隔振器不同安裝工藝對浮筏聲學性能的影響

許 銳，徐建龍，郭 寧，徐北平

(武昌造船廠集團有限公司，湖北 武漢430060)

0 引 言

機械噪聲是艦船航行時的主要噪聲源之一，控制機械噪聲已成為當前提高艦船聲隱身性能的首要任務。目前，主要采用低噪聲設備和采取隔振措施降低艦船機械噪聲［1］，其中，隔振措施主要利用單層、雙層或浮筏隔振裝置，艦船隱蔽航行工況下需開啟的設備一般都采用了雙層及浮筏隔振裝置［2-3］。隔振器是隔振裝置的主要組成元器件，可以阻礙激勵力向隔振器下端傳遞，從而達到降低振動能量向船體結構傳遞的目的。

隔振器的聲學性能不僅與設計有關，而且與建造工藝和建造質量有密切的關系，其安裝質量的好壞直接影響隔振設計指標的實現，因此，隔振器安裝工藝研究是目前艦船建造中急需開展的工作。本文通過對不同平面度和厚度墊板以及螺栓緊固力矩工藝安裝下組件的阻抗測試，將其應用于浮筏仿真模型，通過仿真分析，確定3 種安裝工藝要素的參數控制范圍。

1 不同安裝工藝下隔振器和墊板組件機械阻抗測試分析

本次試驗針對JCG-2500B 隔振器橫向對稱布置狀態，在100%(2.5 t)載荷下，對不同厚度、不同平面度和不同螺栓緊固力矩時的X 向(橫向)與Z 向(軸向)隔振器正、反置的機械阻抗進行試驗測量［4-5］。

依據四端參數法可知，對于隔振器組件，當其在某一坐標方向受到單向振動時，其兩端的動態力與振動速度的關系如下:

式中:F1和F2為1 結點與2 結點的動態力;v1和v2為1 結點與2 結點的振動速度;Z11和Z22與Z12和Z21分別為隔振器組件的原點與跨點機械阻抗。

各阻抗均為復數值，因此，由式(1)可得

按照互易性原則，則有Z12=Z21;對于對稱的柔性元件，則有Z12=Z21和Z11=Z22。考慮到試驗對象的不對稱性，即正置和反置的機械阻抗不同，因此，測量時兩向的機械阻抗均需測試。另外，考慮到實際情況下，隔振器不僅會受到Z 向的激勵，同時還受到X 向的剪力，因此，需要對Z 向和X 向的傳遞阻抗均做相關的測試分析工作。

為了計算隔振器的阻抗，需要隔振器輸出端的振動被堵塞，從而使阻抗式中的輸出端速度為0，試驗時在一個大質量的阻抗平臺上進行測試。試驗溫度在7℃～14℃之間，其測試結果以5 ～1 000 Hz 線譜形式給出。試驗時，為從統計規律比較不同安裝工藝狀態下隔振器機械阻抗的變化，每個安裝工藝狀態測量了多個樣本，對相同樣本的試驗結果進行了算術平均。具體的測試安裝圖如圖1 ～圖4所示。

圖1 JCG-2500B 隔振器機械阻抗X 向正置測試圖Fig.1 JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with X-forward direction

圖2 JCG-2500B 隔振器機械阻抗X 向反置測試圖Fig.2 JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with X-opposite direction

圖3 JCG-2500B 隔振器機械阻抗Z 向正置測試圖Fig.3 JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with Z-forward direction

圖4 JCG-2500B 隔振器機械阻抗Z 向反置測試圖Fig.4 JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with Z-opposite direction

1.1 隔振器和不同平面度墊板組件機械阻抗測試分析

保持墊板厚度(35 mm)和螺栓緊固力矩(385 N·m)不變，改變隔振器墊板的平面度，通過測試組件X 向和Z 向隔振器的正、反置輸入與傳遞機械阻抗，并對其測試結果進行分析，明確其隔振器墊板不同平面度對隔振器和墊板組件機械阻抗的影響程度。

