流體瞬變對艦船管系激振分析

董仁義，吳崇健

(中國艦船研究設計中心，湖北 武漢430064)

0 引 言

艦船管系在設計布置過程中由于受到艦、艇體內(nèi)部空間的限制，往往具有較為復雜的空間特性。具有復雜空間特性的液壓、疏水、海水冷卻等管系中流體流速較高、流量較大，在進行管路流體截止和開啟過程中，由于其改變流體的方向或速度，在慣性作用下，會產(chǎn)生明顯的瞬態(tài)振動，這種流體瞬變導致的管道發(fā)生的劇烈強迫振動，會造成管路與支撐結(jié)構(gòu)表面產(chǎn)生微動磨損，使支撐剛度逐漸下降，從而降低管道的固有頻率，造成管路頻率與管系泵組的壓力脈動頻率接近或者重合，產(chǎn)生流固耦合振動，影響整個液壓系統(tǒng)的性能和降低設備的使用壽命，甚至可能導致艦船液壓系統(tǒng)功能失效;同時對于隱蔽性要求很高的潛艇，流體瞬變引起的管路振動沖擊能量將通過管路支撐傳遞到耐壓殼體上，加劇殼體振動產(chǎn)生的聲輻射，使?jié)撏У碾[蔽性遭受極大威脅。

因此，很有必要對具有復雜空間布置特性的艦船管路進行流體瞬變導致的管系振動分析，并且針對管系的振動特性，給出空間管系的隔振措施。本文建立一個典型的具有復雜空間走向特性的艦船管系，分析在關(guān)閉管系閥件后造成的流體瞬變對管系振動的影響，對管系的振動特性進行仿真。

1 管系流體瞬變

當閥門突然關(guān)閉，管道中流速驟然降至0，閥前微元流段內(nèi)的水體首先受阻停止流動并導致水壓升高，管壁膨脹，水體壓縮。近臨段處于上游側(cè)的水體則繼續(xù)流動，并有水流入由于膨脹和水體壓縮而空出的這部分體積內(nèi)?？臻g填滿后，緊鄰著第2 個微元流段內(nèi)的水體又停止流動，水壓升高并繼續(xù)壓縮，如此一層一層地向上游的水池方向傳去，形成逆?zhèn)鞯乃N升壓波動。最后水體全部停止流動。這時從管系末端開始，降壓波按相反的方向傳播過來，直到抵達閥門處。如果忽略管道阻尼，這種升壓、降壓的過程將反復振動進行下去，如圖1所示［2］。

圖1 流體瞬變的壓力脈動Fig.1 Pressure pulsation of transient flow

當管系閥門突然關(guān)閉時，系統(tǒng)管路內(nèi)流體動能會急劇變化。對于管系閥門上游管路，靠近閥門的一層厚度為dl 的流體流速突變?yōu)?，從而受到后面流體的壓縮，壓力驟增dp，管路也因受壓而膨脹，截面積增大。上游的流體逐步向下游流體過渡而轉(zhuǎn)為流體停止、管路受壓膨脹的狀態(tài)，形成以速度a向上游傳播的壓縮波。

這種流體壓力瞬變過程在工程上稱為管系水錘現(xiàn)象。由于系統(tǒng)管路內(nèi)存在一定的沿程損失和局部損失，因此，水錘波在壓縮和膨脹過程中會逐步消耗能量。水錘波相長的計算公式為T=2L/a?？梢姡嗤瑮l件下，管路較長的系統(tǒng)，水錘波能量消耗較慢，水錘幅值較大。水錘最大壓力升高可采用下式計算:

Δp=ρ·a·Δν。

式中:Δp 為管路最大壓力變化值;ρ 為流體密度;a為流體內(nèi)聲速;Δν 為閥關(guān)閉后流體流速的變化值。另外，流體內(nèi)聲速由下式來計算:

式中:ρ 為流體密度;K 為體積模量;E 為管材的彈性模量;D 為管路直徑;e 為管路壁厚。

2 管系仿真模型

2.1 管系描述

某段典型艦船空間管系的走向如圖2所示，管路公稱通徑300 mm，壁厚為9.5 mm，最小屈服強度為206 N/mm2。A00 點和A19 點固定，流體假定為海水，密度為1 028 kg/m3，由A00 點流入，沿管路至A19 點，同時在圖2 中標注出各管點的標號和管路的長度。在管系終點A19 處有一管路截止閥，A19 點截止閥突然關(guān)閉將產(chǎn)生沿管線傳遞的壓力沖擊波。

2.2 管系初步固定方式

圖3 給出了管系初步固定方式。在管點A02和A03 處用彈性隔震器與艙壁固定，設定彈性系數(shù)為119 N/mm，在管點A06 處設置導向支架，與管路上下左右的間隙為0，在管點A11，A16，A18 處設置支架，與管路上下的間隙為0。

圖2 典型的艦船空間管系Fig.2 Typical space pipeline

圖3 艦船空間管系的初步固定方式Fig.3 Basal fixed style of the space pipeline

3 流體瞬變過程中管系振動特性仿真

文獻［3］進行了艦船首尾移水系統(tǒng)水錘特性仿真與試驗研究，通過對管路節(jié)點處流體壓力的分析，對關(guān)閥時間長短與產(chǎn)生水錘的關(guān)系、水錘峰值產(chǎn)生的位置進行討論。本文將從關(guān)閉閥時間以及管系的不同固定方式2 個方面，對流體瞬變過程中對管路振動特性的影響進行仿真。

3.1 閥門關(guān)閉時間對管路振動特性的影響

按照初始給定的管路固定方式，設定不同的閥門關(guān)閉時間，對管路的振動特性進行對比分析。閥門關(guān)閉時間分別按照0.1 s，0.4 s，0.7 s，1 s 進行設定。

