鱼雷动力及推进系统简化建模与振动分析

张 凯, 尹韶平, 曹小娟, 郭 君, 杨 阳



鱼雷动力及推进系统简化建模与振动分析

张 凯, 尹韶平, 曹小娟, 郭 君, 杨 阳

(中国船舶重工集团公司 第705研究所, 陕西 西安, 710077)

为进一步降低热动力鱼雷噪声, 文中提出了一种多激励源激励下的动力及推进系统有限元简化建模和振动响应分析方法。首先建立了包含各隔振环节的有限元模型, 对轴系前后隔振环、动力装置整机隔振圈和联轴器进行建模简化, 通过有限元静力仿真确定各个方向的静刚度; 分别提取动力装置、推进轴系和推进器等激励源对模型的激励力, 并将其施加到有限元模型中; 最后基于模态叠加法求得壳体表面的结构振动响应。文中结论可指导鱼雷隔振设计, 并为进一步的隔振参数优化提供参考。

热动力鱼雷; 动力与推进系统; 隔振; 模态叠加法; 振动响应

0 引言

鱼雷隐身技术主要指降低鱼雷噪声的减振降噪技术, 是影响其命中概率和发射平台生存能力的关键[1]。动力及推进系统的隔振环节包括动力装置的整机隔振圈、弹性花键联轴节、花键联轴套及轴系前后隔振环等。近年来针对热动力鱼雷的减振降噪工作一直是一个重要的研究方向, 取得了较多研究成果。高爱军[2]基于四端参数法对鱼雷动力装置隔振技术进行研究, 提出了隔振圈具体的改进措施; 韩飞等[3]对动力舱段进行简化建模和振动传递特性研究, 研究结果对动力装置的隔振有指导意义; 赵琪等[4]对推进轴系的振动特性进行研究, 编制了鱼雷推进轴系振动特性求解的计算程序; 段勇等[5]对推进轴系的振动控制技术进行研究, 提出了弹性花键联轴器和尾轴金属橡胶隔振装置等的改进措施, 取得了较好的隔振效果; 肖汉林等[6]对鱼雷电机-艉轴系统振动和声辐射特性进行研究, 研究方法为工程设计提供了有效工具; 杨忠超等[7]建立了推进器-轴系-壳体系统动力学模型, 运用三维声弹性理论和三维水弹性声学分析软件, 计算了典型激励力作用下系统的振动特性。目前, 研究对象主要集中在单个舱段或少数隔振环节方面, 研究对象单一, 所选取的激励力没有工程依据, 不具有实际工程价值。鱼雷动力及推进系统是一个相互影响的整体, 应考虑各部分的相互作用, 例如: 动力装置的径向振动会直接影响推进轴系的端部不对中量, 从而改变轴系振动响应结果和振动向壳体的传递; 反之, 联轴器的存在也会在一定程度上降低动力装置的振动幅值; 同样, 推进器也会对推进轴系的振动产生影响。因此, 对鱼雷推进系统隔振整体进行研究更加科学合理。

文中以鱼雷动力及推进系统所有隔振环节为研究对象, 在适当简化的基础上建立系统整体的有限元模型。通过振动台架试验得到动力装置的激励力频谱; 通过轴系台架试验与传递路径分析(transfer path analysis, TPA)技术得到推进轴系的激励力频谱; 通过计算流体动力学(computational fluid dynamics, CFD)仿真得出推进器的激励力结果; 以著名的振动声学软件LMS.Virtual.Lab为平台, 建立包含各隔振环节的有限元模型, 施加相应激励, 并对系统响应结果进行仿真分析。

1 隔振环节简化建模

某型鱼雷动力及推进系统的隔振环节包含前后整机隔振圈、弹性花键联轴节、花键联轴套以及轴系前后隔振环等, 其结构示意参见图1。

1.1 轴系前后隔振环简化建模

推进轴系主要包括前后2处隔振环。前隔振环位于舱体隔板与轴系滚动轴承之间; 后隔振环设置于尾舱壳体与滑动轴承之间。隔振环结构一般由内外2个钢制圆筒及经硫化将内外筒连结为一体的高强度橡胶组成。中间橡胶层会有一定的预压缩量, 表现为隔振环节的刚度非线性, 文中对此不作深究, 仅考虑其为线性变化。

