永磁推進電機新型復合隔振裝置研制

徐 偉， 邱元燃， 謝向榮

（1. 海軍工程大學 振動與噪聲研究所， 武漢430033； 2. 船舶振動噪聲重點實驗室， 武漢430033；3. 寧波海蘭信電子科技有限公司， 浙江 寧波315000）

0 引 言

永磁推進電機是一種新型船舶動力裝備，其振動噪聲和抗沖擊性能有嚴格的技術指標要求。 永磁推進電機的振動主要來源于調速過程中產生的電源高頻諧波，具有頻率高、能量集中的特點。 例如國外采用類似調速原理的先進感應電機，2 kHz 頻率諧波產生的振動達到了105 dB（Re:1E-6 m/s2）[1]。為降低永磁推進電機高頻振動對船舶輻射噪聲和自噪聲的影響， 必須采用隔振裝置大幅降低傳遞至船體的結構噪聲。 另外，船舶遭受爆炸沖擊時，可能導致永磁推進電機及與其相連的推進軸系產生損傷。隔振裝置還承擔著衰減沖擊能量、限制沖擊位移、保護永磁推進電機和軸系運行安全的任務。

某永磁推進電機對隔振裝置提出了高頻振動衰減量不低于45 dB 的要求； 受規定的沖擊譜作用時，電機及其隔振裝置應能安全運行，且電機位移滿足軸系許用位移要求。 船舶推進電機通常采用單層隔振裝置。經實測，單層隔振裝置高頻隔振效果約為30～40 dB，不能滿足指標要求。雙層隔振裝置高頻隔振效果可達40～60 dB，但其體積、重量大，而且在船舶搖擺或受沖擊時，推進電機與軸系會產生過大的相對位移，因此難以滿足船舶的適裝性和軸系匹配性等要求。

為滿足永磁推進電機的高頻隔振和抗沖擊需求，以現有的氣囊隔振技術為基礎[2]，綜合應用輕型中間質量結構和硬彈性復合材料， 研制出一種新型復合隔振裝置。 經隔振效果實測和抗沖擊試驗考核，達到了指標要求。

1 高頻隔振理論分析

1.1 結構的高頻振動特性

雙層隔振裝置可有效衰減高頻振動。 傳統隔振理論和設計經驗認為:雙層隔振裝置的中間質量至少應達到機械設備重量的20%-30%，才能取得理想的高頻隔振效果[3]。 例如某發電機組總重約22 t，其雙層隔振裝置采用的中間質量重達約8 t，占設備重量的36%，高頻（1-10 kHz）隔振效果約40～50 dB。

當振動頻率較低時，雙層隔振裝置的振動特性可以較好地用剛體動力學模型近似描述。 基于該模型的理論分析結果表明，中間質量應盡可能大，與機械設備的質量比為1：1 時隔振效果最好[4]。 普通動力機械的轉速頻率及其倍頻激勵通常較強，低頻振動能量較大，因此采用較大的中間質量有助于提高中、低頻隔振效果。

當振動頻率達到數千赫茲級別時，普通的機械結構表現出很大柔性。 當頻率高至某一臨界值后，結構導納接近于某一定值M∞[5]。對于一端固支梁的彎曲振動情況，高頻導納和低頻導納有如下關系[6]:

式中，Mmo為梁作為剛體時的導納（與低頻導納接近），L 為梁的長度，λb為彎曲波的波長。

由（1）式可見，梁的高頻導納遠遠大于其低頻導納，而且采用增大橫截面積等加強靜剛度的措施，并不能有效降低高頻導納。對板、殼、桿等其他結構件有相同結論[6]。換言之，一般機械結構在數千赫茲以上頻率的激勵下都是柔性結構。 因此，提高雙層隔振裝置的中間質量不會明顯改變其高頻導納，即隔振效果不會顯著提高。

這一點對于永磁推進電機雙層隔振裝置設計具有重要啟示:其低頻振動小，沒有必要采用很大的中間質量，即可使基座振動降至較低水平；高頻振動能量較大且頻率集中，增加中間質量不會明顯提高隔振效果。 因此，永磁推進電機雙層隔振裝置采用較輕的中間質量有可能獲得滿意的隔振效果。

1.2 高頻隔振性能對比分析模型

現有技術手段尚難以對隔振系統進行數千赫茲級高頻振動分析， 其原因在于隔振系統各部分機械結構的高頻阻抗特性無法準確計算或測量，因此通常只能進行定性分析。 本文從性能對比的角度出發，采用簡化模型分析隔振系統的高頻隔振特性。 單層和雙層隔振系統高頻振動模型分別簡化為如圖1 和圖2 所示的模型。

