習(xí)毅　李寶仁　萬步炎　許靖?jìng)?/p>

摘要：針對(duì)串聯(lián)囊式壓力脈動(dòng)衰減器脈動(dòng)抑制性能計(jì)算方法精度不高且脈動(dòng)抑制機(jī)理尚不明確的問題，在采用微穿孔理論計(jì)算微穿孔板聲阻抗的基礎(chǔ)上，提出了改進(jìn)的聲固耦合聲學(xué)有限元法來獲得串聯(lián)囊式衰減器的脈動(dòng)抑制特性，得到了系統(tǒng)工作壓力、充氣壓力、主要結(jié)構(gòu)參數(shù)、氣囊材料等對(duì)壓力脈動(dòng)衰減特性的影響規(guī)律。實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了所提計(jì)算方法及理論分析結(jié)果的正確性。

關(guān)鍵詞：壓力脈動(dòng)；衰減器；傳遞損失；振動(dòng)噪聲

中圖分類號(hào)：TG138

DOI：10.3969/j.issn.1004-132X.2023.08.009

Pulsation Suppression Characteristics of In-lined Bladder Style Pressure Attenuator

XI Yi1 LI Baoren2 WAN buyan1 XU Jingwei1

Abstract： Aiming at the problems for low accuracy of the calculation method for pulsation suppression performance and unclear pulsation suppression mechanism of in-lined bladder style pressure pulsation attenuator（bladder attenuator）， an improved acoustic-solid coupling finite element method was proposed to calculate the pulsation suppression characteristics of bladder attenuator， which was based on the acoustic impedance calculation of micro-perforated plates by micro-perforation theory. The effect laws of system operating pressure， inflation pressure， main structural parameters， and bladder material on the pressure pulsation suppression characteristics were studied. The correctness of the proposed calculation method and theoretical analysis results were verified by experiments.

Key words： pressure pulsation； attenuator； transmission loss； noise and vibration

0 引言

隨著液壓系統(tǒng)朝著高功率、高壓力、大流量方向發(fā)展，液壓系統(tǒng)流體壓力脈動(dòng)所致的振動(dòng)與噪聲越來越明顯，嚴(yán)重影響液壓系統(tǒng)和液壓元件的可靠性，并危害附近工作/生活人員的身體健康［1-4］，因此有必要減小液壓系統(tǒng)的壓力脈動(dòng)。

在液壓管道系統(tǒng)上安裝壓力脈動(dòng)衰減器是一種廣泛使用的抑制流體壓力脈動(dòng)的方法［5-6］。按衰減壓力脈動(dòng)的原理，壓力脈動(dòng)衰減器可分為抗性、阻性及阻抗復(fù)合型。擴(kuò)張式消聲器［7］、Helmholtz共振器［8］等抗性衰減器利用聲波通過不連續(xù)截面時(shí)發(fā)生的反射、干涉及共振等聲學(xué)現(xiàn)象來消耗聲能；阻性消聲器利用聲波通過小孔或阻性材料（穿孔板結(jié)構(gòu)［9］、吸聲材料［10］）時(shí)和壁面發(fā)生的摩擦，將聲能轉(zhuǎn)化為熱能耗散掉；阻抗復(fù)合式衰減器是上述兩種結(jié)構(gòu)的組合。

液壓系統(tǒng)具有結(jié)構(gòu)緊湊、壓力脈動(dòng)頻率一般較低的特點(diǎn)，因此傳統(tǒng)的抗性及阻性衰減器難以有效抑制液壓系統(tǒng)的壓力脈動(dòng)。串聯(lián)囊式壓力脈動(dòng)衰減器（囊式衰減器）是一種新型阻抗復(fù)合式衰減器，具有衰減頻帶寬、體積小、工作壓力高的特點(diǎn)，是一種用來衰減液壓系統(tǒng)壓力脈動(dòng)的理想設(shè)備，因此學(xué)者們進(jìn)行了一系列的研究來認(rèn)識(shí)該類衰減器的衰減特性。MAREK等［11］提出了線性多模態(tài)模型來預(yù)測(cè)囊式衰減器的聲學(xué)性能，并研究了溫度、氣囊質(zhì)量等參數(shù)對(duì)脈動(dòng)抑制性能的影響。GRUBER等［12］以最佳脈動(dòng)抑制性能為優(yōu)化目標(biāo)，進(jìn)行了串聯(lián)衰減器氣囊的最佳充氣壓力及某些結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)設(shè)計(jì)。XI等［13］提出了聲-固耦合聲學(xué)有限元法（FEM）來計(jì)算囊式衰減器對(duì)壓力脈動(dòng)的抑制性能。孔德有［14］設(shè)計(jì)了抑制海水管道壓力脈動(dòng)的大口徑氣囊式消聲器，他們將穿孔板后腔的氣固液三相介質(zhì)等效為一定密度和波速的介質(zhì)后，采用聲學(xué)計(jì)算軟件研究消聲器的脈動(dòng)抑制性能。

