0.   引言

鱼雷是水下精确制导武器, 具备隐身性好、命中概率高和破坏威力大等特点, 已成为海军重点发展的武器装备之一。鱼雷隐身性是未来发展的主要方向, 若其噪声过大会对发射平台的安全性、自身攻击的隐蔽性及线导导引的有效性产生恶劣影响。随着国外鱼雷预警声呐不断向低频、远距发展, 鱼雷声隐身技术面临重大挑战, 突破低频、宽带的隐身设计成为鱼雷研制急需解决的关键技术问题^[1-3]。

鱼雷辐射噪声是敌方舰艇发现鱼雷所依据的主要信息, 主要由结构振动噪声、推进器噪声和流噪声等组成。其中, 动力舱段引起的结构振动噪声是辐射噪声最主要的来源, 具有振动源头密集、复杂和振动耦合严重等特点。结构振动噪声过大不仅会影响鱼雷声隐身性能, 还会降低其搜索和跟踪目标的能力^[1,4]。因此, 如何有效控制鱼雷结构振动噪声, 成为提升鱼雷声隐身性能亟需解决的重要课题。

传统结构振动噪声控制技术主要分为2大类: 一是在源头上对结构本身进行优化和改善, 开发低振动量级的动力装置; 二是在振动传递路径上采取相应的措施对其进行衰减、隔离和吸收^[5-8], 如添加动力吸振器、阻尼层, 或在动力结构上安装隔振装置^[9]等。然而上述措施仍存在低频效果差、作用频带窄等问题。

近年来, 声学超材料的研究为中低频减振降噪技术提供了新的技术途径^[10]。声学超材料是一类由人工设计的单元结构周期性排列所构成的材料或结构, 具有天然材料所不具备的超常声学特性。当弹性波在这类结构中传播时, 会受到结构的调制影响, 导致在特定频率范围内的波传播受到限制, 即带隙特性^[11]。根据声学超材料的超常特性, 在工程结构中周期性布置局域共振单元, 构建局域共振型声学超材料可以有效地实现结构的声学和振动控制。

2005年, 王刚等^[12-13]率先将局域共振的思想引入常用工程结构中, 在板上周期性地布放柱状共振单元, 构成声学超材料板, 研究其弹性波传递特性。采用传递矩阵法和集中质量法, 结合Bloch定律, 分析了局域共振型结构带隙产生机理与振动衰减特性。试验证明, 该结构存在弹性波禁带, 在带隙范围内, 板的弯曲振动传递会产生明显的衰减。2016年, 类比汽车的悬挂系统, Frandsen等^[14]设计了一种具有惯性放大作用的局域共振子, 将其周期性附加在基体杆上, 构建了声学超材料型杆结构。研究表明, 与附加标准局域共振子的杆相比, 该结构可以产生很宽的低频带隙。朱席席^[15]针对普通加筋板结构, 构建了一种声学超材料型加筋板结构, 研究了其带隙特性并开展优化设计, 在此基础上, 探究了超材料加筋板的振动与声辐射特性, 实现了超材料加筋板结构在低频的减振降噪。2020年, 顾金桃等^[16]针对飞机舱内低频宽带控制问题, 提出适用于飞机壁板隔声增强的层合声学超材料, 研究层合超材料负质量效应对其隔声特性的影响机理。上述研究对采用层合超材料提高壁板结构低频隔声性能有一定的理论和工程指导价值。

文中将声学超材料思想引入鱼雷动力舱段减振设计中, 提出针对动力舱段支承结构的声学超材料减振降噪方案, 为解决鱼雷动力舱段的中低频振动控制问题提供思路。

1.   动力舱段振动特性分析

对鱼雷动力舱段而言, 电机的径向激励和输出轴的轴向激励是导致鱼雷壳体振动和辐射噪声的主要原因。当激励频率与动力舱段的固有频率趋近时, 可能发生共振现象, 严重影响舱段系统的稳定性并降低内部零件的使用寿命。为避免共振效应, 文中以鱼雷动力舱段为研究对象, 建立有限元模型, 并借助ANSTYS软件对模型进行谐响应分析, 以获取鱼雷动力舱段的振动响应特性。

