梁德利，計(jì) 方，葉 曦

(1.北京臨近空間飛行器系統(tǒng)工程研究所，北京 100076;2.中國(guó)艦船研究院，北京 100192;3.哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，哈爾濱 150001)

雙殼體結(jié)構(gòu)是水下航行器的典型結(jié)構(gòu)形式之一，對(duì)于雙殼體水下結(jié)構(gòu)振動(dòng)及聲輻射具有重要影響。通常而言，由于托板的存在，設(shè)備振動(dòng)激勵(lì)經(jīng)由內(nèi)殼向托板傳遞時(shí)將在內(nèi)殼與托板、托板與外殼結(jié)構(gòu)連接等處形成復(fù)雜的結(jié)構(gòu)聲反射、透射及波形轉(zhuǎn)換，如托板設(shè)計(jì)不合理，將導(dǎo)致托板振動(dòng)向外殼體傳遞能量的增加，使得雙殼體水下航行器結(jié)構(gòu)的聲學(xué)性能下降［1－4］。

阻振質(zhì)量作為一種有效阻隔結(jié)構(gòu)聲傳遞的結(jié)構(gòu)形式正引起廣大學(xué)者及設(shè)計(jì)人員的廣泛關(guān)注，隨著阻振質(zhì)量在艦船艙壁、基座、船底板等結(jié)構(gòu)的廣泛應(yīng)用［5－8］，使得阻振質(zhì)量在艦船結(jié)構(gòu)聲學(xué)設(shè)計(jì)中的作用更為突出。如能在雙層圓柱殼舷間結(jié)構(gòu)聲傳遞途徑分析基礎(chǔ)上，將阻振質(zhì)量應(yīng)用于托板結(jié)構(gòu)構(gòu)造雙層圓柱殼舷間結(jié)構(gòu)阻抗失配，這對(duì)雙殼減振降噪具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值。本文在雙殼舷間振動(dòng)傳遞路徑試驗(yàn)分析基礎(chǔ)上，將阻振質(zhì)量引入舷間托板結(jié)構(gòu)聲學(xué)設(shè)計(jì)，討論了復(fù)合托板阻振質(zhì)量截面參數(shù)、布置位置對(duì)雙殼動(dòng)力艙段振動(dòng)聲輻射的影響規(guī)律，通過(guò)大尺度模型的振動(dòng)試驗(yàn)驗(yàn)證了阻振質(zhì)量復(fù)合托板的隔振效果。

1 雙層殼舷間振動(dòng)傳遞實(shí)驗(yàn)分析

加筋雙層圓柱殼模型示意圖如圖1所示。雙層圓柱殼間用托板連接，外殼和內(nèi)殼都有環(huán)肋結(jié)構(gòu)，兩端為加筋封板結(jié)構(gòu)，實(shí)驗(yàn)時(shí)舷間沖液。

水下實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D2所示，具體尺寸為:R1/h1=125，R1/l1=5.83，R1/L=0.583，R2/h2=466.7，R2/l2=3.267，R2/L=0.653，其中 L為雙層圓柱殼的長(zhǎng)度，R1，h1，l1分別為內(nèi)殼體的半徑、厚度和內(nèi)殼環(huán)肋間距;R2，h2，l2分別為外殼體的半徑、厚度和外殼環(huán)肋間距，托板沿軸向等間距分布，間距為l3=l2，厚度為 h3=2.67h2。

圖1 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭DFig.1 Sketch of the experiment model

圖2 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)物圖Fig.2 Practical object of the experiment model

本次實(shí)驗(yàn)主要研究雙層殼體不同部位敷設(shè)隔聲去耦材料時(shí)殼體的振動(dòng)特性以及舷間振動(dòng)的傳遞規(guī)律，具體實(shí)驗(yàn)工況見(jiàn)表1。

