机枪遥控武器站锰铜基阻尼合金缓冲器非线性有限元分析及试验

朱锐，毛保全，赵俊严，郭晋涛，王之千，陈春林

（1. 陆军装甲兵学院，北京 100072；2. 中国人民解放军32137 部队，河北，张家口 075000；3. 中国人民解放军63963 部队，北京 100072）

缓冲器主要吸收武器射击时产生的后坐力，保证武器后坐平稳，缓冲和消耗传递到架座上的力和能量，起到提高射击稳定性的关键作用. 现有机枪遥控武器站的缓冲器主要以弹簧缓冲器为主，缓冲器通过固定架与机枪相连，当枪身后坐时通过销杆压缩弹簧，后坐力一部分转换为弹力，一部分转化为热能耗散，从而达到缓冲目的. 机枪遥控武器站采用矩形圆柱螺旋压缩弹簧，该类弹簧的刚度较圆形截面弹簧更大，特性曲线更接近直线，因此在射击过程中存在能量吸收率低、二次冲击、刚度过大等现象[1-2]，导致枪口振动加剧，反而影响了射击精度.

锰铜基阻尼合金M2052（Mn-20Cu-5Ni-2Fe）是一种金属阻尼材料，常温下对数衰减率最高可达0.72，与橡胶接近，但屈服强度可达240 MPa，抗拉强度为540 MPa，基本与结构钢Q235 的性能相当，可以作为结构件使用[3-7]. 已广泛应用于精密机械、轨道交通、核电、高层建筑、汽车、船舶装备、航空航天等领域. 而且碟形弹簧由于特殊构型和表面摩擦力的作用，具有良好的缓冲能力，吸收冲击和耗散能量的作用相比圆柱形弹簧更明显，且具有负载高、位移小、使用方便、维修简单、经济性高等特点.可通过合理匹配，设计一种锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器应用于传统武器站上，降低各种振动和载荷的影响，进一步提高遥控武器站的射击密集度. 但锰铜基阻尼合金属于非线性弹性材料，本构关系呈现很强的非线性，为了更好地进行分析设计，需要特殊的本构模型描述并进行有限元实现. 朱锐等[8]已提出了一种锰铜基阻尼合金广义分数阶Maxwell 本构模型，可较好描述锰铜基阻尼合金非线性弹性本质.

因此，本文首先进行锰铜基阻尼合金广义分数阶Maxwell 本构模型进行二次开发应用，推导本构模型的三维时间增量形式，并开展锰铜基阻尼合金悬臂梁振动特性实验验证子程序正确性；而后设计两种适用于机枪遥控武器站的锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器，通过非线性瞬态分析，研究两种碟簧缓冲器的减振效果；最后通过缓冲器静压试验和落锤试验验证仿真分析结果.

1 锰铜基阻尼合金材料本构模型有限元实现

1.1 锰铜基阻尼合金广义分数阶Maxwell 本构模型

锰铜基阻尼合金具有特殊减振效果的孪晶结构[9]. 当受到振动时，会引起孪晶生长扩张，当撤销外力后孪晶则自动缩小直至消失，外力受到孪晶结构的运动而受阻，能量被消耗，达到减振效果. 此外，其受外力作用下将产生应力马氏体而引发晶界摩擦也是 造 成 其 高 阻 尼 特 性 的 一 个 因 素[10-12]. 因 此 构 建 广义 分 数 阶Maxwell 模型 如 图1 所示. 图 中： σ1和 σ3为弹簧壶元 件应力； ε1和 ε3为 弹簧壶 元件应 变； σ2和 σ4为弹簧元件应力； ε2和 ε4为 弹簧元件的应变； κ 和 φ为弹 簧 壶 元 件 的 准 态 特 性[13]； α 和 β为 分 数 阶 系 数，0 ≤α,β ≤1；E为M2052 阻尼合金的杨氏模量.