图1 动力及推进系统简化示意图

1.1.1 橡胶材料有限元仿真

在橡胶没有产生大变形情况下, 可使用准静态超弹性本构模型进行仿真。基于连续介质力学的模型一般把弹性体处理成各向同性的超弹性体的均匀变形, 可以很方便地用应变能函数来描述弹性体材料的超弹性特性。据此, 建立有限元模型, 文中选取两参数的橡胶材料Mooney-Rivlin本构模型。

Mooney-Rivlin理论基于下列2种假设:

1) 橡胶是不可压缩的且在变形前各向同性;

2) 简单剪切包括先受简单拉伸再在平面截面上叠加, 简单剪切服从胡克定律。

当材料不可压缩时, 第三不变量应为零, 此时橡胶类非线性材料的应变能函数(Rivlin模型)为

1.1.2 模型简化与仿真

图2 有限元模型静力加载仿真

图3 隔振环简化模型

图4 简化模型静力加载仿真

按照上述方法, 对轴系前、后隔振环进行简化建模, 并将有限元仿真得出的各向刚度系数赋予前、后隔振环简化模型。由于对称性, 只需求出4组数据, 如表1所示。

表1 隔振环静刚度

1.2 联轴节与联轴套简化建模

弹性花键联轴节与花键联轴套功能和原理相似, 在简化处理上不作区分。其简化物理模型如图5所示。

图5 联轴器简化模型

将其视为弹性元件, 不考虑联轴器的质量和阻尼, 使之简化为刚度矩阵模型[9], 可得出作用在联轴器上的外载荷与联轴器位移之间的关系为

表2 联轴器静刚度

1.3 整机隔振圈简化建模

动力装置整机隔振圈一般由金属内圈、橡胶以及金属外圈组成, 其示意图如图6所示。在实际装配中, 其内圈与动力装置连接, 外圈与壳体接触。

图6 整机隔振圈示意图

文中只针对结构简单的环形橡胶隔振圈简化建模, 采用弹簧阻尼单元对隔振橡胶圈进行模拟。弹簧阻尼单元的两端分别于整机隔振圈内圈与外圈固连, 连接方式为刚性约束(Rigids), 坐标系设置同上文所述, 具体简化形式如图7所示。

图7 整机隔振圈简化模型示意图

图8 静力加载仿真

由橡胶材料仿真得出其他各向刚度系数, 为简化计算, 取前后隔振圈参数相同, 汇总如表3所示。动力装置整体隔振圈的各向刚度系数较推进轴系的隔振环小。

表3 整机隔振圈静刚度

2 动力及推进系统激励力提取

2.1 动力装置激励力提取

从图中可看出, 动力装置存在几个明显的共振峰, 且呈现倍频出现的趋势。

图9 动力装置激励力频谱

2.2 推进轴系激励力提取

推进轴系将动力装置输出的扭矩传递给推进器。引起轴系振动因素主要包括不平衡、不对中等。此处通过台架试验TPA技术得出轴系激励力。

轴系振动给隔振环带来的激励力并不能通过试验直接测得, 试验中只能测得某些部位的振动响应频谱。文中以隔振环外侧隔板为测量点, 测得其振动加速度频谱和隔振环内侧到测量点的传递函数, 利用TPA技术得到推进轴系在隔振环支撑部位的激励力频谱。其中, TPA技术可用下式简单描述[10]

图10为提取到的2个隔振环支撑点的激励力频谱。考虑到简化结构的对称性, 各测点的周向响应谱差别不大, 在此认为其周向激励力相同。

图10 轴系激励力频谱

2.3 推进器激励力提取

推进器在工作过程中会对推进系统产生波动的激励力, 但目前的技术水平还无法通过试验直接测得, 在此, 通过流体力学仿真软件CFX仿真得出[11]。该仿真分析基于RANS方程建立推进器非定常力的提取方法, 使用多块结构化网格, 将推进器划分为转子区域、定子区域和外围区域等, 各块之间采用非匹配的交界面技术实现数据交换。在进口边界和外场给定来流速度和湍流度, 在出口边界设置压力值和湍流度, 推进器表面为无滑移壁面边界条件。首先进行定常计算, 收敛后再进行非定常计算, 设置非定常计算工况如表4所示。

