安装偏差对弹性通舱管件隔振性能的影响试验

潘国雄，靖红顺，刘土光

（1．武昌船舶重工有限责任公司，湖北武汉430060;2．华中科技大学，湖北武汉 430074）

0 引言

最近，我们对具有代表性的DN32液压管路和DN125海水管路通舱管件进行了改进设计，经有限元数值仿真和台架试验发现:在过流件和安装件之间嵌入减振橡胶，能有效降低管路系统振动通过通舱管件向舱壁和船体的传递［2］。为了实现弹性通舱管件的上船安装，并达到弹性通舱管件原定的减振技术要求，进一步对其开展了弹性通舱管件安装偏差对隔振性能影响的试验研究。为此，根据实艇管路通舱管件安装可能会出现的偏差情况，对DN32弹性通舱管件设计并实现一定的工艺安装偏差，并进行振动测试。通过试验测试，评判不同的安装偏差对DN32弹性通舱件隔振性能的影响。

1 安装偏差设定与实现

1.1 安装偏差设定

根据实艇管路通舱管件安装可能出现的偏差情况，特设计了轴向安装偏差、角度安装偏差及组合安装偏差［3］，如图1所示。图中实线为精确安装，虚线为偏差安装。

图1 安装偏差示意图Fig．1Sketch map of installation deviation

根据DN32刚度数值仿真计算结果，在实艇现有安装工艺偏差控制能力的基础上，适当扩大了工艺偏差值。试验测试时所设计的工艺偏差值为:①轴向安装偏差δ为1mm和3 mm;②角度安装偏差α为1°，3°，5°，7°;③组合安装偏差，则根据试验时的实际情况，设计轴向与角度组合安装偏差。

1.2 安装偏差实现

根据数值仿真的结果可知，在弹性通舱件精确安装的基础上，要实现偏差安装需要很大的外力。因此，实现工艺安装偏差必须设计合理的工装件，该工装件既要能施加很大的载荷，也要对被测试件的影响尽可能的小。在实验中，采用钢索来实现力的传递，由于钢索的刚度较小，且只传递拉力，不传递弯矩、压力等其他类型载荷，这样对原始模型的影响可以降低到最小。具体的偏差实现方法有3种。

1）轴向偏差

实现轴向偏差工装件包括钢索、可调式的支撑架及预紧螺母。图2所示为正确安装施加轴向偏差的工装件，安装完成后利用可调式支撑架上螺栓的旋转在平面2个自由度内微调施力点位置的机构，通过旋转螺栓来调整可调式支撑架上的施力点，并采用2个百分表来监测通舱管件的角度偏差（如图3所示），使其只产生轴向偏差，而没有其他方向上的线变形。以确保施力点在弹性通舱管件的轴线上。

轴向偏差达到预先设定值后，停止预紧，开始实验测试。

2）组合偏差

组合偏差的实现和轴向偏差基本一致，唯一区别是在实现组合偏差中的角度偏差时，通过平行移动可调式支撑架的基座，使施力点不在弹性通舱件的轴向上。这样在旋转预紧螺栓时，通舱件除了会产生轴向偏差，同时也会有角度偏差。如图3所示，轴向偏差可用百分表A测量得到，角度偏差可用百分表B和C测量计算得到。此时的角度偏差可能既不在水平面内，也不在铅垂面内。

3）铅垂面内的角度偏差

实现角度偏差工装件包括钢索、支撑架及预紧螺母。在正确安装支撑架时，应尽可能确保通舱件只在铅垂面内出现转角，在水平面内基本不产生。由于施力方向基本上位于铅垂面内且和通舱件的轴线垂直，因此在施加角度偏差时，通舱件基本没有轴向偏差。

如图4所示，采用百分表C监测通舱件在水平方向上的角度偏差，百分表A和B分别顶在通舱件位于舱壁的两端，用于记录弹性通舱件在被向上拉伸时2个被测断面在铅垂面内的移动距离。利用扳手旋转预紧螺栓则可实现角度偏差。角度偏差达到预先设定值后，停止预紧，开始实验测试。

2 隔振性能试验［2］

2.1 隔振性能试验测试与分析方法

隔振性能试验系统包括耐压舱壁模型、试验台架及振动测量系统。振动测量系统包括信号发生器、功率放大器、激振器、加速度传感器、电荷放大器、数据采集器及计算机等。整个系统如图5所示。

图4 角度偏差实现示意图Fig．4Sketch map of angle deviation realization

图5 隔振性能试验系统Fig．5Performance of vibration isolation test system

在弹性通舱管件上施加各种不同的工艺偏差后，振动能量从弹性通舱件向舱壁上传递的量级将发生改变。通过测量不同工艺偏差下舱壁上的振动量级，以评判各种不同工艺偏差对弹性通舱件的隔振性能的影响。为了实现此目的，本实验首先测量并计算通舱件在没有工艺误差条件下（以下称为自由状态），舱壁上的振动加速度级;然后测量并计算不同工艺偏差下，舱壁上的振动加速度级，并与自由状态下的结果进行比较，以分析工艺偏差对隔振性能的影响。

