蔣圣鵬，黃子祥，巫頔，劉志忠，張志誼*

1 上海交通大學 振動、沖擊、噪聲研究所，上海 200240

2 中國艦船研究設(shè)計中心，湖北 武漢 430064

0 引 言

降低艦船振動噪聲不僅能夠提高艦員生活和工作的舒適性，保證艦載設(shè)備的使用性能，改善艦船水下聲輻射性能，還有利于提高艦船的作戰(zhàn)性能。艦船作為復雜的噪聲源，其輻射噪聲主要來源于機械噪聲、水動力噪聲和螺旋槳噪聲[1]。隨著減振技術(shù)的廣泛應(yīng)用和船舶建造工藝的提高，機械噪聲顯著下降。水動力噪聲在低航速時并不明顯，但在高航速時又不及螺旋槳噪聲顯著。研究結(jié)果表明，艦船低頻段輻射噪聲與艉部激勵密切相關(guān)，降低由艉部激勵引起的振動噪聲十分必要[2]。螺旋槳激勵引起的結(jié)構(gòu)振動噪聲是影響艦船水下輻射噪聲的重要因素。

針對艉部結(jié)構(gòu)振動與聲輻射問題，有學者通過對船體結(jié)構(gòu)進行參數(shù)優(yōu)化取得了良好的抑制振動效果。例如，吳曉璐[3]通過對船體安裝基座和機箱結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計，討論了不同方案對船體振動特性的影響；劉洋[4]采用加密加強筋和增加板厚的措施增加結(jié)構(gòu)強度，使艙室振動得到抑制。然而，結(jié)構(gòu)優(yōu)化并非不受限制，在結(jié)構(gòu)確定的情況下，通過隔振器[5-6]、阻振質(zhì)量[7-8]、約束阻尼層[9-10]、動力吸振器[11-12]等附加裝置進行振動控制顯得更為重要。對于螺旋槳激勵下的船艉系統(tǒng)振動控制，鄭洪波等[13]、黃志偉[14]進行了槳-軸系統(tǒng)縱向主動控制，使得系統(tǒng)第1階縱向振動下降了90%，第2階縱向振動下降了50%；Dylejko等[15]針對艇體縱向振動問題，研究了共振轉(zhuǎn)換器和結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化。與縱向振動相比，螺旋槳激勵引起的橫向振動更加復雜，這是因為船艉結(jié)構(gòu)是一個與螺旋槳軸系高度耦合的系統(tǒng)，橫向彎曲模態(tài)密集，振動具有多個傳遞通道，而且傳遞特性復雜，這給橫向振動控制帶來了很大挑戰(zhàn)。此外，艉部結(jié)構(gòu)振動與聲輻射研究主要集中在理論計算[16-17]和數(shù)值仿真[18-19]方面，而試驗驗證[20]作為理論到應(yīng)用的重要環(huán)節(jié)則有待深入開展。

本文以船艉結(jié)構(gòu)試驗臺架為對象，擬對螺旋槳激勵下的艉部結(jié)構(gòu)振動控制進行試驗和測試，包括配重盤激勵下艉部結(jié)構(gòu)振動傳遞特性測試和3種艉部結(jié)構(gòu)振動控制方法測試，通過試驗獲得不同方法對艉部結(jié)構(gòu)振動的抑制效果。

1 試驗系統(tǒng)

圖1所示為軸系-船艉振動試驗臺的縮比系統(tǒng)。試驗臺總長7 m，寬1.68 m，高0.75 m，總重約3.5 t，由艉部船體和軸系組成，其中軸系及其驅(qū)動裝置如圖2所示。整個試驗臺安裝在4個剛度為2.6×106N/m的彈簧-油液減振器上，整體振動頻率小于5 Hz，遠低于艉部結(jié)構(gòu)一階固有模態(tài)頻率（約21 Hz）。系統(tǒng)的前4階典型模態(tài)如圖3所示，主要表現(xiàn)為殼體的扭轉(zhuǎn)和彎曲振動。

圖 1 船艉結(jié)構(gòu)振動控制試驗臺Fig.1 Test bench for vibration control of the stern structure

圖 2 試驗臺軸系Fig.2 Shaft of the test bench

圖 3 系統(tǒng)典型模態(tài)Fig.3 Typical vibration modes of the system

試驗測試主要包括2個部分：配重盤激勵下的振動傳遞特性和軸系-船艉耦合系統(tǒng)振動控制效果。

為便于在轉(zhuǎn)動條件下的測試，本文傳遞特性測試采用了錘擊法，將激勵力施加于配重盤處，測試在軸系靜止和低速轉(zhuǎn)動條件下各軸承座的振動加速度頻響曲線，進而獲得耦合系統(tǒng)的振動傳遞特性。

