伊子旭 莫喜平 柴 勇 張運(yùn)強(qiáng) 崔 斌

(1 中國(guó)科學(xué)院聲學(xué)研究所 北京 100190)

(2 中國(guó)科學(xué)院大學(xué) 北京 100049)

(3 北京海洋聲學(xué)裝備工程技術(shù)研究中心 北京 100190)

0 引言

隨著遠(yuǎn)洋水聲通信、海底地質(zhì)探測(cè)、海底地震預(yù)警等水聲技術(shù)的發(fā)展，對(duì)于擁有低頻、寬帶、深水工作等優(yōu)良特性的水聲換能器產(chǎn)生了巨大的應(yīng)用需求。在不同種類的換能器中，利用有源驅(qū)動(dòng)與Helmholtz 共振器相結(jié)合設(shè)計(jì)的一類Helmholtz 發(fā)射換能器，因其在以上提及方面上所具有的獨(dú)特優(yōu)勢(shì)，成為了水聲換能器研究的一個(gè)熱點(diǎn)[1?4]。這其中，由法國(guó)學(xué)者設(shè)計(jì)的一類Janus-Helmholtz(JH)換能器在一眾Helmholtz 換能器中脫穎而出。Janus-Helmholtz 換能器利用可雙面輻射的Janus 振子作為驅(qū)動(dòng)，在振子輻射頭背側(cè)裝有直筒Helmholtz 腔體，在模態(tài)耦合中利用振子振動(dòng)模態(tài)與液腔諧振模態(tài)進(jìn)行耦合發(fā)射，同時(shí)利用二者聲輻射耦合中的多極子效應(yīng)，使其發(fā)射響應(yīng)盡量平坦[5]。

JH 換能器雖然可實(shí)現(xiàn)低頻、寬帶、深水工作，但其低頻工作性能相較其他寬帶換能器有一定差距，工作頻帶內(nèi)發(fā)射電壓響應(yīng)起伏較大，實(shí)際工作時(shí)Helmholtz 腔體諧振部分不能善加利用[6]。通過在Helmholtz 腔體內(nèi)添加順性管的方式，可有效改善其工作能力，但由于順性管存在工作水深的限制，這也影響到了JH 換能器的深水工作能力[7]。文獻(xiàn)[8]提出了一種寬體殼體JH 換能器設(shè)計(jì)，通過有限元二維軸對(duì)稱建模仿真，發(fā)現(xiàn)使用寬體殼體后，不僅兩個(gè)諧振頻率有不同的改變，發(fā)射電壓響應(yīng)的低谷亦得到提高，整體平坦度有很大改善，這種結(jié)果與單純振動(dòng)液腔增大的影響還是有區(qū)別的。

本文使用有限元軟件COMSOL 對(duì)寬體殼體JH換能器進(jìn)行了三維建模仿真分析，得出了發(fā)射電壓響應(yīng)隨殼體寬度變化的規(guī)律。分析了二維建模中忽略的連接件部分對(duì)換能器性能的影響，并分析了存在連接件條件下的殼體模態(tài)。根據(jù)仿真結(jié)果設(shè)計(jì)了一款實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，最終樣機(jī)測(cè)試結(jié)果與仿真結(jié)果有很好的一致性，寬體殼體JH 換能器相較直筒JH 換能器則產(chǎn)生了諧振頻率降低300 Hz 的效應(yīng)，最高發(fā)射電壓響應(yīng)可達(dá)144 dB。

1 寬體液腔JH換能器的有限元仿真

JH換能器的輻射聲場(chǎng)，可以看作Janus驅(qū)動(dòng)振子兩端前蓋板處聲輻射與腔體諧振于殼體開口處聲輻射疊加而形成的多極子輻射聲場(chǎng)。Janus 振子兩端的前蓋板與其后蓋板激發(fā)的液腔諧振可以看作這個(gè)多極子系統(tǒng)內(nèi)的不同的聲源。這其中兩端前蓋板與兩個(gè)液腔可分別看作是一組同相聲源，而這兩組聲源的相位則相反。故此多極子系統(tǒng)的聲輻射能力不僅僅與單個(gè)聲源的性能相關(guān)，還與系統(tǒng)中各個(gè)聲源總體聲輻射耦合息息相關(guān)。

現(xiàn)提出一種寬體殼體設(shè)計(jì)思想。通過將外殼體沿Janus 振子輻射面平行的方向擴(kuò)展，形成如圖1所示的寬體殼體結(jié)構(gòu)。此種結(jié)構(gòu)類似于一塊聲障板，通過改變各個(gè)聲源之間的聲程差來改變多極子系統(tǒng)的聲耦合，從而改變JH 換能器整體的聲輻射性能。JH 換能器在工作時(shí)，因?qū)ΨQ性在圖1 所標(biāo)注的徑向?yàn)槿赶蛐?，常采用豎直吊放方式以達(dá)到水平方向的全指向性，故本文研究的也主要是徑向方向換能器整體的聲輻射特性。

圖1 寬體液腔JH 換能器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of JH transducer with dilated cavity

