新型桁架箱體浮筏隔振器選型研究

趙留平，王 壯，李曉彬，呂成剛，陳 威

(1.海軍裝備部駐武漢地區(qū)第二軍事代表室，湖北 武漢 430063；2.中國艦船研究設(shè)計(jì)中心 船舶振動(dòng)噪聲重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430063；3.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，湖北 武漢 430063；4.武漢理工大學(xué) 理學(xué)院，湖北 武漢 430063)

0 引 言

在船海工程的減振領(lǐng)域，機(jī)械設(shè)備的減振技術(shù)經(jīng)歷了早期的剛性安裝、單層隔振、雙層隔振和浮筏隔振等幾個(gè)主要階段[1]。傳統(tǒng)的浮筏隔振系統(tǒng)是將多組設(shè)備共同固定在一個(gè)公共筏架平臺(tái)上，筏架平臺(tái)與安裝基礎(chǔ)通過隔振器彈性連接。浮筏隔振系統(tǒng)能有效抑制設(shè)備的機(jī)械振動(dòng)，減少噪聲的傳遞，有利于保證設(shè)備的精度，因此得到了廣泛的應(yīng)用[2–5]。隨著浮筏隔振技術(shù)的發(fā)展，對(duì)其大型化、集成化的要求也越來越高，浮筏結(jié)構(gòu)開始與艦船艙室結(jié)合，形成了艙筏結(jié)構(gòu)。艙筏內(nèi)由于人員和重要設(shè)備的存在，對(duì)其隔振和抗沖擊性能提出了更高的要求。傳統(tǒng)形式的浮筏結(jié)構(gòu)已很難滿足這種性能要求，因此需要設(shè)計(jì)一些新型浮筏結(jié)構(gòu)。桁架式箱體浮筏系統(tǒng)是一種基于多級(jí)隔振理念設(shè)計(jì)出的新型隔振裝置。這種浮筏結(jié)構(gòu)將艙室與隔振設(shè)施融為一體，克服了傳統(tǒng)浮筏結(jié)構(gòu)體積大、空間利用率差的特點(diǎn)，同時(shí)因?yàn)椴捎描旒苁浇Y(jié)構(gòu)，在保證足夠剛度和抗沖擊能力的前提下，能夠大大減輕浮筏的總體質(zhì)量。

對(duì)于浮筏結(jié)構(gòu)而言，隔振器的布置直接關(guān)系到隔振效果的好壞[6]。對(duì)浮筏結(jié)構(gòu)的隔振器配置進(jìn)行合理的選型及優(yōu)化，有助于提高浮筏系統(tǒng)的減振和抗沖擊性能。學(xué)者們?cè)趯?duì)浮筏系統(tǒng)隔振器選型和布置優(yōu)化等方面，已有一定的研究成果。張華良[7]，張衡[8]和張輝[9]等以彈簧單元模擬隔振器，分別用力傳遞率法、功率流理論和振級(jí)落差法，評(píng)估了隔振器的隔振效果。結(jié)果表明，隔振器剛度的增加會(huì)對(duì)隔振效果會(huì)產(chǎn)生不利影響，而增大隔振器的阻尼會(huì)提高浮筏系統(tǒng)的隔振效果。祝華[10]的研究表明，隔振器剛度中心與質(zhì)量承載中心縱向偏差不超過兩隔振器間距的3%時(shí)，對(duì)隔振效果無明顯影響。杜奎[11]利用導(dǎo)納原理分析了雙層減振裝置隔振器上下對(duì)齊安裝和不對(duì)齊安裝方案的傳遞功率流，認(rèn)為不對(duì)齊安裝更有利于降低寬頻率振動(dòng)的傳遞，提高隔振效果。楊本磊[6]分析了4 種不同隔振器組合布置形式浮筏模型的模態(tài)和隔振效果，認(rèn)為下層隔振器的布置位置對(duì)浮筏隔振系統(tǒng)的模態(tài)影響不大，而下層隔振器兩側(cè)布置時(shí)，會(huì)有較好的隔振效果。

