基于有限元仿真的隔振通舱管件设计

沈正帆，吴声敏，张 瑶，周志杰

(中国舰船研究设计中心，湖北 武汉 430064)

0 引言

随着船舶液压系统的发展，液压泵组及管路所产生的噪声也随之越来越受到人们的关注。液压泵组的噪声，控制阀中的气穴、液压冲击以及与系统中的其他部件形成的耦合振动都是液压系统产生噪声和振动的主要原因［1］。

针对各类噪声和振动产生的机理，目前在船舶上也采取了一些针对性的措施来减小液压系统的振动和噪声。为了减小液压泵组的振动向系统管路传递，在泵组的进出口管路处使用挠性接管取得一定的减振效果［2］。但是液压管路的穿舱部位处使用的还多是刚性通舱管件，在控制振动的传递途径方面还存在一定的改进空间。

本文结合隔振系统设计的相关理论和特点，为加强对液压系统在流动管路上的振动控制，在传递途径上减小其不利影响，通过开展多方案优化对比后设计了具有隔振功能的通舱管件，并对其开展相关的数值仿真试验工作，结果表明采用隔振通舱管件能有效的降低管路系统振动向舱壁的传递。

1 隔振通舱管件设计方案

弹性隔振元件在实际工程应用上受到很多条件的限制，最常用的隔振器包括:弹簧隔振器、橡胶隔振器、橡胶复合隔振器以及空气弹簧隔振器［3］。尽管隔振器的种类较多，但在隔振机理方面类似，影响隔振系统控制振动及其传递的3个基本因素为隔振器的刚度、被隔离物体质量及隔振器的阻力。刚度越大，隔振效果越差;被隔离物体质量越大，在确定振动力作用下物体振动越小;而支撑阻力在共振区能抑制共振振幅，减弱高频区物体的振动。由于所应用的场合为穿舱部位，同时由于橡胶隔振器适用的频率范围是4～15 Hz，且不仅在轴向，而且在横向及回转方向均具有很好的隔离振动作用，且橡胶内部阻力比金属大，高频振动隔离性能好［3］，综合以上因素确定了隔振通舱管件采用橡胶隔振器的型式。

液压系统管路中压力油管路内的流体因阀门的开启和关闭而在管路内部形成的液压冲击最大，可能引起较大的噪声和振动，因此选取压力油管路为对象开展了相应的管件设计和仿真试验研究工作。

1.1 隔振橡胶材料

隔振橡胶一般使用的橡胶材料可分为5种:一般硫化橡胶，包括天然橡胶、丁苯橡胶、丁二烯橡胶等或者它们的混合物;特别要求耐油性能的硫化橡胶，如丁腈橡胶;特别要求耐天候性能的硫化橡胶，如氯丁橡胶;特别要求减振性能的硫化橡胶，如异丁橡胶;特别要求耐热性能的硫化橡胶，如乙烯丙烯共聚物橡胶。

隔振橡胶的使用环境和功能特点是选择橡胶材料的关键因素。隔振通舱管件主要应用于液压系统管路穿过舱壁处的管节部位，结合各种橡胶的特点及用途，本隔振通舱管件采用三元乙烯丙烯橡胶材料作为管件的减振部件，它是不饱和的乙烯和丙烯键与第三成分组成的三元共聚物，耐热、耐天候性、耐臭氧性能好。在天然橡胶和丁苯橡胶中掺入少量而改进其性能，用作在高混下的隔振橡胶。隔振橡胶的动态性能、蠕变性能、低温特性，与金属的粘结力、耐冲击性能、耐疲劳破坏性能均可以通过原料橡胶的配方来控制。三元乙烯丙烯在本质上无极性，对极性溶液和化学物具有抗性、吸水率低，具有良好的绝缘特性。

同时由于橡胶隔振器的性能和质量主要取决于橡胶的配方和硫化工艺，对于结构复杂的橡胶隔振器往往需要多次的试验总结才能确定加工工艺以取得预期的力学性能［3］。通过橡胶材料的对比与选型最终确定应用与该管件的隔振橡胶的材料特性如表1所示。