在弹性通舱管件周围的耐压舱壁上均匀布置4个加速度传感器，并连接整个测试系统（如图5所示）。在相同的激励条件下进行试验，分别测量测点处3个正交方向（轴向，周向和径向）的振动加速度。然后，采用合适的工装件实现预先设定的安装工艺偏差，并测量相同测点处的加速度响应。

2.2 试验数据处理

每一次测试都有多个测点，而每个测点处的结构刚度不完全一致，因此，在各个测点处测量得到的加速度响应不完全一致。这就造成无法用1个测点的数据来评价弹性通舱件的隔振性能。同时，由于测点是围绕通舱件均匀分布，它们的振动幅值可以代表不同方向上振动能量从激励处向外传递的情况。因此，所有测点振动能量的平均值可以用来评价通舱件的隔振性能。设各点的振动加速度级为L1，L2，…，Ln，从能量平均的角度出发，可以得到平均振动加速度级计算公式［4］:

由于在1种激励方向下各个测点测试了3个正交方向的加速度响应，且3个正交方向上的能量是相互独立的，为了便于多种工况测试结果的比较，将3个正交方向的振动加速度响应按能量进行求和，作为在一种激励情况下，振动从激振点通过弹性通舱管件传递到模型舱壁上的振动量级。其总振级求和公式为［5］:

式中:LA，LZ，LJ分别为在轴向、周向和径向测试得到的平均振动加速度级。

根据确定好测试顺序进行振动测试，各个测点处的振动加速度级计算频率范围:10 Hz～10 kHz，各测点的平均加速度级及总振级分别按照式（1）和式（2）计算。

实验过程中，很难保证不同激励系统输出力的频谱特性及量级完全一致。因此，为了能比较，特将各个测点得到的振动加速度频谱按照输入的力谱进行归一化处理，即所有测点的振动加速度频谱除以输入的力谱。这样得到的归一化加速度振动级就和激励信号的量级及频谱特性无关，其实质上就是各个测点相对于激励点的跨点导纳H（ω），相应的计算公式如下:

式中:SAA（ω）为测点处振动加速度响应自功率谱密度;SAF（ω）为测点处振动加速度响应与激振力的互功率谱密度。

2.2.1 无安装偏差

为了能准确比较各类安装偏差的隔振性能，首先对弹性通舱管件无安装偏差（自由状态）进行了激振试验，其试验结果列于表1。

2.2.2 轴向偏差

在现场实现偏差时，由于与设定值完全一致比较困难，因此根据图3百分表A的数据确定的实际轴向偏差值δ分别为1.07mm和3.04 mm。测试结果见表2，弹性通舱件所有测点归一化的典型平均加速度频谱如图6所示。

由图6可以看出，无论是轴向激励还是水平激励时，其平均加速度谱均比无安装偏差时大，而轴向安装偏差为1.07 mm和3.04 mm时当频率低于3 000 Hz，二者的加速度谱十分接近，但当频率大于3 500 Hz，则二者的均加速度谱相差较大。

2.2.3 组合偏差

组合偏差实现时，组合偏差中的轴向偏差值可直接从百分表A（图3）读出。根据百分表A的数据，实际的轴向偏差值δ分别为2.00 mm和3.07 mm。

在实现组合偏差时，通舱件钢件部分发生偏转。其钢件的刚度相对于橡胶部分要大几个量级，因此可以近似将其处理为刚体。由于在旋转时，其旋转中心难以确定，因此，在舱壁模型两侧设置测点，用百分表在2个正交方向上测量偏移量（如图7所示）。2个测点间距L=L1+t+L2=120+13+210=343 mm，其中，t为舱壁模型壁厚，L1和L2为模型两侧测点到舱壁的距离。由图7可知:

则其角度偏差可通过三角关系得计算公式为

组合偏差测量计算结果见表3。

针对这2种状态，分别进行振动测试，测试结果见表4，弹性通舱件所有测点归一化的典型平均加速度频谱如图8所示。

由图7可以看出，无论是轴向激励还是水平激励时，其平均加速度谱均比无安装偏差时大，而组合安装偏差为轴向2.00 mm、倾斜角度0.95°和轴向偏差3.07 mm、倾斜角度2.44°时，当频率低于3 000 Hz，二者的加速度谱十分接近;但当频率大于3 500 Hz，则二者的平均加速度谱相差较大，且后者加速度谱值明显大于前者。

2.2.4 角度偏差

在实现纯角度偏差时，应确保通舱管件不发生水平方向的偏移，只在铅垂面内发生转动。实测数据显示，3个角度偏差状态实验测量时，水平偏移量在0.25 mm以内，其数值要比铅垂面内的偏移量小1～2个量级。因此，可以忽略水平方向的转角，而认为通舱管件只在铅垂面内发生角度偏差。和组合偏差类似，在舱壁模型两侧设置测点，用百分表在通舱件最上端测量偏移量。2个测点间距L=L1+t+L2= 125+13+210=348 mm，2个偏移量测点的测量结果记为dA和dB。由此，偏转角度可由式（4）计算得到，其测量结果列于表5。

