星箭界面整星隔振设计及减振效果验证

张 群，邢建伟，毕京丹，潘忠文，卫 国

（1. 北京强度环境研究所； 2. 北京宇航系统工程研究所：北京 100076）

0 引言

运载火箭发射时的力学环境特性是卫星设计的重要依据之一。据NASA 对卫星发射失败原因的调查报告，45%的失败是由发射阶段的振动环境引起的[1]。目前，卫星与运载火箭的连接方式通常是采用蜂窝铝材料制成的锥壳式适配器或钢架式结构，其刚度较大、阻尼小，环境载荷直接从星箭界面传递到卫星，常常导致卫星的动力学环境超标，势必影响卫星的寿命，并且对卫星所携带仪器设备的设计提出了更高的要求。因此，十分有必要研究星箭界面减振技术来改善卫星在发射阶段的动力学环境[2]。

目前主要的星箭界面减振技术包括以Stewart主动隔振平台为代表的整星主动隔振系统[3]，以磁流变阻尼器为代表的整星半主动隔振系统[4]，以及以附加被动阻尼器[1]、阻尼约束层[5]为代表的整星被动隔振系统。

基于磁流变效应制成的磁流变阻尼器是一种性能优良的半主动控制装置，通过对输入电流的调节即可控制其阻尼力的大小。相比于传统的流体阻尼器和其他主动作动器，磁流变阻尼器的结构比较简单，无须外界能源驱动，易于实现，能够达到与主动减振相近的控制效果，在汽车隔振系统中得到广泛应用，并在航天器领域得到推广[6]。黏滞阻尼器作为一种液体被动隔振装置，本身没有刚度，不会改变结构频率，然能增加结构阻尼比以起到耗能的作用。这种阻尼器的结构简单、承载能力高、黏滞阻尼力强、隔振效果良好，广泛应用于高层建筑、桥梁等的结构抗震改造、工业管道设备抗振等领域[7]。

程明等[6]提出了一种基于磁流变阻尼技术的星箭界面半主动隔振平台，确定了结构质量设置、刚度系数和阻尼特性等主要参数对隔振平台传递特性的影响以指导试验设计，并通过刚性配重和缩比模型验证了隔振平台具有良好的隔振效果。其中，隔振平台的固有频率由弹簧的刚度系数决定，阻尼特性对隔振平台的传递特性有显著影响。

本文将在文献[6]理论分析的基础上，采用磁流变阻尼器和黏滞阻尼器技术，利用以某型号的卫星和适配器为基础搭建的试验系统分别对采用磁流变阻尼器的串联式整星隔振平台以及采用黏滞阻尼器的并联式整星隔振平台进行隔振性能的工程试验研究，对实测隔振效果进行对比分析，验证评估这2 种隔振平台设计的有效性。

1 减振系统设计

1.1 研究对象和设计要求

本文隔振平台的承载能力按照1000 kg 量级设计，并以实际卫星模拟件和实际卫星适配器为基础进行试验验证。

星箭界面减振设计的原适配器状态下的星箭界面组成如图1 所示，包括整星和适配器，其中适配器由上半部分的倒锥支架和下半部分的过渡支架构成，卫星通过4 个支腿与倒锥支架连接。

图 1 原适配器状态的星箭界面Fig. 1 The satellite-rocket interface structure of the original adapter state

以原状态的星箭界面系统为对象，减振设计主要要求：1）保持转接框、卫星支架的结构不变，将原过渡支架设计改为串联/并联减振系统的新过渡支架；2）可承载质量不小于1000 kg 的卫星；3）星箭界面系统的总质量改变不超过30%；4）不改变原系统的频率特性，即隔振平台纵向一阶固有频率为20～40 Hz，水平方向一阶固有频率为10～18 Hz。

在上述4 个前提条件下，隔振平台的减振效果应达到如表1 所示的指标要求。

表 1 减振技术指标Table 1 The technical specifications of vibration reduction

1.2 磁流变阻尼隔振平台设计

磁流变阻尼器利用磁流变液在外加磁场作用下的磁流变效应产生阻尼力，在其上下极板间施加磁场作用时，磁性颗粒开始沿磁场方向出现规律性排列，如图2(b)所示，此时磁流变液的剪切屈服强度开始增大；随着磁场作用的继续增大，磁性颗粒沿磁场方向形成紧密的链束状排列，如图2(c)所示，磁流变液呈现半固体状态，需要更大的剪切力才能使其流动。

