艦船用高內(nèi)壓氣囊隔振器理論與設(shè)計(jì)＊

何 琳，趙應(yīng)龍

（1．海軍工程大學(xué)振動與噪聲研究所，湖北 武漢 430033；2．船舶振動噪聲國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430033）

引 言

氣囊隔振器最早應(yīng)用于鐵道車輛，美國1947年在普爾曼車上首次使用，而后意大利、英國、法國等許多歐洲國家對其進(jìn)行了大量研究。1955年日本國家鐵路技術(shù)研究院機(jī)車車輛動力實(shí)驗(yàn)室對用于車輛的氣囊隔振器進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，還對裝有氣囊隔振器的車輛進(jìn)行了一系列的試驗(yàn)工作［1，2］。在軍用船舶領(lǐng)域，俄羅斯已在其常規(guī)潛艇上大量應(yīng)用氣囊隔振器［3］。中國對軌道車輛用氣囊隔振器的研究始于1958年［4］，上世紀(jì)90年代后期實(shí)現(xiàn)了設(shè)計(jì)上的突破，達(dá)到了實(shí)用水平。到上世紀(jì)90年代中后期，氣囊隔振器開始廣泛應(yīng)用于國內(nèi)各型高速鐵路客車上，近幾年隨著城市軌道交通的發(fā)展，氣囊隔振器在地鐵、輕軌和磁懸浮列車上亦獲得了廣泛的應(yīng)用［1，5］。2008年以前，國內(nèi)還沒有將氣囊隔振器應(yīng)用于艦船。

氣囊隔振器與橡膠隔振器相比，固有頻率低，無駐波效應(yīng)，是優(yōu)良的隔振元器件。工業(yè)領(lǐng)域用的氣囊隔振器工作壓力通常小于0．7MPa，耐壓安全系數(shù)為3倍，但尺寸較大。如美國的Firestone氣囊隔振器其承載最大可達(dá)39t，直徑達(dá)876mm。要把大噸位的氣囊隔振器用于艦船大型動力系統(tǒng)高效隔振，必須提高內(nèi)壓，減小尺寸。解決高內(nèi)壓、大承載氣囊隔振器的強(qiáng)度及動、靜態(tài)剛度的理論計(jì)算和設(shè)計(jì)問題，同時(shí)解決高內(nèi)壓條件下的氣密性、大橫垂剛度比等技術(shù)難題。

1 垂向固有頻率設(shè)計(jì)

1．1 艦用氣囊隔振器固有頻率計(jì)算

圖1為艦用高內(nèi)壓氣囊隔振器（以下簡稱艦用氣囊）的理論設(shè)計(jì)計(jì)算模型，①為柔性囊體；②為蓋板；③為調(diào)整法蘭，用于調(diào)整艦用氣囊的性能參數(shù)。Re為有效半徑，ρ為艦用氣囊囊體波紋半徑，Rk為囊體最大半徑，δ為囊體厚度，β和α分別為艦用氣囊上下調(diào)整法蘭導(dǎo)向角。

圖1 艦用高內(nèi)壓氣囊設(shè)計(jì)計(jì)算模型Fig．1 The design and calculation model of high working pressure air spring used on naval vessels

在內(nèi)壓p作用下，艦用氣囊的承載能力為

式中Se是艦用氣囊的有效面積。

在向艦用氣囊加載的過程中，艦用氣囊囊體的外形發(fā)生變化。有效面積、囊內(nèi)氣體的體積、壓力都發(fā)生相應(yīng)的改變達(dá)到新的平衡。假設(shè)載荷F使氣囊隔振器發(fā)生微小位移dz，則力F作功為Fdz，根據(jù)虛位移原理有

即

將式（1）代入上式，可得艦用氣囊有效面積為

對于艦用氣囊內(nèi)固定質(zhì)量的氣體，氣體熱力學(xué)方程

式中p0為氣囊額定高度內(nèi)壓，pa為大氣壓，V0為氣囊額定高度內(nèi)部氣體容積，n為理想氣體多變指數(shù)，假定靜態(tài)加載時(shí)囊內(nèi)氣體為等溫過程，n＝1．0，動態(tài)加載時(shí)囊內(nèi)氣體為絕熱過程，n＝1．4。對式（5）求導(dǎo)，將式（4）代入，可得

