带限位隔振系统冲击响应分析

刘海超， 闫 明*， 张春辉， 刘慧芳

(1.沈阳工业大学 机械工程学院， 辽宁 沈阳 110870； 2.海军研究院， 北京 100161)

0 引 言

水面舰艇尤其是潜艇的威胁主要来自于水中的非接触爆炸，爆炸冲击波会使艇体和艇内设备受到强冲击作用[1-2]。目前，各国海军普遍在船体与设备之间添加隔振器，既能降低设备的振动和噪声又能增强设备的抗冲击能力[3]。一般来说，隔振器的缓冲变形量越大，其抗冲击能力就越强。为具有良好的隔振缓冲性能，隔振系统的固有频率一般都较低、加速度幅值较小[4-5]，但设备的相对位移却较大，可能会超过设备与外界连接部件的允许值，甚至会超过隔振元件本身的变形范围[6-7]。为防止舰艇设备受到冲击时的位移超过允许范围，通常在被隔振设备上安装限位器[8-9]。

限位器一方面是为保护隔振器中的弹性元件，另一方面是为了保护如挠性管接头、弹性联轴器等挠性连接元器件[10-11]。在冲击过程中带限位的隔振系统刚度往往发生突变，据此可判断带限位隔振系统是非线性系统[12-13]。同时，限位器一旦发挥作用，如果刚度不合理，较易引起较大的二次冲击[14]，造成设备的冲击破坏。因此，对限位器结构和刚度参数进行分析与设计具有重要意义。

首先借助ANSYS中的弹簧间隙单元建立带间隙的限位隔振系统仿真计算模型，然后进行仿真计算，分析限位器刚度对隔振系统抗冲击性能的影响，最后对限位隔振系统冲击响应过程进行分析，揭示二次冲击的产生机理。所得结论旨在为舰载设备用限位隔振系统的设计提供借鉴与指导。

1 带限位隔振系统

1.1 物理模型

将实际舰船设备用限位隔振系统进行适当简化，绘出如图1所示的带限位隔振系统的物理模型。图1中：隔振器上下两端分别与被隔振设备和基座相连接，主要起支撑和隔振作用；限位器对称安装在被隔振设备的两侧，主要起限位和隔冲作用。同时限位器与被隔振设备之间留有一定的安装间隙，这样能够保证在未受冲击作用时隔振系统具有良好的振动性能。M为设备的质量；k隔和c隔分别为隔振器的刚度和阻尼；k限和c限分别为限位器的刚度和阻尼。

图1 带限位隔振系统的物理模型

1.2 有限元模型

当隔振器的弹性元件变形较小时，设备未与限位器发生接触，限位器不发挥作用；当隔振器的变形量大于限位器安装间隙时，设备与限位器发生接触，此时限位器压缩吸能，从而限制设备产生过大位移。根据图1中的限位隔振系统的物理模型并利用ANSYS中带间隙的弹簧单元构建如图2所示的有限元模型。图2中：1为CO-MBIN 14线性弹簧单元，用来设置隔振器的刚度和阻尼；2和3为上下对称布置的COMBIN 40带间隙的弹簧单元，分别用来设置上、下限位器的刚度、阻尼和安装间隙；实心圆点D和D′为MASS 21质量单元，用来设置被隔振设备的质量；空心圆点A、B和C为各部分节点；箭头表示冲击载荷的加载位置和加载方向。在该有限元模型中，各参数相互独立，可分别对各参数进行设置，便于计算分析。

图2 借助间隙单元的仿真计算模型

1.3 冲击载荷

参考德国BV 043-1985的设计标准，将三折线谱信号转换为图3中的正负双半正弦波时域冲击载荷，该载荷由正负两个面积相等的半正弦波组成。图3中：横坐标为时间，纵坐标为加速度；V1、V2分别为正、负波速度；A1、A2分别为正、负波加速度峰值；t1、t2分别为正、负波的冲击加载时间。

图3 正负双半正弦波冲击载荷

基于实船爆炸试验的实测数据以及相关理论推导，本次计算采用正波幅值为160g、负波幅值为58.36g、正波时间为4.6 ms、负波时间为12.6 ms的正负双半正弦波进行加载。

2 仿真计算与结果分析

被隔振设备质量为400 kg，选用6JX-400型橡胶隔振器作为限位隔振系统的隔振装置，隔振器的动刚度为1 010 N/mm，阻尼比为0.06，具体性能参数如表1所示。

表1 6JX-400型橡胶隔振器性能参数

选取限位器的阻尼比为0.1，单侧安装间隙分别取10 mm、15 mm和20 mm，计算在每种安装间隙下被隔振设备的相对位移响应和加速度响应随刚度比增加的变化规律。其中：限位器的安装间隙指被隔振设备到限位器之间的单侧距离；刚度比指限位器刚度与隔振器刚度的比值，即k限/k隔，当刚度比k限/k隔取值在1～10时称此时的限位器为小刚度限位器，当刚度比k限/k隔取值大于10时称此时的限位器为大刚度限位器；相对位移是指被隔振设备相对于基座的位移。

