艦船高傳遞損失復(fù)合托板振動(dòng)特性優(yōu)化設(shè)計(jì)

2012-11-12 08:03:36姚熊亮邱中輝龐福振謝曉忠

中國艦船研究 2012年6期

姚熊亮邱中輝龐福振謝曉忠

哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱 150001

0 引言

將潛艇的典型艙段簡化為有限長加筋雙層圓柱殼結(jié)構(gòu)，內(nèi)層耐壓殼體與外層非耐壓殼體依靠托板和實(shí)肋板等舷間橫向構(gòu)件來保證剛度。設(shè)備激勵(lì)由聯(lián)接基座引起耐壓殼體振動(dòng)，通過舷間橫向連接構(gòu)件將振動(dòng)波傳遞給非耐壓殼體，內(nèi)、外殼間的耦合作用很強(qiáng)，向水中輻射噪聲較大。在舷間主傳遞途徑中，可對振動(dòng)波進(jìn)行有效阻隔，以減弱內(nèi)、外殼的耦合作用，由此，非耐壓殼體的振動(dòng)級和水中輻射聲壓級將會(huì)降低［1］。由于托板結(jié)構(gòu)是舷間振動(dòng)的主要傳遞介質(zhì)，其既能保證水下結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度，又能有效降低水下結(jié)構(gòu)的輻射噪聲，因此，研究具有阻抑振動(dòng)波傳遞的托板結(jié)構(gòu)形式具有重要的工程價(jià)值。在潛艇舷間托板結(jié)構(gòu)上布設(shè)剛性阻振質(zhì)量來阻抑能量的傳遞，其隔振效果較明顯［2］。由于阻振質(zhì)量是實(shí)體結(jié)構(gòu)，相對板結(jié)構(gòu)而言具有大的阻抗，致使抵達(dá)阻振質(zhì)量塊的振動(dòng)波部分被反射，從而會(huì)減少到達(dá)外層殼體的能量［3］。對于將剛性阻振質(zhì)量布置在基座上的對結(jié)構(gòu)振動(dòng)進(jìn)行優(yōu)化的情況，筆者已進(jìn)行過相關(guān)研究［4］。但由于在托板結(jié)構(gòu)上焊接剛性阻振質(zhì)量塊的工藝復(fù)雜，焊接質(zhì)量塊會(huì)使原艙段增加的重量較多，因此，剛性阻振質(zhì)量在復(fù)合托板中的實(shí)際應(yīng)用往往會(huì)受到限制。而將剛性阻振質(zhì)量用等截面慣性矩的型鋼代替，則既能方便工藝，又便于取材。同時(shí)，在托板上開孔既可減少艙段重量，而且還可充分利用潛艇舷間橫向連接結(jié)構(gòu)的不連續(xù)性來阻隔振動(dòng)波的傳遞［5］。

本文將引入結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)優(yōu)化設(shè)計(jì)理論，探索艦船高傳遞損失復(fù)合托板的設(shè)計(jì)理論和方法，在滿足艙段總重量及強(qiáng)度約束的限制條件下，建立高傳遞損失托板的優(yōu)化設(shè)計(jì)模型，并進(jìn)行以開孔半徑及托板角度為設(shè)計(jì)變量，以艙段非耐壓殼體全頻域內(nèi)的平均振動(dòng)加速度級為目標(biāo)函數(shù)的動(dòng)力學(xué)優(yōu)化設(shè)計(jì)，所得最優(yōu)參數(shù)的減振效果的托板可為實(shí)艇的減振降噪設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 艦船高傳遞損失復(fù)合托板優(yōu)化模型描述

由于球扁鋼的參數(shù)不能直接進(jìn)行優(yōu)化，因此，優(yōu)化設(shè)計(jì)首先以艦船托板中阻振質(zhì)量的截面尺寸及布設(shè)位置為設(shè)計(jì)變量，采用參數(shù)化定義、參數(shù)化建模、求解、結(jié)果提取、優(yōu)化變量（設(shè)計(jì)變量、狀態(tài)變量、目標(biāo)函數(shù)）來賦值，其目的是在滿足艦船艙段總重量的限制約束條件下，使非耐壓殼體的平均振動(dòng)加速度級最小，具體優(yōu)化分析流程圖如圖1所示。然后，再將優(yōu)化后的剛性阻振質(zhì)量復(fù)合托板等效為高傳遞損失復(fù)合托板［6］。