图 2 磁流变效应原理示意Fig. 2 Principle of magnetorheological effect

磁流变阻尼器的阻尼力F可采用Bouc-Wen模型[8]描述，

结合试验数据，通过参数识别即可确定阻尼力模型的最优控制参数。

磁流变阻尼隔振平台设计采用Stewart 平台并联机构，由上、下平台以及6 根支腿结构组成。6 根支腿均匀排列在上、下平台之间，两端分别通过球铰与上、下平台连接，可以分别在一定范围内伸缩运动，且每个运动方向互不平行，如图3(a)所示。因此，隔振平台在6 个方向上都具有一定的减振作用。支腿结构（如图3(b)所示）的主体部分是磁流变阻尼器和弹簧的并联机构。弹簧环绕在磁流变阻尼器的活塞杆周围，主要起支撑和回复作用，一端通过挡板与磁流变阻尼器的活塞杆连接，另一端与磁流变阻尼器的壳体连接。磁流变阻尼器通过电控系统智能调节自身阻尼大小，从而改变隔振平台结构的阻尼特性。

图 3 磁流变阻尼隔振平台结构示意Fig. 3 The structure of the magnetorheological damper isolation platform

磁流变阻尼隔振平台与适配器串联，上平台与倒锥支架的下端面连接，下平台与新过渡支架的上端面连接，如图4 所示。新过渡支架采用铝合金蒙皮加筋圆锥半硬壳结构形式，与原过渡支架结构形式基本保持一致。

图 4 串联磁流变阻尼隔振平台的星箭界面Fig. 4 The satellite-rocket interface structure of the serial magnetorheological damper isolation platform

结合减振系统设计要求和仿真分析计算，对隔振平台结构进行优化，并确定弹簧和阻尼器的特性参数。原过渡支架和倒锥段的总质量约为175 kg，隔振平台、新过渡支架和倒锥段的总质量约为180 kg，变化不大，满足设计要求。

1.3 黏滞阻尼隔振平台设计

黏滞阻尼隔振平台设计是采用阻尼器与适配器并联的结构形式，将原过渡支架两环框之间的环向蒙皮部分去除，并在内壁均匀嵌入6 个黏滞阻尼器。黏滞阻尼器主要由活塞杆、活塞、阻尼孔（或者间隙）、缸筒、阻尼介质（硅油）和密封装置构成，如图5 所示。每个阻尼器通过上下铰座与环框固连，适配器的运动通过上下环框传递至阻尼器，迫使活塞往复运动，如图6 所示。

图 5 黏滞阻尼器Fig. 5 The viscous damper

图 6 并联黏滞阻尼器的星箭界面Fig. 6 The satellite-rocket interface structure of the viscous damper isolation platform

当结构发生振动时，与工程结构固连的黏滞阻尼器随结构运动而运动，活塞迫使缸筒内的阻尼介质由一腔通过阻尼孔（或间隙）运动到另一腔，这个过程中流体介质会通过阻尼孔产生节流的黏滞阻尼力，将结构振动的能量转化为热能耗散掉。

黏滞阻尼器的阻尼力F与活塞运动速度v相关，

式中：C为阻尼系数；a为速度指数，可根据工程要求进行设计选定。根据本试验的设计要求，选定a=1，C=300 000 N·s/m。

黏滞阻尼隔振平台是在原过渡支架的基础上加以改造，基本不改变原过渡支架的结构和刚度，整个平台的总质量约为205 kg，质量改变不超过30%，满足设计要求。

2 试验验证

2.1 试验系统

针对研究目的，通过星箭系统的整星振动传递特性试验实际测量评估1.2、1.3 节之减振系统设计的效果。整星隔振试验系统由大推力（350 kN）振动台、模拟星、适配器和转接工装构成，分别通过振动台垂台和滑台实现纵向和横向振动试验。模拟星的质量约为1056 kg；适配器下端直径为3350 mm，需设计转接工装与振动台连接。

本试验系统主要有3 种状态：原适配器星箭系统状态（简称“原状态”）、磁流变阻尼隔振平台星箭系统状态（简称“平台减振状态”）和带黏滞阻尼器星箭系统状态（简称“黏滞减振状态”），分别如图7(a)、(b)、(c)所示。

图 7 星箭界面整星隔振试验系统Fig. 7 The whole-spacecraft vibration isolation test system

整星振动传递特性试验条件如表2 所示。星箭界面的实际验收量级约为0.9g，但由于设计载荷限制，出于安全考虑仅进行最大量级为0.3g的验证。星箭界面传递特性随量级的变化趋势符合典型装备振动试验的规律，峰值处的放大倍数随量级增大而略有减小，不再赘述。