圖5 ～圖8 分別為隔振器不同墊板平面度下JCG-2500B 隔振器X 向的正、反置傳遞機械阻抗以及Z 向的正、反置傳遞機械阻抗的平均結果。

圖5 JCG-2500B 隔振器X 向正置不同平面度傳遞阻抗比較Fig.5 Different planeness of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with X-forward direction

圖6 JCG-2500B 隔振器X 向反置不同平面度傳遞阻抗比較Fig.6 Different planeness of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with X-opposite direction

圖7 JCG-2500B 隔振器Z 向正置不同平面度傳遞阻抗比較Fig.7 Different planeness of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with Z-forward direction

圖8 JCG-2500B 隔振器Z 向反置不同平面度傳遞阻抗比較Fig.8 Different planeness of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with Z-opposite direction

對比圖5和圖6 可以發現，不同平面度墊板對JCG-2500B 隔振器X 向的兩端的傳遞阻抗在700 Hz以上時谷值發生偏移，同時在谷值頻率處，0.2 mm平面度對應的傳遞阻抗值偏小;此外，隔振器在X向反置時的傳遞抗值相對于正置時的傳遞阻抗值有所降低。由此可以說明，隔振器在Z 向安裝時，當頂部受到剪切力時，其隔振效果要優于底部受到剪切力時的情況。對比圖7和圖8 可知，Z 向安裝時，無論正置還是反置均對傳遞阻抗的影響較小。

1.2 JCG-2500B 型隔振器和不同厚度墊板組件機械阻抗測試分析

在保持墊板平面度(0.05 mm)和螺栓緊固力矩(385 N·m)不變的情況下，通過改變隔振器墊板的厚度，測試組件X 向和Z 向隔振器的正、反置輸入與傳遞機械阻抗，并對測試結果進行分析，明確隔振器墊板不同厚度對隔振器和墊板組件機械阻抗的影響程度。圖9 ～圖12 分別為不同墊板厚度下JCG-2500B 隔振器X 向的正、反置傳遞機械阻抗以及Z 向的正、反置傳遞機械阻抗的平均結果。

圖9 JCG-2500B 隔振器X 向正置不同墊板厚度傳遞阻抗比較Fig.9 Different thickness of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with X-forward direction

圖10 JCG-2500B 隔振器X 向反置不同墊板厚度傳遞阻抗比較Fig.10 Different thickness of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with X-opposite direction

圖11 JCG-2500B 隔振器Z 向正置不同墊板厚度傳遞阻抗比較Fig.11 Different thickness of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with Z-forward direction

圖12 JCG-2500B 隔振器Z 向反置不同墊板厚度傳遞阻抗比較Fig.12 Different thickness of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with Z-opposite direction

從圖9 ～圖12 中可以看出，墊板厚度對JCG-2500B 隔振器X 向、Z 向的傳遞阻抗在700 Hz 以上時谷值發生偏移，同時谷值發生變化。但X 向的離散程度明顯高于Z 向。

1.3 隔振器和墊板組件的不同螺栓緊固力矩機械阻抗測試分析

為了分析隔振器墊板不同螺栓緊固力矩對隔振器和墊板組件機械阻抗的影響，在試驗過程中，測量Z 向機械阻抗時選用同一塊墊板，測量X 向機械阻抗時選用同樣2 塊墊板，保持墊板平面度(0.03 mm)和墊板厚度(35 mm)不變，僅改變螺栓緊固力矩。

圖13 ～圖16 分別為不同螺栓緊固力矩下JCG-2500B 隔振器X 向的正、反置傳遞機械阻抗以及Z向的正、反置傳遞機械阻抗的平均結果。

圖13 JCG-2500B 隔振器X 向正置不同螺栓力矩傳遞阻抗比較Fig.13 Different tightening of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with X-forward direction

圖14 JCG-2500B 隔振器X 向反置不同螺栓力矩傳遞阻抗比較Fig.14 Different tightening of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with X-opposite direction

圖15 JCG-2500B 隔振器Z 向正置不同螺栓力矩傳遞阻抗比較Fig.15 Different tightening of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with Z-forward direction