当刚度比k限/k隔分别取1、4、9、16、25、36、49、64、81、100时，设备的相对位移响应和加速度响应曲线如图4和图5所示。

图4 相对位移响应规律曲线

图5 加速度响应规律曲线

由图4和图5可知：对于不同的安装间隙，设备的相对位移响应和绝对加速度响应随刚度比增大分别具有相似的变化趋势，因此对其中某一间隙进行分析即可。

由图4可知：被隔振设备相对位移响应随刚度比的增大而逐渐减小。在刚度比较小的情况下，相对位移响应随刚度比的增大而快速减小；在刚度比较大的情况下，相对位移响应随刚度比的增大而缓慢减小。

由图5可知：被隔振设备的加速度响应随刚度比的增大而逐渐增大。在刚度比较小的情况下，加速度响应随刚度比的增大而快速增大；在刚度比较大的情况下，加速度响应随刚度比的增大缓慢增大，而且当刚度比达一定值时，不同间隙条件下的加速度响应的最大值趋于一致。

为进一步分析小刚度限位器对系统冲击响应的影响规律，取刚度比k限/k隔值为1～10进行冲击响应计算，被隔振设备的相对位移响应和加速度响应变化曲线如图6和图7所示。

图6 小刚度限位时设备的相对位移响应曲线

图7 小刚度限位时设备的加速度响应曲线

由图6和图7可知：对于小刚度限位器，被隔振设备的相对位移响应随着刚度比的增大呈现近似线性减小的趋势，即对于小刚度限位器而言增加刚度比能够有效减小相对位移响应；但被隔振设备的加速度响应随着刚度比的增大近似线性增大，与相对位移响应呈负相关。因此，为了保证限位隔振系统具有一定的隔冲性能，在设计限位隔振系统时，应综合考虑被隔振设备的相对位移响应和加速度响应，使隔振系统具备良好的限位和隔冲性能。

为进一步分析限位隔振系统的冲击响应特性和限位器的作用机理，保证橡胶隔振器的刚度阻尼比等参数不变(见表1)，选取限位器安装间隙为15 mm，限位器与隔振器的刚度比k限/k隔值为2、16、64进行冲击仿真计算。图8和图9分别为3种工况对应的相对位移响应和绝对加速度响应的时域曲线。

图8 相对位移响应时域曲线

图9 加速度响应时域曲线

由图8和图9可知：相对小刚度限位器，大刚度限位器能够有效限制相对位移响应，但同时引起加速度响应快速增大，剧烈变化。与此同时，无论限位器刚度大或小，相对位移响应与加速度响应最大值都出现在了第2个峰值，即产生了二次冲击，这是由于传统的限位隔振系统为一个强非线性系统，限位器材料为橡胶、聚氨酯等超弹性材料，具有良好的弹性变形能力。当被隔振设备向下运动碰撞到下限位器时，限位器发生弹性变形吸收系统动能，随着被隔振设备反向运动，下限位器恢复形变释放储存的能量，此时这部分能量与冲击激励的负波能量叠加后作用在上限位器造成了更剧烈的二次碰撞，并且限位器刚度越大，二次冲击越剧烈。

对于传统限位隔振系统，不能为了降低相对位移而无限增大限位器的刚度，还应保证加速度响应不能过高，因此，需合理匹配限位器参数，或选用新型大阻尼限位结构改善二次冲击的影响进而提高隔振系统的隔振抗冲性能。

3 结 论

分析限位隔振系统刚度参数变化对被隔振设备抗冲击性能的影响，进一步揭示传统限位器的限位机理，得出如下结论：

(1) 在安装间隙一定时，随限位器刚度的逐渐增大，被隔振设备的相对位移响应逐渐减小，但是加速度响应迅速增大，二者呈负相关，建议采用传统限位器进行限位，必须合理衡量限位距离与加速度响应最大值之间的关系，保证隔振系统在限位的同时具有较好的抗冲击性能。

(2) 带限位隔振系统产生二次冲击的原因是：被隔振设备向下运动碰撞到下限位器，限位器发生弹性变形并吸收系统动能，然后随着被隔振设备反向运动，下限位器恢复形变释放储存的能量，此时这部分能量与冲击激励的负波能量叠加后作用于上限位器，进而造成了更为剧烈的二次碰撞，即二次冲击，并且限位器刚度越大，二次冲击越剧烈。

(3) 对于传统限位隔振系统，无论限位器刚度大或小，均会出现二次冲击问题，建议在设计限位隔振系统时合理匹配限位器参数，保证二次冲击加速度峰值在被隔振设备所能承受的范围内。同时，为了有效改善二次冲击，可选用阻尼系数较大的吸能材料或设计具有黏滞阻尼的限位装置作为新型限位器。