表 2 振动传递特性试验条件Table 2 The test conditions for the vibration transfer characteristics

试验中在过渡支架下端与工装连接面处（S1 界面）、原过渡支架中部/磁流变阻尼隔振平台上部（S2 界面）、过渡支架与倒锥连接面/磁流变阻尼隔振平台上部（S3 界面）、倒锥段上部（S4界面）、模拟星质心处（S5 界面）、卫星顶部（S6 界面）等6 个截面处安装三向加速度测点，3 种系统状态下的测点位置及编号分别参见图1、图4 和图6。

2.2 试验结果

按表2 的试验条件分别进行原状态及减振状态下的星箭隔振系统振动传递特性试验，扫描率为4.0 Oct/min。其中平台减振状态的工作电流为0.5 A。

选取S2～S5 界面的测点相对S1 界面处，绘制各工况下模拟星质心处测点的传递函数（H）曲线如图8 所示：在试验频率范围内，各工况下质心一阶频率处的放大倍数均较为显著；采用磁流变阻尼隔振平台和黏滞阻尼器减振措施后，星箭界面的各阶频率（除一阶频率）处的响应均有所减小，二阶频率和40 Hz 附近的减振效率均大于40%；与原状态的传递曲线对比，在5～100 Hz 以内均无明显放大，满足设计指标要求。

图 8 各工况试验时卫星质心测点传递函数曲线Fig. 8 Transfer function test curves of satellite centroid for different platforms

图9 为各工况下界面S2～S5 的平均响应放大倍数测量结果：原状态下，星箭界面的放大倍数随界面上移而增大，其中x向时S4 和S5 界面处放大较为明显；平台减振状态下，x向时S4 和S5 界面处放大较为明显，横向（y、z向）时S5 界面处放大倍数略大，S4 界面处放大倍数较小；黏滞减振状态下，由于黏滞阻尼器未改变适配器的主体结构和刚度，所以各界面处的传递特性趋势与原状态下相同，但相较于原状态时的响应放大倍数均有所减小。卫星x向响应放大主要源于倒锥段和卫星支腿结构，y、z向响应放大主要源于卫星支腿结构，使得S5 界面处的放大最为显著。

图 9 各工况试验时各界面一阶响应放大倍数Fig. 9 The first-order magnification of different interfaces for different platforms

表3 给出了不同减振状态下星箭界面的一阶固有频率及减振效率：平台减振状态下3 个方向的减振效率都大于或接近50%，其中x向的减振效果最好（达68.0%）；黏滞减振状态下，仅在x向的减振效果大于31.9%，而y向的减振效果较差，z向甚至无减振效果，这是由于黏滞阻尼器的安装方式介于过渡支架两环框之间，侧向刚度大、侧向位移较小，仅在x向振动时过渡支架的运动方向与阻尼器活塞运动方向平行，活塞具有较为显著的行程，黏滞阻尼力的作用效果较为显著。

表 3 不同减振状态的一阶固有频率及减振效率统计Table 3 The first order natural frequency and the damping effect in different vibration isolation states

同时，由表3 可知：黏滞阻尼器的并入基本不改变系统的一阶固有频率，满足不改变系统固有频率的设计要求；磁流变阻尼隔振平台的总质量控制满足设计要求，减振效果良好，但实际平台的串入导致星箭界面的一阶固有频率明显降低，不满足频率设计要求，须进一步进行参数的全面优化。

3 结论

本文通过减振系统设计，对3 种状态下的星箭界面结构响应进行对比研究，得到以下结论：

1）磁流变阻尼隔振平台在3 个方向上都具有较为明显的减振效果，质量控制和减振效果均满足要求，但固有频率不满足设计要求，可增加隔振平台的支腿数量、弹簧刚度等进行设计优化。

2）黏滞阻尼减振能基本满足整星隔振的设计要求，黏滞阻尼器的嵌入对适配器的质量、一阶固有频率影响较小，但仅在x向上具有明显的减振效果，侧向的减振效果较差。后续可改进黏滞阻尼器的嵌入方式或降低阻尼器的刚度，以满足卫星3 个方向的减振需求。

3）串、并联2 种结构形式的减振效果对比预示减振系统并联结构能达到减振效果，同时对原星箭界面的改动和频率特性影响较小，进一步优化后将具有较好的工程应用前景。