潘國(guó)雄，靖紅順，劉土光

（1．武昌船舶重工有限責(zé)任公司，湖北武漢430060;2．華中科技大學(xué)，湖北武漢 430074）

0 引言

最近，我們對(duì)具有代表性的DN32液壓管路和DN125海水管路通艙管件進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)，經(jīng)有限元數(shù)值仿真和臺(tái)架試驗(yàn)發(fā)現(xiàn):在過(guò)流件和安裝件之間嵌入減振橡膠，能有效降低管路系統(tǒng)振動(dòng)通過(guò)通艙管件向艙壁和船體的傳遞［2］。為了實(shí)現(xiàn)彈性通艙管件的上船安裝，并達(dá)到彈性通艙管件原定的減振技術(shù)要求，進(jìn)一步對(duì)其開(kāi)展了彈性通艙管件安裝偏差對(duì)隔振性能影響的試驗(yàn)研究。為此，根據(jù)實(shí)艇管路通艙管件安裝可能會(huì)出現(xiàn)的偏差情況，對(duì)DN32彈性通艙管件設(shè)計(jì)并實(shí)現(xiàn)一定的工藝安裝偏差，并進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試。通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試，評(píng)判不同的安裝偏差對(duì)DN32彈性通艙件隔振性能的影響。

1 安裝偏差設(shè)定與實(shí)現(xiàn)

1.1 安裝偏差設(shè)定

根據(jù)實(shí)艇管路通艙管件安裝可能出現(xiàn)的偏差情況，特設(shè)計(jì)了軸向安裝偏差、角度安裝偏差及組合安裝偏差［3］，如圖1所示。圖中實(shí)線為精確安裝，虛線為偏差安裝。

圖1 安裝偏差示意圖Fig．1Sketch map of installation deviation

根據(jù)DN32剛度數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果，在實(shí)艇現(xiàn)有安裝工藝偏差控制能力的基礎(chǔ)上，適當(dāng)擴(kuò)大了工藝偏差值。試驗(yàn)測(cè)試時(shí)所設(shè)計(jì)的工藝偏差值為:①軸向安裝偏差δ為1mm和3 mm;②角度安裝偏差α為1°，3°，5°，7°;③組合安裝偏差，則根據(jù)試驗(yàn)時(shí)的實(shí)際情況，設(shè)計(jì)軸向與角度組合安裝偏差。

1.2 安裝偏差實(shí)現(xiàn)

根據(jù)數(shù)值仿真的結(jié)果可知，在彈性通艙件精確安裝的基礎(chǔ)上，要實(shí)現(xiàn)偏差安裝需要很大的外力。因此，實(shí)現(xiàn)工藝安裝偏差必須設(shè)計(jì)合理的工裝件，該工裝件既要能施加很大的載荷，也要對(duì)被測(cè)試件的影響盡可能的小。在實(shí)驗(yàn)中，采用鋼索來(lái)實(shí)現(xiàn)力的傳遞，由于鋼索的剛度較小，且只傳遞拉力，不傳遞彎矩、壓力等其他類(lèi)型載荷，這樣對(duì)原始模型的影響可以降低到最小。具體的偏差實(shí)現(xiàn)方法有3種。

1）軸向偏差

實(shí)現(xiàn)軸向偏差工裝件包括鋼索、可調(diào)式的支撐架及預(yù)緊螺母。圖2所示為正確安裝施加軸向偏差的工裝件，安裝完成后利用可調(diào)式支撐架上螺栓的旋轉(zhuǎn)在平面2個(gè)自由度內(nèi)微調(diào)施力點(diǎn)位置的機(jī)構(gòu)，通過(guò)旋轉(zhuǎn)螺栓來(lái)調(diào)整可調(diào)式支撐架上的施力點(diǎn)，并采用2個(gè)百分表來(lái)監(jiān)測(cè)通艙管件的角度偏差（如圖3所示），使其只產(chǎn)生軸向偏差，而沒(méi)有其他方向上的線變形。以確保施力點(diǎn)在彈性通艙管件的軸線上。

軸向偏差達(dá)到預(yù)先設(shè)定值后，停止預(yù)緊，開(kāi)始實(shí)驗(yàn)測(cè)試。

2）組合偏差

組合偏差的實(shí)現(xiàn)和軸向偏差基本一致，唯一區(qū)別是在實(shí)現(xiàn)組合偏差中的角度偏差時(shí)，通過(guò)平行移動(dòng)可調(diào)式支撐架的基座，使施力點(diǎn)不在彈性通艙件的軸向上。這樣在旋轉(zhuǎn)預(yù)緊螺栓時(shí)，通艙件除了會(huì)產(chǎn)生軸向偏差，同時(shí)也會(huì)有角度偏差。如圖3所示，軸向偏差可用百分表A測(cè)量得到，角度偏差可用百分表B和C測(cè)量計(jì)算得到。此時(shí)的角度偏差可能既不在水平面內(nèi)，也不在鉛垂面內(nèi)。

