復(fù)合結(jié)構(gòu)氣囊隔振器動(dòng)靜態(tài)特性試驗(yàn)研究

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)度降低等問題，技術(shù)難度相對較大；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)對橫向剛度造成很大影響[4-5]。王麗娜[6]對該雙層結(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]針對國內(nèi)汽車空氣彈簧的市場需求，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程，并對成品各項(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，目前對于復(fù)合式氣囊的研究相對較少。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，可通過充氣接口對氣囊進(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)

對氣囊和復(fù)合氣囊進(jìn)行對比試驗(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。對硬彈性層試樣進(jìn)行剛度測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，步長為0.2 MPa。記錄在充氣過程中不同氣壓所對應(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)的充氣過程中，對硬彈性層變形量進(jìn)行實(shí)時(shí)測量，其變形量通過測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。為便于測量，試驗(yàn)測點(diǎn)選擇隔振器四角，對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?，而試?yàn)測量充氣前后高度時(shí)采用游標(biāo)卡尺手動(dòng)測量，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。因此可通過增大硬彈性層硬度來提高復(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。

對額定氣壓下的載荷變形曲線進(jìn)行等間隔采樣，則對第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)對隔振器施加簡諧激勵(lì)，激勵(lì)頻率為3.0～5.0 Hz，頻率步長為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剑瑵M足設(shè)計(jì)需求。