安裝偏差對彈性通艙管件隔振性能的影響試驗

潘國雄，靖紅順，劉土光

（1．武昌船舶重工有限責任公司，湖北武漢430060;2．華中科技大學，湖北武漢 430074）

0 引言

最近，我們對具有代表性的DN32液壓管路和DN125海水管路通艙管件進行了改進設計，經有限元數值仿真和臺架試驗發現:在過流件和安裝件之間嵌入減振橡膠，能有效降低管路系統振動通過通艙管件向艙壁和船體的傳遞［2］。為了實現彈性通艙管件的上船安裝，并達到彈性通艙管件原定的減振技術要求，進一步對其開展了彈性通艙管件安裝偏差對隔振性能影響的試驗研究。為此，根據實艇管路通艙管件安裝可能會出現的偏差情況，對DN32彈性通艙管件設計并實現一定的工藝安裝偏差，并進行振動測試。通過試驗測試，評判不同的安裝偏差對DN32彈性通艙件隔振性能的影響。

1 安裝偏差設定與實現

1.1 安裝偏差設定

根據實艇管路通艙管件安裝可能出現的偏差情況，特設計了軸向安裝偏差、角度安裝偏差及組合安裝偏差［3］，如圖1所示。圖中實線為精確安裝，虛線為偏差安裝。

圖1 安裝偏差示意圖Fig．1Sketch map of installation deviation

根據DN32剛度數值仿真計算結果，在實艇現有安裝工藝偏差控制能力的基礎上，適當擴大了工藝偏差值。試驗測試時所設計的工藝偏差值為:①軸向安裝偏差δ為1mm和3 mm;②角度安裝偏差α為1°，3°，5°，7°;③組合安裝偏差，則根據試驗時的實際情況，設計軸向與角度組合安裝偏差。

1.2 安裝偏差實現

根據數值仿真的結果可知，在彈性通艙件精確安裝的基礎上，要實現偏差安裝需要很大的外力。因此，實現工藝安裝偏差必須設計合理的工裝件，該工裝件既要能施加很大的載荷，也要對被測試件的影響盡可能的小。在實驗中，采用鋼索來實現力的傳遞，由于鋼索的剛度較小，且只傳遞拉力，不傳遞彎矩、壓力等其他類型載荷，這樣對原始模型的影響可以降低到最小。具體的偏差實現方法有3種。

1）軸向偏差

實現軸向偏差工裝件包括鋼索、可調式的支撐架及預緊螺母。圖2所示為正確安裝施加軸向偏差的工裝件，安裝完成后利用可調式支撐架上螺栓的旋轉在平面2個自由度內微調施力點位置的機構，通過旋轉螺栓來調整可調式支撐架上的施力點，并采用2個百分表來監測通艙管件的角度偏差（如圖3所示），使其只產生軸向偏差，而沒有其他方向上的線變形。以確保施力點在彈性通艙管件的軸線上。

軸向偏差達到預先設定值后，停止預緊，開始實驗測試。

2）組合偏差

組合偏差的實現和軸向偏差基本一致，唯一區別是在實現組合偏差中的角度偏差時，通過平行移動可調式支撐架的基座，使施力點不在彈性通艙件的軸向上。這樣在旋轉預緊螺栓時，通艙件除了會產生軸向偏差，同時也會有角度偏差。如圖3所示，軸向偏差可用百分表A測量得到，角度偏差可用百分表B和C測量計算得到。此時的角度偏差可能既不在水平面內，也不在鉛垂面內。

3）鉛垂面內的角度偏差

實現角度偏差工裝件包括鋼索、支撐架及預緊螺母。在正確安裝支撐架時，應盡可能確保通艙件只在鉛垂面內出現轉角，在水平面內基本不產生。由于施力方向基本上位于鉛垂面內且和通艙件的軸線垂直，因此在施加角度偏差時，通艙件基本沒有軸向偏差。