對式（1）求導(dǎo)，將式（6）代入，可得艦用氣囊的剛度為

由式（7）可見，艦用氣囊的剛度由兩部分構(gòu)成，第1項(xiàng)由氣囊外形改變過程（即有效面積與位移量的關(guān)系）決定，第2項(xiàng)由加載的速度和結(jié)構(gòu)參數(shù)（氣囊容積和有效面積）決定，艦用氣囊有效半徑隨位移變化為

式中Re為艦用氣囊有效半徑，Re0為額定高度有效半徑。系數(shù)

由式（8）可得

將式（9）代入式（7），可得艦用氣囊的剛度為

因此，艦用氣囊額定高度固有頻率為

式中Se0為艦用氣囊額定高度有效面積。

1．2 固有頻率影響因素分析

由式（11）可知，在艦用氣囊結(jié)構(gòu)確定且高度一定的條件下，即氣囊有效面積確定的條件下，影響其固有頻率的因素有初始充氣壓力p0、囊內(nèi)氣體的初始容積V0以及系數(shù)。在氣囊有效面積確定的條件下，初始充氣壓力的大小代表著氣囊承載能力的大小，通過囊內(nèi)填充可以調(diào)整氣囊初始容積，系數(shù)僅與調(diào)整法蘭導(dǎo)向角度α和β有關(guān)，因此在氣囊高度確定的條件下，影響氣囊固有頻率的因素為氣囊承載、囊內(nèi)氣體容積填充率以及調(diào)整法蘭導(dǎo)向角度。

在艦用氣囊設(shè)計(jì)時(shí)，初始充氣壓力通常是確定的，而囊內(nèi)容積填充率和導(dǎo)向角度可以方便的調(diào)整，因此，可以對其固有頻率進(jìn)行準(zhǔn)確控制。

2 橫向穩(wěn)定性設(shè)計(jì)

2．1 橫向穩(wěn)定性表征

對于圖3所示的艦用氣囊，其橫向穩(wěn)定性可用其橫向靜剛度與垂向靜剛度之比μ來表征［6］

式中KXj為橫向靜剛度；KZj為垂向靜剛度；χ為無量綱常數(shù)，取值為0．1～0．2；ρ0為額定高度囊體波紋半徑；γ為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)，等于0．7；ΔX為氣囊在橫向的位移量；m為通過對同類結(jié)構(gòu)隔振器試驗(yàn)結(jié)果擬合而選擇的階指數(shù)，對于艦用氣囊，等于0．25。μ越大，表示橫向穩(wěn)定性越好。

2．2 影響橫向穩(wěn)定性的因素分析

從式（12）可知，在垂向性能確定即Re0確定的情況下，艦用氣囊橫向穩(wěn)定性主要取決于囊體最大半徑Rk0和囊體波紋半徑ρ0，囊體最大半徑越大、波紋半徑越小，即囊體直徑越大、高度越小，艦用氣囊橫向穩(wěn)定性越好。

囊體最大半徑主要取決于艦用氣囊有效半徑，在艦用氣囊承載能力確定的條件下，有效半徑是確定的，因此為了提高橫向穩(wěn)定性，應(yīng)減小波紋半徑，即降低艦用氣囊囊體的高度。

3 高內(nèi)壓囊體強(qiáng)度設(shè)計(jì)

3．1 囊體應(yīng)力分析

對艦用氣囊囊體建立如圖2所示的受力分析模型，以囊體經(jīng)線、緯線和外法線，建立正交曲線右手坐標(biāo)系，取囊體曲邊微元并分析其受力，囊體厚度遠(yuǎn)小于另外兩個(gè)方向上的尺寸，并且受到剪切力和彎矩極易變形，因此根據(jù)彈性薄殼無矩理論，忽略囊體重量影響，可計(jì)算出艦用氣囊在內(nèi)壓p作用下囊體受力［7～9］：