表1 實(shí)驗(yàn)工況描述Tab.1 The experiment cases

實(shí)驗(yàn)中，將模型置于水中，在激勵(lì)力作用下，模型最終會(huì)產(chǎn)生一個(gè)穩(wěn)態(tài)振動(dòng)，并向周?chē)椛湓肼暋Ｅc此同時(shí)，周?chē)穆晥?chǎng)反過(guò)來(lái)會(huì)影響結(jié)構(gòu)的振動(dòng)，它們之間的相互作用最終會(huì)形成一個(gè)穩(wěn)定的聲振耦合系統(tǒng)。當(dāng)內(nèi)殼受到激勵(lì)時(shí)其振動(dòng)波傳遞途徑［9］如圖3所示。圖中Fr為對(duì)內(nèi)殼的徑向激勵(lì)力。

圖3 雙層殼振動(dòng)波傳遞途徑Fig.3 The passing path of vibration wave

(1)通過(guò)環(huán)形流場(chǎng)傳遞內(nèi)殼振動(dòng)波G12(R1)通過(guò)環(huán)形流場(chǎng)流體介質(zhì)傳播到外殼并激勵(lì)外殼，與此同時(shí)產(chǎn)生反向波G21(R2)，通過(guò)環(huán)形流場(chǎng)向內(nèi)殼傳遞G21(R1)，并激勵(lì)內(nèi)殼振動(dòng)。這種正向波和反向波產(chǎn)生相互耦合作用，時(shí)而抵消時(shí)而加強(qiáng)，最后通過(guò)外殼振動(dòng)向外輻射G22(R2)聲波。

(2)通過(guò)托板傳遞

托板將內(nèi)外殼

體牢固地連接起來(lái)，當(dāng)內(nèi)殼受激振時(shí)，振動(dòng)波G13(R1)通過(guò)托板傳向外殼并激勵(lì)外殼振動(dòng)G13(R2)，同樣外殼振動(dòng)時(shí)產(chǎn)生反向激勵(lì)，通過(guò)托板返回到內(nèi)殼即G31(R1)，相互耦合后再通過(guò)外殼向外場(chǎng)輻射G33(R2)。

對(duì)雙殼體而言，實(shí)際上向外場(chǎng)輻射的聲波，無(wú)論是通過(guò)環(huán)形流場(chǎng)G22(R2)，還是通過(guò)連接兩層殼體的橫向構(gòu)件G33(R2)，都經(jīng)過(guò)內(nèi)外殼體相互耦合后再形成，最后G22(R2)和G33(R2)相互疊加在一起向外場(chǎng)輻射。

圖4給出了各工況下，單頻激勵(lì)時(shí)有托板連接和無(wú)托板連接處內(nèi)外殼的位移傳遞率曲線。其中傳遞率T表示外殼響應(yīng)點(diǎn)振動(dòng)位移與激勵(lì)點(diǎn)處內(nèi)殼位移峰值之比［10］，即:

其中:S外為響應(yīng)點(diǎn)振動(dòng)位移峰值，即輸出值;S內(nèi)為激勵(lì)點(diǎn)處內(nèi)殼位移峰值，即輸入值。

觀察圖4，除100～200 Hz之間外，托板連接處的測(cè)點(diǎn)位移傳遞率明顯高于無(wú)托板連接處的測(cè)點(diǎn)傳遞率，即在內(nèi)外殼振動(dòng)波的傳遞中，G13(R1)比G12(R1)更有效。在100 Hz～200 Hz之間激振時(shí)，由于激振頻率與殼體的固有頻率接近，殼體處于共振狀態(tài)，使得傳遞率出現(xiàn)與其它頻率下不一致的情況。從圖4(a)可以看出，全敷設(shè)工況下殼體的位移傳遞率較其它工況出現(xiàn)數(shù)個(gè)峰谷交替的現(xiàn)象，這是由于此工況下內(nèi)外殼體均敷設(shè)了隔聲去耦材料，內(nèi)外殼上測(cè)點(diǎn)的位移受到了隔聲去耦材料的影響，呈現(xiàn)出峰谷交替的現(xiàn)象;觀看圖4(b)，內(nèi)殼全敷設(shè)下的兩條傳遞率峰值比其它三種工況大很多，造成此現(xiàn)象的原因是內(nèi)殼敷設(shè)了隔聲去耦材料，一定程度上減小了激勵(lì)點(diǎn)處內(nèi)殼位移，使得傳遞率T增大;圖4(c)中曲線的變化趨勢(shì)與內(nèi)殼全敷設(shè)工況相同，只不過(guò)峰值較小。