如圖4所示，采用百分表C監測通艙件在水平方向上的角度偏差，百分表A和B分別頂在通艙件位于艙壁的兩端，用于記錄彈性通艙件在被向上拉伸時2個被測斷面在鉛垂面內的移動距離。利用扳手旋轉預緊螺栓則可實現角度偏差。角度偏差達到預先設定值后，停止預緊，開始實驗測試。

2 隔振性能試驗［2］

2.1 隔振性能試驗測試與分析方法

隔振性能試驗系統包括耐壓艙壁模型、試驗臺架及振動測量系統。振動測量系統包括信號發生器、功率放大器、激振器、加速度傳感器、電荷放大器、數據采集器及計算機等。整個系統如圖5所示。

圖4 角度偏差實現示意圖Fig．4Sketch map of angle deviation realization

圖5 隔振性能試驗系統Fig．5Performance of vibration isolation test system

在彈性通艙管件上施加各種不同的工藝偏差后，振動能量從彈性通艙件向艙壁上傳遞的量級將發生改變。通過測量不同工藝偏差下艙壁上的振動量級，以評判各種不同工藝偏差對彈性通艙件的隔振性能的影響。為了實現此目的，本實驗首先測量并計算通艙件在沒有工藝誤差條件下（以下稱為自由狀態），艙壁上的振動加速度級;然后測量并計算不同工藝偏差下，艙壁上的振動加速度級，并與自由狀態下的結果進行比較，以分析工藝偏差對隔振性能的影響。

在彈性通艙管件周圍的耐壓艙壁上均勻布置4個加速度傳感器，并連接整個測試系統（如圖5所示）。在相同的激勵條件下進行試驗，分別測量測點處3個正交方向（軸向，周向和徑向）的振動加速度。然后，采用合適的工裝件實現預先設定的安裝工藝偏差，并測量相同測點處的加速度響應。

2.2 試驗數據處理

每一次測試都有多個測點，而每個測點處的結構剛度不完全一致，因此，在各個測點處測量得到的加速度響應不完全一致。這就造成無法用1個測點的數據來評價彈性通艙件的隔振性能。同時，由于測點是圍繞通艙件均勻分布，它們的振動幅值可以代表不同方向上振動能量從激勵處向外傳遞的情況。因此，所有測點振動能量的平均值可以用來評價通艙件的隔振性能。設各點的振動加速度級為L1，L2，…，Ln，從能量平均的角度出發，可以得到平均振動加速度級計算公式［4］:

由于在1種激勵方向下各個測點測試了3個正交方向的加速度響應，且3個正交方向上的能量是相互獨立的，為了便于多種工況測試結果的比較，將3個正交方向的振動加速度響應按能量進行求和，作為在一種激勵情況下，振動從激振點通過彈性通艙管件傳遞到模型艙壁上的振動量級。其總振級求和公式為［5］:

式中:LA，LZ，LJ分別為在軸向、周向和徑向測試得到的平均振動加速度級。

根據確定好測試順序進行振動測試，各個測點處的振動加速度級計算頻率范圍:10 Hz～10 kHz，各測點的平均加速度級及總振級分別按照式（1）和式（2）計算。

實驗過程中，很難保證不同激勵系統輸出力的頻譜特性及量級完全一致。因此，為了能比較，特將各個測點得到的振動加速度頻譜按照輸入的力譜進行歸一化處理，即所有測點的振動加速度頻譜除以輸入的力譜。這樣得到的歸一化加速度振動級就和激勵信號的量級及頻譜特性無關，其實質上就是各個測點相對于激勵點的跨點導納H（ω），相應的計算公式如下:

式中:SAA（ω）為測點處振動加速度響應自功率譜密度;SAF（ω）為測點處振動加速度響應與激振力的互功率譜密度。

2.2.1 無安裝偏差

為了能準確比較各類安裝偏差的隔振性能，首先對彈性通艙管件無安裝偏差（自由狀態）進行了激振試驗，其試驗結果列于表1。

2.2.2 軸向偏差

在現場實現偏差時，由于與設定值完全一致比較困難，因此根據圖3百分表A的數據確定的實際軸向偏差值δ分別為1.07mm和3.04 mm。測試結果見表2，彈性通艙件所有測點歸一化的典型平均加速度頻譜如圖6所示。

由圖6可以看出，無論是軸向激勵還是水平激勵時，其平均加速度譜均比無安裝偏差時大，而軸向安裝偏差為1.07 mm和3.04 mm時當頻率低于3 000 Hz，二者的加速度譜十分接近，但當頻率大于3 500 Hz，則二者的均加速度譜相差較大。

2.2.3 組合偏差

組合偏差實現時，組合偏差中的軸向偏差值可直接從百分表A（圖3）讀出。根據百分表A的數據，實際的軸向偏差值δ分別為2.00 mm和3.07 mm。

在實現組合偏差時，通艙件鋼件部分發生偏轉。其鋼件的剛度相對于橡膠部分要大幾個量級，因此可以近似將其處理為剛體。由于在旋轉時，其旋轉中心難以確定，因此，在艙壁模型兩側設置測點，用百分表在2個正交方向上測量偏移量（如圖7所示）。2個測點間距L=L1+t+L2=120+13+210=343 mm，其中，t為艙壁模型壁厚，L1和L2為模型兩側測點到艙壁的距離。由圖7可知:

則其角度偏差可通過三角關系得計算公式為

組合偏差測量計算結果見表3。

針對這2種狀態，分別進行振動測試，測試結果見表4，彈性通艙件所有測點歸一化的典型平均加速度頻譜如圖8所示。

由圖7可以看出，無論是軸向激勵還是水平激勵時，其平均加速度譜均比無安裝偏差時大，而組合安裝偏差為軸向2.00 mm、傾斜角度0.95°和軸向偏差3.07 mm、傾斜角度2.44°時，當頻率低于3 000 Hz，二者的加速度譜十分接近;但當頻率大于3 500 Hz，則二者的平均加速度譜相差較大，且后者加速度譜值明顯大于前者。

2.2.4 角度偏差

在實現純角度偏差時，應確保通艙管件不發生水平方向的偏移，只在鉛垂面內發生轉動。實測數據顯示，3個角度偏差狀態實驗測量時，水平偏移量在0.25 mm以內，其數值要比鉛垂面內的偏移量小1～2個量級。因此，可以忽略水平方向的轉角，而認為通艙管件只在鉛垂面內發生角度偏差。和組合偏差類似，在艙壁模型兩側設置測點，用百分表在通艙件最上端測量偏移量。2個測點間距L=L1+t+L2= 125+13+210=348 mm，2個偏移量測點的測量結果記為dA和dB。由此，偏轉角度可由式（4）計算得到，其測量結果列于表5。

圖8 具有不同組合偏差與無偏差彈性通艙管件所有測點歸一化的典型平均加速度譜比較Fig．8Typical average acceleration apectrum of all elastic pipe through bulkhead test with different combinatorial deviation and no deviation

針對這4種狀態，分別進行振動測試，測試結果見表6，彈性通艙件所有測點歸一化的典型平均加速度頻譜如圖9所示。

由圖9可明顯看出，無論是軸向激勵還是水平激勵時，其平均加速度譜均比無安裝偏差時大，且隨著角度偏差值的增大，其平均加速度譜也增大，但角度偏差α=0.99o與α=2.96o時的平均加速度譜十分接近。

3 結果分析

本試驗是利用激振器對彈性通艙件進行振動激勵，通過在艙壁上測量得到的振動量級來評判不同工藝誤差對彈性通艙件隔振性能的影響。在結果比較中，可以認為正確安裝的自由狀態是進行振動量級比較的基礎，即考察不同工藝誤差下，在艙壁上測量并計算得到振動加速度總級與自由狀態比是變大還是減小。振動級變大則意味著彈性通艙件的隔振性能變差，反之則意味著彈性通艙件的隔振性能變得更好。