圖1 單層隔振系統高頻振動簡化模型Fig.1 Simplified high-frequency vibration model of one-stage mounting system

圖2 雙層隔振系統高頻振動簡化模型Fig.2 Simplified high-frequency vibration model of two-stage mounting system

結構的低頻振動是全局性運動，主要表現為整體的剛體運動或彎曲、扭轉等彈性變形；而高頻振動主要表現為結構的局部運動[7]。 這一點可以從試驗中得到驗證:在結構上相距幾厘米的部位，高頻振動量級可能相差5 dB 以上。 因此，在建立隔振系統高頻傳遞特性模型時，沒有必要考慮機械設備的影響。 因為這樣不僅無益于提高計算準確性，反而增加了模型復雜度，以至于無法將重點集中于隔振系統自身的性能分析。 所以本文直接將機械設備的高頻振動簡化為激勵力作用于隔振系統。 圖1 和圖2模型中:減振器為均勻桿；基礎為均勻簡支梁；減振器位于簡支梁中點；中間質量也用簡支梁表示，以模擬其質量分布特性。

式中:Ar為桿的截面積，hr為桿的高度 可求出導納矩陣元素。

當激勵點位于均勻簡支梁中點時，基礎的原點導納表達式為[9]

式中:Eb為梁材料的彈性模量，Ib為梁截面的慣性矩，lb為梁的長度，kb= （ω2mb/EbIb）1/4為彎曲波的波數，mb為梁材料的線密度。

參考圖1，單層隔振系統的運動方程為:

由（5）式可得基礎響應的表達式為

代入（2-4）式即可求解響應。

不安裝減振器的情況下，基礎響應表達式為

利用（6-7）式即可求得單層隔振系統的隔振效果:

參考圖2 的雙層隔振系統，上層減振器運動方程為

中間質量運動方程為

式中:Mm為中間質量的導納。 對于簡支梁結構，其表達與（4）式相同。

下層減振器運動方程為

聯合（5b）和（9-11）式可得基礎響應的表達式為:

同樣利用（8）式可計算雙層隔振系統的隔振效果。

1.3 設計參數對高頻隔振效果的影響分析

假定單層隔振系統的設計參數如下:減振器材料為橡膠，彈性模量5 MPa，損耗因子0.1，長0.15 m，橫截面半徑0.03 mm，密度1 100 kg/m3； 基礎梁的材料為鋼， 彈性模量200 GPa，損耗因子0.001，長1 m，橫截面尺寸0.01 mm×0.01 mm，密度7 800 kg/m3。雙層隔振系統的設計參數如下:上、下層減振器參數與單層隔振系統相同； 中間質量梁長1.5 m，基礎梁長1 m，其他參數與單層隔振系統基礎梁相同。

（1） 單層和雙層隔振系統效果對比

圖3 給出了單層和雙層隔振系統的基礎速度響應對比。由圖可見:（1） 由于上層減振器和中間質量的模態影響，頻率較低時，雙層隔振系統存在較多共振峰值，基礎響應有時比單層隔振系統甚至剛性安裝狀態大；（2）隨著頻率的升高，雙層隔振系統的隔振效果越來越明顯，整體上明顯高于單層隔振系統。如在8 290 Hz 處，單層隔振效果為32 dB，而雙層隔振效果為81 dB。

若在設計船舶通風系統時能將變風量系統接入互聯網控制，使其能自動識別艙內的情況并控制變風量末端，則將進一步降低不必要的空調能耗。若系統除了檢測到外艙都有乘員，但有1/2是陰面艙室以外，還檢測到內艙有16個房間沒有乘員，則送風量只要保證與廁所抽風量平衡即可，一個艙室為72 m3/h，送風量隨之降低2 688 m3/h，制冷量也會降至86 kW。

（2） 雙層隔振系統中間質量的影響

改變雙層隔振系統中間質量簡支梁的長度， 從而改變其剛性。 分別取梁的長度為1 m，1.5 m 和2 m，即剛性逐漸減小。 另外將簡支梁替換為同等質量的剛性塊。 分別計算隔振效果（以10logE 表示），結果如圖4 所示。由圖可見，改變中間質量的剛性主要會導致系統共振頻率的變化，并未明顯提高高頻隔振效果。

圖3 單層和雙層隔振系統的基礎響應對比Fig.3 Receiver velocity response comparision of one- and two-stage mounting system

圖4 改變中間質量剛性對隔振效果的影響Fig.4 Isolation efficiency of two-stage mounting system with different intermediate mass rigidity