1.1   模型建立

鱼雷动力舱段主要由前后支承、电机和壳体等结构组成, 整体结构非常复杂。为便于高效计算, 对模型进行如下简化处理操作:

1) 简化模型小边、小面、封闭小孔和合并面等;

2) 忽略倒角、小圆角等不影响模态计算结果的细节特征;

3) 将螺栓连接等效为梁单元连接;

4) 仅考虑动力舱段的轴向激励, 研究动力舱段在单个激励下的响应结果。

以上几何清理和连接等效的主要目的是在保证计算精度的前提下, 尽可能地减少模型中节点数和单元数, 提高计算效率, 使模型更易于理解和分析。

图1为典型舱段三维模型。舱段经网格划分后共生成单元80 276个, 最小单元质量0.05。通过ANSYS软件中的网格质量度量标准检查后可知, 有限元模型绝大多数的单元质量比较好, 满足有限元分析的计算标准。

图  1  典型舱段模型

Figure  1.  Model of the typical cabin

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动力舱段由铝合金材料制造而成, 材料参数如表1所示。

表  1  动力舱段材料参数

Table  1.  Material parameters of the power cabin

结构	材料	密度/(kg/m3)	弹性模量/GPa	泊松比
壳体	铝合金	2 720	70.0	0.33
前支承 后支承	铝合金	2 810	71.7	0.33

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1.2   谐响应分析

鱼雷在运行过程中, 会因推进器的轴向激励及电机径向不平衡力的作用等产生振动。当动态激励与动力舱段的固有频率接近甚至一致时, 会产生共振现象, 使得动力舱段产生更大的动态响应, 严重破坏鱼雷声隐身性能。为避免类似情况发生, 有必要对动力舱段进行谐响应分析, 为动力舱段振动控制提供依据。

文中采用ANSYS软件对动力舱段模型进行谐响应分析。首先, 将模型设置为自由边界条件, 定义谐响应分析频率范围为0~1 500 Hz, 分析间隔为1.5 Hz。然后, 在动力舱段前支承结构薄弱处添加轴向(x方向)简谐激励力, 幅值为10 N, 整体阻尼系数设置为0.02。最后, 在求解完成后, 提取前支承、后支承和壳体关键部位的振动响应, 以获得动力舱段振动响应特性。

为了解动力舱段振动情况, 在前支承、后支承和壳体周围分别设置了P1~P7共7个测点, 这些测点主要位于结构的支撑点、连接点或应力集中区域等相关位置, 具体位置详如图2所示。

图  2  激励点与测点位置

Figure  2.  The location of excitation points and measurement points

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P1和P2点分别位于前支承结构的内侧和外侧, P3和P4点分别位于后支承结构的内侧和外侧。其中内侧点靠近内圈位置, 以反映支承内部的振动特性; 外侧点靠近连接螺栓的位置, 以反映支承在连接处的振动情况。P5、P6和P7测点主要位于壳体的左右边缘和中心位置, 可反映壳体结构在外部激励下的挠曲变形和整体振动情况。通过分析各测点位置的振动响应, 可以了解动力舱段的整体动态行为。各个测点的振动响应结果如图3所示。

