水下夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性試驗(yàn)研究

羅 忠， 周 欣

(1. 海軍工程大學(xué) 科研部, 武漢 430033；2. 海裝駐上海地區(qū)軍事代表局, 上海 201206)

水下夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性試驗(yàn)研究

羅 忠1， 周 欣2

(1. 海軍工程大學(xué) 科研部, 武漢 430033；2. 海裝駐上海地區(qū)軍事代表局, 上海 201206)

引入空腔改善夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)低頻段吸聲性能。建立了三種典型水下聲隱身結(jié)構(gòu)聲學(xué)系統(tǒng)模型，在數(shù)值分析吸聲性能影響因素基礎(chǔ)上，運(yùn)用脈沖聲管試驗(yàn)方法，分析了空氣背襯“硬”邊界條件和水背襯“軟”邊界條件下，有無空腔試樣、不同空腔間距、空腔形狀和深度對諧振吸聲峰值及峰值頻率等的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明，空腔顯著改善了夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)低頻段吸聲性能；空氣背襯下，空腔間距越小，首階諧振吸聲峰值越大，峰值頻率越低，水背襯條件下則相反；空腔體積越大，首階諧振吸聲峰值越小，峰值頻率越低。

夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)；空腔；吸聲系數(shù)；諧振；試驗(yàn)

隨著潛艇巡航深度的增大和聲納探測技術(shù)的不斷發(fā)展，對潛艇的聲隱身技術(shù)提出了新的挑戰(zhàn)，水下聲隱身結(jié)構(gòu)正朝著耐壓、低頻和寬頻段吸收的方向發(fā)展。夾芯復(fù)合聲隱身結(jié)構(gòu)是一種新型水下聲隱身結(jié)構(gòu)，由比強(qiáng)度高、比剛度大、阻尼性能好、透聲性能優(yōu)異、成型工藝簡單的纖維增強(qiáng)復(fù)合材料表層和吸聲高分子芯材組成，可以代替原有“鋼結(jié)構(gòu)+吸聲覆蓋”的吸聲結(jié)構(gòu)，實(shí)現(xiàn)水下目標(biāo)承載和聲隱身的一體化設(shè)計(jì)[1-3]。在單一均質(zhì)材料中引入諧振空腔，能夠較好地改善低頻段吸聲性能，帶周期陣列空腔消聲覆蓋層已得到了廣泛應(yīng)用[2-9]。傳統(tǒng)的對周期空腔陣列消聲覆蓋層聲學(xué)性能分析方法有傳遞矩陣法[3-4]、有限元法[2,4-7]、等效參數(shù)法[8-9]等，但由于夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)中有多種吸聲機(jī)理并存，數(shù)值方法僅能從定性角度對空腔深度、直徑、間距、位置、形狀等幾何參數(shù)的影響規(guī)律進(jìn)行分析，駐波聲管和消聲水池試驗(yàn)成本較大，所以本文采用脈沖聲管試驗(yàn)方法，結(jié)合多種吸聲機(jī)理的影響，分析夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)對吸聲性能的影響，并獲得了較好的低頻段吸聲性能。應(yīng)該說，這些研究工作主要是新型水下夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)的初步探討，或者是在模型試驗(yàn)基礎(chǔ)上，對理論研究規(guī)律的驗(yàn)證，還需要根據(jù)探索出的吸聲機(jī)理對夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)進(jìn)行深入的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 理論分析

圖1 典型聲隱身夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)Fig.1 The typical acoustic stealth sandwich composite structure with cavum

