周天放,藍宇,桑永杰

(1.哈爾濱工程大學 水聲技術重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001;2. 哈爾濱工程大學 水聲工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

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空腔式前蓋板寬帶縱向換能器研究

周天放1,2,藍宇1,2,桑永杰1,2

(1.哈爾濱工程大學 水聲技術重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001;2. 哈爾濱工程大學 水聲工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

縱向換能器實現(xiàn)寬帶性能有較多方法，但是拓寬頻帶有限。為了改善寬帶性能，在傳統(tǒng)縱向復合棒換能器的基礎上，通過在前蓋板處開有空腔結構來產(chǎn)生多種振動模態(tài)，利用多模態(tài)耦合原理實現(xiàn)換能器更寬頻帶性能。利用ANSYS有限元軟件對換能器進行優(yōu)化設計并制作了試驗樣機，測量得到在4.5-14 kHz的頻帶內(nèi)，換能器的最大發(fā)送電壓響應值為148.9 dB，響應起伏9 dB。仿真分析與實驗結果表明，與傳統(tǒng)的縱向換能器相比，空腔式前蓋板縱向換能器在拓寬頻帶方面效果顯著，達到了一個倍頻程以上。

空腔式前蓋板；縱向換能器；寬帶；多模態(tài)耦合；有限元法；優(yōu)化設計

隨著水聲技術的發(fā)展和海洋軍事的需求，水聲換能器主要朝著寬帶、低頻、小尺寸方向發(fā)展。在眾多的換能器中，縱向振動換能器雖受其帶寬特性不足，低頻限制等，但是由于設計理論成熟，性能穩(wěn)定、尺寸小、電聲效率高、容易布陣等諸多優(yōu)點，仍然是水聲換能器研究的熱點[1-2]。

縱向換能器在實現(xiàn)寬帶性能方面有很多方法，如利用前蓋板彎曲振動的縱彎耦合原理，前蓋板加匹配層原理，單端激勵原理，多激勵原理等[3]。近年來，日本學者Mitsuru Yamamoto、中科院聲學所邢建新、韓國學者Saosometh Chhith等相繼研究了在縱向換能器的前蓋板內(nèi)部開有空腔或加有圓形陶瓷片等結構，在前蓋板輻射面處形成類似于彎曲圓盤的彎曲振動，通過縱向振動和彎曲振動的耦合實現(xiàn)寬帶性能[6-8]。其實現(xiàn)寬帶的原理都為多模態(tài)耦合原理。

本文是在傳統(tǒng)縱向換能器結構形式的基礎上，在前蓋板內(nèi)部開有空腔結構，通過改變前蓋板開空腔位置及結構形式，以激勵出更多能夠應用的主要振動模態(tài)，通過結構優(yōu)化，調(diào)整頻帶內(nèi)每個振動模態(tài)的相對位置，利用多模態(tài)耦合原理，來拓寬換能器頻帶性能。

1　空腔式前蓋板縱向換能器設計

傳統(tǒng)縱向(Tonpilz)換能器主要由前蓋板、壓電堆、后蓋板以及螺桿組成，聲能主要由前蓋板輻射，當換能器進行縱向振動時，一般會在壓電晶堆的某處存在一振速為零的節(jié)點，為了得到高的前后振速比，以得到更大的輻射聲能，一般前蓋板采用輕質材料，后蓋板采用重質材料，螺桿將換能器的各部分連接起來，同時對壓電晶堆施加預應力,其結構如圖1。

圖1　縱向換能器結構示意圖Fig.1　The configuration of longitudinal transducer

圖2　空腔式前蓋板縱向換能器結構示意圖Fig.2　The configuration of longitudinal transducer with a cavity inside the head mass

