網(wǎng)孔阻尼型水潤(rùn)滑艉軸承減振特性

金勇， 鄧天揚(yáng)， 歐陽(yáng)武， 劉正林， 勞坤勝， 何濤

(1. 武漢理工大學(xué) 高性能船舶技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430063； 2.國(guó)家水運(yùn)安全工程技術(shù)研究中心可靠性工程研究所，湖北 武漢 430063： 3.武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，湖北 武漢 430064)

艦船在航行過(guò)程中由于推進(jìn)軸系安裝以及配合件摩擦等原因會(huì)產(chǎn)生各種振動(dòng)和噪聲，對(duì)艦船的聲隱性、可靠性以及乘員的舒適性影響巨大。由于螺旋槳的懸伸布置，尾軸承的工作條件極其惡劣，且由于軸承是軸系振動(dòng)向外界傳遞振動(dòng)能量所遇到的首個(gè)隔振元件，因此，響應(yīng)幅值相對(duì)較大的尾軸承減振降噪研究對(duì)船舶推進(jìn)軸系的振動(dòng)理論體系完善，對(duì)提高諸如水下航行器等艦船的靜音水平和生存能力都具有重要意義。

近年來(lái)，在高速鐵路車廂材料、高速混凝路面、阻尼器、泡沫金屬材料、空氣靜壓軸承、油潤(rùn)滑軸承等領(lǐng)域，利用多孔結(jié)構(gòu)提高材料減振降噪性能都有一些工程案例[1-5]，而水潤(rùn)滑艉軸承方面的工程應(yīng)用案例還未見(jiàn)報(bào)道。本文將多孔結(jié)構(gòu)引入水潤(rùn)滑艉軸承設(shè)計(jì)，在橡膠板條材料基礎(chǔ)上，研究網(wǎng)孔結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)行為，揭示多孔結(jié)構(gòu)減振的機(jī)理及影響因素。

鐘坤[6]建立了混凝土材料的多孔結(jié)構(gòu)幾何模型以及由微細(xì)孔腔混疊構(gòu)成的吸聲模型，并通過(guò)仿真計(jì)算分析得到：1)影響路基減振降噪水平的主要因素為模型的材料孔隙率、厚度和骨料直徑等，2)孔隙率和骨料直徑是主要影響因素。劉懸竹[7]建立了一種微穿孔阻尼減振結(jié)構(gòu)，并利用有限元分析軟件對(duì)比分析了有無(wú)微孔情況下的模態(tài)特性，結(jié)果表明微孔結(jié)構(gòu)減振效果良好。Okada等[4]研究了一種電刷，電刷基體材料為銅-石墨，創(chuàng)新設(shè)計(jì)體現(xiàn)在基體為網(wǎng)孔結(jié)構(gòu)，通過(guò)仿真與試驗(yàn)證實(shí)了這種結(jié)構(gòu)對(duì)滑動(dòng)摩擦誘發(fā)的振動(dòng)具備一定的衰減能力，同時(shí)也能降低摩擦系數(shù)、磨損率以及接觸電壓。Shan等[8]研究了多孔結(jié)構(gòu)在高速臥式加工中心立柱上的應(yīng)用，利用Abaqus分析了有無(wú)孔條件下的靜態(tài)、動(dòng)態(tài)結(jié)構(gòu)特性，得出多孔立柱可以節(jié)約材料，降低結(jié)構(gòu)質(zhì)量，改善加工中心的速度特性。Qin等[9]研究了帶有多孔結(jié)構(gòu)的聲振傳感器，利用Ansys進(jìn)行了低階模態(tài)分析，并進(jìn)行了基于應(yīng)變的結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究，得出多孔結(jié)構(gòu)雖然應(yīng)力變化較大，但共振頻率變化較小。

本文以艦船水潤(rùn)滑橡膠尾軸承為研究對(duì)象，應(yīng)用Ansys有限元分析工具對(duì)其進(jìn)行模態(tài)和諧響應(yīng)分析，并通過(guò)振動(dòng)試驗(yàn)分析網(wǎng)孔對(duì)其振動(dòng)響應(yīng)的影響規(guī)律。