現(xiàn)有針對(duì)囊式衰減器的研究主要集中在脈動(dòng)抑制性能的計(jì)算方法及通過算法對(duì)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。囊式衰減器主要設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)其衰減特性影響規(guī)律的研究尚不充分，且理論計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一定誤差，這限制了該類衰減器的設(shè)計(jì)與優(yōu)化，最終致使該類衰減器的設(shè)計(jì)大多憑借經(jīng)驗(yàn)，且往往難以達(dá)到預(yù)期的設(shè)計(jì)效果。因此，本文提出改進(jìn)的聲-固耦合聲學(xué)有限元法來求解囊式衰減器的壓力脈動(dòng)抑制性能，并采用該方法研究了囊式衰減器的主要設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)其衰減特性的影響規(guī)律。

1 囊式衰減器結(jié)構(gòu)及脈動(dòng)抑制性能計(jì)算方法

1.1 囊式衰減器結(jié)構(gòu)

如圖1所示，串聯(lián)囊式壓力脈動(dòng)衰減器主要由進(jìn)口、出口、橡膠隔膜、微穿孔板、穿孔支撐、密封圈、外殼等組成。外殼和橡膠隔膜組成的一個(gè)封閉空間在充入氣體后稱為“氣囊”。液壓系統(tǒng)開始工作時(shí)，氣囊內(nèi)的氣體壓力小于系統(tǒng)工作壓力，氣囊被壓縮，體積減小、壓力增大；氣囊內(nèi)的氣體壓力與系統(tǒng)工作壓力相等時(shí)，氣囊體積不再變化。氣體被壓縮的時(shí)間很短，可看作等溫過程，根據(jù)熱力學(xué)方程及氣囊被壓縮前后氣體的質(zhì)量相等，可得氣囊壓縮前后氣體壓力和氣囊體積的關(guān)系：

式中，V、p分別為氣體的體積和壓力；下標(biāo)c、s代表壓縮前和壓縮后；r1為穿孔板的外徑；r2為橡膠隔膜的外徑；r3為外殼的內(nèi)徑；h為橡膠隔膜的厚度；T為溫度；R為氣體常數(shù)；m1、m2分別為氣體壓縮前后的質(zhì)量。

根據(jù)式（1）可得一定充氣壓力下，不同系統(tǒng)工作壓力時(shí)橡膠隔膜的位置，這為確定串聯(lián)囊式壓力脈動(dòng)衰減器聲學(xué)模型中的橡膠隔膜位置提供了依據(jù)。

1.2 脈動(dòng)抑制性能計(jì)算方法

目前，串聯(lián)囊式衰減器壓力脈動(dòng)衰減特性的求解方法有兩種：線性多模態(tài)模型［11］和聲-固耦合聲學(xué)有限元法（finite element method，F(xiàn)EM）［13］，二者在低頻段（0～1 kHz）的計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果較吻合，但頻率大于1 kHz的計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差較大。為此，本文提出改進(jìn)的聲-固耦合聲學(xué)有限元法（improved acoustic-solid coupling finite element method，IFEM）來計(jì)算囊式衰減器對(duì)壓力脈動(dòng)的衰減性能，從而得到更準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果。