（3） 減振器材料彈性模量的影響

改變材料的彈性模量時，單層隔振系統的隔振效果如圖5 所示。 由圖可見，材料的彈性模量越低，隔振效果越明顯，如在8 290 Hz 處， 彈性模量5 MPa 的材料隔振效果為32 dB，而40 MPa 材料隔振效果為20 dB。

（4） 材料阻尼的影響

為提高高頻隔振效果，工程上常用的方法是增加減振器和中間質量的阻尼，例如采用高阻尼比橡膠材料，或在中間質量結構上涂敷阻尼材料。

根據一般粘彈性材料的損耗因子范圍，分別取隔振器材料損耗因子為0.05，0.1，0.15 和0.2，計算單層隔振系統的隔振效果，結果如圖6 所示。 由圖可見:減振器阻尼對高頻振動衰減有非常重要的作用，阻尼越大則高頻隔振效果越好， 如在8 290 Hz 處，損耗因子為0.2 材料的隔振效果為56 dB，而0.05 材料的隔振效果為19 dB。 但減振器阻尼過大通常會降低低頻隔振效果，因此應權衡選擇阻尼參數。

現有技術條件下，增加中間質量阻尼的主要措施是敷設阻尼材料或采用阻尼合金，但不能大幅提高阻尼。 根據經驗數據，分別取梁的阻尼損耗因子為0.001 和0.01， 計算雙層隔振系統的基礎響應，如圖7 所示。 圖中峰值較小的虛線為損耗因子0.01 的中間質量。 由圖可見:增加中間質量阻尼的作用主要是在共振頻率處抑制響應峰值，當不發生共振時，阻尼對基礎響應和隔振效果沒有影響。

圖5 改變減振器模量時的單層隔振系統的隔振效果Fig.5 Isolation efficiency of one-stage mounting system with different isolator moduli

圖6 減振器材料阻尼對單層隔振效果的影響Fig.6 Isolation efficiency of one-stage mounting system with different isolator material damping

圖7 不同中間質量阻尼對基礎響應的影響Fig.7 Receiver velocity response of two-stage mounting system with different intermediate mass damping

2 新型復合隔振裝置設計

針對永磁推進電機應用成熟的雙層隔振裝置技術， 雖然可以滿足隔振效果要求， 但其尺寸和重量較大，適裝性較差。 更重要的是，常規雙層隔振裝置難以滿足軸系匹配性要求。 永磁推進電機功率密度較大，產生的最大輸出扭矩約為同等重量直流推進電機的3倍， 輸出扭矩引起的減振器變形將導致電機與軸系產生較大的相對偏移量。 這是橡膠減振器等無法克服的難題，只能通過提高隔振系統的剛度來減小偏移量，但這樣又犧牲了隔振性能，難以達到隔振效果指標要求。

圖8 永磁推進電機復合隔振裝置示意圖Fig.8 Schematic of compound mounting system for permanent magnet propulsion motor

綜合考慮各主要指標的要求， 基于高頻隔振理論分析結果，并結合隔振裝置技術發展現狀，提出了氣囊隔振裝置與硬彈性材料結合的復合隔振裝置方案，如圖8 所示。復合隔振裝置由氣囊減振器、輕型中間質量結構和硬彈性材料等構成。該裝置有以下幾方面的特點。

（1） 重量輕、結構緊湊

采用了輕型中間質量結構設計方案，重量約3.5 t，不超過10%電機重量，比常規雙層隔振裝置重量降低65%以上，具有較好的適裝性。

（2） 隔振性能好

氣囊減振器固有頻率約5 Hz，可有效衰減全頻段振動；硬彈性材料固有頻率約29 Hz，主要用于進一步衰減高頻振動。 兩者構成了柔性和硬彈性兩級隔振，可取得較好的隔振效果。

（3） 滿足軸系匹配性要求

復合隔振裝置整體的垂向固有頻率約5.6 Hz。若僅使用上層的氣囊隔振裝置，則垂向頻率為6 Hz，兩者剛度特性接近。 氣囊隔振裝置已實際應用，在船舶傾斜、搖擺等情況下均滿足軸系匹配性要求。 計算結果表明:由于下層采用了硬彈性材料，在不考慮限位措施的情況下，船舶最大傾斜、搖擺角度時，電機輸出端與軸系相對位移約10 mm，比氣囊隔振裝置僅增大1～2 mm，仍可滿足軸系匹配性要求。

