尹禮航， 徐 偉， 施 亮， 張?jiān)闯?/p>

(1. 海軍工程大學(xué) 振動(dòng)與噪聲研究所， 武漢 430033； 2. 船舶振動(dòng)噪聲重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 武漢 430033)

氣囊隔振器是一種性能優(yōu)良的隔振元件，它利用壓縮空氣的彈性實(shí)現(xiàn)隔振和緩沖[1]。我國(guó)自主研制的高內(nèi)壓氣囊隔振器已廣泛應(yīng)用于艦船大型動(dòng)力設(shè)備的隔振[2-3]，近年來(lái)隨著振動(dòng)控制要求不斷提高，動(dòng)力設(shè)備期望氣囊隔振器的剛度，尤其是橫向剛度進(jìn)一步降低，以提高隔振效果。目前使用的艦船高內(nèi)壓氣囊隔振器的橫向剛度約為其垂向剛度的2倍。本文的目標(biāo)是使橫向剛度降低至與垂向剛度相當(dāng)?shù)乃?，其技術(shù)途徑有兩條：① 對(duì)高內(nèi)壓氣囊隔振器本體結(jié)構(gòu)作大幅調(diào)整，但可能導(dǎo)致囊體耐壓強(qiáng)度降低等問(wèn)題，技術(shù)難度相對(duì)較大；② 采用在原結(jié)構(gòu)上串聯(lián)硬彈性元件，形成復(fù)合結(jié)構(gòu)氣囊隔振器(compound structure air spring ，CSAS)(簡(jiǎn)稱復(fù)合氣囊)，可以明顯降低橫向剛度。

在鐵道機(jī)車領(lǐng)域常使用一種在高圓簧下端置橡膠墊的雙層結(jié)構(gòu)，采用該復(fù)合結(jié)構(gòu)能使高圓簧橫向位移減小，顯著降低彈簧的應(yīng)力水平和橫向剛度，同時(shí)橡膠墊的硬度、厚度、結(jié)構(gòu)形式等參數(shù)會(huì)對(duì)橫向剛度造成很大影響[4-5]。王麗娜[6]對(duì)該雙層結(jié)構(gòu)的非線性剛度進(jìn)行了研究，研究結(jié)果表明，串聯(lián)橡膠墊后高圓簧的垂向剛度小幅度降低，橫向剛度大幅度降低。許恒波等[7]針對(duì)國(guó)內(nèi)汽車空氣彈簧的市場(chǎng)需求，開發(fā)出由膠囊和減振器裝配成一體的復(fù)合式空氣彈簧，大大降低了懸掛系統(tǒng)的固有頻率。黎吉明等[8]介紹了復(fù)合減振橡膠空氣彈簧的研制過(guò)程，并對(duì)成品各項(xiàng)性能指標(biāo)進(jìn)行試驗(yàn)。

在橋梁建筑領(lǐng)域常使用一種橡膠與金屬片交替布置的疊層結(jié)構(gòu)，該復(fù)合結(jié)構(gòu)能夠同時(shí)利用橡膠的彈性以及金屬的剛性，使橡膠制品獲得更高的強(qiáng)度和耐久性[9]。利用該疊層結(jié)構(gòu)制成軸承支座，可提高其垂向剛度和承載能力，通過(guò)改變橡膠層和金屬層的參數(shù)，可靈活調(diào)整其橫向剛度和振動(dòng)傳遞特性[10-11]。

在艦船領(lǐng)域，目前對(duì)于復(fù)合式氣囊的研究相對(duì)較少。杜聰如等[12]提出一種在氣囊外并聯(lián)彈性體囊壁的復(fù)合式氣囊，并對(duì)其靜態(tài)特性進(jìn)行研究。由于并聯(lián)結(jié)構(gòu)特性，該復(fù)合式氣囊的垂向剛度較改進(jìn)前有所增大，同時(shí)其承載較小，無(wú)法應(yīng)用于大型機(jī)械設(shè)備。

艦用高內(nèi)壓氣囊隔振器結(jié)構(gòu)示意圖，如圖1所示。它主要由氣囊上、下蓋板和橡膠囊體構(gòu)成，可通過(guò)充氣接口對(duì)氣囊進(jìn)行充氣。本文提出的復(fù)合氣囊在原高內(nèi)壓氣囊下端增設(shè)硬彈性層串聯(lián)形成疊層結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖1 艦用高內(nèi)壓氣囊結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 復(fù)合氣囊結(jié)構(gòu)示意圖

該復(fù)合氣囊設(shè)計(jì)的技術(shù)難點(diǎn)主要在于以下幾個(gè)方面：

(1) 要保證硬彈性層具有足夠的剛度，額定載荷的作用下變形量應(yīng)盡可能小，否則將導(dǎo)致氣囊額定氣壓升高過(guò)大，產(chǎn)生很多不利影響。