表1 橡胶材料的力学性能参数Tab.1 Mechanical property of rubber material

1.2 隔振通舱管件方案

隔振通舱管件主要作用在于隔振，要设计出简单的结构形式，又能最大程度地耗散管系的振动能量，使瞬态振动迅速衰减并避免自激振动的产生，从而有效的减小管系的振动向船体传递。根据隔振通舱管件的特点，形成多种设计方案。

图1 方案一Fig.1 Scheme 1

图2 方案二Fig.2 Scheme 2

图3 方案三Fig.3 Scheme 3

图4 样机安装效果图Fig.4 Effect of installation

以上设计方案均考虑了管件与硫化橡胶的施工工艺及实际安装需求;方案一与方案二总体结构形式相似，结构简单安装方便，区别在于管件与硫化橡胶结合处的结构形状不同，方案一相对于方案二结构形式更简单;方案三采用了纵向和斜向压紧方式，但纵向抗剪切能力不够，当管件上纵向力较大时，容易导致管件与硫化橡胶发生滑脱。通过对比确定方案一为设计方案。隔振通舱管件的样机效果如图4所示。

2 隔振性能的数值仿真

由于隔振性能是隔振通舱管件的重要考核指标，因此必须对设计方案进行合理有效的计算和评估。在隔振和冲击计算分析方面，目前应用比较多的方法包括经验公式法、动力分析法、有限元分析法、冲击响应谱法、动力设计分析法以及冲击隔离优化设计等［2］。由于管件的结构形式对于其减振效果有很大影响，采用有限元分析方法能对整个结构的刚度及冲击响应进行全面的考核，但将具有高度非线性特征的管件 (同时具有材料非线性、接触非线性及大变形等特点)简化成为线性模型可能会存在较大的误差，甚至在通用有限元分析程序中无法求解。为了体现这种高度非线性特性，本文采用基于显式动力学相关理论的计算方法对管件在冲击载荷作用下的时域响应进行数值仿真试验研究。

2.1 显式动力计算方法及特点

显式动力计算方法广泛应用于几何非线性(大位移、大转动和大应变)、材料非线性和接触非线性等情况下的有限元分析，以Lagrange算法为主，兼有ALE和Euler算法;以显式求解为主，兼有隐式求解功能;以结构分析为主，兼有热分析、流体－结构耦合功能;以非线性动力分析为主，兼有静力分析功能;是通用结构分析的非线性有限元程序［4］。该方法用中心差分法在时间t求加速度:

式中:Fhg为沙漏阻力;Fcont为常量力。速度与位移用下式得到:

本文计算中所应用的单元为8节点单元，每个节点在x，y，z方向都具有位移、速度和加速度等自由度。所选用的Blatz-Ko接近不可压缩橡胶模型使用第二类Piola－Kirchoff应力。

式中:G为剪切模量;V为相对体积;v为泊松比;Cij为右柯西－格林应变张量;δij为Kronecker delta。

2.2 物理模型及网格划分

由于硫化橡胶的材料硬度远小于管件本体材料，隔振通舱管件在冲击载荷作用下的响应特性取决于硫化橡胶件与管件间的相互作用，法兰连接结构对硫化橡胶的响应特性几乎没有影响，所以为了简化计算模型，对法兰及连接件进行适当简化。采用轴对称单元进行网格划分，通舱管件的模型如图5和图6所示。

图5 三维计算模型图Fig.5 Three-dimensional calculation model

图6 三维计算有限元模型Fig.6 The finite element model

图7 压力响应曲线Fig.7 Pressure response curve

2.3 边界、载荷及仿真结果

通舱管件焊接基座(件2)与舱壁(件1)焊接在一起;端面法兰(件4)通过位移约束模拟对硫化橡胶减振件(件3)的安装预紧;件2，3，5(通舱管件过流件)之间由于接触关系相互作用;对舱壁边线施加位移全约束。

对通舱管件进行分析，模拟液压通舱管件在稳态内部液压的作用下工作时，由于液压管路冲击载荷作用的响应情况。为保持分析的连续性，对于除冲击载荷以外的其他非动态载荷也采用瞬态斜坡载荷的加载方式，由于所有载荷都是按时间段分别施加的，对计算结果及评估分析没有影响，加载过程如下:1)端面法兰对硫化橡胶减振件的安装预紧;2)管路内加载内压力;3)通舱管件管子的一端受到瞬态冲击。

