加肋圓柱殼制造誤差對聲學性能的影響研究

張 盛 金 翔 周 樺 劉土光

1武昌船舶重工有限責任公司，湖北 武漢430060 2華中科技大學，湖北 武漢430074

加肋圓柱殼制造誤差對聲學性能的影響研究

張 盛1金 翔1周 樺1劉土光2

1武昌船舶重工有限責任公司，湖北 武漢430060 2華中科技大學，湖北 武漢430074

利用有限元軟件ANSYS和邊界元軟件Sysnoise對加肋圓柱殼建造中可能產生的橢圓度、軸線傾斜、艙壁傾斜偏移的多種誤差進行仿真計算，分析制造過程中產生的不同尺寸誤差模型的系統聲輻射特性。結果表明，聲功率隨著幾何偏差尺寸增大而增大，但在所確定的加工工藝允許的要求范圍內，這些偏差對聲輻射影響很小，其中橢圓度對結構聲學性能的影響較其他兩種結構誤差稍大。

加肋圓柱殼；制造工藝；聲輻射功率

1 引言

加肋圓柱殼結構作為典型船體分段結構，其工件大、制造工序多、工藝復雜，結構的裝配、加工和運輸過程中產生的變形，以及期間產生彈塑性變形的規律難以掌握和控制，誤差的產生不可避免，從而可能會對結構的功能特性以及聲學特性產生一定影響。目前，國內對結構制造誤差對聲學特性的影響，制造精度與聲學特性之間關系方面的研究很少。

已有研究表明，對于典型的雙層艙段結構，內、外殼體在中低頻段的振動與聲輻射具有相似性［1］。因此，本文對單層加肋圓柱殼結構，利用ANSYS有限元軟件計算有限長加肋圓柱殼的振動模態，以及在水下受點力激勵時外表面的位移、質點振速及表面聲壓和聲強的頻率響應［2-5］。然后將位移數據傳遞給Sysnoise邊界元軟件，計算加肋圓柱殼結構的輻射聲功率、輻射效率的頻率響應及近場的聲壓、聲能流分布和遠場指向性［6-9］，研究現有工藝的制造精度對水下結構輻射噪聲的影響，控制結構制造、加工誤差，提高加肋圓柱殼結構的建造水平。

2 結構有限元振動分析

2.1 結構有限元建模

首先建立無制造工藝偏差的完善加肋圓柱殼結構的模型，然后在此模型基礎上，分別創建具有不同工藝參數誤差的結構模型。根據結構的特點，圓柱殼體和艙壁部分采用63殼體單元，外肋和艙壁上的加強筋則采用188梁單元進行模擬。對加肋圓柱殼主體采用四邊形單元進行網格劃分；對于不規則的艙壁部分則采用三角形單元進行自由網格劃分。殼體的兩端采用簡支邊界條件。計算模型如圖1、圖2所示。加肋圓柱殼模型材料參數為：密度ρ＝7 850 kg／m3，楊氏模量E＝2.11 GPa，泊松比μ＝0.3。

圖2 艙壁有限元模型Fig.2 FEM model of cylindrical bulkhead

2.2 有限元模型振動位移響應計算

對建立的有限元模型，利用ANSYS軟件的多物理場計算模塊，計算水下加肋圓柱殼結構在其中間對稱面受到垂直向下的點力激勵時，外表面的法向位移、法向質點振速及表面聲壓和法向聲強的頻率響應。其計算的頻率范圍為25 Hz～1 kHz，頻率步長設為5 Hz，流體密度ρ＝1 025 kg／m3、聲速v＝1 500 m／s，位移響應計算結果如圖3、圖4所示。

圖3 有限元模型計算位移響應仰視云圖Fig.3 Direction Z of FEM model displacement result

圖4 有限元模型計算位移響應正視云圖Fig.4 Direction Y of FEM model displacement result

3 輻射聲功率計算中有關問題的處理

3.1 計算方法選擇

聲學邊界元軟件Sysnoise所運用的計算方法有聲學有限元法、無限元法、直接邊界元法和間接邊界元法。有限元方法適用于室內噪聲分析，可以模擬各種聲學介質，譬如流體、穿孔板等，能夠計算固有頻率、聲模態和聲振耦合響應，并且考慮流體效應。無限元方法主要用于外部聲場計算，能夠考慮流固耦合。直接邊界元法適合于封閉結構的內聲場或者外聲場的計算，而間接邊界元法可以同時計算結構的內外聲場，但是要求內外流體介質必須一致。

針對本研究中的結構，外部與海水接觸，為結構噪聲的輻射表面，結構內部則為空氣，內外聲場介質不一致，所以不宜采用間接邊界元法。且計算中僅考慮結構水下向外輻射噪聲，即外部聲場，因此采用直接邊界元法求解。