本文采用的潛艇艙段模型為內(nèi)、外殼有環(huán)肋加強(qiáng)的雙層圓柱殼體，其具體幾何尺寸為：艙段圓柱部分長度l1=8.4m，外徑D=8.6m，內(nèi)徑d=7m，采用內(nèi)、外環(huán)肋加強(qiáng)，肋距l(xiāng)=0.6m，托板厚度t1=0.008m，外殼板厚度t2=0.012m，內(nèi)殼板厚度t3=0.028m，在內(nèi)殼結(jié)構(gòu)底板上對稱布置基座，剛性阻振質(zhì)量托板結(jié)構(gòu)如圖2所示。高傳遞損失復(fù)合托板艙段模型如圖3所示。

圖1 優(yōu)化分析流程圖Fig.1 Flow chart of optimization design

圖2 剛性阻振質(zhì)量復(fù)合托板舷間結(jié)構(gòu)正視圖Fig.2 Front view of composite pedestal with rigid vibration isolation mass

圖3 高傳遞損失復(fù)合托板艙段模型示意圖Fig.3 Scheme of submarine typical double cylinder shell

連接耐壓殼體與非耐壓殼體的托板和實(shí)肋板是雙層圓柱殼體舷間傳遞振動(dòng)噪聲的主要途徑，舷間結(jié)構(gòu)如圖4所示。所謂艦船高傳遞損失復(fù)合托板，即在托板結(jié)構(gòu)中靠近內(nèi)殼的一側(cè)布置具有隔振作用的、等效于剛性阻振質(zhì)量塊的球扁鋼，并充分利用結(jié)構(gòu)的不連續(xù)性，以在托板上開孔來阻抑振動(dòng)波向非耐壓殼體及外流場的傳遞，從而達(dá)到減振降噪的目的［7］。阻振質(zhì)量塊截面中心與艙段耐壓殼體的距離為e，截面尺寸為a×b，其中a為軸向尺寸，b為徑向尺寸。模型參數(shù)需要通過變量用參數(shù)化來實(shí)現(xiàn)。整個(gè)艙段優(yōu)化模型的材料參數(shù)為：彈性模量 E=210000MPa，泊松比μ=0.3，密度 ρ=7800kg/m3。

圖4 高傳遞損失復(fù)合托板舷間結(jié)構(gòu)Fig.4 Composite pedestal connecting structures with high transmission loss between double shells

將設(shè)備運(yùn)轉(zhuǎn)的簡諧激擾力作用在基座面板上，進(jìn)行在頻域內(nèi)的諧響應(yīng)動(dòng)力學(xué)優(yōu)化分析。將艙段沿縱向方向前、后各延伸3個(gè)肋位，以模擬實(shí)際潛艇臨近艙段的邊界條件影響，在邊界處，沿周向施加位移的全約束。將設(shè)備重量以質(zhì)量點(diǎn)的形式均布于基座面板上，在基座面板上施加諧響應(yīng)的設(shè)備激勵(lì)力，激勵(lì)頻率為在0～1000Hz頻段內(nèi)的倍頻程［8］。

2 高傳遞損失復(fù)合托板結(jié)構(gòu)形式優(yōu)化分析

首先，在托板上布設(shè)剛性阻振質(zhì)量塊，通過優(yōu)化分析得到最優(yōu)的剛性阻振質(zhì)量截面尺寸及布置位置。由于在托板結(jié)構(gòu)上焊接剛性阻振質(zhì)量塊工藝復(fù)雜，使原艙段增加重量較多，因而使得剛性阻振質(zhì)量的實(shí)際應(yīng)用效果有所下降。將復(fù)合托板中的剛性阻振質(zhì)量用等效截面慣性矩的型鋼來代替，并通過開孔，充分利用潛艇舷間橫向連接結(jié)構(gòu)的不連續(xù)性來阻隔振動(dòng)波在舷間的傳遞，以達(dá)到減振降噪的目的。

先通過對剛性阻振質(zhì)量塊截面尺寸及布置位置進(jìn)行優(yōu)化，得到最優(yōu)的布置位置在距離艙段耐壓殼體2c1(D-d)=0.42處，最優(yōu)的截面尺寸為a=0.074 m，b=0.043 m。將其等效為球扁鋼，新增的骨材會(huì)導(dǎo)致艙段模型的重量增加，這可通過開孔和改變托板夾角來減輕重量。如圖5所示，最終確定的托板結(jié)構(gòu)上的球扁鋼距離艙段耐壓殼體2c1(D-d)=0.42，開孔圓心在球扁鋼與非耐壓殼體的中心處，開孔半徑為r，其圓心距離耐壓殼體2c2(D-d)=0.71，托板夾角為α=9o。