微穿孔板是囊式衰減器的關(guān)鍵聲學(xué)元件之一，準(zhǔn)確計(jì)算其聲阻抗對(duì)囊式衰減器的脈動(dòng)抑制至關(guān)重要。目前，對(duì)氣體介質(zhì)中微穿孔板的聲阻抗特性已有較準(zhǔn)確的認(rèn)識(shí)，但對(duì)液體介質(zhì)尤其是液壓油中微穿孔聲阻抗特性的研究較少。囊式衰減器脈動(dòng)抑制性能的有限元計(jì)算建立在微穿孔板三維聲學(xué)模型的基礎(chǔ)上。微穿孔板穿孔的孔徑很?。ú怀^1 mm），通過直接三維建模來有限元計(jì)算聲阻抗的方法，一方面會(huì)產(chǎn)生數(shù)量巨大的網(wǎng)格，需要大量的計(jì)算資源；另一方面會(huì)因未考慮液體介質(zhì)的黏性阻力，而使聲阻抗的計(jì)算結(jié)果和實(shí)際值存在一定誤差。為提高計(jì)算結(jié)果的精度并節(jié)約計(jì)算資源，本文對(duì)現(xiàn)有的FEM進(jìn)行改進(jìn)：首先基于微穿孔理論計(jì)算外側(cè)薄壁穿孔板的聲阻抗，然后將計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入聲場(chǎng)模型，最后進(jìn)行內(nèi)部聲場(chǎng)和位移場(chǎng)的有限元求解。微穿孔板兩側(cè)振速和聲壓的關(guān)系為

式中，vn1、vn2分別為微穿孔板內(nèi)圓與外圓兩側(cè)的法向振動(dòng)速度；p1、p2分別為穿孔板或波形彈簧兩側(cè)的聲壓；α1、α2、α4、α5為傳遞導(dǎo)納系數(shù)，在計(jì)算過程中的取值分別為1、-1、-0.95和0.95；α3、α6為由聲源引起的系數(shù)，在計(jì)算中的取值均為0。

式中，S為穿孔橫截面積；P為穿孔率；Ma為馬赫數(shù)。

聲流動(dòng)進(jìn)入小孔會(huì)被壓縮，孔內(nèi)介質(zhì)振動(dòng)時(shí)，孔口兩端的介質(zhì)類似活塞發(fā)射運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致有效聲學(xué)長度大于孔的物理長度，因此計(jì)算聲阻抗時(shí)需要修正微穿孔的長度。有效聲學(xué)長度le由孔的厚度w及孔兩側(cè)的末端修正長度l0組成，其計(jì)算表達(dá)式為

其中，D為小孔直徑；ω為角頻率；γ為熱力學(xué)系數(shù)，由于介質(zhì)為液壓油，可近似取為1；ε表示聲波在小孔出口位置輻射能量損失的程度，根據(jù)小孔的直徑和波長的關(guān)系取值；μ為介質(zhì)的動(dòng)力黏度。

傳遞損失（transmission loss，TL）是壓力脈動(dòng)衰減器的固有特性，與外部條件無關(guān)，理論分析中一般用傳遞損失來描述衰減器的衰減特性。一般而言，傳遞損失越大，衰減器對(duì)壓力脈動(dòng)的抑制效果越好，因此本文采用傳遞損失來描述衰減器的脈動(dòng)抑制性能。將傳遞損失定義為進(jìn)口入射聲功率級(jí)和出口透射聲功率級(jí)的差值：

其中，uin 為進(jìn)口速度（進(jìn)口邊界條件）；pin、pout分別為進(jìn)出口壓力，可以通過FEM的計(jì)算結(jié)果得到。根據(jù)式（13）計(jì)算得到囊式衰減器的TL。

采用IFEM計(jì)算衰減器的傳遞損失時(shí)，以W&M公司生產(chǎn)的WM5081衰減器為分析對(duì)象，建立其三維聲場(chǎng)模型，設(shè)置傳遞導(dǎo)納面、聲-固耦合面及邊界條件等，如圖2所示。模型的具體參數(shù)如下：氣囊長度L=45 mm，微穿孔板外圓半徑r1=34.6 mm，微穿孔的穿孔率β=22.7%，進(jìn)出口延伸長度L1=18.5 mm，氣囊被壓縮后的半徑為26.2 mm，橡膠隔膜厚度h=2 mm，穿孔板厚度d=0.6 mm，進(jìn)出口半徑r0=10.3 mm。邊界條件如下：進(jìn)口介質(zhì)的振動(dòng)速度uin=-1 m/s（負(fù)號(hào)表示介質(zhì)的振動(dòng)速度方向垂直于接口截面，且指向外側(cè)）；假設(shè)出口沒有聲波反射，出口設(shè)置PML邊界條件；液壓油-橡膠隔膜及氣體和橡膠隔膜交界面設(shè)置為聲-固耦合交界面，液壓油的密度、波速分別為900 kg/m3和1400 m/s。氣體壓力對(duì)氣體聲速的影響較小，計(jì)算過程中一直將其設(shè)為340 m/s。氣體的密度由氣體的壓力決定。

