內(nèi)部聲激勵(lì)下圓柱殼低階模態(tài)聲振特性研究

楊德森，張睿，時(shí)勝國(guó)

(1.哈爾濱工程大學(xué) 水聲技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150001; 2.哈爾濱工程大學(xué) 水聲工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

內(nèi)部聲激勵(lì)下圓柱殼低階模態(tài)聲振特性研究

楊德森1,2，張睿2，時(shí)勝國(guó)1,2

(1.哈爾濱工程大學(xué) 水聲技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150001; 2.哈爾濱工程大學(xué) 水聲工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

針對(duì)艙室空氣噪聲引起水下航行器的外輻射噪聲問題，基于Flügge薄殼理論和Helmholtz波動(dòng)方程，推導(dǎo)了機(jī)械點(diǎn)力源和內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)下有限長(zhǎng)單層圓柱殼的振動(dòng)方程，分析了聲腔結(jié)構(gòu)對(duì)聲源輻射能量的影響，并通過數(shù)值仿真對(duì)比分析了機(jī)械點(diǎn)力源和內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)下圓柱殼低階周向模態(tài)聲振特性和傳遞損失。數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明：機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)下，各階周向模態(tài)均影響殼體的振動(dòng)特性；內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)下，殼體振動(dòng)主要由低階周向模態(tài)主導(dǎo)，其聲輻射效率更高，能量傳遞損失更大。該研究結(jié)果對(duì)水下航行器聲學(xué)設(shè)計(jì)具有一定的參考價(jià)值。

內(nèi)部聲激勵(lì)； 低階模態(tài)； 輻射效率； 聲腔耦合； 圓柱殼； 聲振特性

機(jī)械噪聲是水下航行器主要噪聲源之一。機(jī)械噪聲的產(chǎn)生一方面是艇上機(jī)械設(shè)備振動(dòng)通過隔振系統(tǒng)和管路系統(tǒng)的基座和支撐件激勵(lì)艇體振動(dòng)并向水中輻射噪聲，另一方面是機(jī)械設(shè)備直接輻射空氣噪聲通過艇體透射引起水下聲輻射。隨著減振、隔振技術(shù)發(fā)展和安靜型機(jī)電設(shè)備的應(yīng)用，空氣噪聲引起水下輻射噪聲的問題愈發(fā)突出，將成為水下航行器聲學(xué)設(shè)計(jì)不可忽視的問題。

圓柱殼體是潛艇、魚雷等水下航行器的主要結(jié)構(gòu)形式。該結(jié)構(gòu)形式的物理數(shù)學(xué)模型相對(duì)簡(jiǎn)單，便于研究其聲輻射規(guī)律。Laulagnet等針對(duì)這種結(jié)構(gòu)形式在機(jī)械點(diǎn)力源作用下振動(dòng)特性和外輻射聲場(chǎng)進(jìn)行了大量的理論研究，詳細(xì)分析了外部流體介質(zhì)對(duì)殼體振動(dòng)的耦合作用[1-2]。對(duì)空氣聲源作用下殼體外輻射聲場(chǎng)問題，殼體結(jié)構(gòu)的振動(dòng)不僅與外部流體介質(zhì)耦合, 而且與內(nèi)部有限區(qū)域的聲介質(zhì)耦合。Dowell等研究了封閉空間內(nèi)部聲場(chǎng)固有頻率以及單、雙層圓柱殼體內(nèi)部聲場(chǎng)分布，但沒有考慮外輻射聲場(chǎng)問題[3-6]。Ali El Hafid等對(duì)聲腔與結(jié)構(gòu)模態(tài)的截?cái)鄦栴}進(jìn)行了詳細(xì)分析[7]。C R Fuller研究了內(nèi)部聲源激勵(lì)下無限長(zhǎng)圓柱殼聲輻射特性[8]。彭旭則從Flügge薄殼理論和Helmholtz波動(dòng)方程出發(fā)，推導(dǎo)了有限長(zhǎng)加筋圓柱殼在內(nèi)部聲源激勵(lì)下殼體振動(dòng)的耦合方程，對(duì)比了機(jī)械點(diǎn)力源和內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)下圓柱殼的傳遞損失和外輻射聲場(chǎng)的指向性[9]，但沒有對(duì)兩種激勵(lì)方式下殼體結(jié)構(gòu)振動(dòng)模態(tài)的差異進(jìn)行分析。陳美霞通過單、雙層環(huán)肋圓柱殼模型試驗(yàn)，研究了在不同激勵(lì)方式下圓柱殼內(nèi)部介質(zhì)與殼體振動(dòng)以及外輻射聲場(chǎng)的關(guān)系[10]。此外，針對(duì)實(shí)際工程預(yù)報(bào)問題，陳明等建立了一種較簡(jiǎn)單的空氣噪聲傳遞產(chǎn)生水下輻射噪聲的工程估算方法。到目前為止，關(guān)于內(nèi)部聲激勵(lì)下圓柱殼的聲輻射問題，主要集中在輻射聲功率和外輻射聲場(chǎng)指向性的討論，而很少從激勵(lì)力能量輸入的角度去討論聲腔對(duì)聲源輻射能量的損耗作用，以及聲激勵(lì)下能量可以有效輸入到殼體的模態(tài)分量[11-12]。