圖4 內(nèi)外殼位移傳遞率比較曲線Fig.4 Comparison curves of displacement transmissibility

另外還可以看出，各工況下有托板連接處測(cè)點(diǎn)的位移傳遞率在80 Hz和200 Hz處出現(xiàn)了明顯的值，作者認(rèn)為造成此現(xiàn)象的原因除了與殼體的固有頻率有關(guān)外，還可能與托板的固有頻率、徑向振動(dòng)規(guī)律有關(guān)。但總體來(lái)說(shuō)，托板的存在使得內(nèi)外殼的傳遞率增大，托板在內(nèi)外殼的振動(dòng)傳遞中起了很大的作用。

總之，內(nèi)外殼間采用托板連接時(shí)，內(nèi)外殼間的耦合作用很強(qiáng)，內(nèi)外殼間振動(dòng)主要是通過(guò)托板傳遞。在低頻水層的耦合作用表現(xiàn)略強(qiáng);在較高的頻率范圍內(nèi)，托板的耦合作用要大得多。因此在研究雙層殼的減振降噪問(wèn)題時(shí)，尋求一種既不影響殼體強(qiáng)度，又能有效阻止中高頻振動(dòng)波傳遞的新型托板結(jié)構(gòu)是當(dāng)前需要解決的問(wèn)題。

2 剛性復(fù)合托板結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)動(dòng)力艙段聲振特性的影響規(guī)律

實(shí)船托板結(jié)構(gòu)通常具有一定尺度，實(shí)船環(huán)境下振動(dòng)波入射托板結(jié)構(gòu)時(shí)其入射角度也非完全垂直入射，因此，托板對(duì)實(shí)船結(jié)構(gòu)振動(dòng)噪聲的影響與實(shí)船結(jié)構(gòu)形式、尺度等密切相關(guān)，且很難通過(guò)理論分析得到滿(mǎn)意結(jié)果;為此，本文采用同一船體艙段模型通過(guò)改變托板形式，基于數(shù)值方法開(kāi)展了阻振質(zhì)量復(fù)合托板對(duì)實(shí)船振動(dòng)特性的影響研究。

由于調(diào)查是采用半開(kāi)放的思維導(dǎo)圖式問(wèn)卷，每個(gè)調(diào)查對(duì)象填寫(xiě)的各級(jí)子項(xiàng)內(nèi)容不相同，甚至針對(duì)同一內(nèi)容給出的評(píng)價(jià)要素名稱(chēng)也不相同。要想得到能被調(diào)查對(duì)象認(rèn)可的教師專(zhuān)業(yè)發(fā)展評(píng)價(jià)要素，就必須對(duì)調(diào)查數(shù)據(jù)進(jìn)行必要的整理和歸納，具體操作流程如下。（1）合并同類(lèi)項(xiàng)。將名稱(chēng)相近的評(píng)價(jià)要素歸于同一評(píng)價(jià)范疇。（2）為調(diào)查對(duì)象填寫(xiě)的評(píng)價(jià)要素的等級(jí)賦值。其中，a為100分，b為80分，c為60分。（3）將各級(jí)分值乘以相應(yīng)的人數(shù)后，再取平均值。這一平均值稱(chēng)為“認(rèn)可度”。（4）對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行歸類(lèi)和排序。

船體艙段為一雙層加筋圓柱殼結(jié)構(gòu)，其內(nèi)外殼分別設(shè)置了加強(qiáng)筋，內(nèi)殼與外殼加強(qiáng)筋通過(guò)不同界面尺寸的阻振質(zhì)量復(fù)合托板相連接，模型兩側(cè)設(shè)有艙壁結(jié)構(gòu)，船體艙段及托板結(jié)構(gòu)如圖5所示。為保障分析結(jié)果的有效性，在低頻段采用聲學(xué)有限元法、中高頻段采用統(tǒng)計(jì)能量法進(jìn)行分析。

