推力軸承基座結構形式對潛艇振動噪聲的影響

孫謙，劉文璽，周其斗，紀剛

1海軍裝備部，北京100841

2海軍工程大學艦船與海洋學院，武漢430033

0 引 言

螺旋槳是潛艇的主要噪聲源之一，它主要通過軸系及相連的基座結構引起艇體結構的振動，并由潛艇濕表面向水中輻射噪聲。由此，導致了螺旋槳、軸系、基座、艇體結構的耦合振動問題。深入開展相關研究，對降低由螺旋槳引起的艇體結構振動和輻射噪聲具有重要意義。

通常，在軸系設置縱向減振器和動力吸振器［1-4］來控制螺旋槳激振力通過軸系傳遞到艇體結構。Dylejko等［1］和 Merz等［2-3］針對軸系—艇體結構的耦合振動問題展開研究，通過在推力軸承位置使用動力吸振器來降低經由推力軸承傳遞到艇體結構的軸系縱向激振力，然后分別使用傳遞矩陣法、有限元法（FEM）、結構有限元耦合流體邊界元法建立動力學系統模型，對動力吸振器的結構參數進行優化，以達到降低激振力傳遞的目的。曹貽鵬［5］和楊成春［6］為了降低由螺旋槳縱向激振力引起的艇體結構輻射噪聲，采用橫艙壁作為推力軸承基座，改變了縱向激振力的傳遞路徑。結果表明，該方案不僅起到了一定的減振作用，還可以減小系統的縱—橫耦合程度。不過，橫艙壁主要用于分割內部空間，形成水密艙室以及支撐潛艇外殼等，采用橫艙壁作為推力軸承基座有可能影響艙壁主要功能的實現，例如，艙室的水密性不好會影響艙內的總布置；另外，潛艇一般橫向對稱而垂向不對稱，以艙壁為基座，力的傳遞路徑太多，難以有效控制各個方向力的傳遞。李攀碩等［7］分析了軸—殼體耦合系統振動的固有特性及其隨推力軸承剛度的變化規律，結果表明，推力軸承剛度改變了軸系縱振頻率，對縱振能量傳遞有明顯的影響，軸系縱向振動不僅會引起殼體的縱向共振，還會引起殼體的彎曲振動，形成軸—殼縱橫耦合模態，軸的縱向振動控制可以減小耦合系統振動。Pan等［8］研究了螺旋槳激振力沿軸系到簡支板的傳遞特性，螺旋槳的激振力通過試驗方法得到，考慮推力軸承的油膜影響，測得推力軸承剛度與螺旋槳轉速的關系，重點研究了伴流場引起的螺旋槳縱向激振力以及彈性板的振動響應。

上述研究聚焦于螺旋槳激振力經軸系傳遞到艇體的規律，采用橫艙壁作為推力軸承基座以達到潛艇減振降噪的目的，通過在軸系安裝減振器、給推力軸承基座安裝動力吸振器等方式，降低螺旋槳縱向激振力向艇體結構的傳遞。為了降低由螺旋槳縱向激振力引起的艇體結構振動和輻射噪聲，兼顧潛艇內部布置、推力軸承基座沿縱向的位移滿足限制條件等要求，本文擬從結構振動傳遞路徑的聲學設計的角度出發，重新設計推力軸承基座的結構形式，使螺旋槳縱向激振力對稱地作用到潛艇；并對整艇進行振動和輻射噪聲分析，驗證設計方法的有效性。

1 基本理論

1.1 結構—流體耦合方程

水下結構振動與輻射噪聲問題是流體—結構相互作用的流固耦合問題。考慮如圖1所示的結構—流體相互作用系統：S0表示彈性薄殼結構，Ω0表示流體外域，流體外域充滿密度為ρ0的聲介質，其聲速為c0，若系統進入穩態，角頻率為ω，則波數k0=ω2/c0。

圖1 流體—結構相互作用系統Fig.1 Fluid-structure interaction system

對結構域進行有限元離散，對外域流體采用邊界元法，以獲得附加質量和阻尼系數，將附加質量和附加阻尼疊加至結構有限元質量矩陣和阻尼矩陣，建立考慮流體耦合作用的有限元結構動力響應方程，如式（1）所示，實現流固耦合計算，進而使用邊界元方法計算結構的輻射聲場：

式中：KS為結構剛度矩陣；MS為結構質量矩陣；CS為結構阻尼矩陣；為節點位移向量；為直接作用在結構上的節點力；矩陣MOA和NOA分別為外域流體作用在結構所產生的附加質量和附加阻尼矩陣。一旦得到結構位移，可提取結構—外域流體交界面上的節點位移，從而得到物面法向位移向量，計算聲場聲壓［3］。