图  3  初始振动响应曲线

Figure  3.  Response curves of initial vibration

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从图中可以看出, 在1 500 Hz范围内, 壳体振动量级明显低于支承结构, 这是因为结构本身具有阻尼特性, 能够有效地衰减振动。此外, 壳体的振动峰值频率较多, 显示出更复杂的模态特性, 增加了减振措施实施难度, 因此应尽可能地将振动能量耗散在传递路径上。另外, 动力舱段系统在428 Hz、990 Hz和1 303 Hz频率处存在明显的共振峰。通过比较壳体结构和前后2个支承结构的振动峰值频率, 可以发现在特定激励条件下, 壳体振动响应峰值频率几乎是前支承和后支承振动峰值频率的叠加, 表明振动峰值处的传递率较高。由于存在振动传递的相关性, 文中仅对前支承和后支承施加相应减振措施, 以此来实现舱段系统总体振动量级下降的目标。

2.   声学超材料设计

2.1   声学超材料模型

在鱼雷动力舱段振动特性分析的基础上, 结合声学超材料相关理论, 选用悬臂梁型声学超材料结构对动力舱段进行减振设计, 超材料单胞结构如图4所示, 由通孔悬臂梁和两端的质量块构成, 其底部通过块状结构与基体板连接。

图  4  超材料单胞结构

Figure  4.  Single-cell structure of the metamaterials

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为满足实际应用需求, 选择使用最广泛的材料制备其中声学超材料结构单元, 即局域共振单元。悬臂梁结构由有机树脂材料3D打印制成, 两端质量块由铅块线切割制成, 基体板由铝合金制成。悬臂梁型声学超材料结构的相关材料参数见表2。

表  2  局域共振单元材料参数

Table  2.  Material parameters of the local resonance unit

材料	密度/(kg/m3)	弹性模量/GPa	泊松比
铝合金	2 720	70.0	0.330
有机树脂	1 153	2.1	0.400
铅	11 300	40.8	0.369

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2.2   带隙特性及振动特性分析

依据声学超材料相关理论, 其减振机制依赖于其表现出的超常带隙特性。Bloch定理指出^[17], 通过引入周期性条件, 可将声子晶体的振动特性研究转换到单个结构中来研究。因此, 文中结合Bloch定理和有限元方法计算单个悬臂梁局域共振单元能带结构, 并对其振动传递率进行分析。相关结果如图5和图6所示。

图  5  悬臂梁局域共振单元能带结构

Figure  5.  Energy band structure of the local resonance unit of the cantilever beam

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图  6  振动传递率

Figure  6.  Vibration transmissibility

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图5横坐标为正方晶格的不可约布里渊区上的坐标点, 由图可知悬臂梁局域共振单元在0~1 500 Hz频段内存在2个弯曲波带隙, 分别标记为BG1和BG2。带隙频率范围分别为132~159 Hz、922~1 052 Hz。值得注意的是, BG1和BG2带隙的下边界与局域共振单元的谐振频率基本重合, 表明带隙BG1和BG2是局域共振单元引起。

为进一步研究声学超材料结构抑振特性, 计算了有限长局域共振板的振动传递率, 结果见图6。通过对比可以发现, 有限长局域共振板在132~159 Hz、922~1 052 Hz频段范围内的振动显著衰减, 与相应的无限长局域共振板带隙范围基本一致, 表明悬臂梁局域共振声学超材料结构对板类结构振动有良好的抑制效果。

3.   动力舱段传递路径减振性能分析

以鱼雷动力舱段支承结构为研究对象, 采用敷设悬臂梁局域共振单元的方法, 对其进行减振性能分析, 以验证该结构的抑振效果。分别在无措施和敷设声学超材料2种情况下, 对鱼雷动力舱段进行振动特性仿真分析, 并将结果进行对比, 以验证该型声学超材料结构的减振降噪效果。

3.1   布置方案

针对鱼雷动力舱段主要共振峰, 基于声学超材料结构带隙优化设计方法, 设计了2种不同类型的声学超材料结构, 以有效抑制动力舱段在428 Hz和1 303 Hz处的共振现象。