為分析寬體液腔對(duì)JH 換能器聲輻射性能的影響。本文使用有限元方法對(duì)寬體液腔JH 換能器進(jìn)行建模與分析。由于換能器本身具有很好的對(duì)稱性，故建立如圖2 所示的1/8 模型，模型的整體尺寸為?250 mm×400 mm，前輻射頭及中間質(zhì)量塊使用鈦合金材料，殼體使用硬鋁，材料參數(shù)包括楊氏模量、泊松比和材料密度。有源材料為厚度極化的PZT-4 圓環(huán)壓電陶瓷片，材料參數(shù)包括介電常數(shù)、壓電常數(shù)、彈性常數(shù)和材料密度。建模中包括了殼體與Janus振子的連接體部分。

通過改變寬體殼體的寬度拓展增量d(d=0 代表筒殼時(shí)的狀態(tài))分析d對(duì)發(fā)射電壓響應(yīng)的影響，得出如圖1 中所標(biāo)識(shí)的徑向方向的發(fā)射電壓響應(yīng)曲線，如圖3所示。

由圖3可見，相較于傳統(tǒng)的筒型殼體，采用寬體殼體后，發(fā)射電壓響應(yīng)曲線出現(xiàn)了如下變化：第一，諧振頻率降低，且隨著殼體寬度增加而降低；第二，諧振開始隨殼體寬度增加降低，到達(dá)一定寬度后其變化不再明顯；第三，隨著殼體寬度的進(jìn)一步增加，換能器兩個(gè)諧振頻率的間隔擴(kuò)大，凹谷處的發(fā)射電壓響應(yīng)逐漸降低。

圖2 寬體液腔JH 換能器有限元建模圖Fig.2 Finite element modeling diagram of JH transducer with dilated cavity

圖3 不同寬度增量d 下的發(fā)射電壓響應(yīng)Fig.3 Transmit voltage response at different width increment d

2 連接件部分對(duì)換能器工作性能的影響

在對(duì)JH 換能器進(jìn)行軸對(duì)稱二維建模時(shí)，為了滿足軸對(duì)稱條件，JH 換能器殼體與Janus 振子的連接部分常常被忽略。使用三維建模方法則可以分析連接部分對(duì)換能器工作性能的影響。連接件設(shè)計(jì)為工字結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)截面示意面如圖4 所示。本文對(duì)連接結(jié)構(gòu)材料的楊氏模量與工字型結(jié)構(gòu)中尺寸L兩個(gè)參數(shù)對(duì)換能器發(fā)射電壓響應(yīng)的影響進(jìn)行仿真分析。

改變連接結(jié)構(gòu)材料的楊氏模量，分析換能器的發(fā)射電壓響應(yīng)如圖5所示。

圖4 寬體液腔JH 換能器連接件結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Schematic diagram of connector structure

圖5 發(fā)射電壓響應(yīng)隨材料楊氏模量變化曲線Fig.5 Transmit voltage response at different Young’s modulus

由圖5 可見，當(dāng)所選材料的楊氏模量足夠大時(shí)，連接件剛度變大，發(fā)射電壓響應(yīng)隨楊氏模量的升高基本不發(fā)生變化。隨著楊氏模量的降低，連接件呈現(xiàn)彈性體的特性，殼體和連接件組成振動(dòng)系統(tǒng)可能受激引起諧振現(xiàn)象，從而影響換能器發(fā)射電壓響應(yīng)曲線變化。而當(dāng)材料的楊氏模量足夠小時(shí)(如設(shè)為實(shí)際材料的1/10 以下)，在系統(tǒng)中可視為柔性連接，所得出的結(jié)果與文獻(xiàn)[8]中忽略連接件的二維軸對(duì)稱建模仿真結(jié)果類似，發(fā)射電壓響應(yīng)曲線變化明顯有別于實(shí)際連接桿情況。由此可見，除非換能器實(shí)際工藝中采用隔振去耦一類手段，忽略連接件的二維軸對(duì)稱建模才不會(huì)帶來較大的分析誤差，從而體現(xiàn)了采用三維建模來進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)的必要性。

改變工字型結(jié)構(gòu)尺寸L后，換能器的發(fā)射電壓響應(yīng)如圖6所示。

連接件結(jié)構(gòu)的影響與材料楊氏模量的影響有相似性，當(dāng)L >20 mm 時(shí)，發(fā)射電壓響應(yīng)已基本無(wú)變化。當(dāng)L <15 mm 時(shí)，發(fā)射電壓響應(yīng)曲線向低頻偏移，并在兩個(gè)諧振峰之間出現(xiàn)了很明顯的凹谷，可見連接件的剛度對(duì)換能器發(fā)射電壓響應(yīng)曲線有明顯的影響，只有剛度足夠大時(shí)，這種影響才變得不明顯。

圖6 發(fā)射電壓響應(yīng)隨結(jié)構(gòu)尺寸L 變化曲線Fig.6 Transmit voltage response at different L