由于環(huán)肋結(jié)構(gòu)對(duì)殼體的低頻聲輻射特性影響很小，本文采用了較為簡(jiǎn)單的單層有限長(zhǎng)圓柱殼模型，討論內(nèi)部聲腔對(duì)聲源輻射能量的損耗作用，通過數(shù)值仿真分析內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)下能量從聲源到殼體再到輻射聲場(chǎng)的傳遞過程，給出了點(diǎn)聲源激勵(lì)下作用到殼體內(nèi)表面聲壓的模態(tài)分量與殼體振動(dòng)模態(tài)的關(guān)系，并比較了不同激勵(lì)方式下低階周向模態(tài)對(duì)殼體聲振特性以及傳遞特性的影響。

1 圓柱殼聲透射基本理論

本文研究的力學(xué)模型為有限長(zhǎng)薄壁圓柱殼，假設(shè)殼體兩端簡(jiǎn)支在無限長(zhǎng)的剛性圓柱障板上，其坐標(biāo)系和幾何參數(shù)如圖1所示。結(jié)構(gòu)響應(yīng)在線性范圍內(nèi)，流體滿足線性聲學(xué)條件。F為徑向機(jī)械激勵(lì)力，Q為點(diǎn)聲源，內(nèi)、外場(chǎng)流體均為無粘、無旋、各向同性的可壓縮理想流體。外流場(chǎng)密度ρ1，聲速c1，外流場(chǎng)密度ρ2，聲速c2。

圖1 計(jì)算模型Fig.1 Calculation model

1.1 殼體的運(yùn)動(dòng)方程

殼體的運(yùn)動(dòng)方程采用較為精細(xì)的Flügge薄殼振動(dòng)方程[13-14]，外流場(chǎng)滿足無源波動(dòng)方程，內(nèi)流場(chǎng)滿足有源波動(dòng)方程，殼體受機(jī)械力以及內(nèi)、外流場(chǎng)聲壓分布力作用，其振動(dòng)方程如下

(1)

式中:Ljk為Flügge殼體理論的微分算子，u、v、w分別表示柱坐標(biāo)下殼體軸向、周向、徑向三個(gè)方向的位移，F(xiàn)T為作用在殼體上的機(jī)械激勵(lì)力向量，pinT為作用于殼體內(nèi)表面的聲壓矩陣，pfT是外部流場(chǎng)聲壓向量。外流場(chǎng)對(duì)殼外表面的壓力推導(dǎo)過程見文獻(xiàn)[1]。

1.2 殼體運(yùn)動(dòng)方程的求解

殼體運(yùn)動(dòng)方程中機(jī)械力激勵(lì)可寫成

(2)

(3)

圓柱殼腔體中包含Q個(gè)點(diǎn)聲源，聲腔內(nèi)部某點(diǎn)的聲壓Pin(r,θ,z,ω)可以認(rèn)為是由圓柱殼受激振動(dòng)向內(nèi)產(chǎn)生的輻射聲壓Pin1(ω)和由聲源直接到達(dá)以及經(jīng)殼體反射到達(dá)該點(diǎn)所產(chǎn)生的聲壓Pin2(ω)兩部分組成[8]。則聲激勵(lì)下圓柱殼聲腔內(nèi)表面的聲壓分布可以寫成

(4)

Jn1(q(n1,n3)πr/R)cos(n2πz/L)cos(n1θ)

(5)

(6)