從圖13 ～圖16 可看出，在所選取的幾組螺栓緊固力矩下，JCG-2500B 隔振器X 向、Z 向的傳遞阻抗比較穩定，螺栓緊固力矩對隔振器和墊板組件機械阻抗的影響較小。

圖16 JCG-2500B 隔振器Z 向反置不同螺栓力矩傳遞阻抗比較Fig.16 Different tightening of JCG-2500B vibration isolator′s transfer impedance with Z-opposite direction

2 不同工藝狀態機械阻抗仿真計算分析

為了分析不同工藝狀態機械阻抗對振動傳遞功率流和隔振效果的影響規律，建立了如圖17所示的筏架及剛性連接附件的有限元仿真計算模型。利用不同工藝狀態機械阻抗和浮筏基座阻抗測量數據，對給定機器質心處的Z 方向上施加一個單位激勵力，模擬單臺設備及組合工況開啟狀態，計算振動傳遞功率流，用振級形式(即dB)評估不同工藝狀態機械阻抗對振動傳遞功率流和隔振效果的影響規律［6-10］。

圖17 筏架及剛性連接附件的有限元模型Fig.17 FEM model of floating raft and the rigidity attachment

2.1 隔振器和不同平面度墊板組件的各種機械阻抗仿真計算分析

1)設備1 單機開啟工況

表1 給出了設備1 單機開啟工況各種參數的比較。

表1 設備1 開啟工況各種參數的比較(功率流總級/dB)Tab.1 Comparison of various parameters after run the machine 1(power flow level/dB)

從表1 中的數據可看出，設備1 單機開啟時，對功率流傳遞有影響，基礎輸出功率流總級隨平面度的增大而減小。因此，在設備1 單機開啟情況下，墊板的平面度應加工成0.15 ～0.2 mm。

2)設備2 單機開啟工況

表2 給出了設備2 單機開啟工況各種參數的比較。

表2 設備2 單機開啟工況各種參數的比較(功率流總級/dB)Tab.2 Comparison of various parameters after run the machine 2(power flow level/dB)

從表2 可看出，設備2 單機開啟時，不同平面度對系統傳遞功率流都有影響，基礎輸出功率流總級隨平面度的增大而增大。因此，在設備2 單機開啟情況下，墊板的平面度應加工成0.05 ～0.1 mm。

總體來說，浮筏下層隔振器墊板平面度對浮筏傳遞功率流影響不大，雖平面度對浮筏上設備1和設備2 分別單獨開啟的浮筏傳遞功率流總級有2 ～4 dB 左右的影響，但平面度對2 臺設備單獨開啟的浮筏傳遞功率流的影響結論不同，在設備1 單機開啟情況下，墊板的平面度應加工成0.15 ～0.20 mm;在設備2 單機開啟情況下，墊板的平面度應加工成0.05 ～0.1 mm。綜合考慮到設備1和設備2 都是浮筏上2 臺重要設備，需要經常開啟，墊板平面度控制在0.05 ～0.20 mm 以內都可。

2.2 隔振器和不同厚度墊板組件的各種機械阻抗仿真計算分析

1)設備1 單機開啟工況

表3 給出了設備1 單機開啟工況各種參數的比較。

表3 設備1 單機開啟工況各種參數的比較(功率流總級/dB)Tab.3 Comparison of various parameters after run the machine 1(power flow level/dB)

從表3 可看出，設備1 單機開啟時，不同厚度對功率流傳遞影響較小，可以忽略不計。

2)設備2 單機開啟工況

表4 給出了設備2 單機開啟工況各種參數的比較。

表4 設備2 單機開啟工況各種參數的比較(功率流總級/dB)Tab.4 Comparison of various parameters after run the machine 2(power flow level/dB)

從表4 可看出，設備2 單機開啟時，不同厚度對功率流傳遞影響較大，但厚度對傳遞功率的影響無規律，其中，厚度為8 mm 時，傳遞功率流總級落差達最大。

總體來說，浮筏下層隔振器墊板厚度對浮筏傳遞功率流影響不大，但對設備2 有較大影響，從平面度加工精度控制方面考慮，墊板厚度應控制在35 mm 較合適。

3.3 隔振器和墊板組件的不同螺栓緊固力矩的各種機械阻抗仿真計算分析

1)設備1 單機開啟工況

表5 給出了設備2 單機開啟工況各種參數的比較。

表5 設備1 單機開啟工況各種參數的比較(功率流總級/dB)Tab.5 Comparison of various parameters after run the machine(power flow level/dB)