2.1 阻振質(zhì)量截面參數(shù)對(duì)船體聲振特性的影響

保持船體艙段其它結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，僅改變船體艙段阻振質(zhì)量復(fù)合托板結(jié)構(gòu)的截面參數(shù)，可以得到阻振質(zhì)量截面參數(shù)對(duì)復(fù)合托板減振降噪特性的影響。圖6給出了阻振質(zhì)量復(fù)合托板對(duì)船體艙段結(jié)構(gòu)振動(dòng)及聲輻射的影響，圖中阻振質(zhì)量(即方鋼)布置于托板的中央位置處，其截面尺寸分別為:16×16 mm2，20×20 mm2，24×24 mm2，32×32 mm2(分別對(duì)應(yīng)4倍、5倍、6倍和8倍板厚)?？梢钥闯觯枵褓|(zhì)量復(fù)合托板具有降低結(jié)構(gòu)振動(dòng)的作用，但其低頻抑振效果不明顯，中高頻段抑振效果較明顯。且隨著阻振質(zhì)量截面積的增大，阻振質(zhì)量復(fù)合托板結(jié)構(gòu)的抑振降噪效果將先增大而后逐漸減小。

圖5 實(shí)船艙段結(jié)構(gòu)模型Fig.5 The sketch of cabin model

圖6 阻振質(zhì)量復(fù)截面參數(shù)對(duì)船體艙段振動(dòng)及聲輻射的影響Fig.6 Comparison curves of vibration acceleration and sound radiation level with different vibration isolation mass cross-section

圖7 阻振質(zhì)量布置方式對(duì)艙段結(jié)構(gòu)振動(dòng)噪聲特性的影響Fig.7 Comparison curves of vibration acceleration and sound radiation level with different vibration isolation mass laying conditions

2.2 阻振質(zhì)量布置位置對(duì)船體聲振特性的影響

阻振質(zhì)量布置位置也會(huì)對(duì)船體艙段的振動(dòng)噪聲特性產(chǎn)生影響，圖7給出了阻振質(zhì)量布置方式對(duì)艙段結(jié)構(gòu)振動(dòng)噪聲特性的影響曲線。圖中β=l1/l，表示阻振質(zhì)量在托板中的相對(duì)位置;其中l(wèi)表示舷間距，l1表示阻振質(zhì)量距內(nèi)殼的距離。

由圖7可以看出:內(nèi)殼剛度要高于外部殼的剛度，當(dāng)阻振質(zhì)量布置位置距離耐壓殼體越近，其減振降噪效果越好。托板根部?jī)?nèi)殼的局部剛度與托板自身剛度比值α對(duì)阻振質(zhì)量復(fù)合托板隔振效果有較大影響，阻振質(zhì)量的最佳布置位置、最佳隔振效果很大程度上取決于α。由此可見(jiàn)，阻振質(zhì)量布設(shè)于高剛度處可取得較好的隔振減噪效果。

3 布置阻振質(zhì)量復(fù)合托板的動(dòng)力艙段振動(dòng)特性試驗(yàn)研究

在剛性復(fù)合托板結(jié)構(gòu)參數(shù)聲學(xué)優(yōu)化基礎(chǔ)上，給出了具有優(yōu)良隔振性能的阻振質(zhì)量復(fù)合托板，同時(shí)不過(guò)度增加艙段的總重量和尺度，具有較高的效費(fèi)比。接著開(kāi)展了布置阻振質(zhì)量復(fù)合托板前后大尺度雙層圓柱殼模型的振動(dòng)特性測(cè)試，驗(yàn)證剛性復(fù)合托板的隔振效果。圖8給出了試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕Y(jié)構(gòu)圖，圖9為試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭屑ふ衿鞯牟贾们闆r。

圖8 試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.8 The sketch of experiment model

圖9 舷間托板結(jié)構(gòu)激勵(lì)工況圖Fig.9 The sketch of motivation condition

圖10 舷間結(jié)構(gòu)測(cè)點(diǎn)布置及激勵(lì)位置示意圖Fig.10 The sketch of brace structure measuring points and motivation