縱向換能器的前蓋板一般是直接與水接觸，并輻射聲能量，所以換能器的前蓋板結構設計對縱向換能器輻射性能的影響至關重要。其前蓋板一般結構如圖1中所示，可以激勵出前蓋板彎曲振動模態(tài)，與換能器的一階縱振模態(tài)合理耦合實現(xiàn)寬帶發(fā)射，帶寬一般可以做到一個倍頻程[9-10]。在此前蓋板結構的基礎上，設計了一種在縱向換能器前蓋板處開有空腔的結構，如圖2所示，稱之為空腔式前蓋板縱向換能器。這種結構的作用主要是通過在前蓋板內(nèi)部開有整體空腔，增加前蓋板的等效柔順系數(shù)，并減少前蓋板的輻射等效質量，使換能器的機械品質因數(shù)減小，增加頻帶寬度及輻射能力，并通過合理結構尺寸設計，這樣可以激勵出一階縱振、類二階縱振，空腔上板的彎曲振動等更多模態(tài)，通過多模態(tài)合理耦合就可以實現(xiàn)更寬頻帶性能。

2　換能器的有限元分析

ANSYS軟件是目前應用比較廣泛的大型有限元分析軟件，應用多物理場模塊，可以進行壓電耦合、流固耦合等多物理場問題分析，并能計算得到換能器的各種電聲參數(shù)，是換能器分析與設計的重要工具[11]。

2.1換能器的有限元模型

應用ANSYS有限元軟件對縱向換能器進行有限元分析，首先應建立換能器的有限元模型，在有限元建模中忽略換能器的粘結層、電極片以及外套筒等結構，同時由于換能器在結構上具有軸對稱性，為了節(jié)省運算時間及建模方便，在有限元仿真過程中建立二維軸對稱有限元模型。

換能器前蓋板材料選擇硬鋁，后蓋板材料選擇黃銅，螺桿材料選擇45#鋼，驅動材料選擇PZT-4，劃分網(wǎng)格時金屬材料部分賦予單元類型為Plane42，驅動材料部分賦予單元類型為Plane13，相應的金屬部分賦予的材料參數(shù)為密度、楊氏模量、泊松比，驅動部分賦予的材料參數(shù)為密度、壓電參數(shù)、彈性參數(shù)、介電參數(shù)，建立的二維軸對稱有限元模型如圖3所示[12]。

圖3　換能器的有限元模型Fig.3　The finite element model of transducer

2.2換能器的振動模態(tài)研究

在應用ANSYS軟件對換能器振動模態(tài)研究過程中，主要應用的是模態(tài)分析，模態(tài)分析是用于確定已有材料結構的本征頻率以及位移振型、振速振型，直觀的給出換能器的各個振動模態(tài)頻率下的振型，能夠更好的為諧波響應分析奠定基礎，為多模態(tài)耦合拓寬頻帶提供基本依據(jù)。

圖4　換能器的主要振動模態(tài)圖Fig.4　The main vibration modes of transducer

經(jīng)過模態(tài)分析得到換能器的基本振動模態(tài)及振動頻率如圖4所示，從第1個振動模態(tài)圖4(a)可以知道，換能器只有一個節(jié)點在壓電晶堆中間位置，振動位移最大值在換能器兩端，而且相位相反，所以為換能器的一階縱向振動模態(tài)，諧振頻率為5.7 kHz；從第2個振動模態(tài)圖4(b)可以看出換能器有兩個節(jié)點，分別位于前蓋板中部和壓電晶堆下部，前后蓋板振動相位相同，所以為換能器二階縱向振動模態(tài)，諧振頻率為11 kHz；從第3個振動模態(tài)圖4(c)可以看出，除了螺桿處有大的振動位移之外，其他位置都很小，所以為螺桿的縱振動模態(tài)，諧振頻率為13.4 kHz；從第4個振動模態(tài)圖4(d)可以看出，只有換能器前蓋板輻射面中部有大的振動位移，所以為前蓋板輻射面的彎曲振動模態(tài)，諧振頻率為15.3 kHz。

2.3換能器的有限元優(yōu)化設計

在應用ANSYS有限元軟件對換能器進行優(yōu)化設計，主要應用的是諧響應分析。諧響應分析是分析線性系統(tǒng)在受到簡諧激勵時的穩(wěn)態(tài)響應，在換能器設計中主要模擬分析其工作性能，得到換能器的阻抗特性、發(fā)送電壓響應特性、指向性特性等重要電聲參數(shù)。

