高功率激光装置中长悬臂靶架结构稳定性研究 何媛琦.pdf

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中国激光
ChineseJournalofLasers
ISSN0258-7025,CN31-1339/TN
《中国激光》网络首发论文
题目:高功率激光装置中长悬臂靶架结构稳定性研究
作者:何媛琦,朱健强
收稿日期:2022-06-07
网络首发日期:2022-07-25
引用格式:何媛琦,[J/OL].中国
://.
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发论文视为正式出版。
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췸싧쫗랢쪱볤ꎺ2022-07-2511:37:25
췸싧쫗랢뗘횷ꎺ.
高功率激光装置中长悬臂靶架结构稳定性研究
何媛琦1,2,朱健强1*
1中国科学院上海光学精密机械研究所,高功率激光物理联合实验室,上海201800;
2中国科学院大学,材料与光电研究中心,北京100049
摘要在高功率激光装置冷冻靶系统中,靶架的细长悬臂梁结构对冷冻靶内部振源有着较
大的振动响应,从而影响了装置的束靶耦合精度。针对该问题,本文研究了长悬臂梁的附加
式减振结构,在不增加整体外形尺寸和质量的前提下,通过增加悬臂梁支撑点的方式增大结
构比刚度,从而优化其振动响应特性。本文以国家点火装置(NIF)中的靶架作为研究设计
主体,通过建立数学模型明确了响应函数的主要、次要影响参数;利用ANSYS有限元模拟
的方法确定了对应重要工程参数的取值范围;通过自主搭建的实验台模拟不同工况下的振源
并对减振靶架进行测试,%、%、固
有频率达到183Hz,证明了本文设计的减振结构对长悬臂梁振动响应特性有较好的优化效
果。
关键词结构设计;振动控制;有限元法;参数优化;冷冻靶;高功率激光装置
;TH122文献标志码A
1引言
大型化、精密化高功率激光驱动装置对束靶耦合精度提出了更高的要求[1-2],束靶耦合
精度分解为光束指向性和靶的稳定性两个部分。其中靶的稳定性主要由送靶系统在靶丸处的
振动响应特性决定。神光II升级装置中即将增加的冷冻靶系统内部包含无法避免的振源[3-7],
送靶系统的长悬臂结构会产生较大的振动响应变形从而影响了束靶耦合精度。对冷冻靶结构
稳定性进行优化设计,进而提高束靶耦合精度是非常有必要的。本文着眼于冷冻靶架这一细
长悬臂梁结构进行了稳定性优化研究。
国内外配置冷冻靶系统的高功率激光装置有:OMEGA装置[8]、美国国家点火装置(NIF)
[9]、法国兆焦耳(LMJ)装置[10-11]。增加的冷冻靶系统以NIF装置[12-14]作为参考进行设计,
本文将以NIF冷冻靶架作为设计主体。NIF中的冷冻靶架有较好的温度稳定性能[15],其构
型应该尽量保留,如图1所示;但这一构型本质是悬端有集中质量的悬臂梁结构,稳定性指
标差,在内部振源开启、关闭时它的悬端响应变形分别为、[3,16],振幅相差10倍。
30μm3μm
悬臂梁振动控制的常用方法有主动控制和结构优化两种。主动控制方案存在附加电路,在靶
室内强磁场环境中极有可能失效,故在激光装置环境中可靠性及适用性较差;通过结构优化
收稿日期:2022年6月7日;收到修改稿日期:2022年6月26日
基金项目:中国科学院战略性先导科技专项A类(XDA25020305)
作者简介:何媛琦(1997-),女,硕士研究生,主要从事精密机械设计方面的研究。E-mail:
m*************@
导师简介:朱健强(1964-),男,研究员,博士生导师,主要从事激光技术与器件方面的研究。E-mail:
******@(通信联系人):.
设计无源减振结构能够避免低温强磁场干扰失效,但LMJ装置中单一修改结构长径的方式
[17-19]对响应特性的优化效果有限[20]。
图1NIF冷冻靶架结构图