圖2 囊體應(yīng)力分析Fig．2 Stress analysis of the wall of air spring

式中N1和N2分別為經(jīng)線和緯線方向膜應(yīng)力與囊體壁厚的乘積；α1為經(jīng)線坐標(biāo)，即囊體外法線與軸線上方向夾角；R1和R2分別為經(jīng)線和緯線的拉密系數(shù)，即分別為囊體母線曲率半徑和曲率半徑所在直線被母線和軸線所截距離；p為囊內(nèi)表壓強(qiáng)，壓強(qiáng)p參考方向?yàn)槟殷w外法線方向；F為艦用氣囊在內(nèi)壓p時(shí)的承載。

3．2 囊體增強(qiáng)簾線受力分析

由式（13）可以看出，艦用氣囊內(nèi)壓越高，囊體在經(jīng)向和緯向的受力越大，為保證艦用氣囊在高內(nèi)壓作用下的強(qiáng)度，囊體采用簾線層進(jìn)行增強(qiáng)，簾線層在囊體上以一定角度φ交叉進(jìn)行敷設(shè)，如圖3所示，為保證囊體受力狀態(tài)穩(wěn)定，在設(shè)計(jì)艦用氣囊時(shí)應(yīng)保證囊體經(jīng)向和緯向的合力方向與囊體簾線纏繞方向重合，即保證簾線僅受到軸向拉力作用。對囊體簾線進(jìn)行受力分析，囊體單層簾線微觀模型如圖4所示，其中b和c為所取微元緯向和經(jīng)向尺寸，φ為簾線纏繞角。為簡化計(jì)算以及保證簾線材料的宏觀性質(zhì)，選取微元時(shí)經(jīng)向和緯向的簾線根數(shù)相同。

圖3 囊體簾線層Fig．3 The ply of fabric reinforced rubber

圖4 囊體簾線受力分析Fig．4Force analysis of the ply of fabric

圖4所取微元在內(nèi)壓p作用下的經(jīng)向和緯向的合力為

圖4所取微元內(nèi)全部簾線可提供的拉力［10］

式中KB為單根簾線的強(qiáng)度（N／根）；i為簾線層數(shù)；m為簾線纏繞密度，即單位寬度內(nèi)的簾線根數(shù)（根／m）；φ為簾線纏繞角度；C為簾線層數(shù)修正系數(shù)，通常小于1，隨著層數(shù)的增加，系數(shù)減??；C3為簾線扯斷伸長率對簾線密度的影響，C3＝1＋ε，ε為簾線扯斷伸長率。

3．3 囊體在內(nèi)壓作用下的強(qiáng)度設(shè)計(jì)

由式（13）～（15）可知，艦用氣囊額定高度時(shí)囊壁不同位置可以承受的最大內(nèi)壓為

式中Se0為艦用氣囊額定高度時(shí)有效面積。

由式（16）可知，對于垂向和橫向性能確定的艦用氣囊，式（16）中結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)R2和Se0是確定的，囊壁可以承受的最大內(nèi)壓完全取決于囊體增強(qiáng)簾線層的簾線強(qiáng)度、簾線密度、簾線層數(shù)、簾線扯斷伸長率等簾線參數(shù)，囊壁可以承受的最大內(nèi)壓隨坐標(biāo)α1變化，其最小值即為氣囊隔振器可承受的最大內(nèi)壓，最小值的坐標(biāo)α1部位即為氣囊隔振器最危險(xiǎn)部位。

為提高囊體在高內(nèi)壓作用下的安全性，應(yīng)選用高強(qiáng)度、扯斷伸長率小的簾線作為高內(nèi)壓重載艦用氣囊囊體骨架增強(qiáng)材料。

芳綸是近十幾年來發(fā)展的高性能骨架材料，芳綸纖維與其他材料的性能比較見表1。從表可以看出，芳綸具有高強(qiáng)度、高模量、伸長率小等諸多優(yōu)點(diǎn)，且相對密度小，兼?zhèn)淞虽摻z和其他纖維簾線的優(yōu)異性能，采用芳綸纖維作為艦用氣囊囊體骨架材料，可成倍提高艦用氣囊在內(nèi)壓作用下的安全性。