在進行諧波響應分析時，先要建立換能器水中的有限元模型。換能器結構建模時賦予的單元類型和材料參數(shù)與模態(tài)分析時一樣，在建一個圓面模擬水介質，圓外徑線賦予fluid129無限吸收邊界單元，模擬自由場邊界條件，使用fluid29有(無)結構自由度單元模擬與換能器接觸(不接觸)的水介質，賦予聲速和密度參數(shù)，在換能器與水接觸的界線處施加流固耦合邊界條件，模擬從結構位形到流體聲場的振動傳遞，建立的換能器水中二維軸對稱有限元模型如圖5。

圖5　換能器水中有限元模型Fig.5　The finite element model of the transducer in water

圖6　前蓋板的結構參數(shù)圖Fig.6　The schematic of the head mass

完成換能器水中有限元建模后，調(diào)節(jié)換能器前蓋板的結構參數(shù)，以頻帶寬度和頻帶內(nèi)的發(fā)送電壓響應曲線平坦度為目標，進行換能器結構優(yōu)化設計，在優(yōu)化過程中主要涉及的參數(shù)為空腔式前蓋板的結構尺寸，其如圖6所示。

圖7為改變前蓋板厚度a的發(fā)送電壓響應變化曲線，從圖中可以看出發(fā)送電壓響應曲線有3個諧振峰，對應于空氣中的4個振動模態(tài)，其發(fā)送電壓響應曲線中3個振動諧振峰分析依次為一階縱振模態(tài)、二階縱振和螺桿縱振耦合模態(tài)、前蓋板彎曲振動模態(tài)。

圖7　發(fā)送電壓響應與前蓋板厚度a的關系Fig.7　Transmitting voltage response curves when the 　thickness of the head mass is changed

從圖7可見，隨著前蓋板厚度a的增加，換能器的第1個諧振頻率與對應的發(fā)送電壓響應值基本不變，第2個諧振頻率升高明顯，第2個諧振對應的發(fā)送電壓響應值增大，第3個諧振對應的發(fā)送電壓響應值降低，第2、3個諧振頻率之間的發(fā)送電壓響應凹谷值明顯變大。所以通過改變前蓋板厚度a的大小可以調(diào)節(jié)換能器第2、3個諧振頻率以及發(fā)送電壓響應值和第2、3個諧振頻率之間的發(fā)送電壓響應凹谷值。

圖8為改變前蓋板空腔高度b的發(fā)送電壓響應變化曲線。從圖中可以看出，隨著前蓋板空腔高度b的增加，只有第2個諧振對應的發(fā)送電壓響應值減小，其他諧振頻率及響應值變化不明顯，所以通過改變空腔高度b可以調(diào)節(jié)第3個諧振對應的發(fā)送電壓響應值。

圖8　發(fā)送電壓響應與前蓋板空腔高度b的關系Fig.8　Transmitting voltage response curves when thealtitude of the cavity is changed

圖9為改變前蓋板空腔半徑r的發(fā)送電壓響應變化曲線。由圖可知，隨著前蓋板空腔半徑r的增加，換能器的第2個諧振頻率及發(fā)送電壓響應值降低，且第2、3個諧振對應的響應之間凹谷值明顯減小。所以通過改變前蓋板空腔半徑r可以調(diào)節(jié)換能器的第2個諧振頻率與發(fā)送電壓響應值，及調(diào)節(jié)第2、3個諧振頻率之間響應凹谷值的大小。

圖9　發(fā)送電壓響應與前蓋板空腔半徑的關系Fig.9　Transmitting voltage response curves when the 　　radius of the cavity is changed

圖10為改變前蓋板半徑R的發(fā)送電壓響應變化曲線。由圖可知，隨著前蓋板半徑R的增加，只有換能器的第3個諧振頻率以及發(fā)送電壓響應值發(fā)生明顯變化。所以通過改變前蓋板半徑R可以調(diào)節(jié)換能器的第3個諧振頻率與發(fā)送電壓響應值，同時可以調(diào)節(jié)第2、3個諧振頻率之間的發(fā)送電壓響應凹谷值。