由式(6)可以看出，當(dāng)n1≠n時(shí)，Pmn=0，即聲激勵(lì)下殼體第n階周向聲腔模態(tài)只引起第n階周向模態(tài)殼體振動(dòng)，而軸向方向則相互耦合。

(7)

式中:Zmnq表示殼體的輻射阻抗。

由式(7)可以看到，流體負(fù)載導(dǎo)致不同軸向模態(tài)耦合，而各階周向模態(tài)之間相互獨(dú)立，進(jìn)一步分析可知第n階周向聲腔模態(tài)只引起第n階的周向模態(tài)聲輻射，機(jī)械力激勵(lì)模態(tài)系數(shù)Fmn有同樣的特性。

2 殼體聲振特性的數(shù)值分析

為了分析在機(jī)械力激勵(lì)和聲激勵(lì)下，殼體各階周向模態(tài)的聲振特性，對(duì)一個(gè)有限長(zhǎng)單層圓柱殼進(jìn)行數(shù)值分析，著重討論其在環(huán)頻以下頻段的聲振特性。殼體參數(shù)為：L/R=2.74，R/h=125；L、R、h，分別是圓柱殼的長(zhǎng)、半徑和厚度；殼體的彈性楊氏模量E=2.1×1011N/m2，泊松比ν=0.3，密度ρs=7 800 kg/m3，損耗因子為0.01，環(huán)頻247.3 Hz，殼體外部流體為水介質(zhì)，密度ρ1=1 000 kg/m3，聲速c1=1 500 m/s。殼體內(nèi)部流體為空氣介質(zhì)，密度ρ2=1.29 kg/m3，聲速c2=340 m/s，聲腔阻尼因子為0.01。

兩種激勵(lì)方式分別為：機(jī)械點(diǎn)力源作用于內(nèi)殼體表面，幅值1 N，作用位置(R,0,L/2)；內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)位于(R/2,0,L/2)，在自由場(chǎng)中距離該點(diǎn)聲源

1 m遠(yuǎn)處的聲壓幅值為1 Pa。徑向均方振速級(jí)參考值取5×10-8m/s，聲壓參考值取1 μPa。

2.1 振動(dòng)特性分析

對(duì)機(jī)械點(diǎn)力源和內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)下圓柱殼振動(dòng)特性進(jìn)行分析，用殼體表面均方振速描述殼體振動(dòng)的強(qiáng)弱。為了直觀對(duì)比，用幅值大小不同的機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)，使得殼體的均方振速在各1/3倍頻程頻帶內(nèi)和點(diǎn)聲源激勵(lì)下相同，由圖2可以看到在不同頻段點(diǎn)力源的大小各不相同，在環(huán)頻以下頻段點(diǎn)聲源引起整體振動(dòng)強(qiáng)度和4 N點(diǎn)力源激勵(lì)相近。

圖2 點(diǎn)力源幅值(均方振速)Fig.2 Amplitude of the point force(quadrate velocity)

進(jìn)一步分析，對(duì)兩種激勵(lì)下圓柱殼低階周向振動(dòng)模態(tài)分析，如圖3所示，機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)下，周向0、1階模態(tài)(包括了軸向所有模態(tài)，下同)對(duì)殼體的均方振速貢獻(xiàn)較小，甚至在100 Hz以下對(duì)殼體均方振速的貢獻(xiàn)可以忽略不計(jì)；點(diǎn)聲源激勵(lì)下，周向波數(shù)n=0,1時(shí)殼體的振動(dòng)模態(tài)對(duì)殼體的均方振速貢獻(xiàn)較大，不同周向波數(shù)對(duì)殼體均方振速的貢獻(xiàn)在不同頻點(diǎn)略有差別。

圖3 均方振速Fig.3 Radial quadratic velocity

為了說明在不同激勵(lì)形式下低階周向模態(tài)對(duì)殼體振動(dòng)貢獻(xiàn)不同的原因，對(duì)兩種激勵(lì)形式在各周向波數(shù)下的模態(tài)力分量進(jìn)行討論。從能量輸入角度由圖4可知，機(jī)械點(diǎn)力源的各周向模態(tài)力幅度相同且和頻率無關(guān)，從結(jié)構(gòu)響應(yīng)角度，由于環(huán)頻以下頻段，各周向振動(dòng)模態(tài)均參與殼體振動(dòng)[14]，導(dǎo)致周向波數(shù)n為0和1的振動(dòng)模態(tài)對(duì)殼體均方振速的貢獻(xiàn)較小。

