巡飞攻击导弹红外成像导引头减振技术研究

袁名松，冯建伟，顾道琴，黄 云，潘顺臣



巡飞攻击导弹红外成像导引头减振技术研究

袁名松，冯建伟，顾道琴，黄 云，潘顺臣

（昆明物理研究所，云南 昆明 650223）

以巡飞攻击导弹红外成像导引头为研究对象，综合考虑冲击、振动两种主要的力学环境，以减振器静弹性模量为变量，根据冲击、振动环境设计要求确定约束条件，结合弹体提供给导引头的空间尺寸，设计适合本导引头的橡胶减振器。利用ANSYS Workbench有限元分析软件，通过计算导引头在带减振情况下的固有频率及探测器加速度响应的均方根值，对减振器进行减振效果分析，并根据计算结果对减振器参数进行调整。设计出了一种既具有缓冲效果又具有隔振效果的橡胶减振器，使导引头能满足弹体的动力学环境要求，为今后类似结构的缓冲、减振设计提供借鉴。

红外成像导引头；橡胶减振器；固有频率；加速度响应

0 引言

以子弹药形式投放的巡飞弹，在飞行初期由母弹携带，利用母弹的快速性迅速达到目标上空，到达预定开舱点后，子弹从母弹中抛出，完成“弹机”转换，子弹以类似无人机的形式，利用自身携带动力按预定航迹巡飞，对战区进行侦察，寻找最佳时机对目标进行精确打击。导弹在起飞和动力飞行过程中，将受复杂的噪声、冲击、振动等动态力学载荷的影响，这些载荷将通过导弹壳体及结构传到红外成像导引头上，直接影响导引头的性能及可靠性。

在导弹发射及飞行过程中，导引头将承受RMS（RMS为加速度均方根值，即随机振动功率谱密度曲线与轴包围的面积开平方）值达22.46的随机振动激励作用，同时，导引头需承受发射时80、8ms和分离时120、0.8ms的半正弦波冲击激励作用，经试验，在不加减振的情况下，两种冲击载荷在导引头承受能力范围之内，但随机振动载荷超出了导引头的承受能力。

理论上隔振和缓冲互相矛盾，理想的隔振器没有缓冲效果，同样理想的缓冲器没有隔振效果，理想隔振器和理想缓冲器是弹性体的两种极限使用状态[1]。

本文旨在采用理论分析和有限元模拟相结合的方法，研制出一种能同时兼顾缓冲和减振的橡胶减振器，显著降低导引头的随机振动响应，同时不扩大其冲击响应，有效改善巡飞攻击导弹红外成像导引头的动态力学环境，满足导引头使用要求。

1 减振器设计

在其他条件相同的情况下，减振器的频率越低其减振效果越好[2-6]，因此可以通过理论分析得出减振器在满足缓冲性能下对应的频率，以此作为设计减振器阻尼橡胶材料的依据。

1.1 缓冲效率分析

在冲击载荷作用下，结构将在很短的时间内达到最大响应，结构的阻尼还来不及吸收较多的能量，其对结构的最大响应影响不大，因此一般采用无阻尼模型来研究冲击响应。为计算方便，导引头简化为如图1所示的单自由度模型。

图1 单自由度模型

对图1所示的单自由度模型，在不考虑阻尼的情况下，受如式(1)所示半正弦冲击载荷的作用：

式中：＝p/。结构的冲击响应为[1-3]：

系统响应可分为两个阶段：激励作用期间为第一阶段0≤≤，激励作用后为第二阶段≥。冲击响应的最大值所在的阶段应根据情况进行分析。

根据式(1)和式(2)可求出系统冲击响应的最大比值（冲击放大倍数），计算结果如下[2-4]。

1）当0＜＜0.5，即＞时，系统最大响应幅值出现在第二阶段：

式中：＝/2p。

2）当＞0.5时，即＜时，系统最大响应幅值出现在第一阶段：

3）当＝0.5时，系统的最大响应幅值发生在冲击激励作用结束的瞬间：

1.2 减振效率分析

若不计导引头各支撑点受力的不均匀性及其相互耦合，其配置可简化为图2的所示的力学模型，其中为外来振动的激励力，、分别为减振器的刚度和阻尼系数，是加于减振器上的质量。弹簧、阻尼器和质量块位移阻抗分别为、j、－2（为振动的角频率，j＝(－1)1/2），导纳则分别取倒数[5]。1点的导纳为：

式中：1为1点处的位移，是减振器位移KC与质量块位移D之和，即：

图2中点2的位移为2，即D：

减振系统的振动传递率为：

对(9)取模，得：

式中：为减振器的共振频率；为减振器的阻尼比，＝/0（0临界阻尼）。

若不考虑阻尼，在对数坐标上按式(10)可作出图3所示的传递率和频率特性曲线。由图3可见，当很小时，传递率将达到1；当＝时，出现共振，传递率将达最大值，这时不仅不能减振，而且使外来振幅得到扩大；当＞1.41时，传递率||＜1，出现了减振效果，越大，减振效果越好。由此可见，减振器设计时，应力求减小，以扩大减振器的有效减振区。

