艦用橡膠隔振器在不同靜水壓力下的靜剛度研究

鄭偉濤 趙應龍

（1.海軍工程大學振動與噪聲研究所 武漢 430033）（2.海軍工程大學船舶振動噪聲重點實驗室 武漢 430033）

1 引言

大部分水下電子設備（如聲吶）需要完全浸沒在水里進行工作，為了減輕設備安裝基座擾動的影響，常采用橡膠隔振器進行減振。橡膠隔振器的靜剛度對水下設備的平穩操縱性較為重要[1]。橡膠隔振器在水中會受到靜水壓力作用，經查閱文獻，目前，關于靜水壓力對橡膠隔振器靜剛度的影響研究較少。

已有的橡膠隔振器靜態研究多集中于常壓空氣工況[2]。Miller[3]完善了橡膠材料的單軸拉伸、等雙軸拉伸和平面拉伸試驗規范以及試驗數據的處理方法。王利榮等利用橡膠材料的單軸拉伸和壓縮試驗數據，擬合得到橡膠材料的超彈性本構模型參數，并建立了橡膠隔振器的靜態特性有限元計算模型，計算結果與試驗結果一致[4]。張平等研究發現：橡膠材料超彈性模型在擬合橡膠材料拉伸試驗數據時的誤差越小，利用此模型計算的橡膠隔振器的靜剛度越接近試驗值[5]。何小靜等計算分析了不同應變下橡膠材料拉伸試驗數據對橡膠隔振器靜態特性的影響，發現橡膠材料越接近實際變形的應力-應變曲線，利用此曲線獲取的超彈性模型參數所計算出的橡膠隔振器靜剛度越接近試驗值[6]。

本文基于常壓空氣工況下橡膠隔振器的靜剛度研究方法，對艦用BE40型橡膠隔振器的橡膠材料進行靜態拉伸試驗，利用幾種常用的超彈性本構模型擬合拉伸試驗獲取的應力-應變數據[7]，選出擬合誤差最小的超彈性本構模型進行常壓空氣和淺水工況下橡膠隔振器靜剛度計算，并與實測值對比，驗證建模方法的可靠性。在此基礎上，利用此模型預測不同靜水壓下橡膠隔振器靜剛度。

2 常用超彈性本構模型

利用商用有限元軟件對橡膠隔振器靜剛度進行計算時，橡膠材料超彈性本構模型選取十分重要[8]。橡膠材料在產生大應變和位移時，其應力-應變關系具有顯著的非線性[9]，但體積變化量很小，基本可以忽略不計，這種特性被稱為橡膠材料的超彈性。在有限元軟件中，可利用超彈性本構模型表征橡膠材料這種非線性特性。合適的超彈性本構模型可以提高橡膠隔振器有限元靜剛度預測模型的計算精度，為結構復雜的橡膠隔振器設計提供便利。本文分別采用幾種常用的超彈性本構模型進行研究，其中Arruda-Boyce模型采用基于統計熱力學理論的應變能函數；Mooney-Rivlin模型、Yeoh模型采用基于連續介質的唯象理論的應變能函數。以上各模型對應的應變能函數介紹如下。

應變能函數W的通用形式為[10]