3.2 端部處理

由于計算模型兩端為非封閉結構，不滿足直接邊界元法的要求，因此需在已有有限元計算模型基礎上，在兩端添加虛擬表面構造成一封閉空間，以滿足直接邊界元（DBEM）計算的網格模型。對于添加的虛擬表面，定義其節點的響應值為零，因此其不會對結構的聲輻射產生影響。

3.3 有限元計算數據的導入

Sysnoise本身并不具備完整的前處理功能，但是它與其他有限元軟件（ABAQUS，ANSYS，等）都有接口，可以方便的讀取各種有限元程序的模型。因此，將ANSYS中創建的單元模型導出成為Sysnoise可以識別文件，然后通過Sysnoise自帶的軟件接口程序讀入，形成邊界元計算網格。圖5所示為聲學計算的邊界元模型。

由于是外部輻射噪聲問題，因此，需要保證邊界元網格的外法線方向都朝向外，在Sysnoise中利用check mesh操作對單元的外法線方向進行檢查，確保所有單元外法線指向外部，結構單元法向如圖6所示。

圖5 聲學邊界元模型Fig.5 Acoustics BEM model

圖6 邊界元網格的單元法向檢查Fig.6 BEM cell checking

4 計算結果與分析

將加肋圓柱殼外表面的有限元網格和前面計算的相應節點上的法向位移數據傳遞給Sysnoise軟件后，計算輻射聲功率及近場的聲壓、聲能流分布和遠場指向性；并計算殼外表面和距殼外表面1 m遠處水中輻射聲壓。為了便于比較，分別取殼體舯部殼內表面、殼外表面和距殼外表面1 m處特征點的輻射聲壓級 （參考值P0＝1×10－6Pa）計算結果進行分析。

4.1 距殼體外表面1 m處聲壓分布

通過振動與聲學特性計算，計算圓柱殼橢圓度、沖勢、艙臂傾斜度不同的誤差值及組合誤差加肋圓柱殼模型的輻射聲功率與無誤差的完善加肋圓柱殼模型的輻射聲功率進行對比。圖7所示為不同激勵頻率下完善加肋圓柱殼模型的表面聲壓級。

圖7 不同激勵頻率下完善加肋圓柱殼表面聲壓級Fig.7 Acoustics pressure distribution of initial cylindrical shell model

由圖7可見，在不同激勵頻率下，結構表面的聲壓級分布規律互不相同。低頻激勵時，結構主要為低階的整體振動，模態密度較低，隨著激勵頻率的增大，結構的模態密度增大，結構振動呈現出大量的局部模態，因此表面聲壓的分布也更為復雜。

從結構聲壓云圖中還可以看出，當激勵力頻率為低頻時，在殼體軸向上分布數量較少的聲壓大的區域；當激勵力頻率為中高頻時，輻射聲壓分布不均勻，輻射聲壓分布成麻點狀。在低頻狀態時，結構的聲壓分布均勻，能夠較為清楚地得到聲壓分布集中區域，是對其進行聲學性能方面的工作能夠得以開展的基礎。而在振動高頻段，圓柱殼的聲壓分布導致聲輻射傳遞路徑以及規律不明確，很難在中高頻狀態下進行聲輻射特性研究。因而本文研究主要關注結構在低頻狀態時的振動和聲學特性。具有制造誤差的加肋圓柱殼模型不同激勵頻率下的表面聲壓級與圖7類似。具有制造誤差的加肋圓柱殼模型不同激勵頻率下的表面聲壓級如圖8～圖10所示。

圖9 耐壓殼軸線向上偏差2 mm模型表面聲壓級Fig.9 Acoustics pressure distribution of cylindrical shell model with shell axes rising 2 mm

圖10 艙壁向首傾斜10 mm模型表面聲壓級Fig.10 Acoustics pressure distribution of cylindrical shell model with the offset of bulkhead 10 mm

4.2 加肋圓柱殼橢圓度對輻射聲功率的影響

具有初始橢圓度的加肋圓柱殼，其制造誤差主要體現其橫截面在水平和垂直方向上軸線長是否有偏差，為此設定加肋圓柱殼橫截面的豎直方向軸線長度為y，水平方向軸線長為x。根據工藝要求，分別按照x－y＝10 mm，x－y＝5 mm，xy＝－5 mm，x－y＝－10 mm等4種偏差進行建模計算，并將計算結果和完善圓柱殼模型進行對比。圖11所示為具有不同初始橢圓度的加肋圓柱殼的輻射聲功率級曲線與完善圓柱殼模型 （圖中簡稱“基準模型”）聲功率級曲線。