對于軸系-船艉耦合系統(tǒng)振動控制效果測試，在軸系末端的配重盤上施加橫向隨機激勵（激勵頻率為5～2 000 Hz），同時測量各船艉結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)，通過比較控制前、后各測點的振級來評價振動控制效果。

2 配重盤激勵下的振動傳遞測試

圖4所示為振動傳遞特性測試系統(tǒng)。在配重盤處施加脈沖激勵，測試系統(tǒng)主要由力錘、振動傳感器、數(shù)據(jù)采集分析儀等組成，其中振動響應(yīng)采用三向加速度傳感器，分別固定在齒輪箱基座、推力軸承座、Ⅰ號中間軸承座、Ⅱ號中間軸承座、艉管水潤滑軸承座和艉軸承座上，對應(yīng)參數(shù)如表1所示，布置位置盡量設(shè)在局部剛度較大處，以避免結(jié)構(gòu)局部振動對測試結(jié)果造成影響。表中，X,Y,Z分別表示軸系的縱向、垂向以及水平方向。

在軸系靜止和低速轉(zhuǎn)動（轉(zhuǎn)速300 r/min）狀態(tài)下，通過在配重盤處施加沖擊激勵獲得各個軸承座的三向振動頻響函數(shù)，由此計算在等效的單位白噪聲激勵下，與靜止和低速轉(zhuǎn)動工況對應(yīng)的軸承座三向加速度頻譜，然后按照式(1)計算隨機響應(yīng)的功率譜密度。

圖 4 振動傳遞特性測試系統(tǒng)Fig.4 Test system of vibration transmission characteristics

表 1 傳感器布置Table 1 Arrangement of sensors in the test of vibration transmission

根據(jù)功率譜密度，由式(2)和式(3)計算給定頻段 (f0,ft)內(nèi)的功率譜有效值A(chǔ)0及振級A。

式中：fi為 頻率值；Pfi為fi頻率對應(yīng)的功率譜密度；Ar為參考值，取值 1×10-6m/s2。計算結(jié)果如表2所示。

表 2 不同工況下各測點的振級Table 2 Vibration levels of each measurement point under different working conditions

由表可以看出：

1) 在軸系末端的配重盤處施加垂向激勵，除推力軸承座和Ⅰ號中間軸承座外，其他軸承座的垂向振動響應(yīng)略高于縱向和水平方向響應(yīng)值，說明三向振動的耦合較明顯。

2) 在齒輪箱和所有軸承座中，艉管水潤滑軸承和艉軸承的垂向振動響應(yīng)總體上高于其他位置，而且從圖5可以看出，在1 000 Hz以內(nèi)的大部分頻段，艉軸承較艉管軸承的加速度響應(yīng)大。因此，振動控制需重點關(guān)注艉軸承處的傳遞。

圖 5 艉管軸承與艉軸承垂向振動功率譜密度Fig.5 Vibration power spectral densities of the stern-tube bearing and the stern bearing

3) 在軸系靜止和低速運轉(zhuǎn)狀態(tài)下，配重盤處激勵引起的軸系各軸承座振動自艉部至艏部逐漸下降，變化趨勢相當。

3 船艉結(jié)構(gòu)振動控制

船艉結(jié)構(gòu)振動控制重點考慮艉軸承的振動傳遞控制，3種控制方法如圖6所示。

圖 6 3種振動控制措施Fig.6 Three vibration control methods

具體包括：

1) 在艉軸架與船艉結(jié)構(gòu)連接處采用隔振器，抑制軸系振動向船體的傳遞。控制前，艉軸架與船艉結(jié)構(gòu)之間為剛性支承，支承剛度高于1010N/m。在保證軸系對中的前提下，將剛性支承改為彈性支承，支承剛度為5×108N/m。

2) 在連接艉軸架的船艉結(jié)構(gòu)上均勻布置阻振質(zhì)量，限制振動波傳遞。根據(jù)式(4)計算模型布置阻振質(zhì)量后的結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)并利用遺傳算法進行參數(shù)優(yōu)化，再結(jié)合試驗參數(shù)驗證，最終確定本試驗中單個阻振質(zhì)量塊為0.5 kg，間隔200 mm。

式中：Xi和Xj分別為響應(yīng)點和阻振質(zhì)量安裝點的位移響應(yīng)；Fi和Fj分別為系統(tǒng)外激勵力和阻振質(zhì)量對系統(tǒng)的激勵力；Hii和Hji為外激勵力下的位移導納；Hji和Hjj為阻振質(zhì)量激勵下的位移導納。

