帶空腔壓電智能板的減振降噪實驗研究*

賀巖松，李耀光，沈 旺，徐中明，趙 勤

(1.重慶大學機械工程學院，重慶 400030； 2.汽車噪聲振動和安全國家重點實驗室，重慶 400039)

前言

近20年來，由于計算機、控制和傳感器技術在工程中的廣泛應用，基于智能材料與結構的振動和噪聲控制技術得到了迅速的發展。利用壓電材料的正壓電效應，通過外接分流電路，很容易實現結構低頻振動和噪聲輻射的控制，這種被動壓電分流阻尼技術，相對于利用壓電材料逆壓電效應的主動控制及傳統的被動阻尼材料控制，具有結構簡單、低價、輕質和魯棒性好的優點，在不引起大的質量和成本增加的情況下，可有效抑制振動進而降低噪聲[1-3]。文獻[4]中提出基于壓電元件的壓電分流阻尼振動噪聲控制技術，文獻[5]中對其進行了里程碑式的定量分析，國外學者在這方面的研究比較深入，取得了很多可供借鑒的成果[6-8]；國內航空航天領域及科研院所的學者也對此開展了一系列的研究：文獻[2]和文獻[9]中對基于壓電分流的懸臂梁和矩形板結構進行了比較全面的研究；文獻[10]中對具有壓電分流電路薄板的吸聲特性進行了理論與實驗分析，表明調節分流電路參數可明顯提高薄板1階模態處的吸聲系數和吸聲帶寬。

以上研究大都是以獨立的梁或板殼結構為對象進行振動噪聲控制，而對結構-空腔受激勵后產生的振動噪聲問題研究的比較少。本文中針對車內噪聲控制情況，將汽車乘坐室簡化為彈性板與5個剛性壁組成的封閉矩形空腔，以系統的1階模態為研究對象，對壓電元件(PZT)的布局位置進行分析與優化，組成壓電智能板。針對汽車車內噪聲產生的兩個主要原因：空氣傳播噪聲和結構振動輻射噪聲[11]，選取不同的激勵方式進行模擬，利用RL串聯型壓電分流電路，對壓電智能板系統1階模態響應進行減振降噪控制，取得了較為明顯的效果。

1 壓電智能板/空腔模型的建立

1.1 空腔模型的建立

按照圖1理論的簡化空腔模型，設計加工出彈性板/矩形腔結構模型：彈性板選用汽車車身領域中的典型薄鋁板，尺寸為700mm×500mm×1.1mm；5個剛性壁由厚度為12mm的鋼化玻璃組成，形成的矩形腔內壁尺寸為600mm×450mm×500mm。鋁板通過螺栓緊固于鋼架上，鋼架壁與鋼化玻璃的外壁通過強力膠進行密封貼合，模擬鋁板的固支邊界條件。為防止聲泄漏，所有縫隙用橡皮泥封嚴。

本文中進行實驗研究所選用的壓電片型號為PZT-5H，尺寸分別為100mm×25mm×0.5mm和50mm×29.5mm×0.5mm。鋁質薄板和壓電元件的材料屬性如表1所示。

1.2 PZT位置優化及粘貼

根據壓電分流阻尼的能量轉換原理，在結構振動輻射的過程中，最大化壓電元件極化表面上儲存的電荷量可使減振降噪效能最優。壓電元件極化表面的電荷量為

表1 鋁板與壓電元件的材料特性

(1)

式中：d31、E11分別為原電陶瓷的壓電常數和彈性模量；si、ε(x)i+ε(y)i分別為壓電元件離散后第i個單元的面積和x、y方向的應變和。

有限元劃分網格時將其分為大小相等的單元，則每個單元的面積為定值。選定特定規格參數的壓電元件后，壓電常數d31和彈性模量E11也為定值?？梢钥闯?，壓電元件的應變是誘發其表面產生電荷的直接因素，應變量越大，產生的電荷越多，從而轉化的系統機械能越多。對于研究的受控薄板，要使其1階模態響應得到更好地抑制，就應在其表面x、y方向的模態應變和最大位置處進行壓電片粘貼。

由于壓電片的厚度遠小于被控薄板的厚度，假設二者之間的粘貼為理想粘貼，則壓電片變形與粘貼位置處薄板變形相同。仿照實驗布置情況建立帶空腔彈性板的有限元模型，如圖2所示。

對帶空腔彈性板分別進行計算和實驗模態分析，模態振型和頻率吻合很好，所研究的1階模態振型如圖3所示，頻率分別為43.54和46.759Hz，相對誤差僅為-6.88%。