1 有限元模型

尾軸承在實(shí)際運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中，由于螺旋槳的懸臂載荷，其主要承載區(qū)集中在軸承的下半?yún)^(qū)，因此，在軸承下半?yún)^(qū)的板條上開設(shè)軸向穿孔對(duì)軸承的影響最大，故而本文僅分析底部網(wǎng)孔設(shè)計(jì)下的靜動(dòng)特性。

尾軸承截面結(jié)構(gòu)如圖1所示，其中(a)為普通尾軸承，(b)為網(wǎng)孔阻尼型尾軸承，2種軸承的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，材料參數(shù)如表2所示。襯套的材料選用常規(guī)的碳鋼，而軸瓦板條則選擇較軟的丁腈橡膠。

圖1 尾軸承結(jié)構(gòu)截面Fig.1 Structure sectional view of stern bearing

表1 尾軸承結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structure parameters ofstern bearing

表2 尾軸承材料參數(shù)Table 2 Material parameters ofstern bearing

將表2定義材料屬性賦予尾軸承的不同結(jié)構(gòu)，并采用以六面體主導(dǎo)的多域法和同樣的網(wǎng)格尺寸對(duì)艉軸承進(jìn)行網(wǎng)格劃分，生成的有限元模型如圖2所示。2種類型的尾軸承在網(wǎng)格單元和網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)量上差異不大，網(wǎng)格單元數(shù)量在8萬(wàn)左右，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)量在4萬(wàn)左右。

圖2 尾軸承有限元模型Fig.2 Finite element model diagram of stern bearing

2 網(wǎng)孔直徑對(duì)尾軸承模態(tài)的影響

2.1 分析設(shè)置

2類尾軸承的軸瓦板條和金屬襯套之間的接觸類型都設(shè)置為固緊(BONDED)，這是因?yàn)樗疂?rùn)滑橡膠尾軸承的軸瓦板條是硫化在襯套上的，兩者之間不能相對(duì)運(yùn)動(dòng)。

很多振動(dòng)控制的工程案例已經(jīng)得出[10-11]，結(jié)構(gòu)的振動(dòng)響應(yīng)取決于外激勵(lì)和結(jié)構(gòu)的模態(tài)，艦船軸系在運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中所受到的外激勵(lì)一般頻率都不高，因此，結(jié)構(gòu)的高階模態(tài)對(duì)振動(dòng)響應(yīng)的影響較小，且在阻尼條件下衰減較快，另外，高階振動(dòng)對(duì)應(yīng)的外激勵(lì)能量一般較弱，不易激發(fā)出來(lái)[12]，而結(jié)構(gòu)的低階模態(tài)由于接近外激勵(lì)頻帶，易出現(xiàn)共振，對(duì)振動(dòng)響應(yīng)的影響最大，故艦船工程領(lǐng)域的結(jié)構(gòu)振動(dòng)分析基本只考慮中低頻段的模態(tài)。

2.2 自由模態(tài)

提取前20階普通尾軸承和網(wǎng)孔直徑分別為1、2、3、4 mm的阻尼型軸承的自由模態(tài)分析結(jié)果，作對(duì)比分析曲線圖，如圖3所示，圖中忽略了前6個(gè)固有頻率為零的剛體模態(tài)，并前移了后續(xù)的模態(tài)，即圖中的第1階有效模態(tài)實(shí)際是模態(tài)分析結(jié)果中的第7階模態(tài)。

圖3 尾軸承自由模態(tài)隨網(wǎng)孔直徑的變化曲線Fig.3 Free mode of stern bearing with different mesh diameters

從變化曲線圖上可以看到，自由模態(tài)條件下，各型尾軸承的固有頻率與模態(tài)階數(shù)的變化趨勢(shì)基本是一致的，都呈現(xiàn)漸次遞增的形態(tài)。另外，與無(wú)網(wǎng)孔的普通尾軸承相比，網(wǎng)孔阻尼型各階固有頻率的數(shù)值都有不同程度的降低，且隨著網(wǎng)孔直徑的加大，降低的程度越大。其中，孔徑為2 mm和3 mm時(shí)，固有頻率的降低程度相差不大，而孔徑增大到4 mm時(shí)，各階固有頻率的數(shù)值降幅較大，特別是在前3階的變化梯度較大，降幅尤為明顯。這說(shuō)明尾軸承底部承載區(qū)的軸向網(wǎng)孔設(shè)計(jì)在一定程度會(huì)改變結(jié)構(gòu)的靜態(tài)特性，在降低模型質(zhì)量的同時(shí)也減小了結(jié)構(gòu)的靜剛度，因此，固有頻率會(huì)降低。