图2 减振器力学模型

图3 传递率与频率特性曲线

当＝时，由式(10)得：

由式(11)可见，越大，||将越小。

1.3 减振器初步设计

橡胶减振器的一般设计流程如下[5-6]：

1）首先计算所要求的刚度

式中：为拟承载量，单位：N；为重力加速度，单位：m/s2；0为期望的共振率频，应小于等于(1/3～1/5)振源频率。

2）计算静变形

式中：j为橡胶的静态弹性模量（N/m2）；d为橡胶的动态弹性模量（N/m2），一般取d＝2.5j。

3）确定橡胶块高度，一般取＝(4～6)D。

4）计算截面积

式中：为温度系数，一般取≤0.5。

5）确定外形

方形的边长或圆形块的直径在下述范围为合适，否则应修正上列步骤的计算。

4≥≥(15)

以上设计过程是在理想状态下进行的，实际设计时，减振器外形受到弹体空间尺寸限制，只能在减振器外形设计好后，根据减振器外形来选择减振器参数。根据弹体提供给的导引头的空间尺寸及接口要求，设计出的减振器外形如图4所示。导引头需进行、、三个方向的减振，拟安装4个减振器，减振器布置如图5[12]所示。

图4 减振器外型尺寸

图5 减振器布置图

一般情况下，橡胶减振器弹性模量和动静比d/j越小（越接近1），隔振效果越好[5-11]。不过弹性模量小，会增大导引头在弹上的安装误差，导引头输出的制导信息误差也将随之增大。下面通过减振器参数计算来合理选择减振器弹性模量和动静比。

减振器高度＝3.5mm，取D＝(1/5)，即D＝0.7mm，暂取d/j＝2.5，已知导引头的质量为5kg，利用式(13)、(12)可求出减振器的刚度和固有频率为175000N/m、29.775Hz，将该固有频率值代入式(3)，可求得导引头受8ms和0.8ms冲击时的冲击放大倍数分别为0.903、0.095。已知导引头具有承受放大倍数不大于1的抗80、8ms和120、0.8ms的半正弦波冲击激励作用[13]，因而从缓冲的角度来看，该减振器可以承受导引头的冲击载荷作用。

根据减振器外形尺寸，可算出：当减振轴向减振时，单个减振器的面积1＝1.41×10－4m2，4个减振器的面积为5.64×10－4m2；当减振器作纵向减振时，单个减振器面积2＝1.13×10－4m2，4个减振器面积4.52×10－4m2，取温度系数＝0.5，将、、、代入式(14)，可求减振橡胶的静弹性模量1＝868794N/m2、2＝1084070N/m2。取＝868794N/m2作为减振器的弹性模量。

2 减振效果分析

利用ANSYS Workbench有限元分析软件对导引头进行减振效果分析，导引头需承受的随机振动载荷曲线如图6所示，振动方向为、、三个方向，输入总的加速度均方根值（RMSin）为22.46。导引头有限元模型如图7所示，随机激励从4个减振器的后端面加载。

减振效果常以设备中某检测点的加速度响应均方根值RMSout与输入激励的加速度均方根值RMSin之比RMSout/RMSin衡量，根据结构破坏的3准则[1]，当RMSout/RMSin＜3时，可视为减振效果满足使用要求。由于导引头中比较脆弱的部位为红外探测器，因而选择探测器某一节点作为检测点。由于30～50Hz为弹体的激振频率，因而导引头的各阶固有频率及共振点应避开该频段。表1为进行有限元分析时用到的材料属性。表2为导引头前六固有频率，图8(a)、图8(b)、图8(c)为探测器在、、三个方向的加速度响应。

图6 随机振动功率谱

图7 导引头有限元模型

表1 材料属性

表2 导引头各阶固有频率

由于弹体的激振频率在30～50Hz，从表2可以看出，导引头第一、二、三阶固有频率高于激振源频率，为使导引头稳定，应尽量使导引头前三阶固有频率低于激励源频率，因而导引头固有频率分布不是很理想。

从图8(a)、图8(b)、图8(c)可以看出，探测器在73.036Hz、56.065Hz、56.772Hz发生了共振，分别与导引头第三阶固有频率（73.044Hz）、第一阶固有频率（56.07Hz）、第二阶固有频率（56.776Hz）很接近，加速度响应峰值分别达177150(m/s2)2/Hz、93740(m/s2)2/Hz、92341(m/s2)2/Hz，从图8(a)、图8(b)、图8(c)可得到探测器在、、三个方向上的加速度响应均方根值RMSout分别为69.634、42.63、42.469，在方向上RMSout大于3倍RMSin，导引头有损坏的可能性。

从以上分析结果看出，减振器参数选择不太合理，需进一步调整参数，使导引头各阶固有频率及加速度响应分布更合理。

3 减振器改进措施

目前导引头第一阶固有频率高加于激励频率，且加速度响应均方根值偏大。降低减振器的静弹性模量可有效降低导引头固有频率及加速度响应，拟采取以下措施来降低减振器静弹性模量的需求值。