为更好地验证声学超材料的减振效果, 设计了428 Hz和1 303 Hz频率处的超材料混合方案, 布置在前后2个支承结构上, 具体布置形式如图7所示。

图  7  超材料布置方案

Figure  7.  Layout of metamaterials

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图7中不同颜色代表不同类型的声学超材料结构, 将其沿着支承结构辐板进行周期性排列, 利用每条辐板上产生的弯曲波带隙实现传递路径上振动能量的抑制。

3.2   传递路径减振性能分析

根据上述声学超材料支承的布置方式, 在ANSYS软件中建立应用声学超材料支承的动力舱段模型, 材料参数和边界条件设置与未施加减振措施前一致, 并进行谐响应分析。

通过对比施加减振措施前后各个测点的振动加速度响应, 得到动力舱段的动态响应结果, 具体见图8。

图  8  各测点振动加速度响应对比

Figure  8.  Comparison of vibration acceleration response at each measurement point

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根据图8可得, 在支承结构上添加2种不同类型的声学超材料结构后, 7个测点在相应的带隙范围内表现出了显著的减振效果, 与研究预期相符。从图8(a)~(d)中可知, 声学超材料结构在前后支承的振动峰值频率处(分别为428 Hz和1 303 Hz)形成了带隙, 使得该频段范围内的振动响应明显减弱。在2个声学超材料结构支承的共同作用下, 经支承结构传递到壳体上的振动在相应的带隙频段范围内也会出现一定的衰减效果。超结构自身阻尼也使带隙范围外的其他振动峰值出现衰减。

为更加直观地评估声学超材料减振方案的抑振效果, 文中采用插入损失的振动评价方法, 将谐响应分析的所有振动数据进行振动能级计算, 对比分析安装减振措施前后各测点的振动能级变化情况。

将插入损失定义为

式中: $ a_{\mathrm{no}} $为未采取减振措施时的加速度有效值; $ a\mathrm{_{yes}} $为采取减振措施后的加速度有效值; $ {a_0} $为基准加速度。M_IL可被理解为鱼雷动力舱段减振措施带来的振级变化, 当M_IL为正时, 表明减振措施起到了减振效果; 而当M_IL为负时, 则表示减振措施无效甚至放大了振动。

各测点的加速度总振级对比如表3所示。

表  3  0~1 500 Hz内各测点加速度总振级对比

Table  3.  Comparison of total acceleration level for each measurement point within 0~1 500 Hz

测点位置	振级/dB
	原支承	声学超材料支承	总衰减量
P1(x)	104.04	99.74	4.30
P2(x)	106.20	103.30	2.90
P3(x)	91.06	85.46	5.60
P4(x)	92.28	84.02	8.26
P5(y)	79.31	76.18	3.13
P6(y)	82.82	76.24	6.58
P7(y)	78.01	71.61	6.40

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对表3中的数据进行分析可知, 在添加声学超材料减振措施后, 动力舱段不同测点处的振动衰减量存在差异, 最大可达8.26 dB, 但各个测点总体振动量级呈显著下降趋势, 表明该声学超材料方案具有良好的减振效果。

4.   试验验证

4.1   试验系统及其搭建

1) 试验系统

如图9所示, 试验系统包括典型舱段陆上试验设备和振动测试设备。典型舱段陆上试验设备由陆上试验台架和试验控制系统等组成。陆上试验台架由壳体、声学超材料结构支承和激振器设备等组成。壳体通过弹性绳悬挂于支架上, 长度为1.1 m, 外径为0.534 m, 激振器作为激励装置通过激励杆安装于前支承轴端; 试验控制系统由信号发生器、功率放大器和试验控制计算机组成, 该系统由控制计算机发出指令, 信号发生器产生激励信号, 经功率放大器后驱动激振器向试验系统施加相应的载荷激励。振动测试设备包括压电加速度传感器、测试电缆、数字信号采集仪以及采集控制计算机等, 用于收集并处理振动信号。

