基于三維實體仿真模型的氣囊隔振器剛度特性研究

劉 健，何 琳，趙應龍，金 著

(1. 海軍工程大學振動與噪聲研究所，湖北 武漢 430033；2. 船舶振動噪聲重點實驗室, 湖北 武漢 430033)

0 引 言

氣囊隔振器，又稱空氣彈簧，由于其具有尺寸規格小、剛度低、載荷能力強、載荷可調范圍大、固有頻率低等突出優點而被廣泛應用于現代艦艇減振降噪領域[1 – 4]。

JYQN系列氣囊隔振器性能優異，生產周期較長，對產品進行大量的試驗成本較高，故使用有限元建模分析是有效的手段。文獻[5 – 6]建立二維軸對稱模型或三維殼單元模型，均無法表示氣囊隔振器承受多軸應力狀態，且準確度不高和后處理的空間不足。本文以某型JYQN系列氣囊隔振器為研究對象，通過對簾線纏繞角的平衡性分析[7 – 11]，建立氣囊隔振器三維實體模型，并開展氣囊性能測試試驗。

1 三維實體建模仿真技術

1.1 模型簡化

本文以某型氣囊隔振器為研究對象，該型氣囊采用囊式的回轉型結構形式，使用三法蘭一體化結構保證氣囊的密封性，橡膠囊體主要由三部分組成：內膠層、簾布層、外膠層，如圖1所示。橡膠是囊體的基體，簾線是囊體的主要受力部件，簾線增強層包在內外膠層之間，各層之間反向鋪設，呈現各向異性的特點[1，12]。

在保證研究關注性能準確度的情況下，簡化模型結構能大大縮小建模時間，如圖2所示。具體操作如下：將氣囊隔振器的氣孔、氣道、上三法蘭一體化結構與上蓋板結合成一體；將下三法蘭一體化結構與下蓋板結合成一體；將囊壁外層橡膠和內層橡膠設計成一體；將簾線橡膠單獨成型嵌入至囊壁中間。

圖1 回轉型氣囊的結構模型簡圖Fig. 1 Structure model diagram of air spring

圖2 氣囊隔振器簡化模型Fig. 2 Simplification model of air spring

1.2 材料定義

氣囊隔振器的囊壁橡膠材料為氯丁橡膠，骨架簾線為芳綸纖維。文獻[13]對本文研究對象的橡膠和芳綸纖維完成了材料試驗，擬合得到橡膠材料Mooney-Rivlin本構模型的參數及芳綸纖維的伸長模量為：C10=–1.910 MPa，C01=3.546 MPa，D1=0.000 1，ECord=33.882 GPa。

簾線層使用rebar單元仿真，通過內置區域方式嵌入在橡膠囊體內，rebar層基體為橡膠材料，骨架為芳綸纖維，其參數見表1。

表1 氣囊隔振器rebar層參數Tab. 1 Rebar layer parameters of air spring

1.3 網格劃分

在本模型中，氣囊隔振器的上、下蓋板不是關注的重點，故設置其為剛體單元，在劃分網格時，將其設置為縮減積分單元C3D4；囊壁是隔振器主要載荷部分，采用三維實體單元，其內外層橡膠為氯丁橡膠，為保證橡膠材料的各項同性，將其設置為縮減雜交單元C3D8RH；骨架為芳綸纖維，設置為膜單元M3D4R。

在布置種子時，將全局種子尺寸設置為3 mm，在囊壁橡膠主體與垂直部分交接處布置局部種子，其尺寸設為1.5 mm。簾線層網格單元形狀采用以四邊形為主的類型；囊體橡膠網格單元采用掃掠技術設置成六面體形狀，如此保證囊體橡膠網格以簾線層為界線，前后均勻分布。

2 仿真結果

2.1 簾線等效平衡纏繞角仿真結果

建立簾線纏繞角模型，簾線纏繞角的取值范圍是0～π/2。在仿真等效平衡纏繞角時，簾布層以內置區域方式嵌入在囊體內，設置一個分析步，固定其下端截面6個自由度，固定上端截面除X方向其他5個自由度，使用壓強載荷給囊體緩慢充氣至額定氣壓0.75 MPa，囊體充氣后其上端截面位移值變化與簾線纏繞角度關系如圖3～圖6所示。

圖3 簾線按 0°纏繞角纏繞Fig. 3 Cord wound angle: 0 degree

圖4 簾線按 37.2°纏繞角纏繞Fig. 4 Cord wound angle: 37.2 degree

圖5 簾線按 90°纏繞角纏繞Fig. 5 Cord wound angle: 90 degree

圖6 簾線纏繞角-位移曲線Fig. 6 Curve of cord wound angle and displacement

表2 氣壓-載荷仿真值及曲線Tab. 2 Simulation value and curve of pressure and loads

由圖3～圖6及表2可知，隨著纏繞角度的增加，囊體上截面位移值由負變化至正，即由壓縮狀態變化成拉伸狀態，當簾線纏繞角取37.2°時，囊體上截面位移值為0.006 mm。即當氣囊隔振器囊體部分的簾線按37.2°鋪設，囊體在額定載荷條件下的變形很小，其平衡性較好。