本文針對(duì)某種新型桁架式箱體浮筏艙筏結(jié)構(gòu)，建立有限元模型，并對(duì)隔振器配置了3 種方案，對(duì)各種方案下浮筏結(jié)構(gòu)的靜力、抗沖擊效果以及隔振效果進(jìn)行比對(duì)分析。

1 浮筏數(shù)值模型及方案布置

本文研究對(duì)象為某新型桁架式箱體浮筏，筏架主體部分長、寬、高分別為8 m，6.08 m 和2.1 m。上、下面板厚度0.012 m。浮筏總質(zhì)量為23.84 t，材料為Q345鋼，密度為7.85×103kg/m3，彈性模量E=2.06×1011N/m2，泊松比σ=0.3。浮筏上層的主要設(shè)備有：顯控臺(tái)、操作臺(tái)、雷達(dá)機(jī)柜等，下層主要用作生活艙室使用，主要設(shè)備有集成冷柜和廚房設(shè)備，每臺(tái)設(shè)備均使用4 個(gè)隔振器與浮筏連接，設(shè)備總質(zhì)量9.79 t。

采用有限元軟件Abaqus 對(duì)筏架進(jìn)行建模，筏架結(jié)構(gòu)采用板單元建模，由于隔振器質(zhì)量較小，忽略其內(nèi)部結(jié)構(gòu)，用三向彈簧單元模擬隔振器，以彈簧單元兩端位移差值代表隔振器變形量。對(duì)于筏架上的設(shè)備，由于其尺度和筏架相比要小的多，故采用質(zhì)量點(diǎn)的方式模擬設(shè)備，質(zhì)量點(diǎn)與彈簧單元上端點(diǎn)之間采用多點(diǎn)約束（Multi-point constraint，MPC）的方式進(jìn)行剛性約束。對(duì)浮筏系統(tǒng)進(jìn)行1∶1 建模，模型的坐標(biāo)系方向?yàn)閆 軸正向指向艇體縱向首部，Y 軸正向?yàn)殂U垂向上，X 軸正向指向艇體右舷。坐標(biāo)原點(diǎn)設(shè)在筏架下面板幾何中心。結(jié)合工程項(xiàng)目的實(shí)際需求，以及隔振器的性能參數(shù)，選用大變形KB 系列隔振器并設(shè)計(jì)了3 種方案。不同方案的隔振器配置方式及隔振器參數(shù)如表1～表3 所示?？紤]到浮筏結(jié)構(gòu)與船體傾斜搖擺狀態(tài)下可能與側(cè)壁擦碰，又布置了6 個(gè)剛度較小的側(cè)向隔振器，側(cè)向及下層隔振器均為左右對(duì)稱分布，大致位置如圖1 所示。

表1 桁架式箱體浮筏隔振器布置方案Tab.1 Arrangement scheme of truss box floating raft isolator

表2 KB 隔振器型號(hào)及各向剛度參數(shù)Tab.2 Model and isotropic stiffness parameter of KB isolator

圖1 浮筏系統(tǒng)隔振器布置示意圖Fig.1 Arrangement of vibration isolator for floating raft system