圖10　發(fā)送電壓響應與前蓋板半徑的關系Fig.10　Transmitting voltage response curves when theradius of the head mass is changed

圖11　發(fā)送電壓響應與前蓋板圓臺高h的關系Fig.11　Transmitting voltage response curves when round 　table thickness of the head mass is changed

圖11為改變前蓋板圓臺高h的發(fā)送電壓響應變化曲線。從圖可以看出，隨著前蓋板圓臺高h的增大，換能器的第3個諧振頻率升高，第2、3個諧振對應的響應之間凹谷值明顯減小。所以通過改變前蓋板圓臺高h可以調(diào)節(jié)換能器的第3個諧振頻率，以及第2、3個諧振頻率之間響應凹谷值的大小。

以上優(yōu)化過程獲得的響應變化規(guī)律，可以總結為第2個諧振頻率隨著前蓋板厚度a增大而增大，隨著前蓋板空腔半徑r減小而增大；第3個諧振頻率隨著前蓋板厚度a增大而增大，隨著前蓋板空腔半徑r和R減小而增大；第2個諧振頻率處發(fā)送電壓響應值隨著前蓋板厚度a的增大而增大，隨著前蓋板空腔半徑r減小而增大；第三個諧振頻率處的發(fā)送電壓響應值隨著前蓋板厚度a和前蓋板空腔高度b的減小而增大，隨著前蓋板半徑R的增大而增大；第二、三個諧振頻率之間的發(fā)送電壓響應凹谷值隨著前蓋板厚度a和前蓋板半徑R增大而增大，隨著前蓋板空腔半徑r和前蓋板圓臺高h的減小而增大。

根據(jù)上述影響規(guī)律通過整體結構優(yōu)化，確定了換能器的理想結構尺寸，最終計算得到空腔式前蓋板縱向換能器虛擬樣機水中的導納曲線如圖12所示，第1個諧振頻率、第2個諧振頻率和前蓋板彎曲諧振頻率分別為5.25、10.75 、14.25 kHz。 空腔式前蓋板縱向換能器虛擬樣機的發(fā)送電壓響應曲線如圖13所示，在4.7～16 kHz頻帶范圍內(nèi)，最大發(fā)送電壓響應值為147.2 dB，帶內(nèi)起伏6 dB。

圖12　換能器水中電導納有限元仿真結果Fig.12　The admittance curves in water with finite 　element simulation

圖13　換能器水中發(fā)送電壓響應有限元仿真結果Fig.13　The transmitting voltage response curve in water with finite element simulation

3　換能器的制作與測試

依據(jù)ANSYS有限元優(yōu)化確定的換能器結構尺寸，加工制作結構件，由于空腔式前蓋板結構不能直接加工出來，采用分體結構粘接而成，經(jīng)結構件加工及組裝制作，最終制作的空腔式前蓋板寬帶縱向換能器樣機和裝有測試套筒并灌封后的換能器如圖14所示。換能器樣機全長為224 mm，最大外徑104 mm。

圖14　空腔式前蓋板寬帶縱向換能器樣機Fig.14　Prototype of the broadband longitudinal transducer 　with a cavity inside the head mass

換能器的測試是在消聲水池中進行的，水池尺寸為25 m ×16 m×10 m，測試時采用脈沖法，發(fā)射換能器與標準水聽器距離1.5 m(滿足遠場條件)，沿水池長度方向布放，吊放深度為4 m。

測得換能器水中的導納曲線如圖15所示，從圖中可知換能器的諧振頻率和對應的電導值，與仿真結果對比在表1中給出。換能器的前兩個諧振頻率與仿真值基本相同，第3個諧振頻率小于仿真值，分析主要原因為空腔式前蓋板是通過粘接組裝實現(xiàn)的結構，導致其剛度與仿真時相差很大，所以頻率會有所不同。相應的電導值誤差較大，主要原因為仿真時阻尼系數(shù)為經(jīng)驗值，其實際是與頻率及結構相關的，仿真和實際有一定差異導致。