弹性密封件左、右片的密封压力曲线分别如图7中的B，A曲线所示，该工况下的稳定密封压力为0.75 MPa，能够满足自密封的要求。

硫化橡胶减振件及管件其它刚性部件截面上平均压力分布情况如图8所示，舱壁上某节点处的振动加速度曲线如图9所示，其数量级为104m/s2。

图8 稳定状态时的应力分布图Fig.8 Stress envelope in steady state

图9 舱壁上某节点处的振动加速度曲线Fig.9 Accelerating curve of a node on bulkhead

2.4 与刚性通舱管件减振性能的对比

为了对比使用隔振通舱管件和使用普通刚性连接的通舱管件时舱壁对冲击载荷的响应情况，对相同规格的管件直接焊接在舱壁上受到相同的冲击载荷的响应情况进行计算，计算的边界条件和载荷也不变。

在受到同样的冲击载荷作用时，舱壁上同一节点处的振动加速度曲线如图10所示，其数量级为106m/s2。

为了能在研究试验阶段就能更加直观地对隔振通舱管件的隔振性能进行评估，选用插入损失作为评价指标［5］，其计算公式为:

图10 舱壁上某节点处的振动加速度曲线Fig.10 Accelerating Curve of a Node on Bulkhead

其中:A1为与刚性通舱件相连的舱壁处的径向振动加速度响应;A0为与隔振通舱件相连的舱壁处的径向振动加速度响应。

使用隔振通舱管件后，在相同的冲击载荷作用下舱壁上同一点处的振动加速度级由106m/s2下降到了104m/s2，插入损失为IL=20 lg(A1/A0)=40 dB，隔振通舱管件的隔振效果明显。

综上，通过对隔振通舱管件建立有限元分析模型，并施加模拟实船液压管路冲击的激励载荷，对管件的减振和密封性能进行的数值仿真结果表明通舱管件能满足实船使用自密封的要求，隔振的效果明显。

3 结语

隔振通舱管件应用于液压系统管路的穿舱部位，是在液压系统的传递途经上减小其振动向系统外传递的有效手段。所采用的基于显式动力学理论的计算方法，克服了基于线性计算模型的计算方法对材料的非线性以及接触非线性计算的不利之处，有效地模拟了在非线性情况下结构对激励载荷的响应，为管件在冲击载荷作用下的时域响应仿真研究提供有效的技术支撑。

［1］李建宇.液压系统振动噪声产生原因分析［J］.液压与气动，2006，5:76 －78.LI Jian-yu.Cause of the vibration noise analysis in the hydraulic system［J］.Hydraulic and Pneumatic，2006，5:76－78.

［2］江国河.舰船机械设备冲击隔离技术研究进展［J］.船舶力学，2006，2:135 －144.JIANG Guo-he.Research progress on ship machinery shock isolation technique［J］.Journal of Ship Mechanics，2006，2:135－144.

［3］李耀中.噪声控制技术［M］.北京:化学工业出版社，2001.LI Yao-zhong.Noise control technology［M］.Beijing:Chemical Industry Press，2001.

［4］李裕春，石党勇，赵远.ANSYS10.0 LS-dyna基础理论与工程实践［Z］.2006.LI Yu-chun，SHI Dang-yong，ZHAO Yuan.Basic theory and engineering practice on ANSYS 10.0 LS-dyna［Z］.2006.

［5］严济宽，沈荣瀛.冲击隔离及冲击减震器设计研究［Z］.上海:上海交通大学，1995.YAN Ji-kuan，SHEN Rong-ying.Shock isolation and design and research on shock absorber［Z］.Shanghai:Shanghai Jiao Tong University，1995.

［6］徐世勤，王樯.工业噪声与振动控制［Z］.北京:冶金工业出版社，1999.XU Shi-qin，WANG Qiang.Industrial noise and vibration control［Z］.Beijing:Metallurgical Industry Press，1999.

［7］CHANDRA S N，HARWAL H，MALLIK A K.Perfomance of nonlinear isolators and absorbers to shock excitations［J］.Journal of Sound and Vibration，1999，227(2):293－307.

［8］BALANDIN D V，BOLOTNIK N N，PILKEY W D.Optimal protection from impact，shock and vibration［M］.Gordon and Breach，NJ，1999.