帶限位隔離系統(tǒng)的限位過程分析

孟憲松,韓 璐,閆 明,朱 鶴

(沈陽工業(yè)大學(xué) 機械工程學(xué)院,沈陽 110870)

水面艦艇特別是潛艇的威脅主要來自水中的非接觸爆炸,爆炸沖擊波會使艇體和艇內(nèi)設(shè)備受到強沖擊作用[1-2].目前,各國海軍普遍采用在船體和設(shè)備之間添加隔離器的方法,既能降低設(shè)備的振動和噪聲,也能增強設(shè)備的抗沖擊能力.一般來說,隔離器的緩沖變形量越大,其抗沖擊能力就越強.為具有良好的隔振隔沖性能,隔離系統(tǒng)的固有頻率一般都較低,具有較小的加速度幅值[3-4],但設(shè)備的相對位移卻較大,可能會超過設(shè)備與外界聯(lián)接部件的允許值,甚至超過了隔離元件本身的變形范圍[5-6].因此,為了防止艦艇設(shè)備受到?jīng)_擊時位移超過允許的范圍,常在設(shè)備上安裝限位器是行之有效的方法之一[7-10].

限位器一方面是為保護隔振器中的彈性元件,另一方面是為保護如撓性管接頭、彈性聯(lián)軸器等撓性連接元器件.限位器能否發(fā)揮有效的限位作用,提高離振系統(tǒng)的抗沖擊性能,這會受到諸多限位參數(shù)的影響[11-12].因此,對限位器是如何發(fā)揮限位作用的要有清楚的認(rèn)識,對限位過程的分析與研究具有重要的意義.

1 帶限位的隔離裝置

1.1 原理模型

隔離器上端與設(shè)備連接,下端固定在甲板或基座上.為防止沖擊過程中,隔離器的彈性元件產(chǎn)生過大的彈性變形,使用了限位器.帶限位隔離器的原理模型如圖1所示.圖中:m為設(shè)備的質(zhì)量;K1和C1分別為隔離器的剛度和阻尼;K2和C2分別為限位器的剛度和阻尼.

圖1 帶限位隔離系統(tǒng)的原理模型Fig.1 The principle model of the vibrationisolation system with a limiter

1.2 工作原理

當(dāng)隔離器的彈性元件變形較小時,限位器不發(fā)生作用;當(dāng)隔離器的變形量大于限位單側(cè)間隙時,限位器壓縮吸能,從而限制設(shè)備產(chǎn)生過大位移.帶限位隔離器系統(tǒng)的力學(xué)模型如圖2所示.圖中:線段|OD3|,|OD2|分別代表上、下限位間隙;Slope3和Slope2分別代表隔離器的拉伸剛度和壓縮剛度;Slope4和Slope1分別代表上、下限位器發(fā)揮作用時系統(tǒng)整體的剛度.一般情況下，|OD3| = |OD2| = Gap,Slope3 = Slope2 =K1,Slope1 = Slope4 =K1+K2.

1.3 有限元模型

帶限位隔離器最大的特點是存在間隙,如果只用非線性彈簧來模擬圖2中所述的力學(xué)模型,則難以考慮到隔離器阻尼與限位器阻尼的實際工況.借助接觸單元的有限元模型如圖3所示.圖中:1,2,3為線性彈簧單元,其中1代表了隔離器的剛度和阻尼,2代表了上限位器的剛度和阻尼,3代表了下限位器的剛度和阻尼;B點設(shè)置質(zhì)量單元,代表被隔離設(shè)備的質(zhì)量;線性彈簧2的E節(jié)點連接剛性接觸面Sc1;線性彈簧3的F節(jié)點連接剛性接觸面Sc2;線性彈簧1的B節(jié)點連接剛性目標(biāo)面St;Sc1到St的距離為上限位器的間隙;Sc2到St的距離為下限位器的間隙.在該有限元模型中,各個參數(shù)相互獨立,便于計算.

圖2 帶限位隔離系統(tǒng)的力學(xué)模型Fig.2 The mechanical model of the vibrationisolation system

圖3 借接觸單元的有限元模型Fig.3 Finite element model with contact element

1.4 隔振器的性能參數(shù)

本文中選用6JX-400型隔離器對其Z方向的抗沖擊性能進行計算與分析,其性能參數(shù)如表1所示.取設(shè)備質(zhì)量為0.4 t,隔離器剛度為1 010 N/mm,設(shè)備與隔離器組成的彈簧振子系統(tǒng)阻尼比為6%.

表1 6JX-400 隔離器性能參數(shù)Tab.1 The performance parameters of 6JX-400 isolator

1.5 沖擊條件

本文采用正負(fù)雙波加速度加載形式施加沖擊載荷,正波幅值125.663 7g,負(fù)波幅值31.415 9g,正波脈寬5 ms,負(fù)波脈寬20 ms.加載波形如圖4所示.