1.3 方法準(zhǔn)確性的驗(yàn)證

為驗(yàn)證所提方法計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，將FEM、IFEM及實(shí)驗(yàn)得到的WM5081囊式衰減器的傳遞損失進(jìn)行對(duì)比。由圖3可知：0～1 kHz范圍內(nèi)，通過FEM和IFEM得到的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性。1～2 kHz范圍內(nèi)，①FEM的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大差值約為13.7 dB（1480 Hz的FEM計(jì)算結(jié)果為42.5 dB，實(shí)驗(yàn)結(jié)果為28.8 dB），IFEM的計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大差值為5.1dB；②各頻率處IFEM的計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果更加相近。2～5 kHz范圍內(nèi)的大多數(shù)頻率處，IFEM的計(jì)算結(jié)果比FEM的計(jì)算結(jié)果更準(zhǔn)確。因此，總體而言，IFEM的計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的一致性優(yōu)于FEM，因此IFEM的計(jì)算精度更高、計(jì)算結(jié)果更準(zhǔn)確。液壓系統(tǒng)的壓力脈動(dòng)主要分布在0～2 kHz的頻率范圍內(nèi)，因此采用IFEM計(jì)算囊式衰減器的傳遞損失。

2 研究結(jié)果及分析

采用IFEM分別研究了pc/ps、r2/r1、ps、氣體種類、氣囊材料的密度及彈性模量等關(guān)鍵設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)該類衰減器傳遞損失的影響規(guī)律。

2.1 pc/ps對(duì)傳遞損失的影響

由圖4可知：0～2 kHz范圍內(nèi)，pc/ps從0.2逐漸增大到1.0，各頻率處的傳遞損失均隨pc/ps的增大而增大；pc/ps從0.2增大到0.4時(shí)，傳遞損失增大較快；pc/ps從0.4增大到0.8時(shí)，傳遞損失增大變慢；pc/ps從0.8增大到1.0時(shí)，傳遞損失增大再次變快。傳遞損失曲線的第一個(gè)波谷頻率隨pc/ps的增大而從2600 Hz降低到2050 Hz，其原因是穿孔板及其后腔可看作多個(gè)并聯(lián)的Helmholtz共振器，pc/ps增大時(shí)，氣體厚度增大，液壓油厚度減小，聲波在穿孔板后腔介質(zhì)內(nèi)的平均傳播速度變小，根據(jù)Helmholtz共振器共振頻率的計(jì)算公式

式中，c0為波速；s為頸部橫截面積；Ln為頸部長度；V為共振腔體積。

可知，波速越小，Helmholtz共振器的共振頻率越低。

由圖4還可得到，pc/ps>1后，衰減器的脈動(dòng)抑制性能迅速下降，各頻率處的傳遞損失幾乎迅速降為0。pc/ps>1時(shí)，橡膠隔膜緊貼穿孔板，橡膠隔膜外側(cè)氣體的壓力大于內(nèi)側(cè)液壓油的壓力，此時(shí)的橡膠隔膜相當(dāng)于剛性壁面，導(dǎo)致穿孔板及背腔構(gòu)成的Helmholtz共振器的共振腔體積為零。根據(jù)Helmholtz共振器共振頻率的計(jì)算公式可知V=0時(shí)的共振頻率無窮大，因此衰減器對(duì)壓力脈動(dòng)的衰減量幾乎為零。