從表5 可看出，設備1 單機開啟時，不同螺栓緊固力矩對功率流傳遞影響較小，可以忽略不計。

2)設備2 單機開啟工況

表6 給出了設備2 單機開啟工況各種參數的比較。

表6 設備2 單機開啟工況各種參數的比較(功率流總級/dB)Tab.6 Comparison of various parameters after run the machine 2(power flow level/dB)

從表6 中的數據可看出，設備2 單機開啟時，不同螺栓緊固力矩對功率流傳遞影響較小，可以忽略不計。

總體來講，浮筏下層隔振器螺栓緊固力矩對浮筏傳遞功率流影響不大，故螺栓緊固力矩控制在320 ～500 N·m 即可。

3 結 語

本文通過機械阻抗測試和浮筏功率流仿真計算，研究了JCG-2500B 型隔振器對墊板平面度、墊板厚度和螺栓緊固力矩對機械阻抗、功率流的影響，經對阻抗測試和仿真計算分析，通過功率流評價了3種工藝效果，可得出如下結論:

1)浮筏下層隔振器的不同安裝工藝——墊板平面度、墊板厚度和螺栓緊固力矩在所選取的樣本范圍內，對浮筏傳遞功率流影響較小;

2)在浮筏安裝過程中，建議墊板平面度加工成0.05 ～0.2 mm，墊板厚度控制在35 mm，螺栓緊固力矩不小于320 N·m。

［1］朱石堅，樓京俊，等．振動理論與隔振技術［M］．北京:國防工業出版社，2008．

［2］嚴濟寬．機械振動隔離技術［M］．上海:上海科學技術出版社，1986．

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

［4］王鎖泉，周慶云，等．隔振元件機械阻抗測量與數據處理方法研究［J］．艦船科學技術，2006，28(2):107－111．

WANG Suo-quan，ZHOU Qing-yun，et al．Study on the measurement technique and data processing on mechanical impedance of vibration isolator elements［J］．Ship Science and Technology，2006，28(2):107－111．

［5］沈建平，周璞．基于四端參數分析的隔振器傳遞阻抗測量方法［J］．噪聲與振動控制，2004(5):30－33．

SHEN Jian-ping，ZHOU Pu．Measurement method of transfer impedance for isolator based on four-eng parameter analysis［J］．Noise and Vibration Control，2004(5):30－33．

［6］肖斌，李彪，等．基于功率流法雙層隔振系統振動傳遞［J］．機械工程學報，2011，47(5):106－113．

XIAO Bin，LI Biao，et al．Power flow method used to vibration transmission for two-stage vibration isolation system［J］．Jouranl of Mechanical Engineering，2011，47(5):106－113．

［7］伍先俊，朱石堅．基于有限元的功率流計算及隔振系統優化設計技術研究［J］．船舶力學，2005，9(4):138－145．

WU Xian-jun，ZHU Shi-jian．Calculation technique of vibration power flow based on finite element analysis and its application in the isolation system optimization［J］．Journal of Ship Mechanics，2005，9(4):138－145．

［8］GOYDER H G D，WHITE R G．Vibration power flow from machine into built-up structures，part2:vave propagation and power flow in beam-stiffened plate［J］．Journal of Sound and Vibration，1980，68(1)．

［9］孫玲玲，宋孔杰．柴油機多支撐隔振系統的功率流特性［J］．內燃機學報，2003，21(4):249－252．

SUN Ling-ling，SONG Kong-jie．Power folw characteristics of diesel multi-supporting vibration isolation system［J］．Transactions of CSICE，2003，21(4):249－252．

［10］LI W L，LAVRICH P．Prediction of power flows through machine vibration isolations［J］．Journal of Sound and vibration，1999，224(4):757－774．