1）将减振器外径由18增大至20，单个减振面积增大至2.01×10－4m2，4个减振器面积增大至8.04×10－4m2；

2）选择优质天然橡胶作为减振器主体胶料，对主体胶料、炭黑、硫磺用量合理配置，将动静比降至1.1[5]；

3）将减振器变形高度D由1/5提升至1/3，即D＝1.17mm。

于是解得：＝46068N/m2，j＝160435N/m2，减振器固有频率0＝15.28Hz，利用公式(3)可求得导引头受8ms和0.8ms冲击时的冲击放大倍数分别为0.48、0.049。

表3为减振器改进后导引头前六固有频率，图9(a)、图9(b)、图9(c)为探测器在、、三个方向的加速度响应。

表3 导引头各阶固有频率

减振器改进后，导引头前三阶固有频率小于30Hz，探测器在、、三个方向产生共振的点分别为25.069Hz、21.549Hz、21.382Hz，分别在导引头第三阶、第二阶、第一阶固有频率附近，共振峰值分别为25414(m/s2)2/Hz、14897(m/s2)2/Hz、14708(m/s2)2/Hz，加速度响应均方根值分别为14.153、11.03、10.95，由于3个方向的加速度响应均方根值均小于3倍RMSin（实际上已小于1倍RMSin），导引头能适应所给随机振动条件。

4 结论

从橡胶减振器的缓冲效率和减振效率出发，以减振器静弹性模量为变量，根据弹体提供的空间尺寸及冲击、振动等环境适应性要求，设计出适合本导引头的橡胶减振器。利用ANSYS Workbench有限元分析软件，通过计算导引头在带减振情况下的固有频率及探测器加速度响应的均方根值，验证减振器的减振效果，并对减振器参数进行调整，设计出了一种既具有缓冲效果又具有隔振效果的橡胶减振器，使导引头能满足弹体的动力学环境要求，为今后类似结构的缓冲、减振设计提供借鉴。

[1] 李晓颜, 黄加才, 王建月, 等. 一类抗冲击载荷的新型橡胶减振器[J]. 宇航材料工艺, 2003(1): 42-45.

[2] 方同, 薛璞. 振动理论及应用[M]. 西安: 西北工业大学出版社，1998.

[3] 马大猷. 噪声与振动控制手册[M]. 北京: 机械工业出版社, 2002.

[4] 莫平, 程晓果, 余盛强, 等. 冲击响应谱在惯导减振防冲设计中的应用[J]. 战术导弹控制技术, 2008(1): 60-63.

[5] 张思. 橡胶减振器的减振机理与设计[J]. 东南大学学报, 1991(11): 39-40.

[6] 王贵一. 橡胶减振器的设计原理和性能测试[J].特种橡胶制品, 1998, 19(6): 42-47.

[7] 杨俊凤, 周相荣, 丁炜. 橡胶减振器的动静比影响因素[J]. 噪声与振动控制, 2013, 33(6): 201-206.

[8] 赵云峰. 高性能黏弹性阻尼材料及其应用[J]. 宇航材料工艺, 2009, 39(5): 1-5.

[9] 赵云峰. ZN系列粘弹性阻尼材料的性能及应用[J]. 宇航材料工艺, 2001(2): 19-23.

[10] 吴斌, 张驰, 骞永博. 某弹载结构橡胶隔振器动态特性研究[J]. 机械科学与技术, 2006, 25(9): 1114-1116.

[11] 黄金威, 杨朋军, 于云峰, 等. 惯性平台橡胶减振器弹性特性的有限元分析[J]. 机械设计, 2006, 23(11): 51-54.

[12] 袁名松. 某红外成像导引头设计工作报告[R].昆明: 昆明物理研究所.2014.

[13] 袁名松, 冯建伟, 黄云, 等. 巡飞攻击导弹红外成像导引头瞬态冲击响应分析[J]. 红外技术, 2014, 36(12): 953-957.

Research on Vibration Reduction Technology of Loitering Attack Missile Imaging Infrared Seeker

YUAN Ming-song，FENG Jian-wei，GU Dao-qin，HUANG Yun，PAN Shun-chen

(650223,)

Based on the loitering attack missile imaging infrared seeker，a type of rubber vibration absorber for the seeker was designed , in which impact, vibration and space size provided to the seeker by the missile were considered. The design variable is elastic modulus of the vibration absorber. Analysis of vibration damping effect of the seeker with vibration absorber was carried out with ANSYS Workbench finite element software, from which natural frequency of the seeker and acceleration response of the infrared detector were obtained. Parameters of the vibration absorber were adjusted according to the result of calculation. Rubber vibration absorber with not only impact buffering effect but also vibration damping effect was designed in the paper, so the paper can afford help to similar designs.

Imaging Infrared seeker，rubber vibration absorber，natural frequency，acceleration response

TJ765

A

1001-8891(2015)01-0067-06

2014-12-02；

2014-12-24.

袁名松（1974-），男，湖南新化人，博士研究生，研究方向为红外光电系统设计。E-mail：yuan_mingsong@163.com

国防预研项目。