圖4 加載波形Fig.4 Loading wave

2 沖擊計算與過程分析

設(shè)備及隔離器參數(shù)不變,如表1所述,限位器單側(cè)限位間隙取為10 mm,限位器的剛度為隔離器的32倍,限位器的阻尼比為6%.將圖4所示的沖擊載荷分別施加于無限位隔離系統(tǒng)和帶限位隔離系統(tǒng),進行沖擊計算與過程分析.

圖5～圖7分別為無限位和有限位時設(shè)備的相對位移、相對速度和加速度的時域響應(yīng)曲線.總體看來:無限位隔離系統(tǒng)中設(shè)備的相對位移響應(yīng)、相對速度響應(yīng)和加速度響應(yīng)均為逐漸衰減的正弦波;帶限位隔離系統(tǒng)中的設(shè)備與上、下限位器分別發(fā)生了多次撞擊,位移限制效果明顯,同時加速度響應(yīng)大幅升高.

圖5 設(shè)備的相對位移響應(yīng)Fig.5 Relative displacement response of equipment

由圖5可以看出:在無限位隔離系統(tǒng)中，設(shè)備相對位移的最大值出現(xiàn)在0.069 8 s 時的第二次峰值,幅值為40.97 mm,此后相對位移響應(yīng)的波形為逐漸衰減的正弦波;在帶限位隔離系統(tǒng)中，設(shè)備相對位移最大值出現(xiàn)在0.024 4 s時的第二次峰值,幅值為27.40 mm,相比無限位隔離系統(tǒng)幅值減少13.57 mm,起到明顯的限位效果.同時,頻繁的碰撞會使帶限位的隔離系統(tǒng)響應(yīng)頻率明顯加快.

圖6 設(shè)備的相對速度響應(yīng)Fig.6 Relative velocity response of equipment

圖7 設(shè)備的加速度響應(yīng)Fig.7 Absolute acceleration response of equipment

由圖6可以看出:在無限位隔離系統(tǒng)中，設(shè)備的最大相對速度出現(xiàn)在0.005 0 s時的第一次峰值,峰值為3.90 m/s,此后速度呈現(xiàn)為逐漸衰減的正弦波;在帶限位隔離系統(tǒng)中，設(shè)備的最大相對速度出現(xiàn)在0.019 0 s時的第二次峰值幅值為5.02 m/s,此后速度呈現(xiàn)為逐漸衰減的振蕩波.總體看來:在無限位隔離系統(tǒng)中，設(shè)備的相對速度變化平緩;在帶限位隔離系統(tǒng)中,設(shè)備的相對速度與限位器接觸時變化劇烈,分離后變化平緩.

由圖7可以看出:在無限位隔離系統(tǒng)中,設(shè)備的最大加速度出現(xiàn)在0.015 2 s時的第一次峰值,峰值為10.22g;而帶限位隔離系統(tǒng)中設(shè)備的加速度響應(yīng)大幅增加,最大值達到148.61g,并且每次與限位器碰撞時,都會引起加速度的急劇變化.

綜合圖5～圖7得知:限位器在整個沖擊過程中,有效地限制了相對位移響應(yīng),但是如果限位器參數(shù)不匹配,將會導(dǎo)致相對速度和加速度響應(yīng)大幅增加,劇烈變化,引起更為嚴(yán)重的二次沖擊.

為了對限位過程有更加深入的認(rèn)識,現(xiàn)對沖擊過程中隔離器,上、下限位器的載荷進行研究,其時域曲線如圖8～圖10所示.

圖8 隔離器受載荷Fig.8 The load of isolation

圖9 下限位器受載荷Fig.9 The load of isolation lower vibration

圖10 上限位器受載荷情況Fig.10 The load of isolation upper vibration

從圖8中可以看出:在整個沖擊運動過程中,隔離器隨設(shè)備一起運動,始終發(fā)揮作用,其中隔離器中的彈性力要遠大于阻尼力,起主要作用.

與此同時,對比圖9與圖10中彈性力的最大峰值可知:設(shè)備與上限位器碰撞產(chǎn)生彈性力的最大峰值要遠大于設(shè)備與下限位器碰撞產(chǎn)生彈性力的最大峰值,這說明設(shè)備在與下限位器碰撞之后,使系統(tǒng)的能量得到大幅提高,從而造成設(shè)備與上限位器碰撞得更加劇烈.在隔離系統(tǒng)各項參數(shù)不匹配的情況下,隔離系統(tǒng)不但不能起到較好的限位效果,還有可能造成更為劇烈的二次碰撞,造成設(shè)備的損壞.因此,對限位器參數(shù)優(yōu)化匹配的研究具有重要的價值與意義.