與機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)不同，點(diǎn)聲源激勵(lì)下只有部分周向模態(tài)力可以通過聲腔耦合輸入到殼體中，且隨著頻率的變化而變化。如圖5所示，當(dāng)頻率為40 Hz時(shí)，周向波數(shù)n為0和1階模態(tài)力輸入遠(yuǎn)大于其他周向模態(tài)力，隨著頻率的升高，越來越多的周向模態(tài)力能夠加載到殼體上。

2.2 聲輻射特性分析

對(duì)機(jī)械點(diǎn)力源和內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)下圓柱殼聲輻射特性進(jìn)行分析，在各1/3倍頻程頻帶內(nèi)，用幅值大小不同的機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)，使得殼體的輻射聲功率和點(diǎn)聲源激勵(lì)下相同，如圖6所示，在環(huán)頻以下頻段，點(diǎn)聲源引起總輻射聲功率和20 N點(diǎn)力源激勵(lì)相近。

圖4 機(jī)械點(diǎn)力源的模態(tài)力幅度Fig.4 Amplitude of the point force in modal space

圖5 點(diǎn)聲源的模態(tài)力幅度Fig.5 Amplitude of the point source in modal space

圖6 點(diǎn)力源幅值(輻射聲功率)Fig.6 Amplitude of the point force(the radiated sound power)

把殼體振動(dòng)各輻射模態(tài)沿周向展開，由圖7可以發(fā)現(xiàn)，50 Hz以下，機(jī)械點(diǎn)力源和點(diǎn)聲源分別激勵(lì)下周向波數(shù)n為0、1階模態(tài)是其聲輻射的主導(dǎo)模態(tài)，2階以上的周向輻射模態(tài)可以忽略；隨著頻率升高，周向波數(shù)n為0、1階模態(tài)的主導(dǎo)作用開始減弱，一直到環(huán)頻以下頻段，周向0、1階模態(tài)對(duì)輻射聲功率的貢獻(xiàn)顯著。

圖8(a)對(duì)比了機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)和內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)下殼體輻射效率。整個(gè)環(huán)頻以下，點(diǎn)聲源激勵(lì)下輻射效率高于點(diǎn)力激勵(lì)，在低于100 Hz頻段尤為顯著；進(jìn)一步對(duì)不同激勵(lì)方式下周向0、1階模態(tài)進(jìn)行分析，由圖8(b)可以發(fā)現(xiàn)輻射效率大小沒有顯著差異，只是點(diǎn)聲源激勵(lì)下輻射效率曲線比機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)下起伏略大。

圖7 輻射聲功率Fig.7 Radiated sound power

圖8 輻射效率Fig.8 Radiation efficiency

通過對(duì)比圖8(a)和(b)可知，由于輻射效率是輻射聲功率和均方振速的比值，在機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)下，均方振速由各階振動(dòng)模態(tài)構(gòu)成，但高階周向模態(tài)的聲輻射能力較弱；在內(nèi)部點(diǎn)聲源激勵(lì)下，殼體均方振速主要由低階周向模態(tài)構(gòu)成，其聲輻射能力較強(qiáng)，導(dǎo)致點(diǎn)聲源激勵(lì)下輻射效率更高。

2.3 能量傳遞損失

點(diǎn)聲源和點(diǎn)力源兩種激勵(lì)方式對(duì)殼體作用的表現(xiàn)形式是不同的。點(diǎn)力源激勵(lì)下，點(diǎn)力作為局部力直接作用于殼體內(nèi)表面；點(diǎn)聲源輻射能量經(jīng)由空氣傳播到殼體，聲壓作為一種分布力作用于殼體內(nèi)表面激勵(lì)殼體振動(dòng)。

定義系統(tǒng)的輸入功率與外場(chǎng)輻射聲功率的比值為傳遞損失TL，即

(8)

由于聲腔的作用，點(diǎn)聲源無法將全部能量有效輸入到殼體中，為了便于討論這種影響，把點(diǎn)聲源輻射聲功率和點(diǎn)聲源輸入到殼體的能量分別作為系統(tǒng)的輸入功率進(jìn)行討論。點(diǎn)聲源的輻射聲功率為

式中:Zk=ρ2ω2/(4πc2)，Sk=4πpkr/(iρ2c2k)，pk為自由場(chǎng)中距離第k個(gè)點(diǎn)聲源r處的聲壓。點(diǎn)聲源輸入到殼體中的能量為

