏狀態(tài)的模態(tài)頻率及放大振動(dòng)響應(yīng)等問題，首次提出一種基于表層填充J-133常溫膠的開孔泡沫鋁塊的扁平式隔沖器，并以某可展開數(shù)傳天線為例開展泡沫鋁隔沖器設(shè)計(jì)、分析與試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明：

1）泡沫鋁隔沖器采用扁平式結(jié)構(gòu)形式適合用于衛(wèi)星可展開附件狹窄的設(shè)計(jì)空間和較高的剛度需求，而表層涂覆J-133常溫膠，在兼顧多余物防護(hù)的同時(shí)也利于剛度的提升；

2）泡沫鋁隔沖器未明顯降低展開附件收攏狀態(tài)的模態(tài)頻率（前三階不超過2.5 Hz，頻率下降不超過 2%），且因其阻尼特性，使展開附件的振動(dòng)響應(yīng)得到較大程度衰減。

本文所述泡沫鋁隔沖器已成功在軌應(yīng)用，效果良好，其設(shè)計(jì)思路、研究方法和結(jié)論可適用于各類衛(wèi)星可展開附件隔沖器的研制。

（References）

[1]EVAN A G,HUTCHINSON J W,ASHBY M F,et al.Multifunctionality of cellular metal systems[J].Progress in Materials Science,1999,43: 171-221

[2]王斌,何德坪,舒光冀.泡沫 Al合金的壓縮性能及其能量吸收[J].金屬學(xué)報(bào),2000,36(10): 1037-1040 WANG B,HE D P,SHU G J.Compressive properties and energy absorption of foamed Al alloy[J].Acta Metallurgica Sinica,2000,36(10): 1037-1040

[3]HAN F S,ZHU Z G,GAO J C,et al.Compressive deformation and energy absorbing characteristic of foamed aluminum[J].Metallurgical and Materials Transactions,1998,29A,2497-2503

[4]王剛.吸能結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)大變形檢測(cè)及其性能研究[D].北京: 清華大學(xué),2011-6

[5]于英華.泡沫鋁/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料力學(xué)行為及應(yīng)用研究[D].阜新: 遼寧工程技術(shù)大學(xué),2007

[6]蔣國(guó)偉.一種衛(wèi)星用三向沖擊隔離裝置: 中國(guó),ZL201410464945.9[P],2017-01-25

[7]寇玉亮,陳常青,盧天健.泡沫鋁率相關(guān)本構(gòu)模型及其在三明治夾芯板沖擊吸能特性的應(yīng)用研究[J].固體力學(xué)學(xué)報(bào),2001,32(3): 217-227 KOU Y L,CHEN C Q,LU T J.A rate-dependent constitutive model for aluminum foams and its application to the energy absorption of lightweight sandwich panels with aluminum foam cores[J].Acta Mechanica Solid Sinica,2001,32(3): 217-227

[8]謝衛(wèi)紅,杜紅濤,李順才.泡沫鋁與聚氨酯泡沫鋁吸能特性對(duì)比[J].沈陽建筑大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2011,27(2): 307-311 XIE W H,DU H T,LI S C.Comparative study of energy absorption performance for open-cell aluminum and polyurethane foam aluminum[J].Journal of Shenyang Jianzhu University Natural Science,2011,27(2):307-311

[9]付剛,匡弘,付春明,等.J-133室溫固化耐溫100℃結(jié)構(gòu)膠粘劑[J].中國(guó)膠粘劑,1997,7(3): 15-17

[10]曾斐,潘藝,胡時(shí)勝.泡沫鋁緩沖吸能評(píng)估及其特性[J].爆炸與沖擊,2002,22(4): 358-362 ZENG F,PAN Y,HU S S.Evaluation of cushioning properties and energy-absorption capability of foam aluminum[J].Explosion and Shock Waves,2002,22(4):358-362

[11]鄭明軍,何德坪.新型高強(qiáng)度胞狀鋁合金的壓縮及能量吸收性能[J].材料研究學(xué)報(bào),2002,16(5): 473-478 ZHENG M J,HE D P.Deformation and energy absorption characteristic of high strength cellular Alloy[J].Chinese Journal of Materials Research,2002,16(5): 473-478

[12]張阿舟,姚起杭.振動(dòng)控制工程[M].北京: 航空工業(yè)出版社,1989: 190-220

[13]趙欣,丁繼鋒,韓增堯,等.航天器火工沖擊環(huán)境分析預(yù)示方法研究綜述[J].航天器環(huán)境工程,2016,33(3): 247-254 ZHAO X,DING J F,HAN Z Y,et al.Review of the prediction methods of the pyroshock environment in spacecraft[J].Spacecraft Environment Engineering,2016,33(3): 247-254

[14]田芳怡,田曉濤.基于演變譜理論和正交化 HHT法的沖擊響應(yīng)譜時(shí)域信號(hào)合成方法[J].航天器環(huán)境工程,2014,31(1): 25-30 TIAN F Y,TIAN X T.A time domain signal synthetic method for shock response spectrum based on evolutionary spectra theory and orthogonal HHT[J].Spacecraft Environment Engineering,2014,31(1):25-30

[15]余興泉,何德坪.泡沫金屬機(jī)械阻尼性能研究[J].機(jī)械工程材料,1994,18(2): 26-32 YU X Q,HE D P.Research on the mechanical damping properties of metallic foams[J].Materials for Mechanical Engineering,1994,18(2): 26-32

[16]何德坪,余興泉.孔結(jié)構(gòu)對(duì)通孔泡沫Al非線性阻尼性能的影響[J].材料研究學(xué)報(bào),1997,11(3): 101-103 HE D P,YU X Q.The effect of pore structure parameters on the non-linear damping capacity of new type foamed aluminum with open pore structure[J].Chinese Journal of Material Research,1997,11(3):101-103

[17]余興泉,何德坪.泡沫金屬-高分子聚合物的復(fù)合體機(jī)械阻尼性能研究[J].功能材料,1996,27(2):171-175 YU X Q,HE D P.Research on the mechanical damping properties of the compound of metallic foam and polymer[J].Journal of Functional Materials,1996,27(2): 171- 175