表1 芳綸纖維與其他工業(yè)纖維的性能比較Tab．1 Performance comparison of aramid fiber and other industrial fibers

4 高內(nèi)壓氣密性設(shè)計(jì)

4．1 氣密性影響因素

艦用氣囊的承載能力完全依賴于囊內(nèi)氣體，其氣密性及其重要。艦用氣囊主要由上下金屬蓋板和橡膠簾線復(fù)合結(jié)構(gòu)的囊體組成，囊內(nèi)氣體在橡膠層中的滲透以及在囊體與上下金屬蓋板的密封面處向外滲透就會造成氣囊隔振器囊內(nèi)氣體的泄漏。囊內(nèi)氣體壓力越高，氣體的滲透性越強(qiáng)，接觸面積越大，氣體滲透越快。

艦用氣囊工作內(nèi)壓高、結(jié)構(gòu)尺寸大，其氣密性及其困難。因此艦用氣囊的氣密性主要取決于囊體膠料的氣透性、囊體與蓋板連接密封結(jié)構(gòu)的泄漏性。

4．2 高內(nèi)壓氣密性控制措施

氣體在橡膠中的滲透是一種多階段擴(kuò)散過程：第一階段是擴(kuò)散氣體被囊體內(nèi)側(cè)橡膠的表面吸收或溶解；第二階段是已吸收或溶解的氣體產(chǎn)生擴(kuò)散，穿越囊體到達(dá)外側(cè)而蒸發(fā)。因此艦用氣囊用橡膠必須選擇氣體滲透率、漏氣率、放氣率和失重率較低的膠種。

應(yīng)用于艦用氣囊的膠料不僅要滿足高氣密性、強(qiáng)度、疲勞性能、艦船環(huán)境使用要求，還必須與碳鋼、不銹鋼、銅、鋁等多種金屬以及囊體增強(qiáng)材料芳綸簾線具有良好粘合性能。丁基橡膠的氣透性在烴類橡膠中最低，并具有良好的耐熱老化性能、耐候性、耐臭氧老化性能及減振性能，但該膠種的自粘性和互粘性較差，并且很難與其他通用合成橡膠并用，因此該膠種無法使用。氯丁橡膠的氣透性雖然比丁基橡膠高，但丁基橡膠的缺點(diǎn)卻都是氯丁橡膠的優(yōu)點(diǎn)，而且相對其他膠種而言，其氣透性也較低，并且綜合性能非常優(yōu)良。

綜合各方面因素，選用氯丁橡膠作為囊體膠層用基體材料，通過與少量順丁橡膠并用，以進(jìn)一步提高膠料的氣密性和可加工性，適當(dāng)采用固體增塑劑，減小粉狀填充劑的粒度，并適當(dāng)增大其用量，以提高膠料的致密性。通過合理設(shè)計(jì)配方，經(jīng)試驗(yàn)考核，該膠料各項(xiàng)性能均滿足使用要求。

（2）囊體與蓋板連接密封措施

工業(yè)用氣囊隔振器囊體與上下蓋板的密封主要螺栓法蘭擠壓結(jié)構(gòu)、自密封結(jié)構(gòu)等，但這些結(jié)構(gòu)在高內(nèi)壓作用下安全性差，不能應(yīng)用于高工作壓力的艦用氣囊，為此設(shè)計(jì)了三法蘭一體化接頭結(jié)構(gòu)［11］。

囊體采用了三法蘭一體化接頭結(jié)構(gòu)以后，囊體與上下蓋板的密封問題變成了金屬結(jié)構(gòu)之間的密封，設(shè)計(jì)了多級密封措施降低密封結(jié)構(gòu)的泄漏性，見圖5，第1級密封采用橡膠O型圈，第2級密封增強(qiáng)型聚四氟乙烯密封墊。O形圈密封壓力高，密封效果好，用作靜密封時(shí)幾乎可以做到?jīng)]有泄露。增強(qiáng)型聚四氟乙烯密封墊密封效果好，使用壽命長，采用兩級密封措施后既可以實(shí)現(xiàn)高氣密性，還可以保證長密封壽命。