(9)

式中:pin(R)是聲激勵(lì)下殼體內(nèi)表面壓力分布。

圖9(a)為機(jī)械點(diǎn)力源和點(diǎn)聲源激勵(lì)下殼體的能量傳遞損失，可以看到點(diǎn)聲源激勵(lì)下的能量傳遞損失更大，點(diǎn)聲源激勵(lì)下聲壓分布力作為系統(tǒng)輸入時(shí)能量傳遞損失卻最小，由此可以看出，點(diǎn)聲源作為系統(tǒng)輸入時(shí)，由于聲腔結(jié)構(gòu)改變了點(diǎn)聲源的輻射阻抗，導(dǎo)致能量無法有效輸入到殼體中并輻射出去，但輸入到殼體中的能量能更有效的輻射出去，與文獻(xiàn)[10]中的結(jié)果類似。

圖9 傳遞損失Fig.9 Transmission loss

進(jìn)一步分析，只考慮兩種激勵(lì)方式下，周向0、1階模態(tài)系統(tǒng)輸入和輻射聲功率，由圖9可以看到，兩種激勵(lì)方式下周向0、1階模態(tài)的能量傳遞損失基本一致，且均小于總的能量傳遞損失。

4 結(jié)論

1)點(diǎn)聲源激勵(lì)下，殼體的振動(dòng)主要由低階周向模態(tài)主導(dǎo)；機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)下，各階周向模態(tài)均影響殼體的振動(dòng)特性。

2)兩種激勵(lì)方式下，低階周向模態(tài)對(duì)殼體聲輻射貢獻(xiàn)較大。點(diǎn)聲源激勵(lì)下殼體的輻射效率更高，是由于機(jī)械點(diǎn)力源激勵(lì)下高階周向模態(tài)振動(dòng)能力較強(qiáng)，但輻射能力較弱，導(dǎo)致點(diǎn)力源激勵(lì)下總輻射效率偏低。

3)與機(jī)械點(diǎn)力源相比，點(diǎn)聲源激勵(lì)下，由于聲腔模態(tài)與結(jié)構(gòu)模態(tài)周向耦合導(dǎo)致只有低階周向模態(tài)能量可以有效輸入到殼體中，使得能量從聲源到殼體的傳遞損失較大。

本文主要研究?jī)?nèi)部點(diǎn)聲激勵(lì)下有限長(zhǎng)單層圓柱殼的聲振特性和傳遞損失，由于模型簡(jiǎn)支在無限長(zhǎng)的剛性圓柱障板上，忽略了圓柱殼端蓋的聲透射問題。此外，對(duì)雙層圓柱殼模型以及舷間結(jié)構(gòu)和流體介質(zhì)對(duì)能量的傳遞作用需要在以后的工作中進(jìn)一步分析。

[1]LAULAGNET B, GUYADER J L. Modal analysis of a shell′s acoustic radiation in light and heavy fluids[J]. Journal of sound and vibration, 1989, 131(3): 397-415.

[2]LAULAGNET B, GUYADER J L. Sound radiation by finite cylindrical ring stiffened shells[J]. Journal of sound and vibration, 1990, 138 (2): 173-191.

[3]DOWELL E H, GORMAN G F, SMITH D A. Acoustoelasticity: general theory, acoustic natural modes and forced response to sinusoidal excitation, Including comparisons with experiment[J]. Journal of sound and vibration, 1977, 52(4): 519-542.

[4]DOWELL E H. Interior noise studies for single-and- double-walled cylindrical shells[J]. Journal of aircraft, 1979, 17(9): 691-699.

[5]陳克安,馬遠(yuǎn)良,孫進(jìn)才. 彈性結(jié)構(gòu)封閉空間有源消聲[J]. 聲學(xué)學(xué)報(bào), 1994, 19(6): 434-443. CHEN Ke′an, MA Yuanliang, SUN Jingcai. Active noise control within enclosed space surrounded by flexible structure[J]. Acta acustica, 1994, 19(6): 434-443.

[6]YOUSRI S N, FAHY F J. Distorted cylindrical shell response to internal acoustic excitation below the cut-off frequency [J]. Journal of sound and vibration, 1977, 52(3): 441-452.d

[7]ANYUNZOGHE E, CHENG L. Improved integro-modal approach with pressure distribution assessment and the use of overlapped cavities[J]. Applied acoustics, 2002, 63(11): 1233-1255.