2 靜力比對(duì)分析

艦船在航行時(shí)，會(huì)出現(xiàn)不同程度的傾斜，因此需要對(duì)浮筏結(jié)構(gòu)在不同傾斜狀態(tài)下的應(yīng)力和位移進(jìn)行評(píng)估。在桁架式浮筏隔振系統(tǒng)有限元模型建立的基礎(chǔ)上，對(duì)桁架浮筏在正浮、橫傾30°和縱傾15°的結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行分析。浮筏系統(tǒng)總靜剛度如表4 所示。將下層隔振器的剛度設(shè)置為靜剛度，隔振器下端節(jié)點(diǎn)采用固定約束邊界條件，限制其在6 個(gè)方向上的自由度。在計(jì)算時(shí)，僅考慮設(shè)備和筏架自身的重量，對(duì)模型施加重力場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算。艇體在正浮時(shí)，重力加速度在垂向（Y 向）和橫向（X 向）的分量分別為Gy=9 810 mm/s2，Gx=0 mm/s2。艇體在橫傾30°狀態(tài)下重力加速度在Y 向和X 向的分量為：Gy=8 494.5 mm/s2，Gx=4 905 mm/s2。艇體在縱傾15°狀態(tài)下重力加速度在Y 向和Z 向的分量為：Gy=9 475 mm/s2，Gz=2 539 mm/s2。

表4 不同方案隔振系統(tǒng)總靜剛度/N·mm?1Tab.4 Total static stiffness of vibration isolation system with different schemes

靜力計(jì)算結(jié)果如表5 所示。在正浮、橫傾30°和縱傾15° 三種狀態(tài)下，各種方案的隔振器變形值為負(fù)數(shù)，表示在重力的作用下，隔振器處于壓縮狀態(tài)。且各種狀態(tài)下方案1 的下層隔振器變形最大，方案3 最小，這是由方案1 的總靜剛度最小，方案3 的總靜剛度最大決定的。對(duì)于筏架的最大位移值，可以得到同樣的結(jié)論，即浮筏的最大位移隨著隔振系統(tǒng)的總靜剛度的增加而減小。另外，對(duì)比筏架的最大位移值和下層隔振器的變形值，可以發(fā)現(xiàn)筏架的要大些，這是因?yàn)榉ぜ芪灰瞥讼聦痈粽衿鞯淖冃沃低?，筏架作為彈性體還有自身的形變量。筏架的最大應(yīng)力，相對(duì)來說都非常小，值都在21.8～38.75 MPa 范圍內(nèi)，遠(yuǎn)小于材料的屈服極限。

表5 三種方案靜力計(jì)算結(jié)果Tab.5 Static calculation results of three schemes

3 抗沖擊效果分析

本文沖擊環(huán)境基于GJB1060.1-91 中沖擊設(shè)計(jì)輸入，參考德國BV043-85 標(biāo)準(zhǔn)將浮筏系統(tǒng)的設(shè)計(jì)沖擊響應(yīng)關(guān)于頻率的沖擊譜等效轉(zhuǎn)化為系統(tǒng)的沖擊載荷-時(shí)間變化曲線[12– 13]。已知浮筏系統(tǒng)總質(zhì)量為33.63 t，設(shè)備抗沖擊能力設(shè)計(jì)為A 級(jí)，浮筏安裝在艇體基座上，安裝形式為彈性安裝。設(shè)計(jì)的浮筏系統(tǒng)的垂向沖擊載荷輸入如圖2 所示。

圖2 浮筏系統(tǒng)垂向沖擊加速度時(shí)域曲線Fig.2 Time-domain curve of vertical impact acceleration of floating raft system

計(jì)算浮筏的抗沖擊效果時(shí)，采用瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)顯式分析的方法，將加速度沖擊波曲線作為動(dòng)載荷施加到浮筏系統(tǒng)上直接計(jì)算浮筏系統(tǒng)在沖擊荷載下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。計(jì)算時(shí)，將隔振器剛度統(tǒng)一設(shè)置為沖擊剛度，沖擊計(jì)算時(shí)間為1 s。由于浮筏是通過隔振器與船體相連接。沖擊載荷通過船體作用于整個(gè)系統(tǒng)，因此，將沖擊載荷加于筏架下層隔振器的底端和側(cè)向隔振器的外端。