前8 階振動頻率如表1所示。

表1 管路系統(tǒng)模態(tài)頻率計算結(jié)果Tab.1 Modal frequency result of pipeline

不同閥門關(guān)閉時間對應的管路振動位移有很大不同，流體瞬變引起的管路位移如圖4所示，表2給出了各個管點在X，Y，Z 方向的水平位移，繞坐標軸旋轉(zhuǎn)的角度可以忽略。

圖4 不同閥門關(guān)閉時間對應的管路振動位移Fig.4 Vibration displacement of pipeline under different time for closing valve

表2 管路振動位移Tab.2 Vibration displacement of pipeline

由表2 給出的數(shù)據(jù)可以得出，離關(guān)閉閥門越近的管路，其由閥門關(guān)閉引起的管路振動越強烈，并且管路整體振動位移隨著閥門關(guān)閉時間的延長而變小。

3.2 管系固定方式對管路振動特性的影響

管系閥門關(guān)閉時所引起的流體瞬變會引起管路較大的位移變化，在閥門關(guān)閉時間t=0.1 s 工況，管系初步固定的方式下，增加管系的固定方式，對不同固定方式對管路振動特性的影響進行分析。圖5 給出了在初步固定方式下增加管系固定后的管路固定方式。

圖5 管系的固定方式Fig.5 Fixed style of pipeline

第1 種固定方式是在管系中管點A20，A21，A22 處增加了導向支架，與管路上下左右的間隙為0;第2 種固定方式是在管系中管點A20，A21，A22 處增加了導向支架，與管路上下的間隙為0。

3.2.1 第1 種固定方式下的管系動力學參數(shù)分析

圖6 給出了第1 種固定方式下管路系統(tǒng)前6 階模態(tài)變形圖。

圖6 第1 種固定方式下管路系統(tǒng)前6 階模態(tài)變形圖Fig.6 Modal deformation figure of pipeline under the first fixed sytle

前8 階振動頻率如表3所示。

表3 管路系統(tǒng)模態(tài)頻率計算結(jié)果Tab.3 Modal frequency result of pipeline

3.2.2 第2 種固定方式下的管系動力學參數(shù)分析

圖7 給出了第2 種固定方式下管路系統(tǒng)前6 階模態(tài)變形圖。

圖7 第2 種固定方式下管路系統(tǒng)前6 階模態(tài)變形圖Fig.7 Modal deformation figure of pipeline under the second fixed style

圖8 兩種固定方式下的振動位移Fig.8 Vibration displacement under two fixed style

前8 階振動頻率如表4所示。

表4 管路系統(tǒng)模態(tài)頻率計算結(jié)果Tab.4 Modal frequency result of pipeline

表5 管路振動位移Tab.5 Vibration displacement of pipeline

3.2.3 不同固定方式下的振動位移

對于不同的固定方式，選取閥門關(guān)閉時間為0.1 s 的工況，分別計算2 種固定方式下的振動位移，圖8 給出了振動位移圖，表5 給出了管系中的管點A00 ～A19 以及新增固定點A20，A21，A22 處的水平位移，表中未給出管點繞坐標軸的旋轉(zhuǎn)位移，旋轉(zhuǎn)位移可以忽略。

表5 中的振動位移具體數(shù)據(jù)顯示，不同固定的方式中振動位移變化的趨勢相同，對于固定自由度越多的管路約束，相比固定自由度小的管路約束，其振動位移越小，同價振動頻率降低。這與實際情況相符，可以證明對于管路振動特性的仿真可以作為管路設計參考。

4 結(jié) 語

通過建立艦船管系的空間模型，設定管路的固定方式以及流體流動方向、流量，制定管路中閥門的關(guān)閉時間，討論不同的閥門關(guān)閉時間所引起的流體瞬變導致的管路振動特性，給出了空間管路的動力學特性參數(shù)，并且詳細對比了管路節(jié)點在不同閥門關(guān)閉時間條件下的位移，得出閥門關(guān)閉時間與管路管點的平面振動位移成反比，閥門關(guān)閉時間越短時，管路管點的振動位移越大，閥門關(guān)閉時間越長時，管路管點振動位移越小，并且越靠近閥門關(guān)閉點的管線振動位移越大，振動位移的峰值通常出現(xiàn)在離閥門較近的地方。

同時，在相同的閥門關(guān)閉時間工況下，管路在流體瞬變過程中，對不同固定方式，空間管路的振動位移變化趨勢相同，管路振動位移與固定方式限制的管路自由度有關(guān)，這對于設計艦船管路空間管路過程中，考慮布置所采取的固定方式和固定位置有一定的指導意義。

［1］董仁義，吳崇健，張京偉，等．基于Modelica/MWorks 的艦船液壓操舵系統(tǒng)建模與仿真研究［J］．艦船科學技術(shù)，2011，33(11):76－80．

DONG Ren-yi，WU Chong-jian，ZHANG Jing-wei，et al．Modeling and simulation for ship hydraulic rudder system based on Modelica/MWorks［J］．Ship Science and Technology，2011，33(11):76－80．

［2］譚平，徐蕾，凌曉聰．動力管道水錘激振分析［J］．南京理工大學學報，2006(30):2，182－185．

TAN Ping，XU Lei，LING Xiao-cong，et al．Vibration of waterhammer of power pipe system［J］．Journal of Nanjing University of Science and Technology，2006，30(2):182－185．

［3］蔡標華．艦船首尾移水系統(tǒng)水錘特性仿真與試驗［J］．艦船科學技術(shù)，2011，33(9):52－55．

CAI Biao-hua．The water hammer characteristic simulation and test study in warship system pipeline［J］．Ship Science and Technology，2011，33(9):52－55．