(2) 要保證硬彈性層具有一定的柔度，使復(fù)合氣囊固有頻率降低，以充分衰減中高頻振動(dòng)。

(3) 串聯(lián)硬彈性層后，氣囊的承載能力應(yīng)基本保持不變。

開展了復(fù)合氣囊的靜態(tài)和動(dòng)態(tài)試驗(yàn)，對(duì)它的承載能力、垂向動(dòng)、靜剛度、橫向動(dòng)、靜剛度等特性進(jìn)行分析，以檢驗(yàn)其性能是否滿足設(shè)計(jì)要求。

1 靜態(tài)特性試驗(yàn)

對(duì)氣囊和復(fù)合氣囊進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)。生產(chǎn)氣囊和復(fù)合氣囊樣機(jī)各兩個(gè)，用于垂向和橫向性能測(cè)試。試驗(yàn)所用的氣囊額定承載為8 t，其額定高度為200 mm。復(fù)合氣囊中硬彈性層的厚度為25 mm，硬度為65 HA，金屬安裝底板的厚度為20 mm，則復(fù)合氣囊的額定高度為245 mm。對(duì)硬彈性層試樣進(jìn)行剛度測(cè)試得出其垂向剛度為16.6 kN/mm，橫向剛度為9.8 kN/mm。試驗(yàn)在50 t級(jí)MTS試驗(yàn)機(jī)上完成。

1.1 承載能力試驗(yàn)

將隔振器固定在額定高度，從充氣接口往氣囊緩慢充氣使其內(nèi)部氣壓由0增至2.4 MPa，步長(zhǎng)為0.2 MPa。記錄在充氣過(guò)程中不同氣壓所對(duì)應(yīng)的載荷，并繪制氣壓與載荷關(guān)系曲線，如圖3所示。

圖3 氣壓與載荷關(guān)系曲線

由圖3可知，兩種隔振器氣壓-載荷曲線的線性相關(guān)度很高，表明串聯(lián)硬彈性層后并未改變氣囊氣壓和載荷的線性關(guān)系。同時(shí)可以看到，在相同氣壓下，復(fù)合氣囊的承載能力與原氣囊相比略有下降。由曲線擬合式y(tǒng)1和y2可以分別求出氣囊的額定氣壓為1.88 MPa，而復(fù)合氣囊的額定氣壓為1.98 MPa。在1.88 MPa氣壓下，復(fù)合氣囊承載能力下降為74.3 kN。

對(duì)復(fù)合氣囊承載能力下降原因進(jìn)行分析。囊體高度變化示意圖，如圖4所示。從圖4可知，在固定隔振器總高度不變的條件下，硬彈性層受載壓縮變形會(huì)導(dǎo)致氣囊的囊體高度增加，囊體高度增加量與硬彈性層受載壓縮變形量相等，均為ΔZ。

圖4 囊體高度變化示意圖

氣囊的承載力可由式(1)求出

(1)

式中：Se為氣囊的有效面積；p為氣囊表壓力；Re為氣囊有效半徑。

氣囊有效半徑Re會(huì)隨著氣囊變形發(fā)生變化，假設(shè)氣囊所受載荷F使其發(fā)生微小位移dZ，則有下列計(jì)算公式[13]

(2)

在充氣承載后復(fù)合氣囊囊體高度增加，氣囊部分發(fā)生的位移dZ為負(fù)數(shù)，由式(2)可知，復(fù)合氣囊有效半徑Re減小。氣囊有效半徑隨囊體高度變化示意圖，如圖5所示。

圖5 氣囊有效半徑變化示意圖

為驗(yàn)證復(fù)合氣囊承載能力下降是硬彈性層發(fā)生壓縮變形所致，在進(jìn)行承載能力試驗(yàn)的充氣過(guò)程中，對(duì)硬彈性層變形量進(jìn)行實(shí)時(shí)測(cè)量，其變形量通過(guò)測(cè)定充氣前后氣囊下蓋板與金屬安裝底板之間的高度差求出。為便于測(cè)量，試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)選擇隔振器四角，對(duì)四角高度差求平均值即得某氣壓下硬彈性層的變形量。為減小試驗(yàn)誤差，在每一氣壓處進(jìn)行兩次測(cè)量，求出平均變形量。繪制硬彈性層變形曲線，如圖6所示。

圖6 硬彈性層變形曲線

由圖6可知，兩次測(cè)量值在部分氣壓處存在偏差，這主要是因?yàn)橛矎椥詫颖旧淼淖冃瘟坎淮螅囼?yàn)測(cè)量充氣前后高度時(shí)采用游標(biāo)卡尺手動(dòng)測(cè)量，在讀數(shù)時(shí)存在誤差；隨著氣囊囊內(nèi)氣壓增大，硬彈性層變形量也增大。在氣囊額定氣壓1.88 MPa處，硬彈性層變形量約為0.35 mm，這使囊體高度增加約0.35 mm，并直接導(dǎo)致復(fù)合氣囊有效半徑減小，承載能力降低。因此可通過(guò)增大硬彈性層硬度來(lái)提高復(fù)合氣囊承載能力。