利用建立的有限元模型進行帶空腔彈性板的模態應變分析，結果如圖4所示。

由模態應變分析發現，彈性板應變最大位置分布在振型峰值與邊界處。因此，在利用壓電分流阻尼進行減振降噪的控制中，對于目標模態，按照帶空腔彈性板振型峰值和邊界處位置進行壓電片的布片。薄板的第1階固有模態響應，其振型的凸峰只有1個，且峰值位置與薄板中心重合，根據模態應變圖,以彈性板中心為坐標原點，得到的布片中心位置為：(0,0)，(0,-202.5),(0，202.5),(-277,0),(277,0)。由于PZT制作有規格限制，選取的單個壓電片面積太小，通過增加壓電元件的數量盡可能多地覆蓋應變最大處，將薄板結構更多的振動變形機械能轉化為電能，盡可能多地減振降噪。

實驗中在彈性板中間峰值位置采用3片100mm×25mm×0.5mm的壓電片沿寬度方向緊密對接形成壓電組，盡量保證變形的連續性，因為1階模態應變只有1個峰值，3個壓電片應變性質相同，即上下極化表面產生的電荷極性相同，將其正負極分別并聯起來；在4個邊界位置采用50mm×29.5mm×0.5mm的單一壓電元件粘貼。由于薄鋁板和壓電元件的銀質電極均為良導體，為防止二者在粘貼中直接接觸，在實驗模型的制備中選用厚度為40μm的制造電容用的絕緣紙將二者隔離，既保證了機械變形的傳遞和較小的面內附加剛度，又滿足了絕緣要求。粘貼壓電元件過程中采用的粘接劑為502瞬干膠。

2 壓電分流阻尼減振降噪實驗

2.1 實驗準備

選擇在壓電智能板背面中心安裝1個B&K1332單向加速度傳感器，測試壓電智能板的振動信號作為輸出，并在距離矩形腔底板中心高205mm處安裝1個B&K4189傳聲器測量內部聲壓信號，進行控制前后的空腔內部聲壓對比。壓電智能板系統的瞬態減振降噪特性實驗中采用江蘇聯能LC系列沖擊錘輸入脈沖激勵；穩態減振降噪特性實驗中分別采用揚聲器聲音激勵和激振器振動激勵。使用LMS多通道分析儀進行信號采集和分析，分析軟件為LMS-Test Lab 9A。

(2)

選用無焊接面包板SYB-118，按照上述參數搭建壓電分流電路進行實驗。

2.2 力錘激勵

力錘上安裝1個壓電力傳感器進行輸入信號的測量，實驗選取定點激勵。調諧分流電路，控制前后帶空腔壓電智能板系統對力錘脈沖激勵信號的響應見圖5。

2.3 揚聲器激勵

采用LMS多通道分析儀發出帶寬為0～1 000Hz的隨機白噪聲信號，輸入至B&K YE2706型功率放大器，驅動高保真揚聲器產生聲音激勵，模擬汽車發動機穩態工作噪聲，通過前圍板透射和輻射產生車內噪聲的情況。揚聲器安裝在矩形腔上面，距離壓電智能板中心高度為0.34m。另外采用1個B&K4189傳聲器測量矩形腔外距離壓電智能板中心高0.278m處的聲壓信號作為輸入信號，采樣時間為8s，采樣頻率為2 048Hz。壓電分流阻尼電路被動控制前后，帶空腔壓電智能板系統對揚聲器輸入白噪聲聲音激勵的響應見圖6。

2.4 激振器激勵

采用LMS多通道分析儀發出帶寬為0～1 000Hz的隨機白噪聲信號，經YE5871A功率放大器放大后驅動JZK-5型強力電動式激振器產生振動激勵，模擬由發動機或路面激勵引起車身結構振動進而產生車內輻射噪聲的情況。激振器頂桿上安裝有壓電式力傳感器，拾取振動作為輸入信號，將頂桿與壓電智能板連接為一體，采樣時間為8s，采樣頻率為2 048Hz。壓電分流阻尼電路被動控制前后，帶空腔壓電智能板系統對激振器輸入振動激勵的響應如圖7所示。

由于振動激勵引起空腔內聲壓頻譜產生較多毛刺，信噪比較差，很難觀察到清晰效果，而空腔內聲音幾乎都是壓電智能板振動引起的輻射噪聲，這里用聲壓頻響函數代替聲壓頻譜來觀察降噪效果。