基于无源减振结构的适用性,本文提出了一种新的靶架结构稳定优化设计方案,通过附
加多组钢丝阻尼减振组件的方式,为悬臂梁增加支撑点从而增加结构比刚度,保留靶架主体
构型不变的前提下优化了振动响应特性;同时结构阻尼可调性保证了振性能与振源频率匹
配,实现靶架振动能量最大限度的主动衰减。以伯努利-欧拉模型分析了减振结构中影响振
动响应函数的主要、次要参数;在ANSYS有限元软件中设计了两种工况振源下的仿真实验,
获得了靶架对应工程参数的优化取值范围,及参数变化对控制效果的影响趋势;最后设计了
模拟实验,在模拟不同工况振源的实验台上对减振靶架优化效果进行测试,利用非接触式激
光测振仪测量靶架悬端振动响应,以验证减振结构对靶架振动响应特性有较好的优化效果。
2减振结构设计

根据NIF装置点火工作流程[16]可以得到靶架在两种工况下的振源:(1)振源1:靶定
位及束靶对准过程,主要为Sumitomo4KGifford-McMahon型制冷机运行振源[21],具体参数
如表1所示;(2)振源2:低温护罩开启时产生的冲击振动,暂无具体参数。两者以加速度
形式作用于靶架基座。
表1制冷机运行振源
Table1Cryo-cooleroperatingvibration
Frequency/Hz13457920-100
PSDdisplacement/(m/Hz)110--6410-6410-6810-7510-7810-8
:.
以NIF中的冷冻靶架作为减振靶架的主体形状,针对减振结构需要满足大跨度及轻质
的条件,设计了减振组件绕靶架轴线对称布置的附加减振结构。减振靶架初步设计如图2所
示,减振组件主要由结构A、B及钢丝、阻尼组成。结构A的位置、钢丝的选用及预紧力需
要通过仿真实验进行确定。
结构A位置限于基座到压板范围。减振结构原理是通过控制振动响应特性较差的主茎
部分来提高悬端位置稳定性;硅臂为双层复合结构固有频率接近200Hz,有减振及精确定位
的作用,同时厚度较薄无法承担载荷。综上,安装结构A位置限制在硅臂以前。
结构B位于靶架基座,与中心轴距离20mm,有两种设计方案:(1)方案1如图2(b)
所示,仅使用多捻多股钢丝进行控制,拉伸时钢丝内部相互摩擦耗能作为阻尼,特点是组件
质量小;(2)方案2如图2(c)所示,采用了多片硅橡胶圆片阻尼材料与钢丝串联的方式,
可提供阻尼较大,且可以通过增减垫片数量调整阻尼参数使减振效果与振源频率匹配,振源
能量能够最大限度的主动衰减。靶架主体结构参数如表2所示。
表2靶架主体结构参数
Table2Targetassemblymainstructureparameters
ProjectSectiondimension/mmLength/mmMaterial
Base4024Purecopper
Copperplaten
Copperclamp6822Purecopper
Siarm61
Thermalsleeve6(Multilayertubular)7Au、Al
图2减振靶架初步设计。(a)装配图;(b)方案1;(c)方案2
.(a)Assemblydrawings;(b)Scheme1;(c)Scheme2:.

将减振靶架化简为带有弹簧阻尼支撑的等截面梁,分为n个等长段,弹簧阻尼支撑设置
于第i段和第i1段连接处,如图3所示。梁第i段的抗弯刚度为EIi,密度,截面积Si。。
不受外力状态下对第i段建立伯努利-欧拉横向振动微分方程有:
42yy(1)
EIdxSdxiniixt42ii0(1,2,...,)
ii
在弹簧阻尼支撑位置有连续处边界条件:
YLYYLYiiiiii()(0);'()'(0)11
(2)kc
YLYYLYLYiiiiiiii''()''(0);'''()()'''(0)1kcss
ss
式中ks为支撑结构刚度,cs为支撑结构阻尼。
左端固定约束边界条件有:
YY11(0)'(0)0(3)
右端自由边界条件有:
1010
YLYLnnnn''()'''()0(4)
00uuii
将式(2)-(4)带入式(1),根据振动力学及线性代数齐次方程理论确定8个系数的
cos()sin()cosh()sinh()uLuLuLuL
关系式,最后整理出结构振型矩阵有:iiiiiiii

uuLuuLuuLuuLiiiiiiiiiiiisin()cos()sinh()cosh()
2222
uuLuuLuuLuuLiiiiiiiiiiiicos()sin()cosh()sinh()

