嵌入式外部驅(qū)動IV型彎張換能器設(shè)計(jì)

李志強(qiáng)，莫喜平，張運(yùn)強(qiáng)，崔斌，潘耀宗，李鵬

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嵌入式外部驅(qū)動IV型彎張換能器設(shè)計(jì)

李志強(qiáng)1,2，莫喜平1，張運(yùn)強(qiáng)1，崔斌1，潘耀宗1，李鵬1

(1. 中國科學(xué)院聲學(xué)研究所，北京100190；2. 中國科學(xué)院大學(xué)，北京100190)

為了減小外部驅(qū)動IV型彎張換能器長度，提高此類換能器的實(shí)用性，提出在彎張殼長軸方向設(shè)計(jì)一U型凹槽、驅(qū)動單元置于凹槽內(nèi)驅(qū)動的方案。利用有限元軟件重點(diǎn)分析U型凹槽尺寸對換能器諧振頻率和體積位移的作用規(guī)律，同時結(jié)合水中模型的發(fā)射電壓響應(yīng)，設(shè)計(jì)了一款諧振頻率為2.2 kHz、-3 dB帶寬為330 Hz的嵌入式外部驅(qū)動IV型彎張換能器。這種結(jié)構(gòu)的換能器不僅吸收了已有外部驅(qū)動IV型彎張換能器的優(yōu)點(diǎn)，還彌補(bǔ)了其長度尺寸過大的缺陷。

嵌入式；外部驅(qū)動；小尺寸；彎張換能器

0 引言

IV型彎張換能器是一種廣泛應(yīng)用于低頻、大功率水聲探測領(lǐng)域的發(fā)射型換能器，它利用了殼體較低頻率的彎曲振動模態(tài)，將驅(qū)動單元小振幅的縱振動轉(zhuǎn)化為彎張殼體大振幅的彎曲振動。溢流式IV型彎張換能器可實(shí)現(xiàn)深水工作，但聲輻射效率較低，需要在殼體填充順性材料[1-2]；空氣背襯式IV型彎張換能器常作為大功率低頻聲源，但也存在隨水深的增加，驅(qū)動單元的預(yù)應(yīng)力下降的問題，因此要考慮應(yīng)力補(bǔ)償措施?？諝獗骋r外部驅(qū)動IV型彎張換能器將驅(qū)動單元設(shè)計(jì)在彎張殼體外部，隨著工作水深的增加，殼體對驅(qū)動單元施加的是壓應(yīng)力，因此工作水深有一定的提高[3-4]。此外驅(qū)動單元尺寸不受殼體尺寸限制，工作產(chǎn)生的熱量也可以通過水密結(jié)構(gòu)快速散發(fā)到水中，因此兼具裝配簡單、功率大等優(yōu)勢。制約外部驅(qū)動IV型彎張換能器應(yīng)用的主要問題在于其長軸方向尺寸過大，因此研究減小尺寸的方案對于推廣外部驅(qū)動IV型彎張換能器的應(yīng)用具有積極的意義。

1 殼體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)思路

傳統(tǒng)的外部驅(qū)動彎張換能器如圖1所示[3]，其沿殼體長軸方向的尺寸為殼體長軸、驅(qū)動單元、夾板、螺母等結(jié)構(gòu)的長度之和。本文設(shè)計(jì)的嵌入式外部驅(qū)動IV型彎張換能器充分利用了彎張殼內(nèi)部的空間，通過在彎張殼體長軸方向設(shè)計(jì)一嵌入殼內(nèi)的U型凹槽、壓電陶瓷驅(qū)動單元插入凹槽的方式，有效地縮短了換能器的整體長度。換能器殼體的結(jié)構(gòu)見圖2。

殼體結(jié)構(gòu)中輻射面部分為橢圓形的IV型彎張殼體結(jié)構(gòu)，為抑制U型凹槽的彎曲振動，槽壁厚度需比輻射面殼厚略厚，同時通過一對桿結(jié)構(gòu)限制槽口的張合振動。與槽口相對一端為較寬的平面，有利于提高殼體振動時的穩(wěn)定性。

