計(jì) 方

（1．哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001；2．中國艦船研究院，北京 100192）

引 言

隔離船體結(jié)構(gòu)振動(dòng)噪聲有效的方法是在振動(dòng)能量傳遞途徑上對其進(jìn)行吸收和使其反射，其實(shí)質(zhì)就是使結(jié)構(gòu)不連續(xù)、結(jié)構(gòu)的阻抗發(fā)生突變，進(jìn)而達(dá)到減振降噪目的［1，2］。因此，突破傳統(tǒng)柔性隔振理論的局限，從阻抗失配的角度出發(fā)，開展典型基座結(jié)構(gòu)聲學(xué)設(shè)計(jì)，這對艦船聲隱身研究意義重大。

水下艦船結(jié)構(gòu)噪聲預(yù)報(bào)研究涉及結(jié)構(gòu)、流體和聲場的耦合問題，基于物理－數(shù)學(xué)模型的聲輻射數(shù)值模擬十分復(fù)雜，因此有必要開展聲學(xué)模型試驗(yàn)［3，4］。大尺度聲學(xué)模型試驗(yàn)一方面研究了艦船結(jié)構(gòu)振動(dòng)和聲輻射的產(chǎn)生機(jī)理及傳遞規(guī)律；另一方面驗(yàn)證了艦船結(jié)構(gòu)聲學(xué)設(shè)計(jì)的有效性并及時(shí)反饋到艦船設(shè)計(jì)的初期階段，為艦船結(jié)構(gòu)聲學(xué)設(shè)計(jì)提供重要的水聲測試保障。

在文獻(xiàn)［5～7］中系統(tǒng)分析了各類船體連接結(jié)構(gòu)波動(dòng)特性對比分析，給出了具有高傳遞損失特性的基座連接結(jié)構(gòu)形式，應(yīng)用機(jī)械阻抗法分析了剛性阻振質(zhì)量對基座振動(dòng)波傳遞的阻抑特性，基于混合法對基座結(jié)構(gòu)含阻振質(zhì)量帶的動(dòng)力艙段減振降噪效果進(jìn)行了全頻段數(shù)值分析，提出了基座剛性隔振效果的工程預(yù)報(bào)方法。本文在上述研究基礎(chǔ)上，提出了綜合運(yùn)用高傳遞損失的基座連接形式、阻振質(zhì)量帶及貼面阻尼層的船體低噪聲復(fù)合基座結(jié)構(gòu)形式，并初步給出了實(shí)船應(yīng)用方案。在此基礎(chǔ)上，開展了大尺度模型的水下振動(dòng)、聲輻射及輸入功率流的試驗(yàn)研究，以此驗(yàn)證船體低噪聲復(fù)合基座的減振降噪效果。

1 低噪聲復(fù)合基座結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)研究

在理論分析及數(shù)值試驗(yàn)基礎(chǔ)上［5～7］，將高傳遞損失的T形、形基座連接結(jié)構(gòu)延拓到基座面板、腹板和安裝板架中，綜合運(yùn)用阻振質(zhì)量以及貼面消聲阻尼層最大程度增大基座結(jié)構(gòu)的阻抗失配程度，初步給出了典型船體低噪聲復(fù)合基座結(jié)構(gòu)形式，如圖1所示。

圖1 船體低噪聲復(fù)合基座結(jié)構(gòu)形式Fig．1 Sketch of composite low－noise base structures

若將其應(yīng)用到實(shí)船減振降噪中，應(yīng)在滿足基座結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求下，綜合考慮安裝工藝要求和設(shè)備總布置［8］，其與船體結(jié)構(gòu)連接示意圖如圖2所示。詳細(xì)實(shí)施方法為：

（2）應(yīng)滿足T形連基座面板延伸部分厚度與原面板厚度比n≥3，在不影響設(shè)備布置的情況下應(yīng)盡量增加面板延伸長度。

（3）根據(jù)基座根部處船體結(jié)構(gòu)阻抗與基座自身阻抗的比值確定阻振質(zhì)量的最佳布置位置，建議布置在基座腹板中部偏下處。

圖2 低噪聲復(fù)合基座與船體結(jié)構(gòu)連接示意圖Fig．2 Composite low－noise base connected with hull