3）鉛垂面內(nèi)的角度偏差

實(shí)現(xiàn)角度偏差工裝件包括鋼索、支撐架及預(yù)緊螺母。在正確安裝支撐架時(shí)，應(yīng)盡可能確保通艙件只在鉛垂面內(nèi)出現(xiàn)轉(zhuǎn)角，在水平面內(nèi)基本不產(chǎn)生。由于施力方向基本上位于鉛垂面內(nèi)且和通艙件的軸線垂直，因此在施加角度偏差時(shí)，通艙件基本沒(méi)有軸向偏差。

如圖4所示，采用百分表C監(jiān)測(cè)通艙件在水平方向上的角度偏差，百分表A和B分別頂在通艙件位于艙壁的兩端，用于記錄彈性通艙件在被向上拉伸時(shí)2個(gè)被測(cè)斷面在鉛垂面內(nèi)的移動(dòng)距離。利用扳手旋轉(zhuǎn)預(yù)緊螺栓則可實(shí)現(xiàn)角度偏差。角度偏差達(dá)到預(yù)先設(shè)定值后，停止預(yù)緊，開(kāi)始實(shí)驗(yàn)測(cè)試。

2 隔振性能試驗(yàn)［2］

2.1 隔振性能試驗(yàn)測(cè)試與分析方法

隔振性能試驗(yàn)系統(tǒng)包括耐壓艙壁模型、試驗(yàn)臺(tái)架及振動(dòng)測(cè)量系統(tǒng)。振動(dòng)測(cè)量系統(tǒng)包括信號(hào)發(fā)生器、功率放大器、激振器、加速度傳感器、電荷放大器、數(shù)據(jù)采集器及計(jì)算機(jī)等。整個(gè)系統(tǒng)如圖5所示。

圖4 角度偏差實(shí)現(xiàn)示意圖Fig．4Sketch map of angle deviation realization

圖5 隔振性能試驗(yàn)系統(tǒng)Fig．5Performance of vibration isolation test system

在彈性通艙管件上施加各種不同的工藝偏差后，振動(dòng)能量從彈性通艙件向艙壁上傳遞的量級(jí)將發(fā)生改變。通過(guò)測(cè)量不同工藝偏差下艙壁上的振動(dòng)量級(jí)，以評(píng)判各種不同工藝偏差對(duì)彈性通艙件的隔振性能的影響。為了實(shí)現(xiàn)此目的，本實(shí)驗(yàn)首先測(cè)量并計(jì)算通艙件在沒(méi)有工藝誤差條件下（以下稱(chēng)為自由狀態(tài)），艙壁上的振動(dòng)加速度級(jí);然后測(cè)量并計(jì)算不同工藝偏差下，艙壁上的振動(dòng)加速度級(jí)，并與自由狀態(tài)下的結(jié)果進(jìn)行比較，以分析工藝偏差對(duì)隔振性能的影響。

在彈性通艙管件周?chē)哪蛪号摫谏暇鶆虿贾?個(gè)加速度傳感器，并連接整個(gè)測(cè)試系統(tǒng)（如圖5所示）。在相同的激勵(lì)條件下進(jìn)行試驗(yàn)，分別測(cè)量測(cè)點(diǎn)處3個(gè)正交方向（軸向，周向和徑向）的振動(dòng)加速度。然后，采用合適的工裝件實(shí)現(xiàn)預(yù)先設(shè)定的安裝工藝偏差，并測(cè)量相同測(cè)點(diǎn)處的加速度響應(yīng)。

2.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

每一次測(cè)試都有多個(gè)測(cè)點(diǎn)，而每個(gè)測(cè)點(diǎn)處的結(jié)構(gòu)剛度不完全一致，因此，在各個(gè)測(cè)點(diǎn)處測(cè)量得到的加速度響應(yīng)不完全一致。這就造成無(wú)法用1個(gè)測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)來(lái)評(píng)價(jià)彈性通艙件的隔振性能。同時(shí)，由于測(cè)點(diǎn)是圍繞通艙件均勻分布，它們的振動(dòng)幅值可以代表不同方向上振動(dòng)能量從激勵(lì)處向外傳遞的情況。因此，所有測(cè)點(diǎn)振動(dòng)能量的平均值可以用來(lái)評(píng)價(jià)通艙件的隔振性能。設(shè)各點(diǎn)的振動(dòng)加速度級(jí)為L(zhǎng)1，L2，…，Ln，從能量平均的角度出發(fā)，可以得到平均振動(dòng)加速度級(jí)計(jì)算公式［4］:

由于在1種激勵(lì)方向下各個(gè)測(cè)點(diǎn)測(cè)試了3個(gè)正交方向的加速度響應(yīng)，且3個(gè)正交方向上的能量是相互獨(dú)立的，為了便于多種工況測(cè)試結(jié)果的比較，將3個(gè)正交方向的振動(dòng)加速度響應(yīng)按能量進(jìn)行求和，作為在一種激勵(lì)情況下，振動(dòng)從激振點(diǎn)通過(guò)彈性通艙管件傳遞到模型艙壁上的振動(dòng)量級(jí)。其總振級(jí)求和公式為［5］:

式中:LA，LZ，LJ分別為在軸向、周向和徑向測(cè)試得到的平均振動(dòng)加速度級(jí)。

根據(jù)確定好測(cè)試順序進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試，各個(gè)測(cè)點(diǎn)處的振動(dòng)加速度級(jí)計(jì)算頻率范圍:10 Hz～10 kHz，各測(cè)點(diǎn)的平均加速度級(jí)及總振級(jí)分別按照式（1）和式（2）計(jì)算。

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，很難保證不同激勵(lì)系統(tǒng)輸出力的頻譜特性及量級(jí)完全一致。因此，為了能比較，特將各個(gè)測(cè)點(diǎn)得到的振動(dòng)加速度頻譜按照輸入的力譜進(jìn)行歸一化處理，即所有測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度頻譜除以輸入的力譜。這樣得到的歸一化加速度振動(dòng)級(jí)就和激勵(lì)信號(hào)的量級(jí)及頻譜特性無(wú)關(guān)，其實(shí)質(zhì)上就是各個(gè)測(cè)點(diǎn)相對(duì)于激勵(lì)點(diǎn)的跨點(diǎn)導(dǎo)納H（ω），相應(yīng)的計(jì)算公式如下:

式中:SAA（ω）為測(cè)點(diǎn)處振動(dòng)加速度響應(yīng)自功率譜密度;SAF（ω）為測(cè)點(diǎn)處振動(dòng)加速度響應(yīng)與激振力的互功率譜密度。

2.2.1 無(wú)安裝偏差

為了能準(zhǔn)確比較各類(lèi)安裝偏差的隔振性能，首先對(duì)彈性通艙管件無(wú)安裝偏差（自由狀態(tài)）進(jìn)行了激振試驗(yàn)，其試驗(yàn)結(jié)果列于表1。

2.2.2 軸向偏差

在現(xiàn)場(chǎng)實(shí)現(xiàn)偏差時(shí)，由于與設(shè)定值完全一致比較困難，因此根據(jù)圖3百分表A的數(shù)據(jù)確定的實(shí)際軸向偏差值δ分別為1.07mm和3.04 mm。測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表2，彈性通艙件所有測(cè)點(diǎn)歸一化的典型平均加速度頻譜如圖6所示。

由圖6可以看出，無(wú)論是軸向激勵(lì)還是水平激勵(lì)時(shí)，其平均加速度譜均比無(wú)安裝偏差時(shí)大，而軸向安裝偏差為1.07 mm和3.04 mm時(shí)當(dāng)頻率低于3 000 Hz，二者的加速度譜十分接近，但當(dāng)頻率大于3 500 Hz，則二者的均加速度譜相差較大。

2.2.3 組合偏差

組合偏差實(shí)現(xiàn)時(shí)，組合偏差中的軸向偏差值可直接從百分表A（圖3）讀出。根據(jù)百分表A的數(shù)據(jù)，實(shí)際的軸向偏差值δ分別為2.00 mm和3.07 mm。

在實(shí)現(xiàn)組合偏差時(shí)，通艙件鋼件部分發(fā)生偏轉(zhuǎn)。其鋼件的剛度相對(duì)于橡膠部分要大幾個(gè)量級(jí)，因此可以近似將其處理為剛體。由于在旋轉(zhuǎn)時(shí)，其旋轉(zhuǎn)中心難以確定，因此，在艙壁模型兩側(cè)設(shè)置測(cè)點(diǎn)，用百分表在2個(gè)正交方向上測(cè)量偏移量（如圖7所示）。2個(gè)測(cè)點(diǎn)間距L=L1+t+L2=120+13+210=343 mm，其中，t為艙壁模型壁厚，L1和L2為模型兩側(cè)測(cè)點(diǎn)到艙壁的距離。由圖7可知:

則其角度偏差可通過(guò)三角關(guān)系得計(jì)算公式為

組合偏差測(cè)量計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。

針對(duì)這2種狀態(tài)，分別進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試，測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表4，彈性通艙件所有測(cè)點(diǎn)歸一化的典型平均加速度頻譜如圖8所示。

由圖7可以看出，無(wú)論是軸向激勵(lì)還是水平激勵(lì)時(shí)，其平均加速度譜均比無(wú)安裝偏差時(shí)大，而組合安裝偏差為軸向2.00 mm、傾斜角度0.95°和軸向偏差3.07 mm、傾斜角度2.44°時(shí)，當(dāng)頻率低于3 000 Hz，二者的加速度譜十分接近;但當(dāng)頻率大于3 500 Hz，則二者的平均加速度譜相差較大，且后者加速度譜值明顯大于前者。

2.2.4 角度偏差

在實(shí)現(xiàn)純角度偏差時(shí)，應(yīng)確保通艙管件不發(fā)生水平方向的偏移，只在鉛垂面內(nèi)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)顯示，3個(gè)角度偏差狀態(tài)實(shí)驗(yàn)測(cè)量時(shí)，水平偏移量在0.25 mm以?xún)?nèi)，其數(shù)值要比鉛垂面內(nèi)的偏移量小1～2個(gè)量級(jí)。因此，可以忽略水平方向的轉(zhuǎn)角，而認(rèn)為通艙管件只在鉛垂面內(nèi)發(fā)生角度偏差。和組合偏差類(lèi)似，在艙壁模型兩側(cè)設(shè)置測(cè)點(diǎn)，用百分表在通艙件最上端測(cè)量偏移量。2個(gè)測(cè)點(diǎn)間距L=L1+t+L2= 125+13+210=348 mm，2個(gè)偏移量測(cè)點(diǎn)的測(cè)量結(jié)果記為dA和dB。由此，偏轉(zhuǎn)角度可由式（4）計(jì)算得到，其測(cè)量結(jié)果列于表5。

圖8 具有不同組合偏差與無(wú)偏差彈性通艙管件所有測(cè)點(diǎn)歸一化的典型平均加速度譜比較Fig．8Typical average acceleration apectrum of all elastic pipe through bulkhead test with different combinatorial deviation and no deviation

針對(duì)這4種狀態(tài)，分別進(jìn)行振動(dòng)測(cè)試，測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表6，彈性通艙件所有測(cè)點(diǎn)歸一化的典型平均加速度頻譜如圖9所示。

由圖9可明顯看出，無(wú)論是軸向激勵(lì)還是水平激勵(lì)時(shí)，其平均加速度譜均比無(wú)安裝偏差時(shí)大，且隨著角度偏差值的增大，其平均加速度譜也增大，但角度偏差α=0.99o與α=2.96o時(shí)的平均加速度譜十分接近。

3 結(jié)果分析

本試驗(yàn)是利用激振器對(duì)彈性通艙件進(jìn)行振動(dòng)激勵(lì)，通過(guò)在艙壁上測(cè)量得到的振動(dòng)量級(jí)來(lái)評(píng)判不同工藝誤差對(duì)彈性通艙件隔振性能的影響。在結(jié)果比較中，可以認(rèn)為正確安裝的自由狀態(tài)是進(jìn)行振動(dòng)量級(jí)比較的基礎(chǔ)，即考察不同工藝誤差下，在艙壁上測(cè)量并計(jì)算得到振動(dòng)加速度總級(jí)與自由狀態(tài)比是變大還是減小。振動(dòng)級(jí)變大則意味著彈性通艙件的隔振性能變差，反之則意味著彈性通艙件的隔振性能變得更好。

通過(guò)分別針對(duì)軸向偏差、組合偏差和角度偏差等工況得到的振動(dòng)加速度總級(jí)進(jìn)行整理，并將最終結(jié)果分別列于表7。在表7中同時(shí)給出了各種不同工藝偏差與自由狀態(tài)下測(cè)試得到振動(dòng)加速度總級(jí)的增量，即增量（dB）為工藝偏差下振動(dòng)加速度總級(jí)（dB）與自由狀態(tài)下振動(dòng)加速度總級(jí)（dB）之差。