2 有限元仿真分析

有限元方法是設(shè)計(jì)水聲換能器常用的方法之一，首先利用模態(tài)分析方法仿真尺寸參數(shù)對換能器一階振動模態(tài)的影響，之后利用空氣中的諧響應(yīng)分析得到各尺寸參數(shù)對殼體輻射面體積位移的影響，最后根據(jù)兩者的結(jié)果選取合適的結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計(jì)換能器水中模型，計(jì)算得到其聲學(xué)參數(shù)。

2.1 空氣中有限元分析

嵌入式外部驅(qū)動IV型彎張換能器的1/4有限元模型如圖3所示。具體需要考慮的尺寸參數(shù)包括彎張殼長短軸尺寸、彎張殼厚度、U型凹槽壁厚、臂長、夾板厚度等。其中，通過仿真分析發(fā)現(xiàn)，殼體長短軸尺寸和彎張殼厚度對換能器聲學(xué)性能的影響與IV型彎張換能器的規(guī)律基本一致，因此本文重點(diǎn)介紹U型凹槽、換能器兩端的夾板的影響效果，下文對這兩結(jié)構(gòu)所提及的控制變量如圖4所示。研究以下規(guī)律時，換能器彎張殼的長軸長為90 mm，短軸長為31.5 mm，同時為了增加可選取的壓電陶瓷尺寸，在短軸方向加高28 mm，彎張殼輻射面厚度為4 mm。

U型凹槽厚度對換能器諧振頻率和體積位移的作用規(guī)律見圖5和圖6。圖5反映了隨著U型凹槽變厚，換能器諧振頻率逐步變大，但變大的趨勢越來越小并向一極值靠近，圖6中體積位移隨U型凹槽厚度的變化規(guī)律也如此。結(jié)合模態(tài)分析可知，當(dāng)U型凹槽的厚度較薄時容易激發(fā)其彎曲振動，此時換能器整體剛度較小，且驅(qū)動陣子激發(fā)的一部分機(jī)械能被U型凹槽分占，傳遞到彎曲輻射面上的減少。根據(jù)圖5和圖6的曲線特點(diǎn)，本文選取的U型梁厚度為6 mm，即彎張殼厚度的1.5倍。這一比例僅供參考，是否適用于不同殼體厚度的此類換能器將另文進(jìn)一步研究。

圖7和圖8分析了U型凹槽的臂長對諧振頻率和體積位移的影響。由于分析中保持驅(qū)動單元長度不變，因此隨著U型凹槽臂長變短時螺桿的長度也相應(yīng)變長。兩圖中的曲線均存在一凹谷，圖9顯示了U型凹槽臂長60 mm時換能器振動的位移分布，表明此時螺桿的彎曲諧振頻率很接近殼體輻射面諧振頻率，驅(qū)動單元輸出的能量很大一部分被螺桿吸收。因此在設(shè)計(jì)U型凹槽臂長以及驅(qū)動單元的長度時，螺桿的一階諧振頻率與殼體彎曲輻射面的一階諧振頻率不能太接近。較短的臂長和較長的臂長均可增大體積位移，但較長的臂長具有更低的諧振頻率，并考慮到凹槽的主要用途是減小換能器長度，因此在殼體尺寸允許的基礎(chǔ)上應(yīng)適當(dāng)增加臂長。

換能器兩端的夾板作為非振動部件，需要其振動幅度越小越好，除了通過增粗螺桿外，還需控制夾板的厚度。圖10為換能器諧振頻率和夾板厚度之間的關(guān)系，圖11為體積位移和夾板厚度之間的關(guān)系。由圖10、11可知，當(dāng)夾板厚度較薄時，振動時夾板容易發(fā)生彎曲振動，這雖然可以使換能器諧振頻率降低，但聲輻射效率也大大降低。當(dāng)然夾板厚度并不是越大越好，當(dāng)夾板為20 mm厚時，進(jìn)一步增加其厚度對諧振頻率和體積位移的影響都已經(jīng)很小了。