由圖11對比可見，低頻段完善圓柱殼模型和有橢圓度誤差的模型聲功率隨頻率變化規律基本一致，但高頻段橢圓度誤差模型與完善圓柱殼模型的輻射聲功率差值變得明顯；另一方面，由于結構振動與聲輻射計算網格大小對計算頻率的制約和限制，有限元邊界元模型在高頻的計算誤差逐漸增大，這為研究在高頻段的評價帶來難度。

表1所示為具有4種橢圓度偏差時結構的輻射聲功率級。由圖11和表1對比可見，低頻段完善圓柱殼模型和有橢圓度誤差的模型聲功率隨頻率變化規律基本一致，但由圖11可知，高頻段橢圓度誤差模型與完善圓柱殼模型的輻射聲功率差值變得明顯。另一方面，由于結構振動與聲輻射計算網格大小對計算頻率的制約和限制，有限元邊界元模型在高頻的計算誤差逐漸增大，這為研究在高頻段的評價帶來難度。

計算結果表明，在加肋圓柱殼體橫截面的長短軸長度的最大偏差不超過10 mm這一誤差要求下，有初始橢圓度的模型輻射聲功率與完善圓柱殼模型輻射聲功率除在65 Hz時與完善圓柱殼模型聲功率相差較大，這主要是因橢圓度較大，導致結構剛度發生一定變化，尤其是橫向剛度變小，較容易受到垂向激勵的影響，在65 Hz頻率接近共振頻率，導致65 Hz計算結果的聲功率增大，同時，由圖11a，11b發現加肋圓柱殼結構變得扁平，引起橫向剛度變小，此種情況對結構輻射聲功率的影響明顯較圖11c、11d的變得瘦長圓柱殼結構的大，而在其余各頻率下的聲功率值基本相同。殼體截面橢圓度越大，結構的輻射聲功率越高。因此，在加肋圓柱殼加工和建造過程中，應嚴格控制加肋圓柱殼體的橢圓度偏差，使低噪聲建造過程中的聲質量控制得到保證。

表1 具有橢圓度偏差的結構輻射聲功率級Tab.1 Sound radiation power value of cylindrical shell model with different ellipse sections

4.3 加肋圓柱殼軸線傾斜對輻射聲功率的影響

具體計算時，分別設加肋圓柱殼軸線向上偏移2 mm、1 mm，軸線向下偏移1 mm、2 mm。

表2所示為加肋圓柱殼軸線不重合偏差的結構輻射聲功率級。由圖12可知：加肋圓柱殼體軸線變化后，曲線第1個峰值沒有移動，系統固有頻率不變。在整個頻帶，加肋圓柱殼軸線傾斜的改變只是改變了波峰波谷的位置，對殼體輻射聲功率的影響不大。由表2和圖12可知，在100 Hz以下范圍內，其結構輻射聲功率級相差甚微，曲線基本完全重合；而由圖12可知，在100 Hz以上，各模型下的曲線變化趨勢復雜，峰值交錯。同時，在低頻階段（小于100 Hz），加肋圓柱殼軸線傾斜的改變，對殼體結構的聲輻射特性影響不大，但隨著頻率的增加，特別是在頻率大于500 Hz情況下，軸線傾斜值的改變對殼體輻射聲壓影響變得較為復雜。從計算結果來看，2 mm的加肋圓柱殼軸線偏差和1 mm的加肋圓柱殼軸線偏差模型的輻射聲功率相等。這主要是由于該有限長加肋圓柱殼直徑達幾米，且殼板厚度達幾十毫米，當其橢圓度偏差為1～2 mm時，對其剛度的影度微乎其微，對其振動響應必然也十分微小，從而對其輻射聲功率不可能產生較大影響。 因此，在低頻段時，首尾端軸線相對偏差1～2 mm的工藝偏差對聲輻射影響微小。

表2 加肋圓柱殼軸線不重合偏差的結構輻射聲功率級Tab.2 Sound radiation power value of cylindrical shell model with different shell axes shifting

圖12 軸線偏差輻射聲功率級Fig.12 Sound radiation power curve of cylindrical shell model with different shell axes shifting

4.4 平面艙壁的傾斜對加肋圓柱殼體輻射聲功率的影響

在加肋骨圓柱殼結構的幾何模型中，規定右側為首部方向，左側為尾部方向。計算過程中，設艙壁傾斜偏差為：向首傾斜偏移10 mm、5 mm，向尾傾斜偏移5 mm、10 mm等4種。圖13所示為不同艙壁傾斜值的加肋圓柱殼輻射聲功率級曲線與完善圓柱殼模型聲功率級曲線之間的對比。表3所示為具有艙壁傾斜偏差的結構輻射聲功率級。

