基于有限元仿真的隔振通艙管件設計

沈正帆，吳聲敏，張 瑤，周志杰

(中國艦船研究設計中心，湖北 武漢 430064)

0 引言

隨著船舶液壓系統的發展，液壓泵組及管路所產生的噪聲也隨之越來越受到人們的關注。液壓泵組的噪聲，控制閥中的氣穴、液壓沖擊以及與系統中的其他部件形成的耦合振動都是液壓系統產生噪聲和振動的主要原因［1］。

針對各類噪聲和振動產生的機理，目前在船舶上也采取了一些針對性的措施來減小液壓系統的振動和噪聲。為了減小液壓泵組的振動向系統管路傳遞，在泵組的進出口管路處使用撓性接管取得一定的減振效果［2］。但是液壓管路的穿艙部位處使用的還多是剛性通艙管件，在控制振動的傳遞途徑方面還存在一定的改進空間。

本文結合隔振系統設計的相關理論和特點，為加強對液壓系統在流動管路上的振動控制，在傳遞途徑上減小其不利影響，通過開展多方案優化對比后設計了具有隔振功能的通艙管件，并對其開展相關的數值仿真試驗工作，結果表明采用隔振通艙管件能有效的降低管路系統振動向艙壁的傳遞。

1 隔振通艙管件設計方案

彈性隔振元件在實際工程應用上受到很多條件的限制，最常用的隔振器包括:彈簧隔振器、橡膠隔振器、橡膠復合隔振器以及空氣彈簧隔振器［3］。盡管隔振器的種類較多，但在隔振機理方面類似，影響隔振系統控制振動及其傳遞的3個基本因素為隔振器的剛度、被隔離物體質量及隔振器的阻力。剛度越大，隔振效果越差;被隔離物體質量越大，在確定振動力作用下物體振動越小;而支撐阻力在共振區能抑制共振振幅，減弱高頻區物體的振動。由于所應用的場合為穿艙部位，同時由于橡膠隔振器適用的頻率范圍是4～15 Hz，且不僅在軸向，而且在橫向及回轉方向均具有很好的隔離振動作用，且橡膠內部阻力比金屬大，高頻振動隔離性能好［3］，綜合以上因素確定了隔振通艙管件采用橡膠隔振器的型式。

液壓系統管路中壓力油管路內的流體因閥門的開啟和關閉而在管路內部形成的液壓沖擊最大，可能引起較大的噪聲和振動，因此選取壓力油管路為對象開展了相應的管件設計和仿真試驗研究工作。

1.1 隔振橡膠材料

隔振橡膠一般使用的橡膠材料可分為5種:一般硫化橡膠，包括天然橡膠、丁苯橡膠、丁二烯橡膠等或者它們的混合物;特別要求耐油性能的硫化橡膠，如丁腈橡膠;特別要求耐天候性能的硫化橡膠，如氯丁橡膠;特別要求減振性能的硫化橡膠，如異丁橡膠;特別要求耐熱性能的硫化橡膠，如乙烯丙烯共聚物橡膠。

隔振橡膠的使用環境和功能特點是選擇橡膠材料的關鍵因素。隔振通艙管件主要應用于液壓系統管路穿過艙壁處的管節部位，結合各種橡膠的特點及用途，本隔振通艙管件采用三元乙烯丙烯橡膠材料作為管件的減振部件，它是不飽和的乙烯和丙烯鍵與第三成分組成的三元共聚物，耐熱、耐天候性、耐臭氧性能好。在天然橡膠和丁苯橡膠中摻入少量而改進其性能，用作在高混下的隔振橡膠。隔振橡膠的動態性能、蠕變性能、低溫特性，與金屬的粘結力、耐沖擊性能、耐疲勞破壞性能均可以通過原料橡膠的配方來控制。三元乙烯丙烯在本質上無極性，對極性溶液和化學物具有抗性、吸水率低，具有良好的絕緣特性。

同時由于橡膠隔振器的性能和質量主要取決于橡膠的配方和硫化工藝，對于結構復雜的橡膠隔振器往往需要多次的試驗總結才能確定加工工藝以取得預期的力學性能［3］。通過橡膠材料的對比與選型最終確定應用與該管件的隔振橡膠的材料特性如表1所示。