圖5 剛性阻振質(zhì)量與高傳遞損失托板結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Scheme of the composite pedestal structure with rigid vibration isolation mass and high transmission loss

以非耐壓殼體的典型測點(diǎn)的平均振動(dòng)加速度級作為高傳遞損失復(fù)合托板減振效果的衡量目標(biāo)，通過動(dòng)力學(xué)優(yōu)化分析來得到最佳的開孔半徑和托板夾角。由于在托板上開孔破壞了結(jié)構(gòu)的連續(xù)性，使得結(jié)構(gòu)強(qiáng)度有所減弱，因此，在優(yōu)化設(shè)計(jì)過程中，除了先前需要的艙段總重量限制外，還應(yīng)考慮艙段危險(xiǎn)點(diǎn)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求。

設(shè)計(jì)變量：復(fù)合托板上的開孔半徑r=0.100～0.150 m，間隔0.001 m；復(fù)合托板夾角 α=8°～10°，間隔 0.1°。

狀態(tài)變量：潛艇艙段總重量；基座邊界處橫剖面上的內(nèi)表面應(yīng)力 F1≤1.15σs=901.6 MPa；跨度中點(diǎn)處縱剖面上的中面應(yīng)力 F2≤0.85σs=666.4 MPa；復(fù)合托板上的危險(xiǎn)點(diǎn)應(yīng)力 F3≤0.8σs=627.2 MPa。

目標(biāo)函數(shù)：全頻域內(nèi)非耐壓殼體典型測點(diǎn)的平均振動(dòng)加速度級。

由于優(yōu)化模型只有一個(gè)目標(biāo)函數(shù)，如果只選取單個(gè)頻率下考核點(diǎn)的振動(dòng)特性為優(yōu)化目標(biāo)，則無法全面反映圓柱殼艙段的全頻域內(nèi)特性是否達(dá)到了最優(yōu)。因此，本文選取典型測點(diǎn)各頻率范圍內(nèi)的平均振動(dòng)加速度級為目標(biāo)函數(shù)。

結(jié)構(gòu)測點(diǎn)布置如圖6所示。對于結(jié)構(gòu)測點(diǎn)的加速度響應(yīng)值，按下式取平均振動(dòng)級為：

圖6 結(jié)構(gòu)測點(diǎn)布置示意圖Fig.6 Distribution of measuring points

式中，ai為各頻段上各頻譜分量的加速度響應(yīng)值；a0為振動(dòng)加速度基準(zhǔn)值，本文取a0=1×10-6m/s2。

其中，目標(biāo)函數(shù)取為：uobj=uobja*uobjb*…*uobjc*uobjd*uobje*1e30，其中 uobja為a頻段下各考核點(diǎn)的平均加速度響應(yīng)值。

優(yōu)化采用零階方法，設(shè)置最大迭代次數(shù)為50，連續(xù)15次不收斂即退出循環(huán)。設(shè)計(jì)變量、狀態(tài)變量和目標(biāo)函數(shù)的優(yōu)化序列結(jié)果如表1所示。圖7、圖8所示分別為優(yōu)化計(jì)算中作為目標(biāo)函數(shù)的全頻域內(nèi)非耐壓殼體典型測點(diǎn)平均振動(dòng)加速度級和作為狀態(tài)變量的圓柱殼艙段總重量的迭代收斂曲線。

表1 高傳遞損失復(fù)合托板結(jié)構(gòu)形式的優(yōu)化結(jié)果Tab.1 Optimal results of structural styles of composite pedestal with high transmission loss

圖7 非耐壓殼體測點(diǎn)全頻域內(nèi)平均振動(dòng)加速度級—迭代次數(shù)曲線Fig.7 Iteration curve of the average vibration acceleration of the non-pressure hull for whole frequency