由圖13可以看出 ，艙壁傾斜值變化后，系統固有頻率不變。在整個頻帶，艙壁傾斜在規定范圍內，對殼體輻射聲功率的影響不大。且由表3和圖13可知，在低頻范圍內，其艙壁不同傾斜偏差的結構輻射聲功率級相差十分微小，因而曲線基本重合；但在100 Hz以上，聲功率曲線差異較大，整體上是完善加肋圓柱殼模型的聲功率最低。這表明在滿足工藝精度要求前提下，在研究重點關注的中低頻范圍內，艙壁在現有傾斜范圍對結構聲學性能影響較小。

4.5 3種制造偏差組合對加肋圓柱殼體輻射聲功率的影響

將3種偏差同時施加于模型上，并都取其產生最大聲輻射值的誤差值進行建模，即橢圓度xy＝10 mm、軸線傾斜2 mm以及艙壁首傾斜10 mm的模型作為具有3種制造組合誤差，組合偏差的誤差模型和完善圓柱殼模型的輻射聲功率的對比曲線如圖14所示。組合偏差模型下頻率100Hz以內結構輻射聲功率級如表4所示。

圖13 艙壁傾斜輻射聲功率級Fig.13 Sound radiation power curve of cylindrical shell model with different offset of bulkhead

圖14 組合偏差模型的輻射聲功率級Fig.14 Sound radiation power curve of cylindrical shell model including 3 construction errors

表4 組合偏差模型的結構輻射聲功率級Tab.4 Sound radiation power value of cylindrical shell mode including 3 construction errors

結果表明，組合偏差結構的輻射聲功率與完善結構的聲功率級在低頻段也是基本一致，其輻射聲功率要比完善加肋圓柱殼模型稍大，輻射功率數值和曲線變化趨勢與具有初始橢圓度誤差的結構情況非常相似。同樣要指出的是，在加工工藝的要求范圍內，不論是哪種誤差下，這些誤差值所帶來的聲輻射影響都是很小的。但是，如果能在建造過程中進一步控制加肋圓柱殼體的橢圓度偏差，則能使低噪聲建造過程中的聲學質量控制得以保證。

5 結論

本文對典型結構制造誤差對結構輻射噪聲的影響進行數值計算和分析，以完善圓柱殼模型為基礎，分別建立具有不同類型制造誤差的模型，采用有限元結合邊界元的方法進行聲學計算。通過對比這3種制造誤差對結果的影響可以看出，誤差模型的聲功率有著隨幾何偏差尺寸增大而增大的趨勢，但是在本文所確定的加工工藝允許的要求范圍內，這些誤差對聲輻射影響很小。其中，橢圓度對結構聲學性能的影響較其他兩種結構誤差稍大。總而言之，通過對加工工藝尺寸上的嚴格控制，可以有效降低其制造誤差對聲輻射的影響，但這種改變很小。針對本文3種研究結構制造誤差類型，表明現有工藝技術對制造精度的控制能滿足對建造結構聲學特性一致性目標的要求。

針對船體結構低噪聲制造工藝研究，應進一步開展對結構振動與聲輻射傳遞路徑中與殼體相連結構的聲學特性與制造工藝間聯系的研究，如基座制造安裝精度對聲學性能影響、管路系統支撐結構的結構形式、布置位置、安裝工藝對聲振特性影響分析、制造誤差結構對圓柱殼的水動力噪聲影響等的研究，掌握結構內部振動傳遞路徑、輻射噪聲傳遞規律，為改進結構低噪聲制造工藝、提高建造水平提供技術基礎。

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Influence of Construction Error on Sound Radiation for Ring-Stiffened Cylindrical Shell

Zhang Sheng1Jin Xiang1Zhou Hua1Liu Tu－guang2
1 Wuchang Shipbuilding Industry Company Ltd.，Wuhan 430060，China 2 Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China

By using of FEM software ANSYS and BEM software Sysnoise，simulation models for cylindrical pressure shell structure with different types of construction error were established，i.e.the ellipticity of shell section，the oblique of shell axes and the offset of bulkhead.And then we analyzed the characteristic parameters of the key construction technology which influenced the low noise construction technology of representative structure.The analysis results show that sound radiation power increases with the construction error increasing.However，the construction error can only imperceptibly influence the structure sound radiation power in the range of allowable error while the ellipticity of shell section is the most important factor in the three kinds of construction errors.

ring-stiffened cylindrical shell；construction technology；sound radiation power

U661.43

：A

：1673－3185（2011）04－43－08

2010-06-28

武昌船舶重工有限責任公司技術創新課題（k07005－2）

張 盛（1985－），男，助理工程師，碩士。研究方向：船體結構水動力特性優化設計。E-mail：daisie@163.com

10.3969/j.issn.1673-3185.2011.04.009