2.3 約束模態(tài)

尾軸承一般被固定安裝在軸系的軸承座中，軸承襯套的旋轉(zhuǎn)、平移等自由度均被限制，據(jù)此，本文在模型的襯套外圓柱面施加了一個(gè)固定約束(FIXED SUPPORT)。

提取前20階普通尾軸承和網(wǎng)孔直徑分別為1、2、3、4 mm的阻尼型軸承的約束模態(tài)分析結(jié)果，作對(duì)比分析曲線圖，如圖4所示，由于模型的6個(gè)自由度均被限制，而模態(tài)與系統(tǒng)自由度密切相關(guān)，某個(gè)方向被約束，則該方向下的剛體模態(tài)就會(huì)消失，故約束條件下的模態(tài)分析結(jié)果中前6個(gè)模態(tài)均不為零，都是有效模態(tài)。另外，對(duì)比圖3和圖4可以得出，約束條件下，各階固有頻率隨階數(shù)增大的趨勢(shì)與自由條件下一致，但在數(shù)值上大于對(duì)應(yīng)的自由模態(tài)頻率，這是因?yàn)楫?dāng)模型某個(gè)方向被約束時(shí)，則等效于在該方向增加了剛度而間接增大了結(jié)構(gòu)的固有頻率。

圖4 尾軸承約束模態(tài)隨網(wǎng)孔直徑的變化曲線Fig.4 Constrained mode of stern bearing with different mesh diameters

3 網(wǎng)孔直徑對(duì)尾軸承諧響應(yīng)特性的影響

尾軸承的諧響應(yīng)特性分析就是在尾軸承結(jié)構(gòu)上施加簡(jiǎn)諧激勵(lì)外載荷，并基于模態(tài)分析結(jié)果研究結(jié)構(gòu)的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)。前述模態(tài)分析已經(jīng)得到了網(wǎng)孔阻尼型和普通尾軸承的前20階固有頻率，在此基礎(chǔ)上對(duì)兩種結(jié)構(gòu)進(jìn)行諧響應(yīng)分析就可以得出網(wǎng)孔直徑對(duì)尾軸承諧響應(yīng)特性的影響規(guī)律和水平，為后續(xù)網(wǎng)孔阻尼型尾軸承的工程應(yīng)用與優(yōu)化設(shè)計(jì)提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

諧響應(yīng)分析采用的有限元模型與模態(tài)分析時(shí)相同，邊界條件設(shè)置與約束模態(tài)分析時(shí)一致，載荷為簡(jiǎn)諧正弦譜激勵(lì)，即P=Asin(ωt)，根據(jù)試驗(yàn)工況，設(shè)定激勵(lì)力的幅值A(chǔ)為0.2 MPa，并根據(jù)尾軸承模態(tài)分析的結(jié)果，設(shè)定激勵(lì)初始頻率為400 Hz，截止頻率為850 Hz，在分析設(shè)置中設(shè)定分析子步的頻率間隔為5 Hz。

通過(guò)比較特征點(diǎn)的頻率-位移圖可以直觀的分析結(jié)構(gòu)的諧響應(yīng)特性，因此，在2種軸承的相同位置，如圖5所示的節(jié)點(diǎn)1，提取頻率-位移圖可以比較有無(wú)網(wǎng)孔對(duì)諧響應(yīng)特性的影響，另外，在網(wǎng)孔阻尼型尾軸承的網(wǎng)孔位置，如圖5 (b)所示的節(jié)點(diǎn)2、3，提取頻率-位移圖則可以分析網(wǎng)孔對(duì)諧波傳遞路線的影響。

圖5 提取節(jié)點(diǎn)位置Fig.5 Location of the fetch node

由模態(tài)分析得出軸承內(nèi)襯主要表現(xiàn)為彎曲模態(tài)，且最大變形區(qū)域集中在板條的兩端，因此，各不同網(wǎng)孔直徑的尾軸承諧響應(yīng)分析皆提取節(jié)點(diǎn)1的垂向(Y)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析，其結(jié)果如圖6所示。