3) 在連接艉軸架的船艉結(jié)構(gòu)上鋪設(shè)約束阻尼層，耗散振動能量。阻尼層主要為無溶劑聚氨酯/環(huán)氧樹脂IPN體系填料，約束阻尼層主要為無溶劑環(huán)氧樹脂體系。約束阻尼層的損耗因子高，阻尼溫域?qū)挘腋街?。通常情況下，約束阻尼層的總厚度為基材厚度的2倍。本試驗中，船艉板材厚度為8 mm，鋪設(shè)的阻尼層厚度為1 mm，約束層厚度為15 mm。

為獲得船艉結(jié)構(gòu)振動控制效果，采用電磁激振器對配重盤施加垂向隨機激勵（軸系不轉(zhuǎn)），同時測量艉支架連接板和艉部殼體的加速度響應(yīng)。測試系統(tǒng)和測點布置及其靈敏度如圖7和表3所示，其中，測點分布于艉軸架連接板和艉部殼體上，傳感器沿接觸面法向布置。

圖 7 船艉結(jié)構(gòu)振動測試系統(tǒng)Fig.7 Vibration measurement system of the stern structure

表 3 船艉結(jié)構(gòu)各振動控制測點布置及靈敏度Table 3 Sensitivity of measurement points at different vibration control in the stern structure

試驗臺不同部位的振動加速度響應(yīng)存在差異，即使是同一部位，不同位置的振動加速度也有所不同，因此常常對拾取的多個加速度響應(yīng)值按照式(2)計算每個傳感器對應(yīng)的振動有效值，再利用式(5)分別計算艉軸架連接板和艉部殼體的總振動，最后根據(jù)式(3)計算總振級。

式中，N為測點總數(shù)。

根據(jù)艉軸架連接板和艉部殼體振動加速度響應(yīng)計算200～1 500 Hz內(nèi)的振級，如表4所示。

表 4 控制前/后的振級Table 4 Vibration levels before/after controling

由表4可見，3種方法都不同程度地抑制了船艉結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，具體如下：

1) 隔振使艉軸架連接板振動下降了3.2 dB，艉部殼體振動總級下降了4.0 dB，局部共振峰抑制效果明顯，如圖8(a)和圖9（a）所示。同時，由于支承剛度減小，系統(tǒng)共振頻率前移（例如77 Hz降為62 Hz），且因艉支承剛度改變后系統(tǒng)傳遞特性的變化，造成隔振后部分頻段（例如1 100～1 300 Hz）的振動變大，所以需采取其他控制措施。

2) 在隔振的基礎(chǔ)上，繼續(xù)在艉軸架連接板上布置阻振質(zhì)量，測試結(jié)果如圖8(b)和圖9(b)所示。結(jié)果表明，連接板的振動幾乎不變，但艉部殼體的振動下降1.2 dB，且1 100～1 300 Hz頻段內(nèi)的振動響應(yīng)得到明顯抑制，說明阻振質(zhì)量能有效抑制軸系振動經(jīng)艉軸架向船艉結(jié)構(gòu)的傳遞。

3) 在隔振和阻振的基礎(chǔ)上，繼續(xù)在艉軸架連接板上添加約束阻尼層，測試結(jié)果如圖8(c)和圖9(c)所示。結(jié)果表明，約束阻尼層單獨作用下，共振峰得到抑制，且在高頻段表現(xiàn)出了較好的寬頻抑制效果。

4) 在3種控制措施聯(lián)合作用下測試的結(jié)果表明，艉部結(jié)構(gòu)振動加速度下降了6 dB以上，共振峰幅值和高頻寬帶振動得到抑制，如圖8(d)和圖9(d)所示。

4 結(jié) 論

本文通過試驗研究螺旋槳激勵下的船艉結(jié)構(gòu)振動控制，對隔振、阻振質(zhì)量和約束阻尼層3種方法的減振效果進行了測試，主要結(jié)論如下：

1) 在螺旋槳激勵下，振動經(jīng)軸系各軸承座傳至艉部結(jié)構(gòu)，其中通過艉軸承的傳遞明顯大于其他路徑。因此，在進行振動控制時應(yīng)重點關(guān)注艉軸承位置。

圖 8 艉部殼體振動響應(yīng)對比Fig.8 Vibration responses comparison of the stern shell

圖 9 艉軸架連接板振動響應(yīng)對比Fig.9 Vibration responses comparison of the connecting plate of shaft bracket

2) 隔振、阻振質(zhì)量和約束阻尼的綜合運用可使艉部結(jié)構(gòu)振動加速度下降6 dB以上，降低共振峰幅值，抑制高頻寬帶振動。

3) 在進行艉部結(jié)構(gòu)振動控制時，以上3種振動控制方法具有不同的特點：軸承座隔振降低中低頻共振峰值的效果有限；阻振質(zhì)量對限制振動向艉部船體的傳播比較有效；阻尼涂層對抑制中高頻振動峰幅值效果明顯。在工程中可根據(jù)需求選擇相應(yīng)的控制措施。