針對剛性體和柔性體組成的撓性航天器進行動力學建模研究。首先,建立中心剛體和撓性梁2個子系統(tǒng);然后建立基于正交理論的離散動力學模型,設(shè)計有限空間動力學模型控制方案;最后通過仿真計算對本文提出的模型進行驗證,仿真結(jié)果證明,建立的模型闡明了動力學剛化現(xiàn)象產(chǎn)生的原因和對航天器產(chǎn)生干擾的干擾源,能夠精確全面地顯示撓性航天器剛性-耦合系統(tǒng)的動力學現(xiàn)象。同時設(shè)計的一階動力學模型能夠很好地對動力學剛化產(chǎn)生的干擾進行抑制。 

【文章來源】：導(dǎo)彈與航天運載技術(shù). 2020,(05)北大核心CSCD

【文章頁數(shù)】：6 頁

【部分圖文】：

撓性梁頂端橫截面振動Fig.4Beam’sTipTransverseDeformationb）中心剛性體角速度2rad/s

こ逃τ靡?蟆?3.2FDM模型的收斂控制分析根據(jù)工程項目要求，設(shè)撓性航天器的相關(guān)參數(shù)為：撓性梁長度5m，梁橫截面的旋轉(zhuǎn)慣量為1.333×10-8kg/m2，梁材料密度為2.7667×103kg/m3，梁的彈性系數(shù)為6.8952×1010N/m2。忽略中心剛性體的外部影響，starJ為0，b的值也為0。撓性梁外部轉(zhuǎn)矩的計算為hmaxmhmm2πsin00TtttTttt，，（22）式中mt為工作時間，取2s；hmaxT表示最大轉(zhuǎn)矩，其數(shù)值為50Nm。圖5為撓性梁FDM模型仿真計算結(jié)果。仿真過程中，外部最大轉(zhuǎn)矩為50Nm，撓性梁頂端橫截面的最大振幅約為0.42m。當系統(tǒng)到達穩(wěn)定狀態(tài)時，撓性梁的連續(xù)振動振幅約為0.04m。a）撓性梁橫向振動b）撓性梁角位移解算圖5一階模型仿真解算結(jié)果Fig.5TheFMD’sModelSimulationResults

張恒浩等撓性航天器剛性-柔性耦合系統(tǒng)動力學建模研究第5期5c）中心剛性體角速度4rad/s續(xù)圖4如圖4a所示，當中心剛性體的角速度為0.5rad/s時，撓性梁運動時產(chǎn)生的振蕩頻率發(fā)生偏移，此時，ZDM模型的剛性矩陣2NI和FDM模型的剛性矩陣2NNDI通過剛性矩陣中的參數(shù)矩陣N實現(xiàn)正定控制作用。因此ZDM模型和FDM模型均可通過控制參數(shù)矩陣N實現(xiàn)對撓性梁橫向振動的有效控制。因此兩種模型在仿真過程中能夠很好地對撓性梁的橫向振動進行控制。如圖4b所示，當中心剛性體的角速度為2rad/s時，撓性梁運動時產(chǎn)生的振蕩頻率會接近其自身固有的一階振蕩頻率。此時在ZDM模型的剛性矩陣和FDM模型的剛性矩陣中，參數(shù)2I和2NDI開始起正定控制作用，因此ZDM模型需要通過控制參數(shù)2I實現(xiàn)對撓性梁橫向振動的有效控制，而FDM模型需要通過控制參數(shù)2NDI實現(xiàn)對撓性梁橫向振動的有效控制。這解釋了ZDM模型和FDM模型在仿真計算過程中出現(xiàn)了較大差別。由圖4b可知，ZDM模型的振蕩誤差要大于FDM模型，在2rad/s的角速度條件下，F(xiàn)DM模型能夠更好地抑制動力學剛化現(xiàn)象對撓性梁橫向振動的干擾。如圖4c所示，當中心剛性體的角速度為4rad/s時，撓性梁運動時產(chǎn)生的振蕩頻率介于其一階自然振蕩頻率和二階自然振蕩頻率之間。此時，在ZDM模型的剛性矩陣中，2NI起負定控制作用，說明ZDM模型已經(jīng)無法有效控制梁的橫向振動，橫向振動出現(xiàn)發(fā)散現(xiàn)象。在FDM模型中，由于有參數(shù)ND能夠?qū)崿F(xiàn)正定控制，因此FDM模型的剛性矩陣2NNDI仍然可以

【參考文獻】：
期刊論文
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博士論文
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本文編號：3208800