图8 具有不同组合偏差与无偏差弹性通舱管件所有测点归一化的典型平均加速度谱比较Fig．8Typical average acceleration apectrum of all elastic pipe through bulkhead test with different combinatorial deviation and no deviation

针对这4种状态，分别进行振动测试，测试结果见表6，弹性通舱件所有测点归一化的典型平均加速度频谱如图9所示。

由图9可明显看出，无论是轴向激励还是水平激励时，其平均加速度谱均比无安装偏差时大，且随着角度偏差值的增大，其平均加速度谱也增大，但角度偏差α=0.99o与α=2.96o时的平均加速度谱十分接近。

3 结果分析

本试验是利用激振器对弹性通舱件进行振动激励，通过在舱壁上测量得到的振动量级来评判不同工艺误差对弹性通舱件隔振性能的影响。在结果比较中，可以认为正确安装的自由状态是进行振动量级比较的基础，即考察不同工艺误差下，在舱壁上测量并计算得到振动加速度总级与自由状态比是变大还是减小。振动级变大则意味着弹性通舱件的隔振性能变差，反之则意味着弹性通舱件的隔振性能变得更好。

通过分别针对轴向偏差、组合偏差和角度偏差等工况得到的振动加速度总级进行整理，并将最终结果分别列于表7。在表7中同时给出了各种不同工艺偏差与自由状态下测试得到振动加速度总级的增量，即增量（dB）为工艺偏差下振动加速度总级（dB）与自由状态下振动加速度总级（dB）之差。

图9 具有不同角度偏差与无偏差弹性通舱管件所有测点归一化典型平均加速度谱比较Fig．9Typical average acceleration apectrum of all elastic pipe through bulkhead test with different angle deviation and no deviation

为了得到工艺偏差状态下的插入损失，同时将本次试验的测量结果与刚性通舱件的测量结果进行了比较，结果也分别列于表7中。刚性通舱件的测量结果参见文献［6］，按照式（2）可得到3个正交方向的振动加速度响应的能量总级。

从表7中可以看出，随着工艺偏差值的增加，不论是轴向偏差还是角度偏差，工艺偏差所造成的振动加速度级增量也随之变大。这意味着在安装过程中的工艺偏差会使得弹性通舱件的隔振性能变差。

4 结语

通过以上试验数据和分析，可得到一些有益的结论:

1）在各种不同的激励情况下，在通舱管件无安装偏差下测试得到的归一化振动加速度级频谱曲线在大部分频段上要小于在偏差状态下得到的振动加速度级。

2）工艺偏差影响插入损失的大小。在轴向偏差及组合偏差工况下，10 Hz～10 kHz范围内的插入损失达到10 dB。纯角度工艺偏差工况下，1°和3°的插入损失达到10 dB，而5°和7°的插入损失达不到10 dB。

3）在纯轴向偏差状态下，当偏差值约1 mm时，各种激励工况下的振动加速度级增量只有2 dB多;而当偏差值达到3 mm时，各种激励工况下的振动加速度级增量最大达到5.18 dB。

4）在纯角度偏差状态下，当角度偏差约为1°时，各种激励工况下的振动加速度级增量最大约4.07 dB;而角度偏差为3°和7°时，振动加速度级增量就分别超过了7 dB和10 dB，这表明角度偏差值变大时，弹性通舱件的隔振性能恶化了。

5）在组合偏差下，当δ=2.00 mm，α=0.95°时，振动加速度级增量最大为2.58 dB;而当δ=3.07 mm，α=2.44°时，振动加速度级增量达到了5.45 dB，其隔振性能要略差于纯轴向偏差δ=3.04 mm时的状态。

6）如果以插入损失达到10 dB为限，则应以δ= 3 mm和α=3°偏差值为实际允许的安装偏差上限。

致谢:本隔振性能试验得到华中科技大学船舶与海洋工程学院李天匀、李威、朱翔和刘敬喜等老师的热忱支持与帮助，值此表示衷心感谢!

［1］朱石坚，何琳．船舶机械振动控制［M］．北京:国防工业出版社，2006:26－27．

［2］金翔．中国国防科学技术报告——弹性通舱管件的研制［R］．武汉:中国船舶重工集团公司公司国营四三八厂，2008．

［3］金翔，胡毅，靖红顺．中国国防科学技术报告——弹性通舱管件安装工艺研究［R］．武汉:中国船舶重工集团公司公司国营四三八厂，2009．

［4］赵玫，周海亭．机械振动与噪声学［M］．北京:科学出版社，2005．

［5］王佐民．噪声与振动测量［M］．北京:科学出版社，2009．

［6］DN32与DN125弹性通舱件振动特性检测报告［R］．武汉:中国船舶重工集团公司公司国营四三八厂，2008．