該結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了艦用氣囊蓋板與囊體連接的高安全性、可靠性以及高內(nèi)壓氣密性。

圖5 囊體與蓋板連接密封結(jié)構(gòu)示意圖Fig．5 The sealing structure between the mounting plate and the bellows

5 設(shè)計(jì)實(shí)例

5．1 設(shè)計(jì)要求

設(shè)計(jì)額定載荷為30t、額定工作壓力為1．8MPa、固有頻率為2．5Hz的艦用氣囊，為保證在艦船使用條件下的安全性，其囊體的耐壓安全系數(shù)應(yīng)不低于10，氣密性要求60天內(nèi)壓降小于10%，橫垂剛度比μ不小于2。

腦卒中診斷符合公認(rèn)的中、西醫(yī)診斷標(biāo)準(zhǔn)[9-10]且經(jīng)CT/MRI確診為腦血管疾病，同時(shí)肩手綜合征診斷標(biāo)準(zhǔn)參照依據(jù)為《腦卒中的康復(fù)評定與治療》[11]的病人。排除非腦卒中引發(fā)肩手綜合征的病人。

5．2 艦用氣囊結(jié)構(gòu)方案設(shè)計(jì)

根據(jù)設(shè)計(jì)要求，可得：額定高度時(shí)有效半徑Re0為0．228m，有效面積Se0為0．163 3m2。取氣囊波紋半徑ρ0＝0．05m，導(dǎo)向角β＝20°，α＝200°，選用1 500den／1×3的芳綸簾線作為艦用氣囊骨架材料，其單根簾線強(qiáng)度為550N／根，扯斷伸長率為5%，在囊壁上敷設(shè)的密度為5根／10mm。

根據(jù)上述有效半徑、波紋半徑、導(dǎo)向角等關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)，設(shè)計(jì)艦用氣囊方案見圖6。

圖6 艦用氣囊設(shè)計(jì)方案Fig．6 The design proposal of air spring used on naval vessels

5．3 垂向固有頻率設(shè)計(jì)調(diào)整

計(jì)算系數(shù)為1．427 7，根據(jù)固有頻率設(shè)計(jì)要求，可得氣囊隔振器內(nèi)部氣體容積應(yīng)為V0d＝0．019 1m3。

圖6所示的艦用氣囊結(jié)構(gòu)方案，內(nèi)部不安裝任何填充物時(shí)氣體容積為0．032 2m3，該容積與固有頻率設(shè)計(jì)要求的容積相差較遠(yuǎn)，因此采用內(nèi)部填充的方式減小氣囊隔振器氣體容積，設(shè)計(jì)填充物方案見圖6，增加填充物后內(nèi)部氣體容積減小為V0＝0．025 7m3，固有頻率計(jì)算結(jié)果為2．333Hz，垂向靜剛度為5．655kN／mm。

針對上述氣囊隔振器方案，對不同承載能力即不同工作壓力時(shí)固有頻率進(jìn)行計(jì)算，承載24，27，33，36t時(shí)工作壓力分別為1．44，1．62，1．98，2．16 MPa，固有頻率計(jì)算結(jié)果分別為 2．339，2．335，2．33，2．328Hz。

5．4 橫向穩(wěn)定性計(jì)算

對氣囊隔振器橫向靜剛度進(jìn)行計(jì)算，額定承載30t，橫向變形分別為0．5，1．0，1．5，2．0mm 時(shí)橫向靜剛度計(jì)算結(jié)果分別為18．458，17．332，16．58，16．0kN／mm，橫垂靜剛度比大于2。

5．5 囊體強(qiáng)度設(shè)計(jì)