图1 广义分数阶Maxwell 模型Fig. 1 Generalized fractional Maxwell model of M2052 damping alloy

假设孪晶结构的弛豫运动和应力马氏体摩擦运动为介于弹性与粘性间的一种运动，采用Maxwell 模型基本形式串联1 个弹簧壶机构元件和1 个弹簧元件即构成孪晶项和马氏体摩擦项的分数阶Maxwell 形式. 而后根据微观层面，孪晶运动和应力马氏体相变均是由外力驱动下的晶格运动变形. 因而假设两者产生的应变同步，即将两个分数阶Maxwell 项并联，得到广义分数阶Maxwell 模型.

锰铜基阻尼合金广义分数阶Maxwell 模型的本构方程为：

1.2 一致切线刚度矩阵推导

由于ANSYS 有限元软件自带的材料库中没有描述锰铜基阻尼合金的模型，因此需要利用软件提供的自定义材料二次开发功能，采用Usermat 子程序，对锰铜基阻尼合金广义分数阶Maxwell 模型进行编译. 编译主要是推导出锰铜基阻尼合金广义分数阶Maxwell 模型的一致切线刚度矩阵，其定义为：

式( 12 )中积分项是与变形历史相关的，可根据Cauchy 应 力 张 量 σij与 Cauchy 应 变 张 量 εij写 成 时 间步长增量的格式计算.

式( 16 )即为进行用户自定义材料子程序开发所需的本构方程的三维时间增量形式，之后可根据式( 18 )计算相应的应力，返回到主程序中[20].

1.3 锰铜基阻尼合金本构模型用户子程序验证

选取工程和机械结构上常见的悬臂梁结构，进行锰铜基阻尼合金悬臂梁振动特性实验，通过对比仿真与实验结果验证用户子程序的正确性. 实验不考虑温度变化对阻尼合金的影响，温度为室温.

实验材料性能如表1 所示，经过电火花切割为250 mm×20 mm×5 mm 的悬臂梁. 实验采用力锤激励的方法，在悬臂梁自由端施加100 N 的冲击载荷，而后通过加速度传感器采集悬臂梁自由端的振动加速度. 由于实际力锤激励时每次的时间和力的大小难以一致，因此采取10 次力锤激励的平均值作为试验数据. 实验设备安装如图2 所示，实验结果如图3 所示.

图2 实验设备安装图Fig. 2 Installation drawing of experimental equipment

表1 材料性能参数Tab. 1 The parameters of material properties

从图3 中可以看出 Q235 钢梁的最大振幅为2.32 mm，但直到0.5 s 时尚未稳定，仍在不断振动，而锰铜基阻尼合金梁在100 N 冲击载荷下，最大振幅为1.352 mm，幅值降低41.72%，在0.3 s 内基本恢复稳定，说明锰铜基阻尼合金比Q235 钢具有较好的减振效果.

图3 冲击载荷作用下锰铜基阻尼合金梁和Q235 钢梁的自由端振动位移Fig. 3 Comparison of vibration displacements of Mn-Cu damping alloy and Q235 steel cantilever beam subjected to impact load

建立锰铜基阻尼合金悬臂梁瞬态分析有限元模型，右端施加固定约束，自由端施加100 N 的冲击载荷，作用时间为2 ms，有限元模型如图4 所示. 仿真时间步设为1 ms，时长为1 s，利用编写的Usermat 子程序定义锰铜基阻尼合金材料，仿真与实验结果对比如图5 所示.

图4 锰铜基阻尼合金悬臂梁有限元模型Fig. 4 Finite element model of Mn-Cu damping alloy cantilever beam

图5 0.1 kN 冲击载荷作用下锰铜基阻尼合金悬臂梁非线性瞬态仿真与试验结果对比Fig. 5 Comparison of nonlinear transient simulation and test results of Mn-Cu damping alloy cantilever beam under 0.1 kN impact load

从图5 中看出锰铜基阻尼合金本构模型Usermat子程序与试验值吻合程度较高，仿真最大振动位移值为1.266 mm，而试验值为1.352 mm，相对误差为6.4%，振动衰减时间基本一致，验证了Usermat 子程序的正确性. 因此，可进一步使用锰铜基阻尼合金材料本构模型用户子程序指导锰铜基阻尼合金的设计与分析.