3 實驗結果分析

對于采用RL串聯分流電路的帶空腔壓電智能板結構的第1階模態，分流電路閉合前后，根據減振降噪實驗的測試數據，可以計算出不同激勵時，控制前后1階模態頻率處壓電智能板系統頻率響應函數幅值及空腔內聲壓級的變化，如表2所示。

表2 系統振動與聲壓響應幅值降低量 dB

由表2可以看出：通過壓電元件的粘貼位置選擇和RL串聯分流阻尼電路的搭建，電路閉合后，壓電智能板/空腔模型所受各種激勵方式下的響應都得到了衰減。與開路時相比，壓電智能板振動的頻響函數幅值分別降低了2.58、0.98和6.75dB；空腔內部聲壓對于力錘激勵和激振器振動激勵的響應幅值分別降低了1.66和6dB，對于揚聲器激勵的響應則不明顯，但有略微下降。通過橫向對比發現，3種激勵方式中，激振器激勵板結構的強度最大，引起的壓電智能板的變形程度最大，振動響應和空腔內聲壓響應的降低量也最大，揚聲器激勵則相反，由于揚聲器與壓電智能板相隔一段距離，激勵能量在空間上有較多損失，壓電智能板被激勵起來的振動比較小，振動響應和空腔內聲壓響應的降低量也最小，這是由于壓電分流阻尼減振降噪的效果與壓電元件正壓電效應將機械能轉換為分流電路電能量的相對多少(即能量轉化率)有關，它與壓電智能板的應變量大小密切相關。對于更高頻率的結構振動和腔內噪聲響應，參照對彈性智能板1階模態的減振降噪研究方法，選取不同的壓電片布置位置，都可使該頻率及其臨近范圍內的振動和噪聲得到有效衰減。

4 結論

針對汽車乘坐室簡化模型的1階約束模態，以最大化壓電元件極化表面電荷量為目標，通過模態計算與實驗，確定了壓電元件的最優布置，利用壓電陶瓷的正壓電效應，搭建RL串聯分流電路。模擬汽車車內噪聲產生的不同途徑，選取不同的激勵方式，進行了帶空腔壓電智能板結構的減振降噪研究。

與開路時相比，分流電路閉路后壓電智能板系統的頻響函數幅值和空腔內聲壓在1階模態頻率處都有所降低，并且外界激勵越強烈，效果越明顯。說明采用壓電分流阻尼電路抑制壓電智能板的振動進而減少板的輻射噪聲，最終實現系統減振降噪的方法可行。相對于傳統阻尼減振降噪，該方法具有輕量化、魯棒性好等優點，為降低汽車車內噪聲提供了新的發展途徑。

參考文獻

[1] 陶寶棋.智能材料結構[M].北京:國防工業出版社,1997.

[2] 張文群,吳新躍,張萌.基于壓電效應的噪聲控制研究進展[J].聲學技術,2008,27(4):577-583.

[3] 楊智春,孫浩,李凱翔,等.基于布局優化的壓電分流阻尼抑振實驗研究[J].振動與沖擊,2007,26(9):133-137.

[4] Forward R L. Electronic Damping of Vibration in Optical Structures[J]. Applied Optics,1979,1:690-697.

[5] Hagood N W, Von Flotow A. Damping of Structural Vibrations with Piezoelectric Materials and Passive Electrical Networks[J]. Journal of Sound and Vibration,1991,146(2):243-268.

[6] Park C H. Dynamics Modeling of Beams with Shunted Piezoelectric Elements[J]. Journal of Sound and Vibration,2003,268:115-129.

[7] Wu Shuyau. Piezoelectric Shunt Vibration Damping of F-15 Panel Under High Acoustic Excitation[C]. SPIE Proceedings,2000,3989:276-287.

[8] Ahmadian M, Jeric K M. On the Application of Shunted Piezoceramics for Increasing Acoustic Transmission Loss in Structures[J]. Journal of Sound and Vibration,2001,243(2):347-359.

[9] 孫浩,楊智春,于哲峰.基于極點配置參數優化的壓電分流阻尼抑振研究[J].西北工業大學學報,2006,24(1):106-110.

[10] 常道慶,劉碧龍,李曉東,等.具有壓電分流電路薄板的吸聲特性[J].聲學學報,2008,33(2):131-144.

[11] 惠巍,劉更,吳立言.轎車聲固耦合低頻噪聲的有限元分析[J].汽車工程,2006,28(12):1070-1077.