圖8 艙段總重量—迭代次數(shù)曲線Fig.8 Iteration curve of the cabin gross weight

由表1、表2中的數(shù)據(jù)及圖7、圖8中的迭代曲線可以看出，優(yōu)化循環(huán)迭代至第19次，目標(biāo)函數(shù)結(jié)果便已收斂為最優(yōu)解，隔振效果最佳的高傳遞損失復(fù)合托板結(jié)構(gòu)參數(shù)為：2c1(D-d)=0.42，2c2(D-d)=0.74，2r(D-d)=0.18，α=9.2°。通過將復(fù)合托板的剛性阻振質(zhì)量塊等效為球扁鋼，同時(shí)優(yōu)化托板角度并在托板上開孔，艙段總重量便由184.14 t減少為167.63 t，減重10.08%。危險(xiǎn)點(diǎn)的強(qiáng)度約束條件也均滿足。由于舷間結(jié)構(gòu)的阻抗失配程度及不連續(xù)性得到了加強(qiáng)，優(yōu)化后，艙段非耐壓殼體全頻域內(nèi)典型測點(diǎn)的平均振動(dòng)加速度級由92.13 dB變?yōu)?0.47 dB，降低了1.66 dB，減低了振動(dòng)波能量的傳遞，進(jìn)而減少了輻射到流場中噪聲。

3 高傳遞損失復(fù)合托板結(jié)構(gòu)隔振效果驗(yàn)證

將舷間采用未優(yōu)化前的普通托板結(jié)構(gòu)、剛性阻振質(zhì)量托板結(jié)構(gòu)和高傳遞損失符合托板結(jié)構(gòu)的潛艇典型圓柱殼艙段結(jié)構(gòu)模型分別導(dǎo)入軟件ABAQUS，并建立外流場以便考慮流固耦合作用的影響，同時(shí)，還可提取流場中的輻射聲壓。典型艙段圓柱殼結(jié)構(gòu)流固耦合模型如圖9所示。參考文獻(xiàn)［9-10］，本文對比分析了優(yōu)化前、后不同托板結(jié)構(gòu)對雙層圓柱殼振動(dòng)聲輻射特性的影響。

圖9 艙段典型圓柱殼結(jié)構(gòu)流固耦合模型Fig.9 Fluid-structure interaction model of submarine typical double cylinder shell

近場聲壓考核點(diǎn)的取法是在外流場中距離非耐壓殼1 m處，以正上方記為0°，每隔15°取一考核點(diǎn)，如圖10所示。

圖10 聲場考核點(diǎn)位置示意圖Fig.10 Scheme of the measuring points of the sound field

將各頻點(diǎn)下考核點(diǎn)的聲壓響應(yīng)取平均，以衡量輻射聲場的強(qiáng)度。圖11給出了圓柱殼舷間結(jié)構(gòu)分別采用普通托板、剛性阻振質(zhì)量托板和高傳遞損失復(fù)合托板的潛艇典型艙段近場考核點(diǎn)平均輻射聲壓級隨頻率的對比曲線。

圖11 3種托板結(jié)構(gòu)的平均輻射聲壓級對比曲線Fig.11 Comparison curves of average radiant sound pressure level of three kinds of pedestal structures

由圖可看出，低頻激勵(lì)時(shí)，3種托板結(jié)構(gòu)的艙段近場考核點(diǎn)平均輻射聲壓級相差不大，復(fù)合托板的隔振效果不佳；在中、高頻激勵(lì)時(shí)，高傳遞損失復(fù)合托板和剛性阻振質(zhì)量復(fù)合托板都有明顯的降噪作用，且后者略優(yōu)于前者。

4 結(jié) 語

本文將高傳遞損失復(fù)合托板的開孔半徑和托板角度作為設(shè)計(jì)變量，進(jìn)行了在艙段總重量及強(qiáng)度要求約束下的全頻段的動(dòng)力學(xué)優(yōu)化，得到了艙段非耐壓殼體平均振動(dòng)加速度級隨迭代次數(shù)的變化曲線和優(yōu)化序列。通過優(yōu)化分析，得到了隔振效果最佳的高傳遞損失復(fù)合托板結(jié)構(gòu)參數(shù)，艙段非耐壓殼體全頻域內(nèi)典型測點(diǎn)平均振動(dòng)加速度級降低了1.66 dB。

通過分析3種托板結(jié)構(gòu)頻域內(nèi)的近場輻射聲壓，驗(yàn)證了高傳遞損失復(fù)合托板結(jié)構(gòu)的隔振效果。在低頻激勵(lì)下，剛性阻振質(zhì)量復(fù)合托板和高傳遞損失復(fù)合托板的隔振效果不佳，但對中、高頻結(jié)構(gòu)噪聲有顯著的阻隔作用，且前者略優(yōu)于后者。

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