式中，I1、I2和J分別為1階、2階和3階Green應變不變量，它們皆為主拉伸比λ1、λ2和λ3的函數。

1）Mooney-Rivlin模型

對于橡膠這類幾乎不可壓縮材料，Mooney-Rivlin模型應變能函數[11]為

式中，Cij為Rivlin系數，C00=0，i+j≤N，N為多項式階數。

當N=1時，式（2）簡化為Mooney-Rivlin 2參數模型應變能函數；

當N=2時，式（2）簡化為Mooney-Rivlin 5參數模型應變能函數；

當N=3時，式（2）簡化為Mooney-Rivlin 9參數模型應變能函數。

2）Yeoh模型

對于橡膠這類幾乎不可壓縮材料，Yeoh模型應變能函數[9]為

式中，C10、C20和C30為與溫度有關的模型參數。

3）1階Ogden模型

對于橡膠這類幾乎不可壓縮材料，1階Ogden模型應變能函數[8]為

式中，μ1、α1均和溫度有關。

4）Arruda-Boyce模型

對于橡膠這類幾乎不可壓縮材料，Arruda-Boyce模型的應變能函數為

其中，Ci為模型的熱力學參數，可利用統計理論計算得到，G為橡膠材料初始剪切模量，系數λm代表鎖死應變。

3 橡膠隔振器靜剛度特性試驗

3.1 試驗對象

BE型橡膠隔振器屬于剪切型隔振器，因具有固有頻率較低、隔振效果良好以及安裝方式多樣等優點，在艦船上大量應用。本文選用BE40型橡膠隔振器進行靜剛度研究，該橡膠隔振器剖視圖見圖1，整體結構具有對稱特點，由金屬卡板、金屬支持承和橡膠體三部分組成，其中，橡膠體是決定橡膠隔振器靜剛度特性的主要因素。

圖1 BE40型橡膠隔振器剖視圖

3.2 靜剛度試驗

1）試驗裝置

基于MTS831試驗機開展靜剛度試驗，試驗機示意圖和實物圖如圖2和圖3所示，該試驗機上端可施加位移載荷并測量輸入端位移值，下端的力傳感器可測量輸出端的力值。橡膠隔振器安裝在水箱里，可進行常壓空氣工況和淺水中的靜剛度試驗。水箱底面尺寸為360mm×360mm，高250mm，鑒于BE40橡膠隔振器高度為46mm，淺水工況的水深設為46mm。

圖2 試驗裝置示意圖

圖3 試驗裝置實物圖

2）試驗方法

本試驗根據GB/T 15168-2013的相關要求執行。首先在橡膠隔振器垂向重復進行三次預加載、卸載，載荷范圍從0加至500N后保持30s，再逐漸卸載至零，目的是減小橡膠隔振器內部應力以及變形速度均勻；由于預加載過程中變形量小于5mm，根據標準，正式試驗的加載速度小于5mm/min，并同時記錄360N、400N、440N時的變形值。根據式（6）計算靜剛度。

靜剛度計算公式：

式中：P0=400N，為橡膠隔振器額定載荷；ΔP為靜載荷增量；ΔΧ為靜變形增量；Χ1.1、Χ0.9分別為橡膠隔振器在1.1倍和0.9倍額定載荷時對應的靜變形值。

3.3 靜剛度試驗結果

對三個BE40橡膠隔振器分別進行三組靜剛度試驗，每組試驗間隔3個小時，目的是減少試驗時橡膠材料內部升溫對橡膠隔振器靜態性能參數的影響，試驗環境溫度為23℃，和橡膠材料超彈性拉伸試驗的環境溫度一致。選取重復性良好的試驗數并據根式（6）計算靜剛度，結果見表1。

表1 橡膠隔振器靜剛度試驗結果/（N/mm）

對表1分析得，常壓空氣工況下橡膠隔振器靜剛度略小于浸沒在46mm水中的橡膠隔振器靜剛度，說明高度46mm的水體對橡膠隔振器靜剛度產生了一定影響，但是由于橡膠材料硬度較大，所以淺水對橡膠隔振器靜剛度的影響較小。

4 橡膠隔振器靜剛度計算

4.1 橡膠材料本構試驗

為確定橡膠隔振器橡膠材料的超彈性本構模型，需開展橡膠材料本構試驗。對橡膠材料進行單軸拉伸試驗、等雙軸拉伸試驗和平面剪切試驗，得到橡膠材料應力-應變數據。三種拉伸試驗的橡膠試樣見圖4。