典型夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)見圖1，由玻璃鋼表層、吸聲材料和空腔等組成。水下聲隱身結(jié)構(gòu)聲學(xué)系統(tǒng)簡化模型見圖2。圖2(a)模型Ⅰ與單殼體水下目標(biāo)聲學(xué)環(huán)境相似，能夠采用有限元方法分析空腔諧振規(guī)律，也可以采用脈沖聲管進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。圖2(b)模型Ⅱ?yàn)闊o限水背襯條件，與聲隱身實(shí)心舵和穩(wěn)定翼等凸出部位的實(shí)際聲學(xué)環(huán)境相似，能夠采用有限元方法分析空腔諧振規(guī)律；消聲水池和駐泊聲管的背襯均為尖劈吸聲材料，與模型Ⅱ聲學(xué)系統(tǒng)相同，但試驗(yàn)成本較大；脈沖聲管試驗(yàn)成本較小，但由于聲管直徑較小，難以布設(shè)尖劈吸聲材料，模型Ⅱ很難進(jìn)行脈沖聲管試驗(yàn)驗(yàn)證。圖2(c)模型Ⅲ為耐壓殼體和空氣背襯條件，與水下目標(biāo)船體的實(shí)際聲學(xué)環(huán)境最相近，也易于進(jìn)行聲管試驗(yàn)分析；但于吸聲結(jié)構(gòu)與耐壓殼體之間存在較厚的中間水層，透過吸聲材料的聲波會和空氣背襯反射的聲波疊加，在中間水層形成諧振聲波，對理論分析帶空腔吸聲結(jié)構(gòu)的諧振頻率和帶寬時，難以區(qū)分聲波疊加后的諧振和空腔引起的諧振， 一般很少采用模型Ⅲ進(jìn)行帶空腔

吸聲結(jié)構(gòu)的諧振規(guī)律分析。因此，在理論分析水下夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性時，采用模型Ⅰ和模型Ⅱ；在進(jìn)行脈沖聲管試驗(yàn)分析時，采用模型Ⅰ和模型Ⅲ。

圖2 水下聲隱身結(jié)構(gòu)聲學(xué)系統(tǒng)簡化模型Fig.2 The simple acoustic model of underwater stealth structure

帶空腔吸聲結(jié)構(gòu)的吸聲機(jī)理非常復(fù)雜，涉及材料粘彈性損耗、空腔諧振、波型轉(zhuǎn)化、散射等多種因素，關(guān)于帶空腔吸聲結(jié)構(gòu)吸聲性能的計(jì)算方法較多，有分層介質(zhì)理論[3-4]、多次散射逼近法[8]、等效參數(shù)反演法[9]、基于Block-Floquet周期邊界條件的有限元法[4-6,10-11]等方法。在夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)中引入空腔，其諧振吸聲機(jī)理由兩部分組成[2]：① 空腔側(cè)壁沿結(jié)構(gòu)法線方向或徑向的振動，而且這兩種振動的頻率特性曲線最大值略有偏移，使吸聲結(jié)構(gòu)在聲波入射下得到較寬的諧振吸聲頻帶；② 整個夾芯復(fù)合吸聲結(jié)構(gòu)在聲波作用下整體的彎曲振動，又形成另外一個諧振吸聲系統(tǒng)。本文采用經(jīng)過算例和試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元計(jì)算方法[2]，設(shè)計(jì)夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)，并通過脈沖聲管試驗(yàn)對其聲學(xué)性能進(jìn)行驗(yàn)證，檢驗(yàn)不同背襯條件下夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)的吸聲特性。

圖3 模型Ⅰ中夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性頻響Fig.3 The frequency response of acoustic properties for sandwich composite structure with cavum in model Ⅰ

圖4 模型Ⅱ中夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性頻響Fig.4 The frequency response of acoustic properties for sandwich composite structure with cavum in model Ⅱ

夾芯復(fù)合空腔吸聲結(jié)構(gòu)內(nèi)含10 mm直徑圓柱型空腔，間隔20 mm，正方形網(wǎng)格排列，空腔腔體位于背聲面芯材底部。模型Ⅰ和模型Ⅱ，有無圓柱空腔、空腔間距、空腔形狀對聲學(xué)特性頻響見圖3和圖4?？梢钥闯觯?帶空腔的吸聲層聲學(xué)特性在3.5 kHz、4.3 kHz、8.2 kHz多個頻帶較寬的諧振吸聲峰值，空腔顯著改善了低頻吸聲特性；② 模型Ⅰ為空氣背襯的“硬”邊界條件，隨著空腔間距的減小， 首階諧振吸聲峰值增大， 峰值頻率往低頻移動約0.2 kHz，這是由于空腔間距減小，單位體積內(nèi)空腔體積比增大，在全反射邊界條件下模型整體彎曲剛度降低引起的；圓柱形空腔體積最大、剛度最小，圓錐形空腔體積最小、剛度最大，隨著空腔體積增大，模型Ⅰ首階諧振吸聲峰值和帶寬減小，峰值頻率往低頻移動了0.6 kHz，這與文獻(xiàn)[4]研究規(guī)律一致。③模型Ⅱ?yàn)樗骋r的“軟”邊界條件，隨著空腔間距的減小，首階諧振吸聲峰值和帶寬略微減小，峰值頻率往高頻移動了0.7 kHz，與模型Ⅰ規(guī)律相反，且變化更敏感，這是由于間距減小、單個空腔剛度增大引起的；模型Ⅱ隨著空腔體積增大，首階諧振吸聲峰值和帶寬減小，峰值頻率往低頻移動了0.3 kHz，與模型Ⅰ規(guī)律和影響幅度基本相同。