圖15　實測換能器水中電導納曲線Fig.15　The measured admittance curve of the transducerin water

在消聲水池中，測試得到換能器的發(fā)送電壓響應曲線與仿真得到的發(fā)送電壓響應曲線對比如圖16，由圖知，最終得到換能器在4.5～14 kHz頻率范圍內(nèi)，最大發(fā)送電壓響應值為148.9 dB，帶內(nèi)起伏9 dB。

試驗樣機的測試結果與仿真結果在第1個、第2個諧振頻率吻合較好，第3個諧振頻率較仿真值減小，分析原因主要為空腔式前蓋板組裝結構帶來的影響，前蓋板的粘接結構使整體等效剛度下降較多，故而前蓋板的彎曲諧振頻率下降，對應的發(fā)送電壓響應值與仿真值相比相差不大。

表1　水輪機結構參數(shù)

圖16　實測換能器發(fā)送電壓響應曲線Fig.16　The measured transmitting voltage response 　curves of the transducer in water

4　結論

本文設計并制作了一種空腔式前蓋板寬帶縱向換能器，換能器設計中采用了在前蓋板內(nèi)部開有空腔結構，以實現(xiàn)寬帶工作特性。

1)仿真計算和測試結果表明這種結構形式的縱向換能器能激勵出更多可以應用的振動模態(tài)，利用多模態(tài)耦合原理，在拓寬頻帶性能方面具有顯著特點；

2)影響第1個諧振頻率的主要參數(shù)為換能器的總體長度；影響第2個諧振頻率的主要參數(shù)為換能器前蓋板的空腔半徑和厚度；影響第3個諧振頻率的主要參數(shù)為換能器前蓋板的空腔半徑和前蓋板半徑；

3)實驗樣機測試結果表明，ANSYS有限元法基本可以為空腔式前蓋板縱向換能器設計制作提供良好的理論依據(jù)。

下一步工作將開展在實際制作中，換能器前蓋板組裝結構設計對寬帶性能影響研究，期望該結構的換能器能夠實現(xiàn)更寬頻帶性能。同時研究前蓋板開有其他空腔結構形式對縱向換能器寬帶性能的響。

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本文引用格式：

周天放,藍宇,桑永杰. 空腔式前蓋板寬帶縱向換能器研究[J]. 哈爾濱工程大學學報， 2016, 37(9): 1215-1219.

ZHOU Tianfang，LAN Yu，SANG Yongjie. Research on longitudinal broadband transducer with cavity-type front cover[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2016, 37(9): 1215-1219.

Research on longitudinal broadband transducer with cavity-type front cover

ZHOU Tianfang1,2， LAN Yu1,2， SANG Yongjie1,2

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

In terms of the longitudinal transducer, many methods can be adopted to achieve broadband performance, but the ability to broaden bandwidth is limited. To achieve better broadband performance with the traditional longitudinal composite-rod transducer, in this study, we opened a cavity-type structure on its front cover to generate a variety of vibration modes and achieved better broadband performance using the multi-mode coupling method. We used the finite element software ANSYS to analyze and optimize the transducer and to produce a longitudinal transducer prototype. The experimental results shows that the longitudinal transducer prototype has a maximum transmitting voltage response of 148.9 dB, a frequency range of 4.5 kHz to 14 kHz, and fluctuates within a frequency range of less than 9 dB. The simulation analyses and test results show that, compared with the traditional longitudinal transducer, a longitudinal broadband transducer with a cavity-type front cover can significantly broaden the bandwidth by over an octave.

cavity-type front cover; longitudinal transducer; broadband; multi-mode coupling; FEM; optimal design

2015-07-08.

時間：2016-07-29.

國家自然科學基金項目(11374073).

周天放(1985-), 男, 講師，博士研究生;

藍宇(1974-), E-mail: lanyu@hrbeu.edu.cn.

10.11990/jheu.201506051

TB565.1

A

1006-7043(2016)09-1215-06

藍宇(1974-), 男, 研究員,博士.

網(wǎng)絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20160729.1304.010.html