1.2 多項(xiàng)式擬合法求靜剛度

用式(3)擬合隔振器載荷與變形曲線[14]

(3)

式中：Fa,b(xs)為隔振器所受載荷；ki為多項(xiàng)式系數(shù)；xs為隔振器變形量。

當(dāng)a=0時(shí)，可將多項(xiàng)式展開

(4)

則當(dāng)xs=0時(shí)，隔振器在平衡位置所受載荷F0,b(xs)=k0。

對(duì)額定氣壓下的載荷變形曲線進(jìn)行等間隔采樣，則對(duì)第j個(gè)采樣點(diǎn)有

(5)

式中，系數(shù)ki=(k0,k1,k2，…，kb-1,kb)可由多項(xiàng)式擬合函數(shù)求出。

對(duì)式(4)進(jìn)行關(guān)于變形求導(dǎo)可得

(6)

則當(dāng)xs=0時(shí)，隔振器在平衡位置的剛度K=k1。

1.3 垂向靜剛度試驗(yàn)

將隔振器固定在額定高度，緩慢給氣囊充氣至額定氣壓(氣囊為1.88 MPa，復(fù)合氣囊為1.98 MPa)。將隔振器下端完全固定，控制其上端位移。垂向靜剛度試驗(yàn)相關(guān)參數(shù)，如表1所示。復(fù)合氣囊垂向靜剛度試驗(yàn)圖，如圖7所示。

圖7 復(fù)合氣囊垂向靜剛度試驗(yàn)

表1 垂向靜剛度試驗(yàn)參數(shù)

氣囊和復(fù)合氣囊垂向位移-載荷曲線，分別如圖8和圖9所示。由圖8、圖9可知，隨著垂向變形量的增加，兩種隔振器均表現(xiàn)出明顯的非線性，位移-載荷曲線均為閉合的遲滯曲線。

圖8 氣囊垂向位移與載荷曲線

圖9 復(fù)合氣囊垂向位移與載荷曲線

對(duì)pp=1 mm時(shí)的位移-載荷曲線進(jìn)行垂向靜剛度分析，運(yùn)用軟件求出曲線三次多項(xiàng)式擬合方程及相關(guān)系數(shù)，分析結(jié)果如圖10所示。

圖10 垂向靜剛度擬合曲線

1.4 橫向靜剛度試驗(yàn)

將兩個(gè)隔振器以額定高度兩兩組合固定在橫向試驗(yàn)夾具上，安裝完成后緩慢給氣囊充氣，直到每個(gè)氣囊的氣壓都達(dá)到預(yù)設(shè)值后停止充氣。將夾具下端完全固定，控制其上端位移。橫向靜剛度試驗(yàn)相關(guān)參數(shù)，如表2所示。復(fù)合氣囊橫向靜剛度試驗(yàn)圖，如圖11所示。

表2 橫向靜剛度試驗(yàn)參數(shù)

圖11 復(fù)合氣囊橫向靜剛度試驗(yàn)

氣囊和復(fù)合氣囊橫向位移-載荷曲線，如圖12和圖13所示。由圖可知，兩種隔振器在橫向上也表現(xiàn)出明顯的非線性，位移-載荷曲線在橫向也為閉合的遲滯曲線。

圖12 氣囊橫向位移與載荷曲線

圖13 復(fù)合氣囊橫向位移與載荷曲線

對(duì)pp=1 mm時(shí)的位移-載荷曲線進(jìn)行橫向靜剛度分析，運(yùn)用軟件求出曲線三次多項(xiàng)式擬合方程及相關(guān)系數(shù)，分析結(jié)果如圖14所示。與垂向靜剛度求解不同的是，在進(jìn)行橫向靜剛度試驗(yàn)時(shí)選擇了兩個(gè)相同的隔振器進(jìn)行兩兩組合，因此試驗(yàn)所得剛度實(shí)際為隔振器橫向剛度的2倍。在利用多項(xiàng)式求解時(shí)，橫向剛度為一次項(xiàng)系數(shù)的1/2。

圖14 橫向靜剛度擬合曲線

2 動(dòng)態(tài)特性試驗(yàn)