3 寬體殼體模態(tài)分析

在JH 換能器的應(yīng)用中，由于水的特性阻抗與空氣相比相差懸殊，且與殼體材料的特性阻抗可以比擬，因此Helmholtz 腔體的結(jié)構(gòu)壁不能被認(rèn)為是完全剛性的，需要考慮殼體諧振對(duì)換能器聲輻射的影響。在典型的JH換能器中，通過使用楊氏模量較高的殼體材料以及增加殼體厚度的方法，減弱殼體諧振的干擾，硬鋁材料的殼體在厚度增加到16 mm以上時(shí)，發(fā)射電壓響應(yīng)的變化就已不再明顯[9]。改用寬體殼體后，由于殼體結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，殼體諧振對(duì)于JH換能器的影響就很有分析的必要。

建立殼體的三維對(duì)稱模型如圖7 所示，模型包括寬體殼體、連接部分、Janus 振子中間質(zhì)量3 個(gè)部分，對(duì)其進(jìn)行模態(tài)分析。在模態(tài)分析中，中間質(zhì)量在Janus 振子的振動(dòng)時(shí)，由于振子的對(duì)稱性而可認(rèn)為是不參與振動(dòng)的，故在模態(tài)分析中施加固定邊界條件。

圖7 殼體建模結(jié)構(gòu)示意圖Fig.7 Schematic diagram of shell modeling structure

對(duì)不同的模態(tài)分析后的結(jié)果中一階模態(tài)為殼體的平動(dòng)，不影響換能器工作。其二階模態(tài)分析結(jié)果如圖8 所示，可見二階模態(tài)的諧振頻率在2.6 kHz 以上，遠(yuǎn)大于換能器基頻諧振(受腔體參數(shù)影響較大)工作模態(tài)，因此改變腔體結(jié)構(gòu)參數(shù)時(shí)，寬體殼體和連接件構(gòu)成的振動(dòng)體統(tǒng)符合第2 節(jié)的分析結(jié)果，使換能器分析結(jié)果受連接件的影響較小，便于優(yōu)化比較寬體殼體的寬度拓展增量d的影響情況。

圖8 不同寬度拓展增量d 下的殼體模態(tài)及其頻率Fig.8 Shell modes at different width increment d

4 寬體殼體JH換能器實(shí)驗(yàn)樣機(jī)制作與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

經(jīng)過反復(fù)優(yōu)化，確定如下結(jié)構(gòu)參數(shù)：輻射頭直徑198 mm，殼體開口長(zhǎng)度90 mm，殼體厚度15 mm，殼體寬度增量35 mm。依據(jù)最終確定的了JH 換能器結(jié)構(gòu)參數(shù)制作了實(shí)驗(yàn)樣機(jī)。

對(duì)寬體殼體JH 換能器樣機(jī)進(jìn)行湖上測(cè)試，發(fā)射電壓響應(yīng)實(shí)測(cè)曲線與仿真結(jié)果對(duì)比如圖9 所示，仿真結(jié)果中JH 換能器的諧振頻率分別為1250 Hz與2250 Hz，諧振頻率處的發(fā)射電壓響應(yīng)分別為134 dB、142 dB；實(shí)測(cè)諧振頻率1200 Hz 與2300 Hz處的發(fā)射電壓響應(yīng)分別為133.9 dB、143.2 dB。實(shí)測(cè)發(fā)射電壓響應(yīng)與計(jì)算結(jié)果基本吻合，其中第一諧振頻率略向低頻漂移。

圖9 寬體殼體JH 換能器實(shí)驗(yàn)樣機(jī)的發(fā)射電壓響應(yīng)Fig.9 Transmit voltage response of experimental prototype

圖10是使用相同振子的情況下，分別加裝直筒殼與寬體殼體后，發(fā)射電壓響應(yīng)曲線測(cè)試結(jié)果對(duì)比。由圖10 可見，寬體殼體JH 換能器的諧振頻率降低了約300 Hz，發(fā)射電壓響應(yīng)在第一諧振頻率處略有降低，第二諧振頻率處略有升高。湖試的測(cè)試結(jié)果與有限元方法所得到的仿真結(jié)果相吻合，驗(yàn)證了前文的分析結(jié)論。

圖10 寬體殼體JH 換能器與JH 換能器的發(fā)射電壓響應(yīng)比較Fig.10 Comparison of transmit voltage response between two kinds of JH transducer

5 結(jié)論

本文使用有限元分析方法，對(duì)寬體殼體JH 換能器進(jìn)行三維建模，得出了殼體寬度增量對(duì)發(fā)射電壓響應(yīng)的仿真結(jié)果。研究了連接件結(jié)構(gòu)尺寸與楊氏模量對(duì)換能器工作性能的影響，證明了三維建模的必要性。同時(shí)分析了帶連接件結(jié)構(gòu)的殼體模態(tài)。依據(jù)仿真優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了一款寬體液腔JH 換能器并進(jìn)行了湖上測(cè)試。最終測(cè)試結(jié)果與仿真結(jié)果有很好的一致性，將之與直筒JH 換能器相比其諧振頻率降低300 Hz，發(fā)射電壓響應(yīng)最高可達(dá)144 dB。