2 雙殼振動(dòng)、聲輻射試驗(yàn)方案

為了驗(yàn)證低噪聲復(fù)合基座的減振降噪效果，通過測量外激勵(lì)下原有模型和聲學(xué)改進(jìn)后模型中典型部位（基座、液艙壁、內(nèi)殼）的水下加速度、輻射噪聲頻響函數(shù)以及輸入功率流。試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)物圖如圖3所示。

圖3 基座試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?shí)物圖Fig．3 Practical object of the base experiment model

1）縮尺比例的選取。綜合考慮吊裝設(shè)備，艙內(nèi)激振、測試設(shè)備的安裝以及阻振質(zhì)量布置的各種因素，最終確定縮尺比例為1∶4。

2）殼體結(jié)構(gòu)形式的選取。艙段模型的長度取艙內(nèi)10檔肋位，分別向模型首尾方向各延長了一檔肋位以便更好地模擬實(shí)際邊界條件［9］。

3）阻振質(zhì)量的布置。阻振質(zhì)量采用偏心布置的方式焊接［6］。

4）輔助激勵(lì)基座結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)。為將激振作用平穩(wěn)的傳遞到整個(gè)模型上，在內(nèi)殼內(nèi)部設(shè)計(jì)了多個(gè)基座結(jié)構(gòu)，通過4個(gè)減振器固定激振器。

圖4給出了試驗(yàn)振動(dòng)測量系統(tǒng)示意圖。振動(dòng)測量系統(tǒng)是由功率放大器、激振器、力傳感器、加速度傳感器、數(shù)據(jù)采集前端、采集與分析軟件等部分組成。力傳感器為石英壓電式結(jié)構(gòu)，無需校準(zhǔn)，其靈敏度在使用年限內(nèi)基本穩(wěn)定。試驗(yàn)前應(yīng)使用手持式加速度校準(zhǔn)儀進(jìn)行加速度傳感器校準(zhǔn)。

圖4 振動(dòng)測試系統(tǒng)的組成Fig．4 Constitution of the vibration measure system

本試驗(yàn)的測試內(nèi)容包括三方面：

1）結(jié)構(gòu)振動(dòng)測試：通過布置在試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒煌课坏娜舾杉铀俣葌鞲衅鱽頊y量；

2）結(jié)構(gòu)聲輻射測試：通過布置在試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭車?個(gè)水聽器（RHS－200型）來測量；

3）結(jié)構(gòu)輸入功率流測試：由阻抗頭力信號和加速度信號，采用互譜法測得［10］。

圖5給出了典型船體艙段基座對比方案振動(dòng)加速度測點(diǎn)布置示意圖。

圖5 艙段基座對比方案振動(dòng)加速度測點(diǎn)布置圖Fig．5 Location of cabin′s vibration measuring points

試驗(yàn)場地選用水面寬闊的內(nèi)陸湖，試驗(yàn)環(huán)境如圖6所示。

圖6 水聲試驗(yàn)環(huán)境Fig．6 Acoustic environment of underwater model test

在水深12m處距外殼體2m和5m處布置了2個(gè)水聽器。為分析試驗(yàn)?zāi)Ｐ吐曒椛涞闹赶蛐?，模型是由升降桿連接，水聽器固定，以艙段底部中心處為0°，按30°步長開動(dòng)回轉(zhuǎn)裝置帶動(dòng)模型旋轉(zhuǎn)。

3 基座改進(jìn)前后雙殼振動(dòng)特性

分別在艙段基座改進(jìn)前后對基座面板中心處激勵(lì)，激勵(lì)力為20～1 000Hz白噪聲，對測試數(shù)據(jù)進(jìn)行歸一化處理。圖7為基座改進(jìn)前后基座根部處典型測點(diǎn)加速度級對比曲線。從中可以看出，基座結(jié)構(gòu)本身的振動(dòng)加速度級在20～1 000Hz頻段除個(gè)別頻點(diǎn)外均有不同程度的降低。

圖7 改進(jìn)前后基座根部測點(diǎn)加速度級對比曲線Fig．7 Comparison curves of vibration acceleration level at the bottom of base

圖8給出了基座改進(jìn)前后液艙壁典型測點(diǎn)加速度級頻響曲線。當(dāng)基座結(jié)構(gòu)和液艙壁采用形連接形式后，液艙壁結(jié)構(gòu)的中低頻振動(dòng)得到了顯著的抑制，共振峰數(shù)目明顯減少，且曲線變得和緩。