1.2 噪聲輻射能力衡量指標

為了衡量艇體結構的噪聲輻射能力，采用殼體表面均方法向速度和輻射聲壓作為主要衡量指標。

殼體表面的均方法向速度反映了殼體在流場中的結構響應，同時也表征了聲源振動的平均速度，定義為

均方法向速度級定義為

式中，Vref=5×10-8m/s，為參考速度。

潛艇位于水下100 m，輻射聲壓計算點在潛艇中間平行段的水平對稱面上，距離潛艇兩側分別為15 m，計算艇長直線段上的聲壓，并對該聲壓進行算術平均，以算術平均值作為潛艇的輻射聲壓。圖2所示為輻射聲壓計算網格。

圖2 輻射聲壓計算網格Fig.2 Calculation meshes of radiation noise pressure

設p為單位力作用下潛艇輻射聲壓的平均值，參考聲壓pref=1.0×10-6Pa，聲壓級定義為

1.3 螺旋槳縱向激振力引起的結構振動

傳統的推力軸承基座是座式的，位于潛艇底部，如圖3所示。螺旋槳縱向激振力F的作用過程為：螺旋槳→推力軸承→推力軸承基座→耐壓艇體結構→非耐壓艇體結構及整艇，從而激起艇體結構的振動。其中，F通過推力軸承基座作用到艇體，表現為縱向激振力F1和激振力矩M1，所以控制由F激起的艇體結構振動，就是要控制F1和M1。

限于篇幅，本文主要通過結構聲學設計控制傳遞到潛艇的F1。

圖3 螺旋槳縱向激振力傳遞路徑Fig.3 Transfer path of propeller longitudinal exciting force

耐壓艇體結構是潛艇的主體結構，在很大程度上能夠反映整艇的振動特性，而且將耐壓艇體結構設計成橫向、垂向都對稱的結構形式，有利于判斷其振動規律。

1.3.1 計算模型

進行耐壓艇體設計時，主要尺度參考法國“紅寶石”級單殼體潛艇，外形參考單殼體SUBOFF［9］潛艇模型。耐壓艇體的主要結構參數如表1所示，其尺度約為實艇的1/2，肋骨的截面為T型（圖4）。對耐壓艇體進行有限元建模，采用面單元模擬殼板，采用梁單元模擬肋骨及其他加強筋；沿潛艇縱向，1個肋骨間距至少包含4排單元、5個節點，保證能夠模擬1個完整的肋骨間波形，模型處于自由狀態。

表1 耐壓艇體的結構參數Table 1 Structural parameters of pressure hull

圖4 肋骨截面Fig.4 Frame section

圖5為耐壓艇體的有限元模型，由于耐壓艇體結構左右對稱，這里只給出了模型的左半部分。

圖5 耐壓艇體結構有限元模型Fig.5 Finite element model of pressure hull

表2 細長結構耐壓艇體固有低頻振動的基本形式Table 2 Basic modes of natural low-frequency vibration for slender structure

圖6 縱向激振力作用點分布Fig.6 Distribution of acting points of longitudinal exciting force

1.3.2 耐壓艇體固有低頻振動的基本形式

耐壓艇體的長度和直徑比等于8.7，為細長體。細長結構耐壓艇體固有低頻振動的基本形式有3類［10-11］：1）整體彎曲振動，如表2中的1～3號；2）整體縱向振動，如表2中的4～5號，同時伴隨徑向呼吸振動；3）艙段范圍的彎曲振動，如表2中的6號。

從表2可以看出，整體彎曲振動和整體縱向振動的結構振動波形表現為整體波長較長的結構波。

1.3.3 縱向激振力作用下的振動響應特征

采用有限元法，計算耐壓艇體結構在空氣中的振動響應，計算的頻率范圍為20～150 Hz，頻率間隔為1 Hz。

縱向激振力作用在艉錐段一根肋骨所在耐壓殼上的A，B，C，D這4個點的1個或幾個上，如圖6所示，其中，A點和C點關于Y軸對稱，B點和D點關于Z軸對稱。

研究了2種工況下耐壓艇體結構的振動響應特征。

1）工況1：縱向激振力作用在A點，大小為F（圖7）。

圖7 工況1Fig.7 Case 1

2）工況2：縱向激振力作用在A，B，C，D點，每個點的作用力都為F/4，相當于把工況1的激振力均勻分布在4個點上（圖8）。

圖8 工況2Fig.8 Case 2

在這2種工況下，耐壓艇體的殼體外表面均方法向速度隨激振力頻率變化的頻響曲線如圖9所示。根據圖9，得到了工況1（表3）和工況2（表4）耐壓艇體振動響應的峰值頻率及其對應的振型。