2 锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器方案初步设计

遥控武器站缓冲器的结构示意图如图6 所示，缓冲器中的原有弹簧为矩形螺旋弹簧，材料为60Si2Mn，原缓冲器弹簧压缩后长度56 mm，预紧力1.848 kN，等效刚度为0.231 kN/mm，最大后坐力3 kN. 以此为基础设计锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器，锰铜基阻尼合金的性能如表1 所示.

图6 遥控武器站缓冲器结构示意图(单位：mm）Fig. 6 Schematic diagram of buffer structure of remote control weapon station (unit:mm)

由于锰铜基阻尼合金缓冲器需要一定的变形量来达到缓冲和吸能效果，碟簧不能太厚，结合原缓冲器尺寸限制，单片厚度需小于6 mm，且受到的载荷较大，单片碟簧无法满足要求，因此选用无支撑面、组合碟簧的形式. 共设计了对合组合碟簧和复合组合碟簧两种形式的参数，对合组合碟簧缓冲器设计参数如表2 所示.

表2 对合组合碟簧设计参数Tab. 2 Design parameters of opposite disc springs

对合碟簧形式的锰铜基阻尼合金缓冲器为8 片碟簧对合放置，单片碟簧的载荷为F=3.365 05 kN，单片碟簧的应力为114.25 MPa，小于阻尼合金屈服强度240 MPa，满足强度要求. 8 片对合碟簧的组合形式如图7 所示，总变形量为0.15×2×4=1.2, mm.

图7 3 kN 锰铜基阻尼合金对合组合碟簧（单位：mm）Fig. 7 The 3 kN opposite disc springs by Mn-Cu damping alloy(unit: mm)

复合组合碟簧缓冲器设计参数如表3 所示.

表3 复合组合碟簧设计参数Tab. 3 Design parameters of composite disc springs

复合碟簧形式的锰铜基阻尼合金缓冲器为每组3 片碟簧叠合，8 组碟簧对合放置，单片碟簧的载荷为F=1.058 03 kN，单片碟簧的应力为178.68 MPa，整体载荷为3.413 kN，总变形量为0.27×2×4=2.16, mm.24 片复合组合碟簧的组合形式如图8 所示.

图8 3 kN 锰铜基阻尼合金复合组合碟簧（单位：mm）Fig. 8 The 3 kN composite disc springs by Mn-Cu damping alloy（unit: mm）

3 锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器非线性瞬态分析

为了验证锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器相对于原遥控武器站矩形圆柱弹簧缓冲器的优劣，并对初步设计的锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧缓冲器和8 片对合组合碟簧缓冲器的性能进行对比，采用二次开发的Usermat 子程序，进行锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器非线性瞬态分析.

3.1 边界条件及加载情况

为了降低非线性分析的工作量，单独以缓冲器为分析对象. 缓冲器主要承受机枪射击时的后坐力，后坐力压缩矩形圆柱弹簧作功，一部分转换为弹性势能，一部分转换为内能耗散，其工作环境比较简单仅与枪身和摇架相关联. 缓冲器安装位置如图9 所示.

图9 缓冲器安装位置示意图Fig. 9 Diagram of buffer installation position

因此，结合缓冲器在摇架上的结构分布，可以将其简化为固定在一块矩形钢板上，导杆受到枪身传递的后坐力，建立不同缓冲器结构的有限元模型并进行网格划分如图10 所示，矩形圆柱螺旋弹簧缓冲器共划分网格233 724 个节点，130 792 个单元，锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧缓冲器共划分网格175 140 个节点，66 831 个单元，锰铜基阻尼合金24片复合组合碟簧缓冲器共划分网格221 910 个节点，73 329 个单元.

图10 不同结构的缓冲器非线性瞬态分析模型图Fig. 10 Non-linear transient analysis model diagram of buffers with different structures

矩形板模拟摇架上的缓冲器固定面，导杆头部加载水平向后的内弹道力，4 个固定螺栓将缓冲器底座固定在矩形板上，预紧力均为11.712 kN，缓冲器导杆与弹簧和碟簧定义为摩擦接触，碟簧与碟簧之间定义摩擦接触，共分4 个计算步共1.05 s，第1 个计算步1 s 为静态加载步，主要加载各缓冲器结构的预压缩量和螺栓预紧力，弹簧预压缩量为8 mm，锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器的预压缩量均为0.3 mm，螺栓预紧力为11.712 kN；后续3 个时间步均为瞬态分析时间步，进行冲击载荷的受力加载，并解算结构的动态响应情况. 由于非线性瞬态分析占用计算资源较大，为了便于仿真将缓冲器所受冲击载荷进行简化.结合内弹道力峰值为2 ms 之间，将冲击载荷定义为大小3 kN，持续时间2 ms 的力，如图11 所示. 各缓冲器非线性瞬态约束和加载情况如图12～14 所示.