2.2 水中有限元分析

根據(jù)空氣中優(yōu)化分析得到的嵌入式外部驅(qū)動IV型彎張換能器各零件尺寸建立水中空氣背襯的有限元模型，參考發(fā)射電壓響應(yīng)曲線進(jìn)一步微調(diào)各零件尺寸，最終設(shè)計(jì)了一款諧振頻率在2.2 kHz、-3 dB帶寬330 Hz的換能器。換能器的殼體高度為50 mm，長軸為90 mm，短軸是長軸的0.35倍，同時沿短軸方向加高28 mm；U型凹槽臂長為80 mm，槽寬為24 mm；彎張殼厚度為4 mm，U型凹槽厚度為6 mm；壓電陶瓷堆與過渡塊的總長度為70 mm，直徑為18 mm；夾板厚為18 mm；螺桿直徑為10 mm。和具有相同長軸的彎張殼及相同長度驅(qū)動單元的傳統(tǒng)外部驅(qū)動IV型彎張換能器相比，此換能器的長度減少了U型凹槽槽底到槽口的長度，大大減小了換能器沿殼體長軸方向的尺寸。圖12是此換能器發(fā)射電壓響應(yīng)的有限元計(jì)算結(jié)果，提取諧振頻率為2.2 kHz的聲壓值繪制的指向性曲線如圖13所示，其中0°方向?yàn)椴劭诒趁娴姆较颍?80°方向?yàn)椴劭诔虻姆较?。根?jù)指向性曲線，換能器的聲輻射可以認(rèn)為是全向的。

3 結(jié)論及展望

文章利用有限元方法設(shè)計(jì)了一款嵌入式外部驅(qū)動IV型彎張換能器，計(jì)算模型表明，其諧振頻率2.2 kHz處的發(fā)射電壓響應(yīng)為129.4 dB，預(yù)測其聲源級可達(dá)到190 dB；-3 dB帶寬為330 Hz；聲輻射具有全指向性的特點(diǎn)。

本款嵌入式外部驅(qū)動IV型彎張換能器在吸收了已有的外部驅(qū)動IV型彎張換能器的優(yōu)點(diǎn)的同時，還彌補(bǔ)了此類換能器長度過大的缺陷，具有尺寸小的優(yōu)勢，大大提高了此類換能器的實(shí)用性，具有廣闊的應(yīng)用前景。

[1] 莫喜平. 新型彎張換能器的研究與設(shè)計(jì)[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學(xué), 1998, 5: 65-67.

MO Xiping. The study and design of a new type flextensional transducer[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 1998, 5: 65-67.

[2] YAO Q S, LEIF Bjorno. Depth restrictions and solutions for barrel stave flextensional transducers[C]// 3rd European conference on underwater acoustics, Heraklion. 1996: 1037-1042.

[3] Raymond Porzio, Narragansett. Outboard- driven flextensional transducer. United States: 4894811[P]. 1990-07.

[4] 劉永平, 王智元, 藍(lán)宇, 等. 單側(cè)外部驅(qū)動彎張換能器[J]. 應(yīng)用聲學(xué), 2003, 23(5): 7-10.

LIU Yongping, WANG Zhiyuan, LAN Yu, et al. One-sided outboard-driven flextensional transducer[J]. Applied Acoustics, 2003, 23(5): 7-10.

Design of grooved outboard-driven class IV flextensional transducer

LI Zhi-qiang1,2, MO Xi-ping1, ZHANG Yun-qiang1, CUI Bin1, PAN Yao-zong1, LI Peng1

(1. Institute of Acoustics, Chinese Academy of Sciences, Beijing 100190, China;2. University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100190, China)

To reduce the length of outboard-driven class IV flextensional transducer and to improve the practicality, a solution of setting a U-shaped groove at the macro axis of the ellipse shell and appending the driven unit into the bottom of the groove is presented. How the size of the groove affects the transducer’s resonant frequency and volume displacement is analyzed especially with the help of finite element software. Furthermore, according to the transmitting voltage response of the underwater model, an outboard-driven class IV flextensional transducer with a resonant frequency at 2.2 kHz and a bandwidth of 330 Hz is designed. Beside having the advantages of the existing outboard-driven class IV flextensional transducer, this new structured transducer can also remedy the weakness of the traditional one in size too large.

grooved;outboard-driven;small size;flextensional transducer

TB565+.1

A

1000-3630(2015)-06-0566-04

10.16300/j.cnki.1000-3630.2015.06.019

2014-12-18;

2015-02-16

國家自然科學(xué)基金(11304350)、青年促進(jìn)會基金資助項(xiàng)目。

李志強(qiáng)(1988－), 男, 山東臨沂人, 博士研究生, 研究方向?yàn)樗晸Q能器。

莫喜平, E-mail: mxp@mail.ioa.ac.cn