圖4 三種拉伸試驗的橡膠試樣示意圖

4.2 本構模型的參數擬合

將三種拉伸試驗的應力-應變數據輸入有限元計算軟件，選擇不同的超彈性本構模型對數據進行擬合，得到不同模型的擬合名義誤差（見表2）。

表2 不同本構模型的擬合名義誤差

由表2可得，Mooney-Rivlin 9參數模型擬合名義誤差最小，所以選取Mooney-Rivlin 9參數模型作為橡膠材料的超彈性本構模型進行有限元計算。

4.3 有限元建模

BE40型橡膠隔振器結構復雜，對其精確建模不僅困難還會給后續的仿真帶來高昂的計算成本，所以在保證計算精度的情況下對橡膠隔振器的幾何模型進行簡化，刪去橡膠體中僅起保護作用的橡膠，如金屬卡板上表面和側面以及金屬支持承圓柱側面的橡膠層。

由于橡膠隔振器在幾何模型、載荷和邊界條件均具有對稱性，對簡化后的橡膠隔振器模型及流體域沿對稱面切割為1/4模型，并對固體和流體域進行六面體網格劃分，固體采用Solid185單元，流體采用Fluid30單元。相比于四面體網格，六面體網格計算效率和精度均更高。網格劃分完成后的模型如圖5所示。

圖5 橡膠隔振器和流體域的六面體網格模型

橡膠材料采用擬合誤差最小的Mooney-Rivlin 9參數模型，金屬材料采用線彈性材料模型，對模型施加約束，設置邊界條件、重力及靜態載荷，完成流體域中橡膠隔振器靜剛度有限元模型的建立。通過修改流體域的物性參數來模擬不同介質，靜水壓力的大小則通過修改自由液面高度實現。

4.4 計算結果

首先計算橡膠隔振器在常壓空氣和46mm水位工況下的靜剛度，仿真完成后，將計算結果與本文試驗測量結果進行對比，如表3所示。

表3 橡膠隔振器靜剛度仿真與試驗結果（N/mm）

由表3可知，橡膠隔振器靜剛度計算結果與試驗結果誤差在4%以內，此誤差在工程應用中是可以接受的，驗證了本文建模方法的準確性。

基于以上已校核過的有限元模型，計算橡膠隔振器在不同靜水壓下的靜剛度，計算結果如表4所示。

表4 不同靜水壓力下的靜剛度計算結果/（N/mm）

由表4可知，靜水壓從0MPa增加至0.5MPa，靜剛度增加約24%，這表明靜水壓力對橡膠隔振器靜剛度有影響，且不可忽略。靜水壓由0.1Mpa增長至0.3Mpa，靜剛度增長率為9.54%；水壓由0.3Mpa增長至0.5Mpa，靜剛度增長率為7.56%，這表明隨著靜水壓力增加，橡膠隔振器靜剛度增速變慢，這是由于橡膠為高分子聚合物，隨著壓力增加，可被壓縮的空間變小，更難被壓縮，這也符合橡膠隔振器性質。

5 結語

本文對艦用BE40型橡膠隔振器的橡膠材料開展了靜態拉伸試驗，結合有限元軟件擬合拉伸試驗數據，選取了擬合較好的超彈性本構模型，建立了橡膠隔振器以及流體域1/4有限元模型，并利用常壓空氣和淺水工況下的靜剛度試驗數據來校核該有限元模型，計算結果和試驗值吻合較好，最后開展此型橡膠隔振器在不同靜水壓下的靜剛度預測和性能分析，結論如下。

1）橡膠隔振器靜剛度隨靜水壓的增加而增加，且隨著靜水壓增加，橡膠隔振器靜剛度增速變慢，這是由于橡膠為高分子聚合物，隨著壓力增加，可被壓縮的空間變小，更難被壓縮。

2）本文建立的流體域橡膠隔振器有限元模型可以很好地還原橡膠隔振器在水壓下的性質，此研究對水下設備隔振具有參考價值。