筏架結(jié)構(gòu)在沖擊的作用下，隔振器由于阻尼的原因會(huì)反復(fù)震蕩衰減，沖擊能量逐漸耗散，如圖3 所示。由于垂向沖擊，筏架下層隔振器的垂向變形量遠(yuǎn)大于其他2 個(gè)方向，變形量因阻尼的作用呈現(xiàn)明顯的周期性變化，且振幅逐步衰減。桁架箱體浮筏不僅承載了設(shè)備，還作為人員活動(dòng)艙室，保護(hù)設(shè)備和人員的安全，其上、下面板的峰值加速度須小于人體的承載極限（約為12 g）。方案3 的筏架結(jié)構(gòu)上、下面板加速度如圖4 所示。由于設(shè)備和人員的存在，筏架又非剛體結(jié)構(gòu)，所以在沖擊作用下，筏架上、下面板的加速度并不是處處相等的。且此時(shí)上、下面板的峰值加速度值約為13.25 g，大于人體承載極限（約12 g），表明方案3 配置下的浮筏系統(tǒng)抗沖擊性能較差。

圖3 垂向沖擊作用下下層隔振器變形量隨時(shí)間衰減曲線（方案3）Fig.3 Attenuation curve of deformation of lower-layer isolator with time under vertical impact（Scheme 3）

圖4 垂向沖擊作用下筏架上、下面板加速度云圖（方案3）Fig.4 Acceleration clouds of the upper and lower panels of the raft under vertical impact（Scheme 3）

沖擊作用下的結(jié)果如表6 所示。3 種方案下的應(yīng)力的最大值為103.3 MPa，小于材料的許用極限。不同方案下層隔振器的最大變形量為19.40 mm，根據(jù)表3 數(shù)據(jù)可知，當(dāng)下層隔振器形變量不超過30 mm時(shí)，下層隔振器的形變量均在線性范圍內(nèi)。由此可計(jì)算出，3 種方案對(duì)應(yīng)的沖擊總剛度分別為50400N/mm，46000N/mm 和55200N/mm。

由于方案2 和方案3 的隔振器個(gè)數(shù)和布置形式相同，其中方案3 沖擊總剛度較大，從而造成方案3 的隔振器的變形量及筏架的最大位移較小，筏架的最大應(yīng)力及上、下面板的峰值加速度較大。對(duì)比方案1 和方案2 的結(jié)果，筏架最大位移和隔振器變形量的變化與沖擊總剛度變化并不完全一致，原因是方案1 使用了較多的隔振器，其布置形式與方案2 不同，從而導(dǎo)致方案1 隔振器最大變形量較方案2 的大。根據(jù)式（1）可計(jì)算得方案1 的隔振器吸收的能量約為9484 J，方案2 隔振器吸收的總能量約為8541 J。

表6 不同方案下筏架在垂向沖擊作用下的結(jié)果統(tǒng)計(jì)Tab.6 Result statistics of raft under different impacts under different schemes

式中： U 為彈性勢(shì)能； k為彈簧剛度； ?x為彈簧變形量。

在方案1 的總沖擊剛度大于方案2 的前提下，由于隔振器個(gè)數(shù)和布置形式的關(guān)系，隔振器吸收的能量反而越多，上、下面板的峰值加速度反而越小。由此可見，決定上下面板峰值加速度的因素除隔振器沖擊總剛度外，還有隔振器個(gè)數(shù)和布置形式。

4 隔振效果分析

對(duì)筏架模型進(jìn)行隔振效果分析，將模型中隔振器的剛度都設(shè)置為動(dòng)剛度，筏架下層隔振器下端節(jié)點(diǎn)處設(shè)置等效的彈簧單元代替浮筏的基座，等效基座的底部采用固定邊界條件，限制其在6 個(gè)方向上的自由度。在計(jì)算時(shí)，在上層設(shè)備處施加1 個(gè)垂直向下的100 N正弦激勵(lì)力，采用固定邊界條件，計(jì)算頻率范圍為0～1000Hz。