圖9 具有不同角度偏差與無(wú)偏差彈性通艙管件所有測(cè)點(diǎn)歸一化典型平均加速度譜比較Fig．9Typical average acceleration apectrum of all elastic pipe through bulkhead test with different angle deviation and no deviation

為了得到工藝偏差狀態(tài)下的插入損失，同時(shí)將本次試驗(yàn)的測(cè)量結(jié)果與剛性通艙件的測(cè)量結(jié)果進(jìn)行了比較，結(jié)果也分別列于表7中。剛性通艙件的測(cè)量結(jié)果參見(jiàn)文獻(xiàn)［6］，按照式（2）可得到3個(gè)正交方向的振動(dòng)加速度響應(yīng)的能量總級(jí)。

從表7中可以看出，隨著工藝偏差值的增加，不論是軸向偏差還是角度偏差，工藝偏差所造成的振動(dòng)加速度級(jí)增量也隨之變大。這意味著在安裝過(guò)程中的工藝偏差會(huì)使得彈性通艙件的隔振性能變差。

4 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)以上試驗(yàn)數(shù)據(jù)和分析，可得到一些有益的結(jié)論:

1）在各種不同的激勵(lì)情況下，在通艙管件無(wú)安裝偏差下測(cè)試得到的歸一化振動(dòng)加速度級(jí)頻譜曲線在大部分頻段上要小于在偏差狀態(tài)下得到的振動(dòng)加速度級(jí)。

2）工藝偏差影響插入損失的大小。在軸向偏差及組合偏差工況下，10 Hz～10 kHz范圍內(nèi)的插入損失達(dá)到10 dB。純角度工藝偏差工況下，1°和3°的插入損失達(dá)到10 dB，而5°和7°的插入損失達(dá)不到10 dB。

3）在純軸向偏差狀態(tài)下，當(dāng)偏差值約1 mm時(shí)，各種激勵(lì)工況下的振動(dòng)加速度級(jí)增量只有2 dB多;而當(dāng)偏差值達(dá)到3 mm時(shí)，各種激勵(lì)工況下的振動(dòng)加速度級(jí)增量最大達(dá)到5.18 dB。

4）在純角度偏差狀態(tài)下，當(dāng)角度偏差約為1°時(shí)，各種激勵(lì)工況下的振動(dòng)加速度級(jí)增量最大約4.07 dB;而角度偏差為3°和7°時(shí)，振動(dòng)加速度級(jí)增量就分別超過(guò)了7 dB和10 dB，這表明角度偏差值變大時(shí)，彈性通艙件的隔振性能惡化了。

5）在組合偏差下，當(dāng)δ=2.00 mm，α=0.95°時(shí)，振動(dòng)加速度級(jí)增量最大為2.58 dB;而當(dāng)δ=3.07 mm，α=2.44°時(shí)，振動(dòng)加速度級(jí)增量達(dá)到了5.45 dB，其隔振性能要略差于純軸向偏差δ=3.04 mm時(shí)的狀態(tài)。

6）如果以插入損失達(dá)到10 dB為限，則應(yīng)以δ= 3 mm和α=3°偏差值為實(shí)際允許的安裝偏差上限。

致謝:本隔振性能試驗(yàn)得到華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院李天勻、李威、朱翔和劉敬喜等老師的熱忱支持與幫助，值此表示衷心感謝!

［1］朱石堅(jiān)，何琳．船舶機(jī)械振動(dòng)控制［M］．北京:國(guó)防工業(yè)出版社，2006:26－27．

［2］金翔．中國(guó)國(guó)防科學(xué)技術(shù)報(bào)告——彈性通艙管件的研制［R］．武漢:中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司公司國(guó)營(yíng)四三八廠，2008．

［3］金翔，胡毅，靖紅順．中國(guó)國(guó)防科學(xué)技術(shù)報(bào)告——彈性通艙管件安裝工藝研究［R］．武漢:中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司公司國(guó)營(yíng)四三八廠，2009．

［4］趙玫，周海亭．機(jī)械振動(dòng)與噪聲學(xué)［M］．北京:科學(xué)出版社，2005．

［5］王佐民．噪聲與振動(dòng)測(cè)量［M］．北京:科學(xué)出版社，2009．

［6］DN32與DN125彈性通艙件振動(dòng)特性檢測(cè)報(bào)告［R］．武漢:中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司公司國(guó)營(yíng)四三八廠，2008．