通過分別針對軸向偏差、組合偏差和角度偏差等工況得到的振動加速度總級進行整理，并將最終結果分別列于表7。在表7中同時給出了各種不同工藝偏差與自由狀態下測試得到振動加速度總級的增量，即增量（dB）為工藝偏差下振動加速度總級（dB）與自由狀態下振動加速度總級（dB）之差。

圖9 具有不同角度偏差與無偏差彈性通艙管件所有測點歸一化典型平均加速度譜比較Fig．9Typical average acceleration apectrum of all elastic pipe through bulkhead test with different angle deviation and no deviation

為了得到工藝偏差狀態下的插入損失，同時將本次試驗的測量結果與剛性通艙件的測量結果進行了比較，結果也分別列于表7中。剛性通艙件的測量結果參見文獻［6］，按照式（2）可得到3個正交方向的振動加速度響應的能量總級。

從表7中可以看出，隨著工藝偏差值的增加，不論是軸向偏差還是角度偏差，工藝偏差所造成的振動加速度級增量也隨之變大。這意味著在安裝過程中的工藝偏差會使得彈性通艙件的隔振性能變差。

4 結語

通過以上試驗數據和分析，可得到一些有益的結論:

1）在各種不同的激勵情況下，在通艙管件無安裝偏差下測試得到的歸一化振動加速度級頻譜曲線在大部分頻段上要小于在偏差狀態下得到的振動加速度級。

2）工藝偏差影響插入損失的大小。在軸向偏差及組合偏差工況下，10 Hz～10 kHz范圍內的插入損失達到10 dB。純角度工藝偏差工況下，1°和3°的插入損失達到10 dB，而5°和7°的插入損失達不到10 dB。

3）在純軸向偏差狀態下，當偏差值約1 mm時，各種激勵工況下的振動加速度級增量只有2 dB多;而當偏差值達到3 mm時，各種激勵工況下的振動加速度級增量最大達到5.18 dB。

4）在純角度偏差狀態下，當角度偏差約為1°時，各種激勵工況下的振動加速度級增量最大約4.07 dB;而角度偏差為3°和7°時，振動加速度級增量就分別超過了7 dB和10 dB，這表明角度偏差值變大時，彈性通艙件的隔振性能惡化了。

5）在組合偏差下，當δ=2.00 mm，α=0.95°時，振動加速度級增量最大為2.58 dB;而當δ=3.07 mm，α=2.44°時，振動加速度級增量達到了5.45 dB，其隔振性能要略差于純軸向偏差δ=3.04 mm時的狀態。

6）如果以插入損失達到10 dB為限，則應以δ= 3 mm和α=3°偏差值為實際允許的安裝偏差上限。

致謝:本隔振性能試驗得到華中科技大學船舶與海洋工程學院李天勻、李威、朱翔和劉敬喜等老師的熱忱支持與幫助，值此表示衷心感謝!

［1］朱石堅，何琳．船舶機械振動控制［M］．北京:國防工業出版社，2006:26－27．

［2］金翔．中國國防科學技術報告——彈性通艙管件的研制［R］．武漢:中國船舶重工集團公司公司國營四三八廠，2008．

［3］金翔，胡毅，靖紅順．中國國防科學技術報告——彈性通艙管件安裝工藝研究［R］．武漢:中國船舶重工集團公司公司國營四三八廠，2009．

［4］趙玫，周海亭．機械振動與噪聲學［M］．北京:科學出版社，2005．

［5］王佐民．噪聲與振動測量［M］．北京:科學出版社，2009．

［6］DN32與DN125彈性通艙件振動特性檢測報告［R］．武漢:中國船舶重工集團公司公司國營四三八廠，2008．