0000AAAAC11
1234

00000000C21

1000C
000031

0100C41
0
0010C
1n

0001(5)C2n
2222
uuLuuLuuLuuLCnnnnnnnnnnnnncos()sin()cosh()sinh()3

3333
uuLuuLuuLuuLCnnnnnnnnnnnnnsin()cos()sinh()cosh()4
式中
33kckc
AuuLuLAuuLuL12iiiiiiiiiisin()cos()cos()sin()kckc;
:.
33kckc
AuuLuLAuuLuL34iiiiiiiiiisinh()cosh()cosh()sinh()kckc;
kLcLSss3324i
kcuEIEIEIiii=;;i
式中k为无量纲刚度系数,c为无量纲阻尼系数。
式(5)为悬臂梁在加入弹簧阻尼支撑点后的响应矩阵,可以看出响应表达式与支撑点
安装位置Li高度相关,将在仿真实验中作为主要研究参数。支撑点刚度ks、阻尼cs为次要影
响参数。
图3带有弹簧阻尼支撑的连续梁模型


支撑点刚度ks在实际结构中由对称的钢丝耦合而成,化简如图4所示,AB1、AB2为预
紧力F0的钢丝绳,仅提供轴向拉力,OBj长度均为20mm。在A点施加恒力P使结构从对
称平衡位置产生微小位移dx,通过受力平衡及结构刚度定义可粗略估算结构刚度ks
kPdxs/(6)
FPF2211sinsin(7)
FUj0(8)
()(1,2)UUjj0EQs
UdxLjji(20)(1,2)22(9)
式中Li为支撑点位置,Fj为变形后AB1、AB2对应拉力,1、2为对应夹角,Uj为变形后
钢丝长度,U0为无预紧力时钢丝原长,Es为钢丝弹性模量,其数值与钢丝截面积Q相关。
由(6)-(9)式可以看出支撑点刚度ks与支撑点位置Li、钢丝截面积Q(即钢丝直径
D)相关,数值大小与预紧力F0无关。
:.
图4减振结构简图

3参数仿真与优化
减振结构优化原则为:尽量提高固有频率;保证振幅尽量小的情况下减小冲击收敛时间;
长悬臂结构的自由端质量越小越好,在前两项数值相差不大的情况下以减振靶架质量进行折
中取值。
根据式(5)-(8)的参数关系,在ANSYS有限元仿真软件对减振结构中的支撑点位置
Li、钢丝直径D进行参数优化取值。在实际环境中重力会造成靶架向下弯曲变形,钢丝预紧
力F0需要通过数值配比保证每根都处于张紧状态。通过全局阻尼系数研究支撑点阻尼cs对
靶架振动响应特性影响效果。为了保证后续模拟实验可行性,在仿真及模拟实验中靶架均为
钢材料。振源1通过随机振动模块加载表1载荷进行仿真;振源2通过瞬态响应模块加载持
。

(1)减振组件排布方式
基于附加结构应尽量轻质且对称分布的原则,设计3-Y型、3-倒Y型及4-X型三种分
布方法与不加减振组件的原靶架进行对比,如图5所示。预设上部钢丝预紧力5N,下部钢
丝预紧力2N,在同等约束条件下各结构固有频率如表3所示,3型、4型对固有频率优化效
果相差不大,基于质量尽量小的要求选择3型排布方式。通过受力分析可知相对于倒Y型,
Y型排布中3根丝的内应力更平均,从使用寿命考虑减振组件采用3-Y型排布方式。:.
图5减振组件排布示意图。(a)3-Y型;(b)3-倒Y型;(c)4-X型
.(a)3-Ytype;(b)3-invertedY;(c)
Type4-X
表3不同减振靶架固有频率
Table3Naturalfrequenciesofdifferentdampingtargetassembly
VibrationdampingcomponentsFirstnaturalfrequency/HzSecondnaturalfrequency/Hz