3 結(jié)論

探討了隔振系統(tǒng)中增加了限位器之后,限位器對隔振系統(tǒng)隔沖性能的影響.在參照相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的基礎(chǔ)上確定沖擊載荷譜,借助ANSYS軟件對隔振系統(tǒng)進行抗沖擊時域模擬計算,對比分析其在有、無限位器設(shè)計兩種不同狀況下,沖擊響應(yīng)特性及限位器受載荷情況.通過計算分析,得到如下結(jié)論:

限位器的存在能夠有效地限制設(shè)備的相對位移,但同時會引起設(shè)備速度和加速度響應(yīng)的增大.與此同時,從受力角度分析,在限位器發(fā)揮作用時,系統(tǒng)的動能主要轉(zhuǎn)化為彈性勢能,表現(xiàn)為彈性力.并且當(dāng)限位器參數(shù)不匹配時,上限位器的彈性力遠遠大于下限位器的彈性力,造成更為劇烈的二次沖擊.通過對限位過程的沖擊響應(yīng)的分析可知,只有限位參數(shù)得到合理的匹配,才能使限位器得到最佳的限位效果.

參考文獻:

[1] 趙應(yīng)龍,何琳,黃映云.限位器對隔振系統(tǒng)抗沖擊性能的影響[J].振動與沖擊,2005,24(2):71-76.

ZHAO Y L,HE L,HUANG Y Y.Influence of the limiter on the impact performance of vibration isolation system[J].Vibration and Shock,2005,24(2):71-76.

[2] 商孝鵬.艦船機電設(shè)備非線性抗沖擊理論建模和實驗研究[D].上海:上海交通大學(xué),2005.

SHANG X P.Ship electrical and mechanical equipment nonlinear shock theoretical modeling and experimental research[D].Shanghai:Shanghai Jiao Tong University,2005.

[3] 馬炳杰,沈建平,王志剛.彈性限位器對雙層隔振裝置抗沖擊性能影響分析[J].噪聲與振動控制,2011,31(6):72-75.

MA B J,SHEN J P,WANG Z G.Affect of displacement restrictor on shock resistance performance of double-stage vibration system[J].Noise and Vibration Control,2011,31(6):72-75.

[4] GABERSON H A.Classification of violent environments that cause equipment failure[J].Sound and Vibration,2000,34(5):16-23.

[5] CUNNIFF P F,COLLINS R P.Structural interaction effects on shock spectra[J].Journal of the Acoustical Society of America,1968,43(2):98-110.

[6] 唐斯密,朱石堅,樓京俊.半主動干摩擦阻尼器在隔振系統(tǒng)中的抗沖擊優(yōu)化設(shè)計研究[J].振動與沖擊,2012,31(1):11-15.

TANG S M,ZHU S J,LOU J J.Optimal shock isolation design for a vibration isolation system with a semi-active control dry friction damper[J].Vibration and Shock,2012,31(1):11-15.

[7] 趙存生,唐釗,唐斯密.剛度分段性系統(tǒng)抗沖擊等效線性化研究[J].噪聲與振動控制,2010,30(9):24-27.

ZHAO C S,TANG Z,TANG S M.Rigidity block system shock equivalent linearization[J].Noise and Vibration Control,2010,30(9):24-27.

[8] 汪玉,胡剛義,華宏星.帶限位器的船舶設(shè)備非線性沖擊響應(yīng)分析[J].中國造船,2003(2):39-44.

WANG Y,HU G Y,HUA H X.With limiter analysis of the nonlinear shock response of ship equipment[J].Shipbuilding of China,2003(2):39-44

[9] 歷行軍,趙建華,張春輝.帶限位的隔離系統(tǒng)抗沖擊性能分段建模法研究[J].兵器裝備工程學(xué)報,2016,37(8):30-31.

LI X J,ZHAO J H,ZHANG C H.Research on subsection modeling method of shock resistance performance of the single stage vibration-isolation system with displacement restrictors[J].Journal of Weapon and Equipment Engineering,2016,37(8):30-31.

[10] BONET J,WOOD R D.Nonlinear continuum mechanics for finite element analysis[M].Cambridge:Cambridge University Press,1997.

[11] 翁雪濤,朱石堅,何琳.限位器抗沖擊計算[J].中國造船,2002,43(2):85-89.

WENG X T,ZHU S J,HE L.Shock resistance calculation of limite[J].Shipbuilding of China,2002,43(2):85-89.

[12] IBRAHIM R A.Recent advances in nonlinear passive vibration isolators[J].Journal of Sound and Vibration,2008,314:371-452.