图  9  试验系统图

Figure  9.  Diagram of the test system

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2) 试验系统搭建

根据试验方案搭建试验系统, 连接各个系统, 在对应测点位置上布置加速度传感器, 现场试验布置和现场传感器布置位置见图10和图11。图11中CH1~CH7表示测试通道。

图  10  现场试验布置

Figure  10.  Layout of field test

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图  11  试验现场传感器布置

Figure  11.  Sensor arrangement at the test site

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4.2   动力舱段减振试验

在仿真研究中, 对模型进行简化处理和等效连接等一系列操作会导致仿真模型与真实结构存在一定的偏差。为更好地体现声学超材料结构设计的自由度以及验证其在特定频段内的减振效果, 文中基于实际舱段结构初始振动响应情况, 应用声学超材料结构带隙优化设计方法, 获得了能够匹配振动峰值的声学超材料结构分别为947 Hz和1 140 Hz, 并将其布局在前后支承结构上, 如图12所示, 然后通过振动测试试验, 对比验证了声学超材料结构的减振效果。

图  12  声学超材料结构布局

Figure  12.  The structural layout of acoustic metamaterials

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对加装声学超材料结构支承的动力舱段系统进行振动加速度测量, 结果如图13所示。

图  13  壳体测点加速度响应对比

Figure  13.  Comparison of acceleration response of shell measurement points

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如图13所示, 添加声学超材料结构减振措施后, CH2~CH4通道的振动响应在带隙设计范围内受到显著的衰减作用, 表明该声学超材料结构具有一定的减振效果; 而CH1通道减振效果不明显, 甚至在某些频段加剧了振动, 原因是CH1通道靠近激励端口, 激励状态比较复杂, 添加声学超材料结构后, 给整个系统带来了额外的模态振型, 使得振动加剧; 另外, 由于声学超材料结构自身存在阻尼, 使得带隙外的振动呈现出一定的衰减效果。

通过对比分析加装措施前后壳体各个测点的加速度振动响应, 可以发现, 壳体上的CH6测点和CH7测点的振动量级在带隙设计范围内显著下降; CH5测点虽然在带隙设计范围内振动受到衰减, 但其在带隙范围外出现了额外的振动峰值, 使得该测点在整个频段内的减振效果下降。

为量化分析舱段系统整体抑振效果, 采用插入损失的振动评价方法, 将获得的振动数据进行能级计算, 对比安装减振措施前后各测点能级变化情况, 以此来评价声学超材料结构减振降噪效果。7个测点的加速度总振级变化如表4所示。从表中可以看出, 添加声学超材料结构后, 不同测点位置处的振动衰减量也不相同, 大多数测点的振动量级都有显著下降, 最大衰减量可达3 dB。综合上述分析, 可以验证文中提出的声学超材料减振方案对鱼雷动力舱段具有良好的抑振效果。

表  4  0~1 500 Hz内各测点加速度总振级

Table  4.  Total acceleration level for each measurement point within 0~1 500 Hz

测点位置	振级/dB
	原支承	声学超材料支承	总衰减量
CH1	62.13	59.62	2.51
CH2	61.07	58.07	3.00
CH3	55.99	53.28	2.71
CH4	53.63	50.76	2.87
CH5	45.89	45.08	0.81
CH6	44.36	42.20	2.16
CH7	42.44	39.86	2.58

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5.   结论

以鱼雷动力舱段为研究对象, 应用数值分析方法研究了轴向激励条件下动力舱段的声学超材料减振设计, 得出以下结论:

1) 悬臂梁局域共振单元能够形成2条弯曲波带隙, 从而有效控制板类结构的振动;

2) 声学超材料在动力舱段支承结构的峰值频率处展现了显著的减振效果, 某些测点的振动衰减量可达8.26 dB;

3) 通过振动试验验证了所提出的声学超材料减振方案在0~1 500 Hz频段内对中低频振动峰值的衰减作用, 进一步证实了声学超材料减振方案对动力舱段具有良好的减振效果。