圖6 尾軸承節(jié)點(diǎn)1頻率-位移響應(yīng)曲線Fig.6 Frequency-displacement response diagram of fetch node 1#

由節(jié)點(diǎn)1的頻率-位移響應(yīng)圖可以看出，在分析頻帶內(nèi)的635 Hz和690 Hz處，各型尾軸承都有2個(gè)突出的諧波響應(yīng)分量，其他頻率成分的幅值基本可以忽略。另外，局部放大635 Hz處的譜峰也可以看到，無(wú)網(wǎng)孔的普通尾軸承響應(yīng)位移量最大，達(dá)到8.478 mm，增設(shè)網(wǎng)孔后尾軸承位移量逐漸降低，在孔徑為4 mm時(shí)降低程度尤為明顯，只出現(xiàn)了微弱的數(shù)值，為0.193 mm，降幅接近98%。這就可以說(shuō)明尾軸承底部板條的網(wǎng)孔設(shè)計(jì)的確可以降低軸承的位移響應(yīng)，且隨著網(wǎng)孔直徑的增大，對(duì)諧波激勵(lì)的衰減能力就越高。

為了更明確地驗(yàn)證網(wǎng)孔在諧波傳遞路線上的衰減作用，選擇減振效果最好的4 mm網(wǎng)孔直徑的阻尼型尾軸承進(jìn)行深入分析。首先選擇圖5 (b) 所示的軸承底部網(wǎng)孔上下2個(gè)節(jié)點(diǎn)，提取節(jié)點(diǎn)的垂直方向(Y向)的諧響應(yīng)頻率-位移響應(yīng)圖，對(duì)比分析結(jié)果如圖7所示。

圖7 網(wǎng)孔阻尼型尾軸承節(jié)點(diǎn)2、3頻率-位移響應(yīng)曲線Fig.7 Frequency-displacement response diagram of fetch node 2#,3# on mesh damping type stern bearing

從對(duì)比結(jié)果圖中可以發(fā)現(xiàn)，在整個(gè)分析頻帶內(nèi)，網(wǎng)孔上方節(jié)點(diǎn)的位移響應(yīng)幅值都大于下方節(jié)點(diǎn)，在頻率625、655、685、730、760、800 Hz處出現(xiàn)的幾個(gè)譜峰處更加明顯。如頻率625 Hz處，網(wǎng)孔上方節(jié)點(diǎn)2處的響應(yīng)位移幅值為0.380 mm，下方節(jié)點(diǎn)3處的響應(yīng)位移幅值為0.204 mm，降幅超過(guò)46%。這說(shuō)明諧波激勵(lì)經(jīng)過(guò)網(wǎng)孔的傳遞后，響應(yīng)幅值有了很大的衰減。

通過(guò)模態(tài)及諧響應(yīng)分析可以得出在水潤(rùn)滑橡膠尾軸承底部板條上開設(shè)軸向網(wǎng)孔可以有效降低外激勵(lì)下的振動(dòng)響應(yīng)位移幅值。對(duì)這種網(wǎng)孔阻尼型尾軸承的減振機(jī)理可以采用如圖8所示的分析過(guò)程。

圖8 網(wǎng)孔阻尼型尾軸承減振機(jī)理Fig.8 Damping mechanism of mesh damping type stern bearing

從圖8可以得出，軸系工作時(shí)產(chǎn)生的振動(dòng)傳遞到尾軸承時(shí)，振動(dòng)能量都會(huì)被板條阻尼衰減掉一部分，但當(dāng)振動(dòng)能量從網(wǎng)孔阻尼型尾軸承傳遞時(shí)，網(wǎng)孔又會(huì)消耗掉一部分，能夠穿出內(nèi)襯板條的振動(dòng)能量會(huì)更少。更直觀的表現(xiàn)如圖9所示，圖中縱坐標(biāo)y代表結(jié)構(gòu)受到激勵(lì)后的振幅，橫坐標(biāo)t代表響應(yīng)時(shí)間，當(dāng)2種尾軸承受到同樣的初始激勵(lì)，網(wǎng)孔阻尼型尾軸承的振幅更低，衰減時(shí)間更短。