3-
3-
4-
(2)钢丝直径及长度
图5中每根钢丝张力在10N以下,,
,考虑安装便利性和质量增加问题,本文限定钢丝直
-;根据设定的靶架实际结构,支撑点位置Li设置于70-120mm范围
内;预设轴线上方两根钢丝预紧力为5N,下方钢丝预紧力2N。
分别以结构固有频率、振源1下的悬端振动响应变形值、每根钢丝质量为输出量进行仿
真,得到等高线图如图6所示。图6(a)
围,可以看到响应变形最大最小值相差一个数量级,基本趋势为Li、D增加响应变形变小,
在位置110-120mm、-。图(b)中参考振源1中频率选取120Hz
等高线以上长度直径范围,可以看到固有频率随直径、长度增大而均匀增大。从图(c)可
以算出支撑点Li设置于最长120mm位置时,减振结构钢丝总重比最短位置至多多出9g,此
时结构A可以通过修改压板结构获得;位于非最长位置时必须在靶架中部单独设计强度足
够的结构A,三维建模计算中结构A质量至少为5g,这种方案中减振结构总重与第一种方:.
案基本相同,且在梁结构中部增加了集中质量点,反而导致了靶架振动响应特性变差。综合
以上三点确定的数值区间,支撑点位置Li设置于120mm位置,-。
图6钢丝变长度直径仿真结果等高线图。(a)长度-直径-悬端响应变形;(b)长度-直径-固有频率;
(c)长度-直径-钢丝质量
.(a)Length-diameter-
suspensionresponsedeformation;(b)length-diameter-naturalfrequency;(c)Length-Diameter-steelwiremass
修改有限元模型中Li值,-,悬端响应变形仿真结果如图7所示。幅
-,。推测产生这一现象的原
因是随着直径增加支撑点刚度增大,但减振结构自身振动能量也随之增大,
结构与靶架主体振动的耦合效果开始变的明显,最终产生了振幅振荡式上升的现象。后续研
,为了验证振荡趋势存在性且最佳控制点可以通过模拟实验配
比取得,、,如图7中三标记点所示。
图7悬端响应变形随直径变化趋势
:.
(3)上下预紧力取值
支撑点刚度ks数值与预紧力F0无关,但实际环境中自重会导致靶架向下弯曲,需要利用
上下钢丝预紧力配比补偿这一挠度误差。通过修改钢丝热条件模拟轴线上部两钢丝拉力逐渐
增大、下部钢丝从松弛状态逐渐被拉紧过程。,(a)中可
以看到下方钢丝张紧后,预紧力增大对固有频率没有影响,(b)中空心圆点为靶架静力变
形为零的最佳预紧力差值点,且位于固有频率稳定范围内。
同。最终最佳预紧力差值读数为:;;。
为了后续模拟实验操作方便,,上部钢丝预紧力数值为
,下部钢丝为1N。
。(a)上预紧力-上下预紧力差值-静态变形;(b)上预紧力-上下预紧力
差值-固有频率
.(a)Upperpreload-deviationofupperandlowerpreload-
staticdeformation;(b)Upperpreload-deviationofupperandlowerpreload-naturalfrequency
(4)阻尼系数
工程经验中阻尼材料对冲击振动有较好的隔离效果,为了验证减振结构中加入少量阻尼
对冲击收敛时间也能有明显的优化效果,在ANSYS仿真中通过修改全局阻尼比的形式进行
验证。ANSYS软件无法为结构中的某一部分单独设置阻尼,故通过修改全局阻尼系数来模
拟更改支撑点阻尼的过程。,、,从工程计算
,,结果如表4所示,
证明了增加较少阻尼冲击时间能够减小25%以上,有明显的优化效果,同时改变阻尼对振幅
影响较小(10%)。,。:.
最终确定各参数范围:(1)支撑点位置Li为120mm;(2)、、
;(3),下方一根钢丝预紧力为1N;(4)仿
,。
表4变全局阻尼仿真结果
Table4Simulationresultsofvariableglobaldamping
GlobaldampingResponsedeformationofsuspensionendConvergenceoptimization
coefficient(max)/mmtime/sefficiency
--
-%
-%
-%
-%