對圖6所示的艦用氣囊不同層數(shù)的纏繞方案進(jìn)行計(jì)算，可得到4，6和8層設(shè)計(jì)方案的艦用氣囊可以承受的最大壓力分別為 18．03，23．44，26．45 MPa，顯然6層簾線方案滿足設(shè)計(jì)要求，其囊體不同部位可以承受的最大壓力見圖7，該方案氣囊囊體承壓的危險(xiǎn)部位在囊壁與蓋板的邊界處。

氣囊隔振器固有頻率、橫向穩(wěn)定性以及可承受的最大壓力達(dá)到設(shè)計(jì)要求。

6 試驗(yàn)驗(yàn)證

6．1 固有頻率測試

固有頻率采用動剛度法測試。將艦用氣囊以額定高度固定在MTS試驗(yàn)機(jī)上，如圖8所示，充氣到一定的氣壓，得到所需的使用載荷，然后按不同頻率進(jìn)行穩(wěn)態(tài)正弦激勵，得到動載荷和變形的關(guān)系曲線。由動載荷和變形的關(guān)系曲線可以計(jì)算得到氣囊的動剛度和固有頻率。

圖7 6層纏繞方案囊體可承受的內(nèi)壓Fig．7 The maximal working pressure of six plies of fabric reinforced bellows

按照設(shè)計(jì)計(jì)算情況，對24，27，30，33，36t承載時(shí)氣囊動剛度和固有頻率進(jìn)行測試，動剛度測試結(jié)果分別為6．00，6．55，7．09，7．66，8．22kN／mm，固有頻率分別為2．52，2．48，2．45，2．43，2．41Hz，其中承載30t時(shí)動載荷－位移曲線試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果比較見圖9。

圖8 固有頻率試驗(yàn)Fig．8 The experimentation on the natural frequency

圖9 動載荷－位移曲線試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果比較Fig．9 The experimental and calculated curves of the dynamic duty－displacementk

從測試結(jié)果和計(jì)算結(jié)果的比較可知，艦用氣囊固有頻率隨載荷增大而略有減小，且測試結(jié)果和計(jì)算結(jié)果非常接近，表明設(shè)計(jì)計(jì)算準(zhǔn)確。

6．2 橫向剛度測試

試驗(yàn)在MTS試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，將兩個(gè)氣囊并聯(lián)，如圖10所示，試驗(yàn)時(shí)給氣囊充氣到額定壓力得到氣囊垂向額定載荷，然后進(jìn)行三角波往復(fù)加載，加載速率0．1mm／s，氣囊變形分別為0．5，1．0，1．5，2．0mm，可以得到橫向靜載荷和變形的關(guān)系曲線，計(jì)算得到橫向靜剛度，分別為19．12，16．97，15．82，14．98 kN／mm，其中橫向變形1．0mm時(shí)的橫向靜載荷－位移曲線試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果比較見圖11。

從測試結(jié)果和計(jì)算結(jié)果的比較可知，測試結(jié)果和計(jì)算結(jié)果非常接近，表明橫向剛度計(jì)算方法可用于艦用氣囊設(shè)計(jì)計(jì)算。

圖10 橫向剛度試驗(yàn)Fig．10 The experimentation on the transverse stiffness

圖11 橫向靜載荷－位移曲線試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果比較Fig．11 The experimental and calculated curves of the transverse duty－displacement

6．3 可承受的最大內(nèi)壓試驗(yàn)

采用水壓試驗(yàn)方法測試艦用氣囊的可承受的最大內(nèi)壓，試驗(yàn)時(shí)采用攝像機(jī)記錄壓力變化過程和試驗(yàn)過程。氣囊耐壓試驗(yàn)及爆破部位如圖12所示。

圖12 氣囊耐壓試驗(yàn)及其爆破部位Fig．12 The experimentation on the burst pressure of air spring

從試驗(yàn)過程可知，艦用氣囊內(nèi)壓23MPa時(shí)氣囊爆破，從圖12的照片可知，氣囊爆破部位在囊壁與蓋板的邊界處。

該氣囊可承受的最大內(nèi)壓和囊體承壓最危險(xiǎn)的部位試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果一致，表明計(jì)算方法準(zhǔn)確，可用于艦用氣囊設(shè)計(jì)計(jì)算。