由于縮尺模型舷間托板結(jié)構(gòu)較小，難以施工改變托板結(jié)構(gòu)形式，故加工了兩個(gè)模型。一個(gè)模型舷間普通托板結(jié)構(gòu)，另一個(gè)模型引入復(fù)合托板結(jié)構(gòu)。試驗(yàn)中選取3個(gè)肋位共12個(gè)測(cè)點(diǎn)，其中測(cè)點(diǎn)5～8位于艙段中部，測(cè)點(diǎn)1～4與測(cè)點(diǎn)9～12相對(duì)于艙段中部對(duì)稱(chēng)布置，分別距艙段中部?jī)蓚€(gè)肋位。圖10給出了舷間結(jié)構(gòu)測(cè)點(diǎn)布置及激勵(lì)位置示意圖。

分別在兩個(gè)艙段模型耐壓殼體中心處激勵(lì)，激勵(lì)力為20～4000 Hz白噪聲，對(duì)測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行歸一化處理，從而分析得到非耐壓殼體上的振動(dòng)特性。圖11為舷間布置阻振質(zhì)量復(fù)合托板前后非耐壓體處典型測(cè)點(diǎn)加速度級(jí)對(duì)比曲線。

從圖中可以看出:當(dāng)舷間結(jié)構(gòu)采用復(fù)合托板結(jié)構(gòu)時(shí)，動(dòng)力艙在700～4000 Hz頻段的振動(dòng)得到了有效的抑制，曲線趨勢(shì)變化和緩，無(wú)突出的共振峰。在激勵(lì)位置附近測(cè)點(diǎn)7處，此處舷間無(wú)托板結(jié)構(gòu)，在布置阻振質(zhì)量復(fù)合托板后非耐壓殼振動(dòng)反而增大。

表2 舷間托板結(jié)構(gòu)聲學(xué)設(shè)計(jì)前后艙段各測(cè)點(diǎn)20～4000 Hz頻帶減振效果列表Tab.2 The 20 ～4000 Hz variation acoustic level after brace structure-borne sound design

從表2可以看出，在布置阻振質(zhì)量復(fù)合托板后，非耐壓殼體振動(dòng)平均降低3.7 dB，有效阻斷了耐壓殼－托板－非耐壓殼的結(jié)構(gòu)聲傳遞主通道。

由前述分析可知，阻振質(zhì)量可改善托板結(jié)構(gòu)的中高頻振動(dòng)噪聲性能，如能在托板剛性隔振基礎(chǔ)上聯(lián)合應(yīng)用阻尼材料，通過(guò)阻尼材料吸收衰減阻振質(zhì)量反射以及透射的結(jié)構(gòu)聲，使得隔振效果進(jìn)一步提高且可拓寬隔振頻帶。

圖11 托板布置阻振質(zhì)量前后非耐壓殼體典型測(cè)點(diǎn)加速度級(jí)頻響曲線Fig.11 Comparison curves of vibration acoustic level at outer shell after brace structure－ borne sound design

4 結(jié)論

本文在雙層圓柱殼舷間主傳遞途徑中布置阻振質(zhì)量復(fù)合托板，分析了阻振質(zhì)量截面參數(shù)、布置方式對(duì)阻振質(zhì)量復(fù)合托板隔振性能的影響規(guī)律，在結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上開(kāi)展了大尺度艙段模型的振動(dòng)特性試驗(yàn)，以此驗(yàn)證阻振質(zhì)量復(fù)合托板的有效性，主要結(jié)論如下:

(1)應(yīng)綜合考慮隔振效果、增總限制，選取適當(dāng)截面參數(shù)的阻振質(zhì)量，提高效費(fèi)比;

(2)托板阻振質(zhì)量靠近耐壓殼體根部時(shí)具有較好的減振效果;

(3)試驗(yàn)結(jié)果表明阻振質(zhì)量復(fù)合托板顯著抑制了艙段非耐用殼體700～4000 Hz頻段的振動(dòng)，20～4000 Hz頻段振動(dòng)加速度級(jí)平均降低3.7 dB。

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