對比表2和表4，可以看出，在工況2中，結構的低頻振動響應的第1個和第2個峰值頻率（70和126 Hz）與其固有的一、二階縱向振動頻率（70和126 Hz）相對應，振型也對應，可以得出如下結論：在工況2中，縱向激振力對稱作用在橫截面，在低頻段主要激發結構整體縱向振動，表現為整體范圍內波長較長的結構縱振波，這種結構波所引起的振動水平較高，決定了振動響應的峰值［11］。

圖9 耐壓艇體的殼體外表面均方法向速度Fig.9 Mean square normal velocities of outer pressure shell

表3 工況1耐壓艇體振動響應的峰值頻率和振型Table 3 Peak frequencies and vibration modes of responses for pressure hull in case 1

對比表2和表3，可以看出，在工況1中，縱向激振力作用在橫截面的局部，在低頻段能夠同時激發結構的整體彎曲振動和整體縱向振動；當激振力頻率與結構振動的固有頻率相同或非常接近時，雖然激振力同時激起結構的彎曲振動和縱向振動，但是，振動以與該頻率下相應的結構固有振動形式為主，所以振動響應會出現與工況2類似的現象，即當激振力的頻率為70和126 Hz時，振動響應出現峰值；不過與工況2不同的是，工況1在22，46和100 Hz時也出現了峰值，這些頻率對應的結構固有振動形式為整體彎曲振動，表現為整體范圍內波長較長的結構彎曲波，這種結構波所引起的振動水平較高，決定了振動響應的峰值［11］。

表4 工況2振動響應的峰值頻率和振型Table 4 Peak frequencies and vibration modes of responses for pressure hull in case 2

對比工況1和工況2的結果可知，縱向激振力對稱作用到艇體結構上時，可以很大程度上避免或減弱整體的彎曲振動，主要激起整體的縱向振動，同時伴隨徑向呼吸振動；而肋骨、艙壁對呼吸振動有較強的約束，因此，振動峰值相對較小。在低頻段，結構振動減弱。所以，應設法使螺旋槳縱向激振力對稱地作用到潛艇，避免引起整體范圍內波長較長的結構彎曲波。

2 推力軸承基座結構設計

根據1.3節的分析可知，要減小結構振動，需重新設計推力軸承基座的結構形式，使螺旋槳縱向激振力對稱作用到潛艇橫截面上。在潛艇上，推力軸承基座有2種，分別為傳統形式（圖3）和對稱結構形式。其中重新設計的推力軸承基座的對稱結構形式如圖10所示，用4根支柱結構支撐推力軸承。4根支柱的截面相同，截面形狀為工字形，如圖11所示。

圖10 推力軸承基座的結構形式Fig.10 Structure of thrust bearing seating

圖11 支柱截面Fig.11 Pillar section

整艇結構的有限元模型如圖12所示。圖13和圖14分別為采用傳統形式和對稱結構形式的推力軸承基座的潛艇艉部結構。

圖12 整艇結構的有限元模型Fig.12 Finite element model of submarine

圖13 傳統形式的推力軸承基座Fig.13 Conventional thrust bearing seating

圖14 對稱結構形式的推力軸承基座Fig.14 Thrust bearing seating with symmetric structure

在螺旋槳縱向激振力作用下，分別計算這2種模型在空氣中的振動響應和在水中的輻射聲壓，結果如圖15和圖16所示。其中，圖15為整艇外表面均方法向速度隨激振力頻率變化的頻響曲線，圖16為水中輻射聲壓隨激振力頻率變化的頻響曲線。由圖可見，與傳統形式的推力軸承基座相比，采用對稱結構形式的推力軸承基座，并盡量減小基座的縱向剛度，既能降低艇體結構的振動強度，又能降低艇體結構的輻射噪聲水平。

圖15 空氣中整艇外表面的均方法向速度Fig.15 Mean square normal velocities of submarine in air

圖16 整艇結構的水中輻射聲壓Fig.16 Radiated noise pressure of submarine in water

3 結 論

本文從螺旋槳縱向激振力傳遞路徑的結構聲學設計的角度出發，研究了推力軸承基座結構形式對潛艇振動聲輻射的影響，得出如下結論：

1）傳統形式的基座使縱向激振力從一側作用到艇體結構，在低頻段，激發起整艇范圍的大尺度結構彎曲波，導致潛艇的振動和輻射噪聲水平較高。

2）對稱結構形式的推力軸承基座使縱向激振力對稱地作用到艇體結構，避免或減小了整艇范圍的大尺度結構彎曲波，從而降低了潛艇的振動和輻射噪聲水平。