按照优化参数修改仿真模型,再次进行随机振动、瞬态响应计算,仿真结果与原靶架结
果进行对比结果见表5、表6,两表中的响应振幅趋势均与图7中振荡区趋势相符,收敛时
间与钢丝直径没有明显关系。方案1、2对振幅优化率在90%左右;方案1收敛时间优化率
在27%,方案2收敛时间优化率在55%左右。根据优化参数结果修改图2中的压板作为结
构A,钢丝通过带凹槽的圆台形楔块、套筒楔块和螺栓进行固定,如图9所示。
表5方案1与原靶架振动响应特性对比
Table5Comparisonbetweenscheme1andtheoriginaltargetassemblyvibrationresponsecharacteristics
Response
NaturalResponseConvergencetime
deformationinConvergencetime
Projectfrequencydeformationundervibration
vibrationsourceoptimizationrate
/Hzoptimizationratesource2/s
1/m
-5--
-%%
-%%
-%%
表6方案2与原靶架振动响应特性对比
Table6Comparisonbetweenscheme2andtheoriginaltargetassemblyvibrationresponsecharacteristics
Response
NaturalResponseConvergencetime
deformationinConvergencetime
Projectfrequencydeformationundervibration
vibrationsourceoptimizationrate
/Hzoptimizationratesource2/s
1/m
-5--
-%%
-%%
-%%:.
图9减振靶架最终结构

4实验与结果
为验证上述结论,本文设计搭建了模拟两种工况振源的实验台,制作了1:1尺寸的减振
靶架模型安装于实验台上,激励实验台模拟振源1随机振动和振源2冲击载荷,测试了减振
靶架悬端振动响应变形幅值、冲击收敛时间及固有频率。

(一)模拟振源
为了模拟实验更贴近实际情况,专门搭建了偏心电机薄板实验台,模拟周期振动振源1,
利用attocubeIDS3010激光测振仪对开机振源进行测量,测得PSD位移结果如图10所示。
振源2护罩开启造成的冲击载荷采用重物从固定高度落下冲击实验台进行模拟。
图10振源1实验台PSD位移

(二)实验对象及测量方法
依照图9制作减振靶架模型,使用attocubeIDS3010型干涉仪对悬端振动响应进行非接
触式测量,搭建完成后模拟实验测试环境如图11所示。:.
图11实验台布置


(一)方案1结果与分析
振源1下原靶架及方案1最佳测量结果如图12所示,振源2测量结果如图13所示,
全部测量结果如表7所示。,直径对应的响应变形大小
>>,证明了仿真中钢丝直径增大导致振幅振荡式增大的现象真实
存在,且振荡区中控制效果最佳的钢丝尺寸可以通过配比实验确定具体数值;减振靶架在振
源1频域中峰值相较原靶架更分散,如图12(b)(d)所示,原有的34Hz主峰对应幅值减
小两个数量级,证明减振结构能够有效抑制50Hz以下响应;固有频率基本符合仿真结果;
与仿真结果不同的是模拟实验中收敛时间随钢丝直径增大而减小。方案1最佳振幅优化率
%,%,固有频率178Hz。
表7方案1与原靶架测量结果
Table7Measurementresultsofscheme1andtheoriginaltargetassembly
Vibrationsource1Vibrationsource2
ProjectNaturalfrequency/Hz
Deformationrms/mResponsefrequency/HzConvergencetime/s

6110、
1.