[8]FULLER C R. Radiation of sound from an infinite cylindrical elastic shell excited by an internal monopole source[J]. Journal of sound and vibration,1986, 109(2): 259-275.

[9]彭旭,關(guān)珊珊,陳美霞. 內(nèi)部聲激勵(lì)下加筋圓柱殼的聲輻射特性分析[J]. 固體力學(xué)學(xué)報(bào), 2007, 28(4): 355-361. PENG Xu, GUAN Shanshan, CHEN Meixia. Sound radiation analysis of stiffened cylindrical shells excited by interior sound excitation[J]. Acta mechanica solida sinica, 2007, 28(4): 355-361.

[10]陳美霞, 和衛(wèi)平. 力激勵(lì)與聲激勵(lì)作用下圓柱殼聲振性能試驗(yàn)[J]. 華中科技大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版, 2011, 39(3): 55-60 CHEN Meixia, HE Weiping. Experiments of the vibration and sound radiation from cylindrical shells under force and sound excitation[J]. Journal of Huazhong University of Science & Technology: natural science edition, 2011, 39(3): 55-60.

[11]陳明, 孫新占. 艦艇空氣噪聲引起水下噪聲的估算方法及試驗(yàn)驗(yàn)證[J].船舶力學(xué), 2008, 12(4): 663-668. CHEN Ming, SUN Xinzhan. Estimation and experimental validation of the underwater noise induced by the airborne transmission[J].Journal of ship mechanics, 2008,12(4): 663-668.

[12]陳明, 曹為午. 內(nèi)部聲源激勵(lì)加筋雙層圓柱殼聲振計(jì)算方法[J]. 華中科技大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版, 2009, 37(9): 76-78. CHEN Ming, CAO Weiwu. Calculation of vibration and sound radiation from double stiffened cylindrical shells excited by interior source[J]. Journal of Huazhong University of Science & Technology: natural science edition, 2009, 37(9): 76-78.

[13]FLüGGE W. Stresses in shells[M]. Berlin: Springer Verlag, 1960.

[14]JUNGER M C, FEIT D. Sound, structures and their interaction[M]. Cambridge: MIT, 1972.

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楊德森，張睿，時(shí)勝國(guó). 內(nèi)部聲激勵(lì)下圓柱殼低階模態(tài)聲振特性研究[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào)， 2017， 38(8): 1210-1215.

YANG Desen, ZHANG Rui, SHI Shengguo. Vibration and sound radiation analysis of low-order modes from cylindrical shell excited by an interior source[J]. Journal of Harbin Engineering University， 2017， 38(8): 1210-1215.

Vibration and sound radiation analysis of low-order modes from cylindrical shell excited by an interior source

YANG Desen1,2, ZHANG Rui2, SHI Shengguo1,2

(1.Acoustic Science and Technology Laboratory, Harbin Engineering University, Harbin 150001,China; 2.College of Underwater Acoustic Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

To address sound radiation from an underwater vehicle due to cabin noise, a coupling vibration equation was derived for a finite cylindrical shell excited by point forces and interior point sources based on Flügge thin shell theory and Helmholtz equation. The effect of the acoustic cavity structure on sound source radiation was studied in detail. Comparisons were conducted on the sound radiation characteristics and transmission loss of a cylindrical shell excited by a point force and an interior point source. Results show that the vibration behaviors of cylindrical shell excited by a point force are influenced by each order mode, but the vibration excited by a point source is mainly affected by low-order circumferential modes. The transmission loss of an interior sound source is larger than that caused by a point force, but the radiation efficiency of the former is higher. This study is valuable for the acoustic design of underwater vehicles.

interior sound excitation; low order modes; radiation efficiency; structural acoustic coupling; cylindrical shell; vibration and sound radiation

2016-12-23.

日期：2017-04-28.

長(zhǎng)江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)發(fā)展計(jì)劃(IRT_16R17)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(61601149).

楊德森(1957-), 男, 教授, 博士生導(dǎo)師,中國(guó)工程院院士； 時(shí)勝國(guó)(1973-), 男, 教授, 博士生導(dǎo)師.

時(shí)勝國(guó), E-mail: shishengguo@hrbeu.edu.cn.

10.11990/jheu.201612089

U611.44

A

1006-7043(2017)08-1210-06

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20170428.1655.066.html