在進(jìn)行動(dòng)剛度試驗(yàn)時(shí)，試驗(yàn)對(duì)象、試驗(yàn)設(shè)備、隔振器的安裝等均與靜剛度試驗(yàn)相同，為了減少試驗(yàn)裝置的拆卸和安裝，垂向、橫向動(dòng)剛度試驗(yàn)可分別在垂向、橫向靜剛度試驗(yàn)后進(jìn)行。試驗(yàn)時(shí)對(duì)隔振器施加簡(jiǎn)諧激勵(lì)，激勵(lì)頻率為3.0～5.0 Hz，頻率步長(zhǎng)為0.5 Hz。在每一個(gè)激振頻率處，激振峰峰值設(shè)定0.4 mm，0.8 mm，1.2 mm，1.6 mm 4種。具體的動(dòng)剛度試驗(yàn)相關(guān)參數(shù)如表3所示。

表3 動(dòng)剛度試驗(yàn)參數(shù)

2.1 垂向動(dòng)剛度試驗(yàn)

利用橢圓法對(duì)動(dòng)剛度進(jìn)行計(jì)算。在確定動(dòng)剛度時(shí)一般選取激振頻率與固有頻率最接近的值作為隔振器動(dòng)剛度。選擇當(dāng)激振峰峰值pp=0.4 mm時(shí)的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行動(dòng)剛度分析，垂向動(dòng)剛度試驗(yàn)結(jié)果，如表4所示。當(dāng)激振頻率為5.0 Hz時(shí)，氣囊垂向動(dòng)剛度為7.81 kN/mm，其固有頻率為4.97 Hz；當(dāng)激振頻率為4.5 Hz時(shí)，復(fù)合氣囊垂向動(dòng)剛度為6.17 kN/mm，其固有頻率為4.42 Hz。串聯(lián)硬彈性層后，氣囊垂向動(dòng)剛度進(jìn)一步降低，減小幅度可達(dá)21.0%，垂向固有頻率則降低0.55 Hz。

表4 垂向動(dòng)剛度試驗(yàn)結(jié)果

2.2 橫向動(dòng)剛度試驗(yàn)

選取當(dāng)激振峰峰值pp=0.4 mm時(shí)的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行橫向動(dòng)剛度分析，橫向動(dòng)剛度試驗(yàn)結(jié)果，如表5所示。當(dāng)激振頻率為5.0 Hz時(shí)，氣囊橫向動(dòng)剛度為15.49 kN/mm；當(dāng)激振頻率為4.5 Hz時(shí)，復(fù)合氣囊橫向動(dòng)剛度為6.03 kN/mm。串聯(lián)硬彈性層后，氣囊橫向動(dòng)剛度大幅降低，減小幅度可達(dá)61.1%；氣囊動(dòng)橫垂剛度比由1.98減小為0.98，橫向動(dòng)剛度降低至與垂向動(dòng)剛度相當(dāng)?shù)乃?，能夠滿足設(shè)計(jì)需求。

表5 橫向動(dòng)剛度試驗(yàn)結(jié)果

3 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)提出了一種復(fù)合結(jié)構(gòu)氣囊隔振器。通過(guò)在氣囊下端串聯(lián)硬彈性層，可使氣囊垂向剛度和固有頻率小幅降低，橫向剛度大幅降低，這對(duì)提高氣囊隔振器的隔振能力有積極作用。

為得出復(fù)合氣囊動(dòng)靜態(tài)特性，生產(chǎn)額定承載8 t的氣囊和復(fù)合氣囊樣機(jī)，并開展相關(guān)動(dòng)靜態(tài)試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明：

(1) 串聯(lián)硬彈性層并沒(méi)有改變氣囊囊內(nèi)氣壓與承載之間的線性關(guān)系，但會(huì)使氣囊的承載能力略有下降，復(fù)合氣囊額定氣壓比氣囊增大0.1 MPa。經(jīng)過(guò)分析可知，復(fù)合氣囊承載能力下降是因?yàn)橛矎椥詫邮茌d壓縮變形使氣囊囊體高度增大，導(dǎo)致氣囊有效半徑減小。通過(guò)增大硬彈性層硬度可使承載能力下降幅度減小。

(2) 串聯(lián)硬彈性層后，氣囊的垂向靜剛度進(jìn)一步降低，減小幅度可達(dá)31.0%；橫向靜剛度大幅降低，減小幅度可達(dá)59.7%；氣囊的靜橫垂剛度比由2.14減小為1.25，橫向靜剛度比垂向靜剛度略大，后續(xù)可以考慮對(duì)硬彈性層硬度和厚度等參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，以進(jìn)一步降低橫向靜剛度。

(3) 串聯(lián)硬彈性層后，氣囊的垂向動(dòng)剛度進(jìn)一步降低，減小幅度可達(dá)21.0%，垂向固有頻率減小0.55Hz；橫向動(dòng)剛度大幅降低，減小幅度可達(dá)61.1%；氣囊的動(dòng)橫垂剛度比由1.98減小為0.98，橫向動(dòng)剛度降低至與垂向動(dòng)剛度相當(dāng)?shù)乃?，滿足設(shè)計(jì)需求。