評(píng)估隔振效果的常用方法有：力傳遞率、插入損失、振級(jí)落差、振動(dòng)烈度和功率流[14]。同其他方法相比，振級(jí)落差的測(cè)量更為簡(jiǎn)單方便，本文選用振級(jí)落差的方式來評(píng)價(jià)浮筏系統(tǒng)的隔振效果。加速度振級(jí)落差是指彈性系統(tǒng)兩端加速度比值的對(duì)數(shù)的20 倍。計(jì)算時(shí)，從能量傳遞的角度考慮，常用加速度的平方 a2作為參考值，因浮筏系統(tǒng)中存在多個(gè)隔振器，需要對(duì)加速度的能量進(jìn)行平均。浮筏系統(tǒng)平均加速度振級(jí)落差[12]為：

下層隔振器振級(jí)和振級(jí)落差曲線如圖5～圖7 所示。對(duì)比方案1 和方案2 的曲線圖，在0～14 Hz 內(nèi)，筏架的振級(jí)急劇增大并達(dá)到峰值。在14～400 Hz 的區(qū)間，筏架振級(jí)處于大幅波動(dòng)狀態(tài)，并在波動(dòng)中快速下降，且隔振器動(dòng)剛度越大，波動(dòng)范圍就越大。在400～1000 Hz 的中高頻段，浮筏振級(jí)處于比較平緩的箱體波動(dòng)中，波動(dòng)范圍的大小與隔振器動(dòng)剛度變化保持一致，動(dòng)剛度越大，波動(dòng)范圍也越大。3 種方案隔振器的振級(jí)落差都維持在比較穩(wěn)定的狀態(tài)，方案1 的下層隔振器振級(jí)落差為47.6 dB，方案2 和方案3 下層隔振器兩端的振級(jí)落差均為42.3 dB。由此可見，隔振器動(dòng)剛度較小時(shí)，浮筏系統(tǒng)擁有更好的隔振效果。

圖5 下層隔振器振級(jí)和振級(jí)落差曲線（方案1）Fig.5 Vibration level and vibration level drop curve of lower layer isolator（Scheme 1）

圖6 下層隔振器振級(jí)和振級(jí)落差曲線（方案2）Fig.6 Vibration level and vibration level drop curve of lower layer isolator（Scheme 2）

圖7 桁架浮筏結(jié)構(gòu)下層隔振器振級(jí)和振級(jí)落差曲線（方案3）Fig.7 Vibration level and vibration level drop curve of lower layer isolator（Scheme 3）

5 結(jié) 語

本文對(duì)新型桁架式箱體浮筏結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了3 種隔振器配置方案，且對(duì)3 種配置方案下的浮筏系統(tǒng)在靜力狀態(tài)、抗沖擊性能及隔振效果的差異進(jìn)行了比對(duì)分析，主要結(jié)論如下：

1）在靜力狀態(tài)下，3 種隔振器配置方案的應(yīng)力、位移都較小，滿足設(shè)計(jì)要求。浮筏的最大位移和下層隔振器變形量隨隔振器總靜剛度的增加而減小。

2）在垂向沖擊作用下，浮筏的隔振器形變量因阻尼作用會(huì)隨時(shí)間產(chǎn)生周期性衰減。同等個(gè)數(shù)和布置形式下，隔振器沖擊總剛度越大，浮筏的抗沖擊效果越差，認(rèn)為隔振器沖擊總剛度及個(gè)數(shù)和布置形式都會(huì)對(duì)上下面板峰值加速度產(chǎn)生影響。

3）浮筏結(jié)構(gòu)振級(jí)在低頻段快速下降，在中高頻段，振級(jí)的波動(dòng)范圍會(huì)隨動(dòng)剛度的增大而增大，浮筏系統(tǒng)的隔振效果相對(duì)穩(wěn)定，較小的動(dòng)剛度具有更好的隔振效果。

4）基于3 種方案下的靜力、抗沖擊及隔振效果分析，優(yōu)先選擇方案1 對(duì)當(dāng)前浮筏進(jìn)行隔振器配置。