表1 橡膠材料的力學性能參數Tab.1 Mechanical property of rubber material

1.2 隔振通艙管件方案

隔振通艙管件主要作用在于隔振，要設計出簡單的結構形式，又能最大程度地耗散管系的振動能量，使瞬態振動迅速衰減并避免自激振動的產生，從而有效的減小管系的振動向船體傳遞。根據隔振通艙管件的特點，形成多種設計方案。

圖1 方案一Fig.1 Scheme 1

圖2 方案二Fig.2 Scheme 2

圖3 方案三Fig.3 Scheme 3

圖4 樣機安裝效果圖Fig.4 Effect of installation

以上設計方案均考慮了管件與硫化橡膠的施工工藝及實際安裝需求;方案一與方案二總體結構形式相似，結構簡單安裝方便，區別在于管件與硫化橡膠結合處的結構形狀不同，方案一相對于方案二結構形式更簡單;方案三采用了縱向和斜向壓緊方式，但縱向抗剪切能力不夠，當管件上縱向力較大時，容易導致管件與硫化橡膠發生滑脫。通過對比確定方案一為設計方案。隔振通艙管件的樣機效果如圖4所示。

2 隔振性能的數值仿真

由于隔振性能是隔振通艙管件的重要考核指標，因此必須對設計方案進行合理有效的計算和評估。在隔振和沖擊計算分析方面，目前應用比較多的方法包括經驗公式法、動力分析法、有限元分析法、沖擊響應譜法、動力設計分析法以及沖擊隔離優化設計等［2］。由于管件的結構形式對于其減振效果有很大影響，采用有限元分析方法能對整個結構的剛度及沖擊響應進行全面的考核，但將具有高度非線性特征的管件 (同時具有材料非線性、接觸非線性及大變形等特點)簡化成為線性模型可能會存在較大的誤差，甚至在通用有限元分析程序中無法求解。為了體現這種高度非線性特性，本文采用基于顯式動力學相關理論的計算方法對管件在沖擊載荷作用下的時域響應進行數值仿真試驗研究。

2.1 顯式動力計算方法及特點

顯式動力計算方法廣泛應用于幾何非線性(大位移、大轉動和大應變)、材料非線性和接觸非線性等情況下的有限元分析，以Lagrange算法為主，兼有ALE和Euler算法;以顯式求解為主，兼有隱式求解功能;以結構分析為主，兼有熱分析、流體－結構耦合功能;以非線性動力分析為主，兼有靜力分析功能;是通用結構分析的非線性有限元程序［4］。該方法用中心差分法在時間t求加速度:

式中:Fhg為沙漏阻力;Fcont為常量力。速度與位移用下式得到:

本文計算中所應用的單元為8節點單元，每個節點在x，y，z方向都具有位移、速度和加速度等自由度。所選用的Blatz-Ko接近不可壓縮橡膠模型使用第二類Piola－Kirchoff應力。

式中:G為剪切模量;V為相對體積;v為泊松比;Cij為右柯西－格林應變張量;δij為Kronecker delta。

2.2 物理模型及網格劃分

由于硫化橡膠的材料硬度遠小于管件本體材料，隔振通艙管件在沖擊載荷作用下的響應特性取決于硫化橡膠件與管件間的相互作用，法蘭連接結構對硫化橡膠的響應特性幾乎沒有影響，所以為了簡化計算模型，對法蘭及連接件進行適當簡化。采用軸對稱單元進行網格劃分，通艙管件的模型如圖5和圖6所示。

圖5 三維計算模型圖Fig.5 Three-dimensional calculation model

圖6 三維計算有限元模型Fig.6 The finite element model

圖7 壓力響應曲線Fig.7 Pressure response curve

2.3 邊界、載荷及仿真結果

通艙管件焊接基座(件2)與艙壁(件1)焊接在一起;端面法蘭(件4)通過位移約束模擬對硫化橡膠減振件(件3)的安裝預緊;件2，3，5(通艙管件過流件)之間由于接觸關系相互作用;對艙壁邊線施加位移全約束。

對通艙管件進行分析，模擬液壓通艙管件在穩態內部液壓的作用下工作時，由于液壓管路沖擊載荷作用的響應情況。為保持分析的連續性，對于除沖擊載荷以外的其他非動態載荷也采用瞬態斜坡載荷的加載方式，由于所有載荷都是按時間段分別施加的，對計算結果及評估分析沒有影響，加載過程如下:1)端面法蘭對硫化橡膠減振件的安裝預緊;2)管路內加載內壓力;3)通艙管件管子的一端受到瞬態沖擊。