6．4 氣密性測試

為檢驗(yàn)艦用氣囊的氣密性設(shè)計(jì)，對艦用氣囊進(jìn)行了169天的長時(shí)間氣密性試驗(yàn)，在試驗(yàn)期間內(nèi)，環(huán)境溫度有較大變化，因此將氣壓結(jié)果以20°C的標(biāo)準(zhǔn)溫度進(jìn)行整理，得到標(biāo)準(zhǔn)溫度條件下氣囊氣壓在試驗(yàn)期間內(nèi)的變化情況，為了直觀的了解壓力變化的現(xiàn)象，對上述結(jié)果進(jìn)行三次和四次多項(xiàng)式擬合，測試結(jié)果變化曲線和擬合曲線如圖13所示。

在169天內(nèi)氣囊壓力降低為0．25MPa，不到初始壓力的10%，表明氣密性控制措施非常有效，艦用氣囊在高工作壓力條件下的氣密性可以得到有效控制。

圖13 壓力隨時(shí)間變化的關(guān)系曲線Fig．13 The experimental curve of inner pressure of air spring

7 設(shè)計(jì)應(yīng)用

采用上述設(shè)計(jì)方法，分別研制設(shè)計(jì)了額定載荷從1到50t的系列艦用高內(nèi)壓、重載艦用氣囊隔振器，見圖14，主要性能參數(shù)見表2。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，理論設(shè)計(jì)與試驗(yàn)結(jié)果具有良好的一致性。

表2 JYQN系列艦用高內(nèi)壓重載艦用氣囊主要性能參數(shù)Tab．2 The main performance parameters of JYQN series high working pressure and heavy duty air spring used on naval vessels

研制的系列艦用高內(nèi)壓、重載氣囊隔振器已在百噸級的動力裝置、數(shù)十噸級的推進(jìn)動力裝置以及數(shù)百噸級的大型集成動力系統(tǒng)高性能隔振中成功應(yīng)用，實(shí)船試驗(yàn)表明，艦用高內(nèi)壓、重載氣囊隔振器隔振性能優(yōu)良，特別是具有很好的低頻隔振效果。

圖14 高內(nèi)壓重載艦用氣囊隔振器Fig．14 The photo of high working pressure and heavy duty air spring used on naval vessels

8 結(jié) 論

為將氣囊隔振器優(yōu)良的隔振性能應(yīng)用于艦船大型動力設(shè)備的減振降噪，開展了高內(nèi)壓重載艦用氣囊的研制。研制過程中解決了艦用氣囊剛度、固有頻率準(zhǔn)確設(shè)計(jì)和控制問題。在對艦用氣囊性能參數(shù)設(shè)計(jì)計(jì)算方法研究的基礎(chǔ)上，分析了影響其固有頻率的因素，主要包括工作載荷、調(diào)整法蘭對囊體的約束強(qiáng)度以及囊內(nèi)氣體的容積等，通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了設(shè)計(jì)方法的正確性。

通過橫向性能設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)了艦用氣囊2倍以上的大橫垂剛度比，解決了氣囊隔振裝置在艦船搖擺、傾斜等惡劣條件下的穩(wěn)定性問題。

通過對簾線增強(qiáng)回轉(zhuǎn)型殼體結(jié)構(gòu)囊壁的受力分析，確定了采用高強(qiáng)度、高模量、低伸長率的芳綸簾線作為囊體增強(qiáng)材料的技術(shù)措施，解決了高內(nèi)壓條件下艦用氣囊的耐壓安全性問題。研制的艦用氣囊的耐壓安全系數(shù)達(dá)10倍以上。

采用低滲透性膠料以及多級密封措施，高內(nèi)壓條件下的氣密性遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于60天壓力降低不超過10%的要求，解決了氣囊隔振器高內(nèi)壓條件下的氣密性問題。

研制的系列高內(nèi)壓、重載艦用氣囊，已大量用于艦船數(shù)十噸和數(shù)百噸級的高性能隔振裝置。

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