圖9 2種尾軸承振幅-時(shí)間關(guān)系曲線Fig.9 The amplitude-time relationship graph of two kinds of stern bearing

4 網(wǎng)孔阻尼型水潤(rùn)滑橡膠尾軸承試驗(yàn)分析

對(duì)普通尾軸承和孔徑為4 mm的阻尼型尾軸承進(jìn)行振動(dòng)試驗(yàn)，研究對(duì)比2種尾軸承的振動(dòng)響應(yīng)隨載荷和軸轉(zhuǎn)速的變化情況，為水潤(rùn)滑艉軸承的減振設(shè)計(jì)研究提供基礎(chǔ)試驗(yàn)數(shù)據(jù)。普通尾軸承和網(wǎng)孔阻尼型尾軸承的實(shí)物圖如圖10所示，試驗(yàn)機(jī)如圖11所示。

圖10 2種尾軸承實(shí)物圖Fig.10 Two kinds of stern bearing

圖11 SSB-100型船舶尾軸試驗(yàn)機(jī)Fig.11 SSB-100 ship stern shaft testing machine

在試驗(yàn)條件下，環(huán)境振動(dòng)對(duì)2種尾軸承的影響水平是一致的，因此忽略驅(qū)動(dòng)電機(jī)、軸承座等微小振動(dòng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響。根據(jù)艦船軸系實(shí)際運(yùn)轉(zhuǎn)情況，試驗(yàn)臺(tái)軸轉(zhuǎn)速范圍設(shè)計(jì)為40～200 r/min，轉(zhuǎn)速間隔40 r/min，載荷分為0.2、0.3、0.4 MPa共3個(gè)工況。頻率0～1 000 Hz內(nèi)的垂向和橫向振動(dòng)總值如圖12所示。

圖12 2種尾軸承的垂直振動(dòng)總值和橫向振動(dòng)總值Fig.10 Total vertical vibration and lateral vibration of two kinds of stern bearings

由2種尾軸承的振動(dòng)總值圖可以發(fā)現(xiàn)，軸系轉(zhuǎn)速升高，軸承受到的徑向激勵(lì)能量增大，2種尾軸承的振動(dòng)總值都相應(yīng)升高，圖12的垂直、橫向振動(dòng)總值都是同樣的遞增趨勢(shì)；隨著載荷的增大，由于液壓油缸加載方向?yàn)榇瓜颍瓜虺休d方向上的外激勵(lì)能力增大，尾軸承的垂向響應(yīng)幅值也就相應(yīng)增大，如圖12(a)所示，但網(wǎng)孔設(shè)計(jì)產(chǎn)生一定的作用，同等條件下的振動(dòng)衰減能力得到了體現(xiàn)。另外，橫向振動(dòng)總值圖(圖12(b))顯示承載方向上的載荷變動(dòng)對(duì)橫向振動(dòng)的影響很小，有無(wú)網(wǎng)孔的區(qū)別不大。這些試驗(yàn)結(jié)果說(shuō)明水潤(rùn)滑橡膠尾軸承底部承載區(qū)的軸向網(wǎng)孔設(shè)計(jì)雖然對(duì)橫向振動(dòng)衰減不敏感，但對(duì)承載方向的振動(dòng)衰減作用較為明顯，這就可以為后續(xù)更優(yōu)化的板條結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)研究提供了基礎(chǔ)。

5 結(jié)論

1)水潤(rùn)滑橡膠尾軸承底部承載區(qū)的軸向網(wǎng)孔設(shè)計(jì)可以降低軸承固有頻率，網(wǎng)孔直徑為4 mm的尾軸承相較于其他網(wǎng)孔直徑效果更加明顯。

2)在橡膠尾軸承底部板條開設(shè)軸向網(wǎng)孔可以有效地降低受到外激勵(lì)時(shí)的振動(dòng)響應(yīng)幅值。

3)橡膠尾軸承底部板條開設(shè)軸向網(wǎng)孔的設(shè)計(jì)對(duì)垂向振動(dòng)的衰減效果明顯，對(duì)橫向振動(dòng)的衰減不敏感。