表4 非定常计算工况

2.3 激励力施加方法

动力装置激励点为发动机质心位置, 质心与发动机刚性连接; 推进轴系激励点为前后隔振环中心位置, 中心点与轴内环面刚性连接; 推进器激励点为安装花键轴中心位置, 同样与轴内环面固连; 3个激励点位置见图11。

图11 激励点位置示意图

3 振动特性分析

动力及推进系统简化后的有限元模型如图12所示。图中: 壳体、轴系和动力装置采用六面体网格单元CHEXA, 共207 204个; 推进器采用四面体网格单元CTETRA, 共39 806个; 刚性连接单元采用RBE2单元, 共44个, 如图12中黄色所示; 另有20个6向刚度弹簧阻尼单元, 并将上文中所得各向刚度系数赋予弹簧阻尼单元, 便可得出推进系统的有限元模型。

图12 动力及推进系统有限元模型

3.1 模态分析

对有限元模型进行模态求解, 采用Nastran求解器, 求解方法为Lanczos法。对需要施加加速度频谱的动力装置的质心位置采取单点约束, 释放平动自由度, 约束转动自由度, 表5为各阶固有频率及振型描述。

表5 各阶固有频率及振型

前3阶模态阵型图如图13所示。

3.2 振动响应分析

基于模态叠加法求得结构的振动响应, 设置各阶模态阻尼为3%。从300 Hz、600 Hz和900 Hz的壳体振动响应云图可以明显看出, 壳体上振动响应的分布具有区域性, 一些区域振动响应始终偏大, 而其他区域响应较小, 如图14所示。

将推进器到动力装置之间的壳体划分为4段, 每段取一个点作为响应的输出点, 从后向前分别定义为1、2、3、4点, 可得出各点在不同坐标方向上的加速度级响应频谱, 各点位置如图15所示。

图13 前3阶模态阵型图

图14 结构振动响应云图

图15 响应点位置示意图

各点在一定方向上的加速度级响应频谱如图16所示。

图16 结构振动响应频谱图

4 结论

文中从热动力鱼雷动力及推进系统隔振环节的等效简化开始, 建立整个推进系统动力学有限元模型, 提取动力装置、推进轴系和推进器对模型的激励, 并求解对应激励下的结构响应。从文中分析得到以下结论:

1) 动力及推进系统中所涉及的所有隔振环节都可用弹簧阻尼单元简化建模;

2) 动力装置对模型的结构振动响应贡献量最大, 是隔振、减振工作的重点, 需寻求更加高效的隔振措施;

3) 推进器的推力波动造成的激励相比动力装置的激励效果, 完全可以忽略。

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Simplified Modeling and Vibration Analysis of Power and Propulsion System for Torpedo

ZHANGKai, YIN Shao-ping, CAO Xiao-juan, GUO Jun, YANG Yang

(The 705 Research Institute, China Shipbuilding Industry Corporation, Xi’an 710077, China)

To reduce the noise of a thermal power torpedo, a method for simplified finite element modeling and vibration response analysis of its power and propulsion system excited by multiple excitation sources is proposed. The finite element model including each vibration isolating link is established. Simplified modeling of the front and rear vibration isolating rings of shafting, the vibration isolating rings of whole power plant and the coupler is carried out, and the static stiffness in each direction is determined by finite element static simulation. Then, the exciting forces of engine, propulsion shafting system and propeller on the model are extracted and applied to the finite element model. The structural vibration response of the shell surface is obtained based on the modal superposition method. This study may provide a reference for design of torpedo vibration isolation and further optimization of vibration isolation parameters.

thermal power torpedo; power and propulsion system; vibration isolation; modal superposition method; vibration response

TJ630.32; O328

A

2096-3920(2019)02-0217-08

10.11993/j.issn.2096-3920.2019.02.015

张凯, 尹韶平, 曹小娟, 等. 鱼雷动力及推进系统简化建模与振动分析[J]. 水下无人系统学报, 2019, 27(2): 217-224.

2008-09-21;

2008-10-28.

张 凯(1992-), 男, 在读硕士, 研究方向为武器系统与运用工程.

(责任编辑: 许 妍)