2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)聲學(xué)性能試驗(yàn)采用脈沖聲管測試系統(tǒng)進(jìn)行，由于聲學(xué)測試系統(tǒng)采用的是圓柱型試樣，所以無法對空腔的間距進(jìn)行精確的控制，只能通過調(diào)節(jié)單個試樣中空腔的個數(shù)來控制間距。夾芯復(fù)合空腔試樣見表1，試樣直徑均為56.3 mm，上、下表層玻璃鋼厚度均為4 mm，吸聲芯層均采用聚氨酯改性環(huán)氧基微珠增強(qiáng)吸聲體，厚度為25 mm。試驗(yàn)采用聲學(xué)系統(tǒng)模型Ⅰ和模型Ⅲ，模型Ⅲ中試樣位于聲管中部，距管口鋼背襯1.8 m。

表1 夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)試樣主要參數(shù)

夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂涨徊贾萌鐖D5所示，試驗(yàn)?zāi)＞吆臀凑迟N玻璃鋼試樣如圖6所示。

圖5 夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)試樣腔體分布Fig.5 The distributing of cavum of experimental model of sandwich composite structure

圖6 夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)制作模具和試樣Fig.6 The experimental mould and specimen of sandwich composite structure with cavum

采用脈沖法數(shù)字測量裝置，由位于脈沖管一端的換能器向管中發(fā)射脈沖聲波，聲波經(jīng)試樣或另一端背襯反射，由同一換能器接收，測量頻率間隔為200 Hz。在測量頻率點(diǎn)上，應(yīng)用信號采集器先測量并記錄帶試樣的反射信號相對應(yīng)的電信號，然后測量并記錄與標(biāo)準(zhǔn)反射體的反射電信號，經(jīng)DFT處理后得到它們的幅度和相位，最后計(jì)算反射系數(shù)的模和相位，進(jìn)而計(jì)算出吸聲系數(shù)。

為驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果的穩(wěn)定性，5#樣品和10#樣品結(jié)構(gòu)參數(shù)相同，按模型Ⅰ和模型Ⅲ條件測試吸聲系數(shù)見圖7。可以看出：① 模型Ⅰ條件下，兩個樣品在2-6 kHz頻段吸聲系數(shù)吻合較好，并均在6 kHz附近出現(xiàn)諧振峰值，在高頻段吸聲系數(shù)有一定差異，這是由于試樣為逐個澆注，工藝及環(huán)境條件對基體高頻吸聲性能產(chǎn)生一定影響；② 模型Ⅲ條件下，兩個試樣在2 kHz附近均出現(xiàn)較高的諧振峰值，且吻合較好；③ 兩種模型條件下的吸聲系數(shù)測試結(jié)果較穩(wěn)定，可以采用此試驗(yàn)方法分析夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)諧振特性。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 模型Ⅰ試驗(yàn)結(jié)果

模型Ⅰ條件下，均質(zhì)層狀夾芯復(fù)合試樣與帶空腔試樣吸聲系數(shù)測試結(jié)果比較見圖8?？梢钥闯觯汉?4個圓柱空腔試樣和含14個錐臺空腔試樣吸聲系數(shù)頻譜上均出現(xiàn)了明顯的諧振現(xiàn)象，且空腔體積越大，諧振峰值往低頻移動，與理論分析規(guī)律一致。當(dāng)空腔體積足夠大、空腔個數(shù)足夠多時，在吸聲系數(shù)頻響曲線上能看出完整的諧振吸聲峰值和帶寬，如錐臺型空腔的諧振峰值在5 kHz附近；圓柱型空腔在6 kHz附近出現(xiàn)一個較小的諧振吸聲峰值，在11 kHz附近出現(xiàn)較高的諧振吸聲峰值，且8-12 kHz頻段內(nèi)只有半個帶寬，可見空腔有效的改善了均質(zhì)層狀夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)低頻吸聲不足。由于圓柱形試樣空腔間距及材料參數(shù)原因，造成了峰值位置與數(shù)值計(jì)算存在一定差異。