（4） 沖擊衰減與限位功能均衡設計

氣囊減振器固有頻率低，對沖擊能量具有很好的衰減作用，但易產生較大位移，影響推進電機和軸系安全。 為此在氣囊減振器內部集成設計了抗沖擊限位器， 并對限位間隙和限位器剛度進行了設計，以實現沖擊衰減和限位性能的均衡。

（5） 可實現對中實時高精度控制

氣囊隔振裝置具有實時對中高精度控制功能[3]，可通過調節氣囊減振器的載荷，抵消永磁推進電機輸出扭矩的影響，將電機與軸系的對中精度實時控制在0.5 mm 內，從而提高了推進系統運行安全性。

3 抗沖擊性能設計校核

永磁推進電機的抗沖擊等級為A 級[10]，其沖擊輸入按照BV043/85 標準執行[11]。 據此對復合隔振裝置的抗沖擊性能進行有限元計算校核，重點關注電機加速度、位移和中間質量結構應力。

圖9 氣囊隔振器內的限位器結構示意圖Fig.9 Schematic of limiting protection in air-bag isolator

圖10 氣囊隔振器的沖擊測試結果Fig.10 Shock test result of the air-bag isolator

本裝置的抗沖擊性能主要取決于硬彈性材料、氣囊隔振器和限位器的沖擊剛度特性。 硬彈性材料由于剛度較大，沖擊變形較小，緩沖性能差，對裝置整體抗沖性能影響不大。 氣囊隔振器剛度小，緩沖性能好，但沖擊變形大，為此在氣囊內部集成設計了限位器[12]，結構如圖9 所示。 限位器為三向限位結構，表面硫化橡膠以增加緩沖效果。 通過調整限位間隙和橡膠材料硬度、厚度等參數，可改變本裝置的沖擊剛度。 對氣囊隔振器進行了沖擊測試，變形和沖擊力見圖10。 變形量在限位間隙5 mm 以內時，沖擊剛度由壓縮氣體的彈性決定，近似呈線性；變形量達5～10 mm 時，限位器開始接觸，沖擊剛度主要由限位器表面橡膠的彈性決定，呈明顯非線性；變形量達10 mm 以上時，限位器表明橡膠變形接近極限，沖擊剛度呈強非線性。

除進行限位器優化設計外，還根據校核計算結果對中間質量進行了局部加強，以減小結構應力。 將沖擊輸入譜等效為時域三角波形，氣囊隔振器及限位器的沖擊剛度按照測試結果輸入模型進行計算校核，結果表明:沖擊作用下，電機的加速度峰值低于30g；電機與軸系相對位移最大值約為20 mm，滿足所使用的彈性聯軸器最大瞬時許用位移要求；中間質量結構應力（見圖11）滿足材料強度要求。

圖11 垂向沖擊作用下中間質量結構應力云圖Fig.11 Intermediate mass stress of compound mounting system under vertical shock

4 試驗驗證

4.1 隔振性能試驗

實測結果表明，復合隔振裝置（如圖12）對電機高頻振動衰減效果達60 dB 以上，達到了技術指標要求。 應用復合隔振裝置后，永磁推進電機的基座振動接近背景噪聲水平。

4.2 抗沖擊試驗

圖12 永磁推進電機新型復合隔振裝置Fig.12 Full-scale prototype of compound mounting system for permanent magnet propulsion motor

圖13 永磁推進電機滿功率的對中偏移量曲線Fig.13 Offset of permanent magnet propulsion motor operating at full power

在抗沖擊試驗中，復合隔振裝置有效地衰減了沖擊能量，使傳遞至永磁推進電機的加速度時域峰值不超過35g，確保了推進電機的運行安全。永磁推進電機與軸系的相對位移不超過18 mm，滿足彈性聯軸器許用位移和軸系負荷要求，不影響軸系運行安全性。

4.3 對中控制精度試驗

圖13 給出了永磁推進電機滿功率運行時，電機輸出端相對軸系的對中偏移量變化過程。 當電機由低功率過渡到滿功率工況時，水平偏移量由0.4 mm 增大至約0.95 mm。此時復合隔振裝置啟動對中控制功能，使對中偏移量逐漸收斂至0.25 mm，滿足軸系運行安全性要求。

5 結 語

針對永磁推進電機的隔振需求， 通過對高頻隔振理論的研究， 提出了新型復合隔振裝置技術方案。 與傳統雙層隔振裝置相比，該裝置的重量降低65%以上，結構尺寸大幅減小。 經系列試驗，復合隔振裝置隔振效果、抗沖擊性能、可靠性和軸系匹配性等均達到要求。 復合隔振裝置也可應用于各類新型船舶推進電機。