2.2 r2/r1對(duì)傳遞損失的影響

r2/r1決定囊式衰減器工作時(shí)壓縮氣體的厚度，而該厚度對(duì)衰減器的衰減特性有較大影響。圖5為r2/r1由1.4逐漸增大到4.4時(shí)的囊式衰減器的傳遞損失曲線，r2/r1越大表明pc/ps相同時(shí)氣體的厚度越大。由圖5可知，r2/r1>1.4后，傳遞損失曲線出現(xiàn)了一個(gè)明顯的峰值，其原因是衰減器內(nèi)部的膨脹腔和由微穿孔板及其背腔組成的Helmholtz共振器共同影響囊式衰減器對(duì)壓力脈動(dòng)的衰減。隨著r2/r1的增大，等效Helmholtz共振結(jié)構(gòu)共振腔的體積增大，Helmholtz共振結(jié)構(gòu)對(duì)壓力脈動(dòng)的抑制更加明顯，因此傳遞損失曲線體現(xiàn)出明顯的波峰（Helmholtz共振結(jié)構(gòu)脈動(dòng)抑制性能的典型特點(diǎn)）；r2/r1逐漸增大時(shí)，傳遞損失曲線的峰值頻率逐漸降低，這是因?yàn)楣舱袂坏捏w積隨r2/r1的增大而增大，根據(jù)Helmholtz共振器共振頻率的計(jì)算公式［16］可知，共振腔體積越大，共振頻率越低。由圖5還可看出，隨著r2/r1的逐漸增大，衰減器在頻率0～f0（波峰頻率）內(nèi)的脈動(dòng)抑制性能改善，但在頻率f0～3000 Hz內(nèi)的脈動(dòng)抑制性能降低，如r2/r1由2.4增大到3.4時(shí)，0～600 Hz內(nèi)的傳遞損失增大，600～3000 Hz內(nèi)的傳遞損失減小。

2.3 系統(tǒng)工作壓力對(duì)傳遞損失的影響

液壓系統(tǒng)的工作壓力ps（壓縮后）隨負(fù)載的變化而變化，因此研究ps對(duì)衰減器傳遞損失的影響規(guī)律具有重要意義。液壓系統(tǒng)的工作壓力由0.01 MPa增大列40 MPa時(shí)，囊式衰減器的傳遞損失如圖6所示。由圖6可知：隨著ps的增大，絕大多數(shù)頻率處的傳遞損失都逐漸減小。這是因?yàn)閜c/ps一定時(shí)，氣囊內(nèi)壓縮氣體的壓力和密度均隨ps的增大而增大；ps由0.01 MPa增大到40 MPa時(shí)，氣囊內(nèi)氣體的聲阻抗由340 kg/（m2·s）逐漸增大到1.6×105 kg/（m2·s），并接近橡膠隔膜的聲阻抗。聲波在兩種介質(zhì)中傳播時(shí)，交界面的聲阻抗越相近，聲波的反射能量越小。由此可知，聲波經(jīng)壓縮氣體入射到橡膠隔膜時(shí)（圖7），壓縮氣體和橡膠隔膜的聲阻抗隨工作壓力的升高而逐漸接近，導(dǎo)致氣反射回氣囊內(nèi)的聲波能量逐漸減小，透射到橡膠隔膜的聲能量逐漸增大，最終致使衰減器的傳遞損失隨工作壓力的增大而減小。

2.4 氣體類型對(duì)傳遞損失的影響

不同氣體的聲阻抗不同，而聲阻抗又和衰減器的傳遞損失緊密相關(guān)，因此氣囊內(nèi)充入合適的氣體對(duì)提高壓力脈動(dòng)衰減器的壓力脈動(dòng)抑制性能具有顯著影響。在相同工況下，向氣囊充入氮?dú)狻⒙葰饧半睔?，這三種氣體的聲阻抗如表1所示。由圖8可知：氣體的聲阻抗逐漸增大時(shí)，傳遞損失曲線的峰值頻率的升高不明顯，即氣體類型對(duì)各頻段的傳遞損失影響較小。氣體為氮?dú)鈺r(shí)，囊式衰減器各頻率處的傳遞損失相對(duì)較大且脈動(dòng)抑制性能較好，因此工程應(yīng)用中大多采用氮?dú)狻?/p>

2.5 橡膠隔膜的彈性模量和密度對(duì)傳遞損失的影響

不同配方橡膠的彈性模量和密度不同，因此有必要研究二者對(duì)傳遞損失的影響。不同密度ρh和彈性模量E的衰減器橡膠隔膜的傳遞損失如圖9、圖10所示，可知E和ρh對(duì)傳遞損失的影響很小。這是因?yàn)樵谒p器擴(kuò)張腔中，橡膠隔膜的徑向厚度遠(yuǎn)小于壓縮氣體或液壓油的高度，使得E和ρh的變化對(duì)衰減器擴(kuò)張腔內(nèi)介質(zhì)的平均密度及波速的影響很?。◤椥阅Ａ繘Q定波速）。因此在設(shè)計(jì)中應(yīng)更多考慮橡膠隔膜的彈性、耐腐蝕性及耐油性等是否滿足設(shè)計(jì)要求。