圖7 脈沖聲管試驗(yàn)吸聲系數(shù)穩(wěn)定性比較Fig．7Thestabilityofexperimentalabsorptioncoefficient圖8 模型Ⅰ無空腔與有空腔比較Fig．8ThecontrastofhomosphereandwithcavumSandwichcompositestructureinmodelⅠ

圓柱型、圓錐型、錐臺型空腔間距對吸聲系數(shù)頻響分別見圖9、圖10和圖11?？梢钥闯觯孩?都于圓柱形空腔，空腔間距在低頻段對吸聲性能影響不大，但在5 kHz以上頻段，隨著空腔間距減小，諧振吸聲峰值增大，峰值頻率稍往低頻移動。② 對于圓錐型空腔試樣，隨著空腔間距減小，6 kHz附近諧振峰值變化不大，在11 kHz附近諧振吸聲峰值稍增大，峰值頻率稍往低頻移動，分析這是由于圓錐型空腔體積較小，且圓錐空腔在聲波作用下只有壁面的彎曲振動模式，三角形壁面相對彎曲剛度又較高，彎曲振動變形較小，不能有效的吸收聲能。③ 空腔間距對錐臺型空腔試樣影響顯著，隨著間距減小，吸聲峰值增大，峰值頻率往低頻移動，吸聲帶寬減小。④試驗(yàn)結(jié)果與理論分析規(guī)律一致，夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)的諧振吸聲性能，除與空腔間間距有關(guān)外，還與空腔體積及芯材的材料參數(shù)關(guān)系較大。

圖12和圖13為模型Ⅰ條件下空腔形狀對吸聲性能頻響。可以看出：當(dāng)試樣中空腔數(shù)為10個時，吸聲系數(shù)在6 kHz和11 kHz附近出現(xiàn)兩個諧振吸聲峰值，隨著空腔體積的增大，峰值也增大，峰值頻率稍往低頻移動，吸聲帶寬也增大；圓臺型空腔體積最大，當(dāng)試樣中空腔數(shù)為14個時，能夠看到出現(xiàn)完整的諧振吸聲峰值。

圖9 模型Ⅰ圓柱型腔空腔間距影響Fig．9TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferentcolumncavumintervalinmodelⅠ圖10模型Ⅰ圓錐型腔空腔間距影響Fig．10TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferenttapercavumintervalinmodelⅠ圖11 模型Ⅰ錐臺型腔空腔間距影響Fig．11TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferentconecavumintervalinmodelⅠ

圖12 模型Ⅰ空腔形狀影響(10個空腔)Fig．12TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferentcavumshapeinmodelⅠ(10cavum)圖13 模型Ⅰ空腔形狀影響(14個空腔)Fig．13TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferentcavumshapeinmodelⅠ(14cavum)圖14 模型Ⅰ圓柱腔空腔深度影響Fig．14TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferentcolumncavumdepthinmodelⅠ

圖14為空氣背襯下14個圓柱型空腔的腔體深度對吸聲系數(shù)頻響，由圖可見：腔體深度越大，2-12 kHz頻段吸聲性能越優(yōu)，且諧振吸聲峰值增大，峰值頻率往低頻移動，但諧振帶寬卻減小，這是因?yàn)榭涨桓叨仍龃螅瑐?cè)壁的彎曲剛度減小，因此側(cè)壁的彎曲振動頻率降低。

3.2 模型Ⅲ試驗(yàn)結(jié)果

模型Ⅲ條件下，均質(zhì)層狀夾芯復(fù)合試樣與帶空腔的夾芯復(fù)合試樣吸聲系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果見如圖15，空腔的引入有效改善了夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)的吸聲性能，圓柱型和錐臺型空腔試樣吸聲系數(shù)頻響曲線上均出現(xiàn)了諧振吸聲峰值，隨著空腔體積的增大，峰值位置往低頻移動。