2.2 氣壓-載荷特性仿真結果

在使用Abaqus仿真氣壓-載荷特性時，將隔振器上下蓋板固定，使用流體腔單元緩慢給氣囊充氣至設定值，查看上蓋板反作用力值（見表2）。

2.3 垂向靜剛度仿真結果

在仿真垂向靜剛度時，由于氣囊隔振器在性能測試過程中，為保證安全，其內部會安裝限位保護裝置，其內腔體積產生的變化對垂向靜剛度的影響不可忽略，故采用填充比 λ作為體積影響因子，在本模型研究中，考慮填充比 λ=0.5。設置2個分析步，第1個分析步固定上、下蓋板，利用流體腔給氣囊充氣至預設值；第2個分析步給上蓋板軸向位移，并取消激活流體腔，其結果如表3所示。

表3 垂向靜剛度仿真值（N/mm）Tab. 3 Vertical static stiffness simulation value

3 試驗

3.1 試驗對象

選用本文研究型號同批次氣囊隔振器2個，如圖7所示，分別編號為SZ1。

3.2 試驗設備

本試驗主要應用的設備有：MTS彈性體試驗機系統、游標卡尺、百分表和磁座、專用充氣裝置，如圖8所示。

圖7 氣囊隔振器樣機Fig. 7 Air spring prototype

圖8 氣囊隔振器性能測試試驗平臺Fig. 8 Air spring performance test platform

3.3 試驗結果

3.3.1 氣壓-載荷特性

試驗前將氣囊以額定高度154 mm固定在試驗機上，緩慢給氣囊充氣至氣壓預設值，充氣預設值，其壓力變化范圍 0.10～0.80 MPa，步長 0.1 MPa。待壓力和載荷穩定后記錄相應的壓力和載荷值，其結果如圖9所示。

圖9 SZ1 氣壓-載荷特性曲線Fig. 9 SZ1 pressure load characteristic curve

3.3.2 垂向靜剛度

試驗前將氣囊以額定高度154 mm固定在試驗機上，緩慢給氣囊充氣，直到氣囊垂向載荷達到預設值時停止充氣，記錄載荷預設值對應的氣壓作為氣壓預設值，然后進行垂向靜剛度試驗。根據位移和力的峰值計算垂向靜剛度，其結果如表4所示。

表4 垂向靜剛度試驗值（N/mm）Tab. 4 Vertical static stiffness test value

4 仿真與試驗對比分析

4.1 氣壓-載荷特性

氣囊隔振器的氣壓-載荷特性表征隔振器的載荷能力，有限元仿真與試驗結果如圖10所示。

圖10 試驗與仿真模型對比Fig. 10 Comparison between test and simulation model

從圖中可以看出，仿真模型與試驗的氣壓-載荷特性曲線有非常好的重合度，其最大誤差在2%以內；在額定載荷15 kN處，仿真模型與SZ1的誤差為0.53%，表明模型可以很好仿真氣囊隔振器的氣壓-載荷特性。

4.2 垂向靜剛度

從表5可以看出，隨著載荷的增加，氣囊隔振器仿真和試驗的垂向靜剛度都不斷增加，其趨勢有較好的一致性。在充氣內壓或載荷下，仿真與試驗的最大誤差分別為14.68%，12.18%，平均誤差分別為5.44%，4.40%，仿真精度較好。

表5 垂向靜剛度仿真與試驗誤差Tab. 5 The error between simulation and test of vertical stiffness

5 結 語

針對已有文獻氣囊隔振器仿真模型計算準確度不夠、后處理空氣不足的問題，本文使用三維實體單元建立氣囊隔振器仿真模型，通過與試驗結果的對比分析，該模型氣壓-載荷特性的仿真結果與試驗結果誤差分別為0.53%；該模型垂向靜剛度的仿真結果與實驗結果平均誤差分別為5.44%，4.40%。誤差原因分析：在仿真過程中，氣囊的加載是純靜態過程，而在試驗過程中，氣囊的加載是準靜態過程，由于囊壁基體材料橡膠的阻尼特性，導致兩者垂向靜剛度的計算存在一定的誤差。該仿真模型整體精度較好，符合工程應用要求，可為氣囊隔振器設計、檢測節約時間，為氣囊隔振器壽命評估和可靠性分析提供參考、降低成本。