图11 缓冲器瞬态分析冲击载荷Fig. 11 The impact load of transient analysis

图12 弹簧缓冲器约束及加载情况Fig. 12 Constraint and loading of spring buffer

图13 锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧缓冲器约束及加载情况Fig. 13 Constraint and loading of 8 pieces opposite disc spring buffer with Mn-Cu damping alloy

图14 锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧缓冲器约束及加载情况Fig. 14 Constraint and loading of 24 pieces composite disc spring buffer with Mn-Cu damping alloy

3.2 非线性瞬态分析结果

首先检验锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器在3 kN 冲击载荷下的强度是否符合要求. 图15 为不同阻尼合金碟簧缓冲器方案受冲击载荷作用下的最大应变图.

从图15 中可以看出，锰铜基阻尼合金碟簧结构应变较大的位置主要集中在碟簧外径边缘与内径上端，这与实际情况相符，锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧的最大应变可达 1.197×10-3，24 片复合组合碟簧的最大应变可达 1.853×10-3，应变均在弹性范围内，说明设计方案满足结构强度要求. 选取缓冲器后端面作为加速度采集面，如图16 所示. 由于缓冲器重点关注射击载荷加载方向的加速度衰减值，因此仅对比不同缓冲器X向的加速度曲线，时域结果如图17 所示，频域结果如图18 所示.

图15 不同阻尼合金碟簧缓冲器方案受冲击载荷作用下的最大应变图Fig. 15 The maximum strain of different damping alloy disc spring buffer subjected to impact load

图16 缓冲器加速度响应采集面Fig. 16 Acceleration response acquisition surface of buffer

图17 不同缓冲器冲击载荷下X 向加速度时域响应情况Fig. 17 X direction acceleration response in time domain under different impact loads of buffers

从图17 和图18 中可以看出，原武器站矩形圆柱弹簧缓冲器在受到冲击后振动较大，时域中振动加速度幅值范围在-1 000～1 480 m/s2以内，加速度幅值衰减较小，频域中振动加速度值也较大，最大可达394 m/s2，对应频率为160 Hz；而时域中新型锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器的加速度幅值衰减均大于原弹簧缓冲器，振动加速度幅值范围在-1 159～892 m/s2以内，频域中新型锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器的加速度值明显下降，但是加速度最高峰的频率均增大，反映出缓冲器结构和材料变化将导致其在瞬态冲击载荷下的频率发生一定变化. 以上结果说明了锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器相较于原弹簧缓冲器具有良好的减振效果，从时域和频域图中均可看出，锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧的加速度衰减能力要好于8 片对合组合碟簧形式，这是因为锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧的应变幅值较大，而锰铜基阻尼合金的阻尼性能与应变幅值正相关，且叠合形式各片间的摩擦力对振动能量吸收较对合形式多所导致.

图18 不同缓冲器冲击载荷下X 向加速度频域响应情况Fig. 18 X direction acceleration response in frequency domain under different impact loads of buffers

从振动加速度有效值看[21]，原矩形圆柱弹簧缓冲器X方向的加速度有效值为433.72 m/s2，锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧缓冲器为202.60 m/s2，相对可降低53.29%；锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧缓冲器为145.64 m/s2，相对可降低66.42%.

因此采用新型锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器可对冲击载荷进行有效缓冲，24 片复合组合碟簧缓冲器减振效果要优于8 片对合组合碟簧缓冲器.

4 缓冲器静压试验

为了进一步验证锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器的性能，按照设计参数加工锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧和8 片对合组合碟簧进行静压试验.

4.1 试验方法及设备

采用如图19 所示的SANS 电子万能试验机进行静压试验，研究两种缓冲器碟簧的力与位移关系，以对比分析具体效果. 试验机型号CMT5105，试验温度26 °C，采样频率4 Hz.