圖8 改進(jìn)前后液艙壁典型測點(diǎn)加速度級頻響曲線Fig．8 Comparison curves of vibration acceleration level at tank wall

圖9為基座改進(jìn)前后內(nèi)殼體典型測點(diǎn)加速度級頻響曲線。內(nèi)殼體的中高頻振動(dòng)得到了有效的衰減和隔離，在低頻段亦有一定的減振效果。綜上，低噪聲復(fù)合基座結(jié)構(gòu)有效阻抑了基座－液艙壁－內(nèi)殼的振動(dòng)傳遞主通道。表1給出了基座結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后艙段典型測點(diǎn)20～1 000Hz頻段的減振效果。

表1 基座改進(jìn)前后艙段20～1 000Hz減振效果／dBTab．1 The 20～1 000Hz variation reduction with composite low－noise base／dB

續(xù)表1

圖9 改進(jìn)前后內(nèi)殼體典型測點(diǎn)加速度級頻響曲線Fig．9 Comparison curves of vibration acceleration level at inner shell

圖10給出了艙段基座改進(jìn)前后輸入功率流的對比曲線。如圖10所示：基座結(jié)構(gòu)改進(jìn)后顯著降低了艙段的輸入功率流幅值，曲線變化趨勢平緩，峰值頻率略向高頻移動(dòng)。

圖10 基座結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后輸入功率流對比曲線Fig．10 Comparison curves of input power flow with composite low－noise base

4 基座改進(jìn)前后雙殼聲學(xué)特性

圖11給出了船體艙段引入低噪聲復(fù)合基座前后聲輻射聲壓對比曲線。

圖11 基座改進(jìn)前后輻射聲壓對比曲線（90°方向）Fig．11 Comparison curves of sound pressure level with composite low－noise base（90°direction）

基座改進(jìn)后艙段聲輻射在20～1 000Hz頻段顯著降低。2m水聽器受近場效應(yīng)的影響比較顯著，中低頻降噪效果略差。表2給出了基座結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后艙段20～1 000Hz頻段的降噪效果。

表2 基座改進(jìn)前后艙段20～1 000Hz降噪效果／dBTab．2 The 20～1 000Hz noise reduction with composite low－noise base／dB

為了深入分析基座改進(jìn)前后艙段結(jié)構(gòu)的聲輻射特性，圖12給出了20～200Hz頻帶輻射聲壓級周向分布圖。

圖12 改進(jìn)前后艙段20～200Hz輻射聲壓周向分布圖Fig．12 Comparison curves of sound pressure circumferential distribution in 20～200Hz

如圖12所示：距艙段2m處20～200Hz頻帶輻射聲壓級除了0°方向外得到了有效的抑制，距艙段5m處的輻射聲壓級顯著降低。

圖13給出了引入低噪聲復(fù)合基座前后艙段20～1 000Hz頻帶輻射聲壓級周向分布。艙段聲輻射特性與上圖呈現(xiàn)相似的變化規(guī)律，由此可見本文提出的船體低噪聲復(fù)合基座結(jié)構(gòu)具有優(yōu)良的中低頻降噪效果。

圖13 改進(jìn)前后艙段20～1 000Hz輻射聲壓周向分布Fig．13 Comparison curves of sound pressure circumferential distribution in 20～1 000Hz

5 結(jié) 論

本文提出了船體低噪聲復(fù)合基座結(jié)構(gòu)形式，并初步給出了實(shí)船應(yīng)用方案。在此基礎(chǔ)上，開展了大尺度雙殼模型水下振動(dòng)、聲輻射及輸入功率流的試驗(yàn)研究。結(jié)論如下：

1）試驗(yàn)結(jié)果表明典型艙段引入低噪聲復(fù)合基座后，20～1 000Hz頻帶基座結(jié)構(gòu)、液艙壁、內(nèi)殼體振動(dòng)加速度級均降低2dB以上；

2）基座結(jié)構(gòu)改進(jìn)后顯著降低了艙段的輸入功率流幅值，曲線變化趨勢平緩且峰值頻率略向高頻移動(dòng)；

3）基座結(jié)構(gòu)改進(jìn)后艙段5m處20～1 000Hz頻帶近場輻射聲壓級降低5dB以上，艙段中低頻降噪效果顯著。

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