圓柱型、圓錐型、錐臺型空腔間距對吸聲系數(shù)頻響分別見圖16、圖17和圖18。可以看出，空腔間距減小，諧振吸聲峰值變密，在大部分頻段內(nèi)試樣吸聲系數(shù)均得到提高，這是由于空腔數(shù)增多，諧振模態(tài)增多而引起的。同時，隨著空腔間距減小，圓錐型空腔試樣首階諧振峰值增大，峰值頻率往高頻移動，諧振帶寬也增大；而體積最大的錐臺型空腔試樣首階諧振峰值減小，且在高頻段吸聲系數(shù)較大。

圖15 模型Ⅲ無空腔與有空腔比較Fig．15ThecontrastofhomosphereandwithcavumSandwichcompositestructureinmodelⅢ圖16 模型Ⅲ圓柱型腔空腔間距影響Fig．16TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferentcolumncavumintervalinmodelⅢ圖17 模型Ⅲ圓錐型腔空腔間距影響Fig．17TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferenttapercavumintervalinmodelⅢ

圖18 模型Ⅲ錐臺型腔空腔間距影響Fig．18TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferentconecavumintervalinmodelⅢ圖19 模型Ⅲ空腔形狀影響(10個空腔)Fig．19TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferentcavumshapeinmodelⅢ(10cavum)圖20 模型Ⅲ空腔形狀影響(14個空腔)Fig．20TheaffectofabsorptioncoefficientfordifferentcavumshapeinmodelⅢ(14cavum)

圖19和圖20為空腔形狀對吸聲系數(shù)試驗(yàn)頻響?？梢钥闯觯号c空氣背襯下結(jié)果相反，隨著空腔體積的增大，吸聲系數(shù)越低，模型Ⅲ條件水背襯下透射也越大，諧振吸聲效率越低，進(jìn)入吸聲芯層的聲能沒有得到有效的吸收；同時隨著空腔體積的增大，首階諧振峰值減小，峰值頻率往低頻移動，諧振帶寬也減小，與理論分析規(guī)律一致。

圖21 模型Ⅲ圓柱腔空腔深度影響Fig. 21 The affect of absorption coefficient for different column cavum depth in model Ⅲ

圖21為圓柱型空腔腔體深度對吸聲系數(shù)試驗(yàn)頻響。由圖可見：隨著腔體深度的增大，首階諧振吸聲峰值頻率往低頻移動，由于2kHz以下頻段吸聲系數(shù)未能測出，所以看不出吸聲峰值是否增大，但可以明顯看出次階諧振吸聲峰值增大，在3-9 kHz頻段，吸聲性能得到改善。

4 結(jié) 論

(1) 空腔引入有效改善了夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)低頻段吸聲性能，夾芯復(fù)合空腔結(jié)構(gòu)聲學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果與理論分析規(guī)律一致。

(2) 空氣背襯“硬”邊界條件下，隨著空腔間距減小，首階諧振吸聲峰值增大，峰值頻率往低頻移動；水背襯“軟”邊界條件下則相反。

(3) 隨著空腔體積增大，首階諧振吸聲峰值和帶寬減小，峰值頻率往低頻移動。

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Tests for acoustic-stealth characteristics of underwater sandwich composite structures with cava

LUO Zhong1，ZHOU Xin2

(1. Department of Researching, Naval Univ. of Engineering, Wuhan 430033, China;2. Naval Deputation Department in Shanghai, Shanghai 201206, China)

Introducing cava can improve the sound-absorption ability of a sandwich composite structure within a low-frequency range. The acoustic models for 3 kinds of typical underwater acoustic-stealth structures were established. The affect factors of their sound-absorption ability were analyzed numerically. Then, using the test method of pulse sound tube, the effects of samples with cava or without cava, different distances between cava, shape and depth of cava on the peak value of sound-absorption resonance and its frequency of the structures were analyzed under hard boundary condition and air background as well as soft boundary condition and water background. The results showed that the cava obviously improve the sound-absorption ability of sandwich composite structures within a low-frequency range; under air background, the smaller the distance between cava, the larger the peak value of the 1storder sound-absorption resonance and the lower the corresponding frequency; under water background, the situation is the opposite; the bigger the volume of cava, the smaller the peak value of the 1storder sound-absorption resonance and the lower the corresponding frequency.

sandwich composite structure; cavum; absorption coefficient; resonance; experiment

國防重點(diǎn)基金資助項(xiàng)目

2013-07-16 修改稿收到日期：2013-11-28

羅忠 男，講師，博士，1982年生

TN911.7

A

10.13465/j.cnki.jvs.2014.08.022