彈性密封件左、右片的密封壓力曲線分別如圖7中的B，A曲線所示，該工況下的穩定密封壓力為0.75 MPa，能夠滿足自密封的要求。

硫化橡膠減振件及管件其它剛性部件截面上平均壓力分布情況如圖8所示，艙壁上某節點處的振動加速度曲線如圖9所示，其數量級為104m/s2。

圖8 穩定狀態時的應力分布圖Fig.8 Stress envelope in steady state

圖9 艙壁上某節點處的振動加速度曲線Fig.9 Accelerating curve of a node on bulkhead

2.4 與剛性通艙管件減振性能的對比

為了對比使用隔振通艙管件和使用普通剛性連接的通艙管件時艙壁對沖擊載荷的響應情況，對相同規格的管件直接焊接在艙壁上受到相同的沖擊載荷的響應情況進行計算，計算的邊界條件和載荷也不變。

在受到同樣的沖擊載荷作用時，艙壁上同一節點處的振動加速度曲線如圖10所示，其數量級為106m/s2。

為了能在研究試驗階段就能更加直觀地對隔振通艙管件的隔振性能進行評估，選用插入損失作為評價指標［5］，其計算公式為:

圖10 艙壁上某節點處的振動加速度曲線Fig.10 Accelerating Curve of a Node on Bulkhead

其中:A1為與剛性通艙件相連的艙壁處的徑向振動加速度響應;A0為與隔振通艙件相連的艙壁處的徑向振動加速度響應。

使用隔振通艙管件后，在相同的沖擊載荷作用下艙壁上同一點處的振動加速度級由106m/s2下降到了104m/s2，插入損失為IL=20 lg(A1/A0)=40 dB，隔振通艙管件的隔振效果明顯。

綜上，通過對隔振通艙管件建立有限元分析模型，并施加模擬實船液壓管路沖擊的激勵載荷，對管件的減振和密封性能進行的數值仿真結果表明通艙管件能滿足實船使用自密封的要求，隔振的效果明顯。

3 結語

隔振通艙管件應用于液壓系統管路的穿艙部位，是在液壓系統的傳遞途經上減小其振動向系統外傳遞的有效手段。所采用的基于顯式動力學理論的計算方法，克服了基于線性計算模型的計算方法對材料的非線性以及接觸非線性計算的不利之處，有效地模擬了在非線性情況下結構對激勵載荷的響應，為管件在沖擊載荷作用下的時域響應仿真研究提供有效的技術支撐。

［1］李建宇.液壓系統振動噪聲產生原因分析［J］.液壓與氣動，2006，5:76 －78.LI Jian-yu.Cause of the vibration noise analysis in the hydraulic system［J］.Hydraulic and Pneumatic，2006，5:76－78.

［2］江國河.艦船機械設備沖擊隔離技術研究進展［J］.船舶力學，2006，2:135 －144.JIANG Guo-he.Research progress on ship machinery shock isolation technique［J］.Journal of Ship Mechanics，2006，2:135－144.

［3］李耀中.噪聲控制技術［M］.北京:化學工業出版社，2001.LI Yao-zhong.Noise control technology［M］.Beijing:Chemical Industry Press，2001.

［4］李裕春，石黨勇，趙遠.ANSYS10.0 LS-dyna基礎理論與工程實踐［Z］.2006.LI Yu-chun，SHI Dang-yong，ZHAO Yuan.Basic theory and engineering practice on ANSYS 10.0 LS-dyna［Z］.2006.

［5］嚴濟寬，沈榮瀛.沖擊隔離及沖擊減震器設計研究［Z］.上海:上海交通大學，1995.YAN Ji-kuan，SHEN Rong-ying.Shock isolation and design and research on shock absorber［Z］.Shanghai:Shanghai Jiao Tong University，1995.

［6］徐世勤，王檣.工業噪聲與振動控制［Z］.北京:冶金工業出版社，1999.XU Shi-qin，WANG Qiang.Industrial noise and vibration control［Z］.Beijing:Metallurgical Industry Press，1999.

［7］CHANDRA S N，HARWAL H，MALLIK A K.Perfomance of nonlinear isolators and absorbers to shock excitations［J］.Journal of Sound and Vibration，1999，227(2):293－307.

［8］BALANDIN D V，BOLOTNIK N N，PILKEY W D.Optimal protection from impact，shock and vibration［M］.Gordon and Breach，NJ，1999.