Доклады Российской академии наук. Физика, технические науки, 2023, T. 511, № 1, стр. 60-66

Инфрачастотные вибрации авиационной и ракетно-космической техники, а также низкочастотный виброшум являются одними из основных лимитирующих факторов обеспечения эффективной работы пилотов, комфорта пассажиров, требуемого уровня параметров бортового оборудования [1, 2]. Они стали системными причинами более 90% неисправностей, отказов, усталостного разрушения, летных происшествий и катастроф вертолетов [3, 4]. Виброакустика самолетов занимает одно из основных мест в комплексе мер обеспечения безопасности полетов [5]. Вибрации низкоорбитальных наноспутников при выводе на орбиту стали причинами отказа электроники и развертываемых механизмов в 80% установленных случаев, приведших к провалу орбитальных миссий [6]. Решение данной проблемы для беспилотных летательных аппаратов находится на начальном этапе [7]. Инфрачастотные вибрации на борту космических аппаратов могут в 75 раз и более превышать допустимые уровни, что препятствует реализации проектных возможностей телескопов и другого оборудования особой точности [8].

Создание транспортной техники нового поколения неразрывно связано с разработкой новых конструкционных и функциональных композиционных материалов с заданными свойствами. Как правило, задачи вибро/шумозащиты летательных аппаратов стремятся решить с помощью многослойных панелей из волокнистых и сетчатых полимеров суммарной толщиной 100 мм и более, размещаемых, например, между внутренними стенками салонов и обшивкой, а также облицовок внутренних каналов, перфорированных панелей, размещаемых на определенном расстоянии от стенок гондолы, с сотовыми наполнителями между панелями и стенками [9, 10]. Решения, основанные на методах динамического гашения и шумопоглощения, дают известный эффект на средних и высоких виброакустических частотах f ≥ 100–2000 Гц [11]. Однако для защиты от инфрачастотных вибраций, например, f ≤ 0.5–10 Гц, решений нет в рамках данных методов. Попытки применить технические решения на основе метода демпфирования, подобные применяемым в наземной транспортной технике, оказались также малоуспешными [12]. Более того, динамические гасители и демпферы усиливают вибрации именно на тех инфрачастотах, где требуется их максимальное снижение [13].

Появление механизмов и систем виброизоляции (СВИ) с преднапряженными до закритического состояния упругими элементами, с возможностью управления жесткостью в диапазоне отрицательных и квазинулевых значений, показало беспрецедентные (в десятки и сотни раз) возможности повышения качества виброзащиты человека и техники [14]. Однако первые в мировой практике летные испытания подобных экспериментальных СВИ для электроники метеоракет или пилотов вертолетов натолкнулись на комплекс противоречий между требованиями к качеству виброзащиты в определенных полосах инфра- и низких частот, компактности и весу СВИ при ограниченном бортовом пространстве. Упругие элементы из пружинных сталей, сплавов и других известных материалов не позволили достичь требуемого компромисса.

В сообщении предлагается подход, позволяющий создавать СВИ с компактными, малого веса упругими элементами из полимерных композитов, с возможностью кратно увеличить рабочий ход за счет упругого закритического деформирования с большими линейными и угловыми перемещениями. Решены новые задачи моделирования композитных элементов с заданными свойствами: задачи формирования рациональной структуры слоистой композиции, оптимизации жесткости и несущей способности элементов определенной геометрии при комбинированном нагружении до закритического состояния, путем варьирования состава и пространственного расположения основных компонентов композиции, управления локальной подвижностью связующего и введения армирующих слоев.

Корректность подхода основана на результатах экспериментального проектирования и исследования первых моделей СВИ с преднапряженными до состояния отрицательной или квазинулевой жесткости упругими элементами из полимерных композитов, в частности, на основе углеволокна [15]. Рисунок 1а иллюстрирует схему преднапряженного композитного упругого элемента 1 путем его комбинированного нагружения, сначала осевого, с помощью встроенного механизма 2, затем поперечного, с помощью внешнего механизма 3. В данном примере упругий элемент представляет собой многослойную балку из углепластика с двумя продольными разрезами. Средняя секция 1_(-) преднапряженной балки выполняет функции элемента с отрицательной жесткостью, две периферийные секции 1₍₊₎ – функции элемента с положительной жесткостью.

Заданное преднапряженное состояние достигается осевым сжатием балки силой F_x, при этом межопорное расстояние уменьшается до l(1 – Δ₀), где l – длина прямой балки. Затем балку нагружают поперечной силой F_y, соответствующей величине полезной нагрузки. Дополнительно, требуемый баланс сил F_x и F_y может регулироваться путем приложения двух равных сил $F_{x}^{'}$ к периферийным секциям 1₍₊₎. В результате преднапряженная балка может использоваться как упругий элемент с отрицательной жесткостью, либо с квазинулевой (положительной) жесткостью k_∑ = k₁₍₊₎ – k_1(–) → +0, для достижения наиболее эффективной виброизоляции в исследуемом диапазоне частот.

Рисунок 1б иллюстрирует результаты сравнительных статических испытаний моделей СВИ с композитным упругим элементом “C” и геометрически подобным элементом “S” из пружинной стали. Испытания обеих моделей СВИ выполнены на автоматизированном комплексе на основе испытательной машины стандарта Instron, в идентичных условиях. Здесь F₁ и F₂ – безразмерные значения силы F_y, при которых происходит переход упругих элементов из преднапряженного состояния с положительной жесткостью в состояние с квазинулевой жесткостью и обратно. Как видно, s-участок квазинулевой жесткости в 5–6 раз более протяженный в случае модели СВИ с композитным упругим элементом. Установлено также, что балка из пружинной стали сохраняет упругость при осевом сжатии на величину Δ₀ ≤ –0.01 и последующем поперечном нагружении. Далее происходит необратимое деформирование, начинается деградация упругих свойств. Композитная балка сохраняет упругие свойства при существенно большем осевом сжатии, Δ₀ ≥ –0.02. Кроме того, показана возможность снижения величины системного относительного демпфирования D, прежде всего, путем уменьшения трения в подвижных соединениях и, соответственно, смещения и разделения спектров собственных частот f₀ СВИ и инфрачастот f < 5 Гц вибрационного воздействия.