3 實(shí)驗(yàn)研究

3.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

為進(jìn)一步驗(yàn)證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，通過實(shí)驗(yàn)研究了衰減器在不同充氣壓力和系統(tǒng)工作壓力時(shí)的脈動(dòng)抑制性能。傳遞損失與插入損失（某固定點(diǎn)管道安裝衰減器前后的聲壓級(jí)或聲功率級(jí)之差）是評(píng)價(jià)衰減器脈動(dòng)抑制性能廣泛采用的評(píng)價(jià)指標(biāo)，前者用于理論階段（排出外界因素影響），后者用于實(shí)驗(yàn)階段（考慮外界因素影響），但二者的變化趨勢(shì)相同。本文通過衰減器插入損失與傳遞損失隨工作壓力的變化趨勢(shì)一致性來證明所提出方法及理論分析結(jié)果的正確性。

如圖11（實(shí)驗(yàn)液壓系統(tǒng)原理圖）、圖12（實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)實(shí)物圖）所示，液壓泵為動(dòng)力源，產(chǎn)生壓力脈動(dòng)，調(diào)節(jié)節(jié)流閥的開度使液壓系統(tǒng)具有不同的工作壓力。采用壓力傳感器分別測(cè)量液壓管道安裝衰減器前后的瞬時(shí)壓力，兩次測(cè)得的壓差即為衰減器的插入損失。

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

圖13所示為不同氣囊預(yù)充氣壓力pc（壓縮前）和不同工作壓力ps（壓縮后）的WM5081囊式衰減器插入損失的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。由圖13可知：ps1時(shí)的衰減器插入損失幾乎為0。ps＞pc時(shí)，①ps與pc越接近，插入損失越大；②若pc保持不變，則隨著ps的增大，插入損失逐漸減小。pc/ps<1時(shí)，pc/ps越接近1，衰減器的脈動(dòng)抑制性能越好；pc/ps越接近0，衰減器的脈動(dòng)抑制性能越差。ps=10 MPa時(shí)，氣囊預(yù)充氣壓力3 MPa、5 MPa、7 MPa 對(duì)應(yīng)的插入損失依次為13.9 dB、18.8 dB及21 dB，即插入損失隨pc/ps的增大而增大。實(shí)驗(yàn)結(jié)果中，pc/ps的變化對(duì)插入損失的影響規(guī)律與2.1節(jié)中對(duì)傳遞損失的影響規(guī)律一致，即pc/ps＜1時(shí)，傳遞損失隨著pc/ps的增大而增大；pc/ps＞1時(shí)，傳遞損失幾乎為零。傳遞損失和插入損失均是評(píng)判衰減器脈動(dòng)抑制性能的指標(biāo)，且二者變化趨勢(shì)一致，這間接證明了理論分析結(jié)果的正確性。

4 結(jié)論

（1）在采用微穿孔理論計(jì)算液壓油介質(zhì)中微穿孔板聲阻抗的基礎(chǔ)上，通過FEM計(jì)算囊式衰減器的傳遞損失可提高計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

（2）pc/ps在0.4～1.0內(nèi)時(shí)，衰減器對(duì)壓力脈動(dòng)具有較好的抑制效果；pc/ps>1時(shí)，囊式衰減器幾乎不能抑制壓力脈動(dòng)。

（3）增大r2/r1可改善衰減器低頻段（0～f0）的脈動(dòng)抑制性能，但f0～3000 Hz范圍內(nèi)的脈動(dòng)抑制性能會(huì)稍有下降。

（4）隨著系統(tǒng)工作壓力的降低，囊式衰減器的脈動(dòng)抑制性能提高。

（5）橡膠隔膜的彈性模量和密度對(duì)衰減特性的影響很小，在設(shè)計(jì)中應(yīng)著重考慮其物理特性是否滿足設(shè)計(jì)要求。

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（編輯 張 洋）

作者簡(jiǎn)介：

習(xí) 毅，男，1988年生，講師。研究方向?yàn)橐簤合到y(tǒng)的減振降噪、液壓元件設(shè)計(jì)與優(yōu)化。發(fā)表論文10余篇。E-mail：xiyi1235@163.com。

收稿日期：2022-05-17

基金項(xiàng)目：湖南省科技廳重大專項(xiàng)（2020GK1021）；湖南省教育廳科學(xué)研究項(xiàng)目（20C0825）