图19 SANS 电子万能试验机Fig. 19 Electronic universal testing machine

加工的锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧和8片对合组合碟簧及静压试验工装如图20 所示.

图20 静圧试验实物图Fig. 20 Physical drawing of static pressure test

进行静压试验时，将缓冲器导杆大头朝上装入试验工装中，缓冲器静压试验工装竖直安装在压力机上，以0.02 mm/min 的速度均匀加载压力压缩缓冲器，加载最大压力为3 kN，当达到最大压力后，按照原速率卸载，同步记录缓冲器的力-位移曲线. 试验设备安装如图21 所示.

图21 静压试验设备安装图Fig. 21 Installation drawing of static pressure test equipment

4.2 试验结果及分析

锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧和8 片对合组合碟簧静压试验所得力与位移曲线分别如图22和图23 所示.

图22 3 kN 锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧静压曲线Fig. 22 Static pressure curve of 24 pieces composite disc spring under 3 kN

图23 3 kN 锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧静压曲线Fig. 23 Static pressure curve of 8 pieces opposite disc spring under 3 kN

从图22 和图23 中可以看出，两种锰铜基阻尼合金碟簧的加载和卸载曲线之间存在一定的面积，该面积表示锰铜基阻尼合金碟簧所能消耗的能量，证明锰铜基阻尼合金碟簧具有一定的能量吸收率. 在3 kN 最大压力下，两种碟簧的加卸载曲线均能回到原点，说明两种碟簧缓冲器均能满足武器站强度设计要求. 锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧的最大变形位移为2.48 mm，能量吸收率为37.1%，锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧的最大变形位移为1.37 mm，能量吸收率为25.64%. 这与非线性瞬态分析得出的锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧吸振能力更佳的结果一致. 锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧的能量吸收率是8 片对合组合碟簧的1.45 倍，而根据非线性瞬态仿真结果，锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧与8 片对合组合碟簧的振动加速度有效值降低幅度的比值为1.433，误差1.7%，验证了非线性瞬态仿真的可行性.

5 缓冲器落锤试验

为了对比锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器与原弹簧缓冲器的性能，进行缓冲器落锤试验.

5.1 试验方法及设备

图24 STLH-50 型仪器化落锤冲击试验机Fig. 24 STLH-50 drop impact testing machine

5.2 试验结果及分析

图25～图27 分别为不同缓冲器100～300 mm落锤试验的力与位移曲线图.

图25 100 mm 高度冲击下各缓冲器力与位移的试验曲线对比Fig. 25 The comparison of test curves of each buffer under the impact height of 100 mm

从图25～图27 中可以看出，原弹簧缓冲器具有一定滞回面积，这是由于原缓冲器采用矩形螺旋弹簧，其结构特性造成的，但锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器的滞回面积均要大于原弹簧缓冲器，滞回曲线比较饱满，表明锰铜基阻尼合金的耗能能力均大于原弹簧缓冲器. 在落锤冲击作用下，原弹簧缓冲器的位移较大，锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器的位移较小，在射击载荷作用下，锰铜基碟簧缓冲器可以在较小位移情况下实现对后坐力的消耗. 8 片锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器不同高度下最大力均大于24 片碟簧缓冲器和弹簧缓冲器，加载段上升较快，压缩位移较小，说明8 片锰铜基阻尼合金碟簧的刚度较大，这是由于8 片锰铜基阻尼合金碟簧单片的厚度较大导致.不同冲击高度下各缓冲器落锤试验性能参数对比如表4 所示.

图26 200 mm 高度冲击下各缓冲器力与位移的试验曲线对比Fig. 26 The comparison of test curves of each buffer under the impact height of 200 mm

图27 300 mm 高度冲击下各缓冲器力与位移的试验曲线对比Fig. 27 The comparison of test curves of each buffer under the impact height of 300 mm

表4 不同冲击高度下各缓冲器落锤试验性能参数对比Tab. 4 The comparison of performance of each buffer under different impact heights

由表4 可知，不同冲击高度下各缓冲器的能量吸收率有所变化，随着冲击高度的增加，能量吸收率逐渐减少. 锰铜基阻尼合金8 片对合碟簧缓冲器的平均动态能量吸收率为57.81%，锰铜基阻尼合金24片复合碟簧缓冲器平均动态能量吸收率为63.64%，均要大于弹簧缓冲器平均动态能量吸收率42.14%，分别为弹簧缓冲器的1.37 倍和1.51 倍. 与静压试验的静态能量吸收率相比，落锤试验测得的动态能量吸收率更大，这是由于静压试验属于静态加载，动态冲击对于阻尼合金的阻尼性能的发挥有一定影响.

锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器在相同冲击高度下相比弹簧缓冲器的最大位移小，在300 mm 冲击高度时相当于武器站击发时的冲击情况，因此该高度的最大位移可以反映缓冲器实际击发情况下的后坐位移量. 原遥控武器站弹簧缓冲器的最大位移3.843 mm，也与厂方提供的武器站后坐位移量约为4 mm 接近.锰铜基阻尼合金8 片对合碟簧缓冲器的最大位移为1.892 mm，锰铜基阻尼合金24 片复合碟簧缓冲器的最大位移为2.690 mm，相对原遥控武器站弹簧缓冲器分别降低50.77%和30%. 但锰铜基阻尼合金8 片对合碟簧缓冲器的最大力在300 mm 时超过了3 kN，存在刚度较大的问题，滞回曲线加卸载均较快. 虽然其位移量降低较大，但整体性能不如锰铜基24 片复合碟簧缓冲器，这与仿真和静压试验结果一致.

6 结 论

本文以某型机枪遥控武器站缓冲器为研究对象，基于锰铜基阻尼合金材料设计新型锰铜基阻尼合金缓冲器. 对锰铜基阻尼合金广义分数阶Maxwell 本构模型进行有限元实现，开展锰铜基阻尼合金悬臂梁振动特性实验验证了子程序正确性. 采用遗传算法初步设计了两种锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器，对两种锰铜基阻尼合金碟簧缓冲器进行了非线性瞬态分析，对比了减振效果，并用缓冲器静压试验和落锤试验对仿真结果进行了验证. 主要结论如下：

①推导了锰铜基阻尼合金广义Maxwell 本构模型的一致切线刚度矩阵三维时间增量形式，编写Usermat 子程序进行非线性瞬态分析，仿真结果与试验值吻合程度较高，仿真最大振动位移值为1.266 mm，而试验值为1.352 mm，相对误差为6.4%，证明了二次开发子程序的正确性.

②针对遥控武器站缓冲器结构特点，采用遗传算法，以阻尼合金碟簧总高度为目标函数，初步设计了锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧缓冲器和8 片对合组合碟簧缓冲器. 对两种新型缓冲器进行非线性瞬态分析，结果表明，3 kN 冲击载荷作用下，两种缓冲器的应变均在弹性范围内，方案设计满足结构强度要求，锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧缓冲器相对原矩形圆柱弹簧缓冲器加速度有效值降低53.29%；锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧缓冲器相对可降低66.42%.

③缓冲器静压试验表明，锰铜基阻尼合金24片复合组合碟簧的最大变形位移为2.48 mm，能量吸收率为37.1%，锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧的最大变形位移为1.37 mm，能量吸收率为25.64%，锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧吸振能力更好. 锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧的能量吸收率是8片对合组合碟簧的1.45 倍，与非线性瞬态分析振动加速度有效值的降低幅度比值相比，误差1.7%，也验证了非线性瞬态仿真的可行性.

④锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧缓冲器的落锤试验平均动态能量吸收率为57.81%，是遥控武器站弹簧缓冲器的1.37 倍，最大位移为1.892 mm，相对原遥控武器站弹簧缓冲器降低50.77%；锰铜基阻尼合金24 片复合组合碟簧的落锤试验平均动态能量吸收率为63.64%，是遥控武器站弹簧缓冲器的1.51 倍，最大位移为2.690 mm，相对原遥控武器站弹簧缓冲器降低30%；但锰铜基阻尼合金8 片对合组合碟簧缓冲器刚度较大，滞回曲线加卸载均较快，整体性能不如锰铜基24 片复合碟簧缓冲器.