Сравнительные вибрационные испытания различных моделей СВИ показали, что применение композитных упругих элементов, преднапряженных до заданного состояния отрицательной или квазинулевой жесткости, качественно меняет эффективность виброизоляции, в сравнении с СВИ с элементами из пружинных сталей, не говоря уже об СВИ без использования эффектов отрицательной/квазинулевой жесткости. Испытания проведены на автоматизированном комплексе на базе электродинамического вибратора с толкающим усилием до 1000 Н и внешним генератором инфра- и низких частот. На рис. 2а показаны: 1 – вибратор, 2 – тест-модель СВИ с упругим элементом отрицательной жесткости, 3 и 4 – акселерометры на входе и выходе СВИ.

Показатель эффективности – относительный (безразмерный) коэффициент передачи СВИ,

где D = F_fr/2F_y(nom), F_fr – сила трения, F_y(nom) – статическая нагрузка на СВИ, η = f/f₀ – частотный коэффициент. Рисунок 2б иллюстрирует эволюцию качества инфрачастотной виброизоляции в зависимости от структуры СВИ и режима испытаний. Здесь графики 1 и 2 показывают качество СВИ с композитным упругим элементом отрицательной жесткости, для двух значений демпфирования (см. рис. 1). При меньшем демпфировании СВИ с композитным элементом эффективна начиная с f > 0.2 Гц (график 1). При этом СВИ с геометрически подобным элементом из пружинных сталей эффективна в диапазоне частот f > 2 Гц (график 3). СВИ в режиме отключенного элемента отрицательной жесткости эффективна в диапазоне частот f > 6 Гц (график 4), входной вибросигнал (график 5).

Выполнены оценки предельных возможностей управления свойствами СВИ с упругими элементами отрицательной или квазинулевой жесткости заданных размеров: эффективным рабочим ходом, жесткостью и несущей способностью. С этой целью разработаны и исследованы численные модели квазистатического нагружения слоистых криволинейных балок в пакете MSC.Marc, для больших деформаций, перемещений и углов поворота. Задача решалась в текущей Лагранжевой постановке (updated Lagrange) с использованием объективной производной Зарембы–Яумана тензора напряжений. Разбиение моделей композиций выполнялось восьмиузловыми двумерными конечными элементами с квадратичной интерполяцией вектора перемещений по пространственным координатам в предположении плоской деформации. Балка имела форму сегмента слоистого кольца толщиной 10 мм, длиной хорды на нижнем крае L = 700 мм и высотой арки, которая варьировалась в диапазоне h = 16–22 мм. Опоры балки задавались в виде жесткой заделки, нагружение производилось вертикальным перемещением жесткого контактного тела. Балка состояла из семи упругих слоев, варьирование модулей упругости слоев обеспечивало различные конфигурации модели. На практике жесткость слоев может варьироваться за счет управления свойствами связующего и ориентацией армирующих волокон.

В табл. 1 представлены результаты моделирования композитных упругих элементов.

На рис. 3 приведены характерные кривые нагружения композитных элементов разной конфигурации и формы композитного элемента при разных значениях силы F_y.

Моделирование показало, что численные результаты достаточно хорошо согласуются с экспериментом (см., например, графики 4, 7, 9 на рис. 3). Варьирование начальной кривизны преднапряженной композитной конструкции и количества слоев, введение слоя малой жесткости, изменение упругих свойств, толщины и положения такого слоя относительно срединной поверхности позволяют регулировать в широком диапазоне несущую способность, изгибную жесткость и длину участка отрицательной/квазинулевой жесткости при заданных размерах конструкции. Это, в свою очередь, позволяет создать линейку геометрически подобных композитных упругих элементов для СВИ различной компоновки и грузоподъемности, например, для пилотов, пассажиров и оборудования ЛА, электроники и механизмов низкоорбитальных наноспутников и БПЛА. Рисунок 4 иллюстрирует масштабированные схемы СВИ, например, для кресла пилота и модуля спутниковой навигации обеспечения безопасности полета БПЛА на большие расстояния. Здесь 1₊ – дополнительные несущие упругие элементы положительной жесткости (эластомеры, аэропружины или механические пружины, в зависимости от компоновки и режима управления параметрами СВИ), 2_– – композитные упругие элементы регулируемой отрицательной жесткости. Любая подобная СВИ весьма компактна, так как ее эффективность определяется регулируемым балансом отрицательной и положительной жесткости, а не абсолютной величиной свободного хода, как в обычных СВИ.

Авторы считают, что применение предложенного подхода позволит решить ряд критических задач виброакустики современной и перспективной авиационной и ракетно-космической техники. Кроме того, развитие подхода позволит решить фундаментальную проблему виброакустики более широкого круга объектов, при условии снижения демпфирования хотя бы до D ≤ 0.06 [13] и активном управлении СВИ. В частности, график 1 на рис. 2 иллюстрирует возможность создания активных СВИ беспрецедентной эффективности, начиная почти с нулевых частот (f < 0.2 Гц). Это, например, оптические системы особой точности для КА, аберрации объективов которых не должны превышать 0.1–0.2 нм, или стационарных ондуляторных станций, относительные виброперемещения элементов которых не должны превышать 20 нм на инфрачастотах [2, 8].