密封艙控制力矩陀螺振動噪聲控制分析與驗證

游 進，姚麗坤，王 昊，侯永青，金瑋瑋

（1.北京空間飛行器總體設(shè)計部，北京100094； 2.中國航天員科研訓練中心, 北京100094）

控制力矩陀螺(Control Moment Gyroscope，CMG)是航天器空間飛行時調(diào)整姿態(tài)的執(zhí)行部件，CMG通過高速旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)子獲得角動量，通過改變角動量的方向以輸出力矩，該力矩作用在航天器上使其姿態(tài)發(fā)生改變。CMG 轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速達每分鐘數(shù)千轉(zhuǎn)，由于轉(zhuǎn)子不平衡及機械軸承存在缺陷等原因，CMG 在輸出力矩的同時會在轉(zhuǎn)子工頻及其倍頻上輸出一定幅度的擾振力[1]。CMG也有采用磁懸浮軸承的情況，其擾振輸出很小，曾用于和平號空間站[2]，但存在可靠性低等問題，國際空間站上使用的是含機械軸承的CMG。

空間站等在近地軌道飛行的載人航天器密封艙為薄壁隔框組合結(jié)構(gòu)，薄壁厚度僅數(shù)毫米，與內(nèi)部封閉聲場形成聲振耦合系統(tǒng)，非密封艙由金屬或復合材料薄壁結(jié)構(gòu)組成，艙段間為剛性連接，這類航天器一般安裝多個CMG，后者通過支架安裝在航天器結(jié)構(gòu)上。由于CMG擾振頻率較低，振動易在航天器艙段間傳遞，造成密封艙噪聲過大[3]，一般要求航天員睡眠區(qū)及工作區(qū)噪聲不超過50 dB（A）和60 dB（A）。將振源設(shè)備遠離密封艙布置是減小振源影響的有效途徑，如國際空間站4個CMG被布置在遠離人員生活艙的中心桁架遠端，長距離衰減使其未成為密封艙噪聲的重要來源[4]。

CMG 被直接安裝在載人密封艙時，CMG 擾振幾乎無衰減傳遞至密封艙結(jié)構(gòu)引起艙內(nèi)噪聲，在此情況下減小CMG噪聲的有效途徑是對其進行隔振。CMG 隔振對于光學衛(wèi)星在消除微振動對成像質(zhì)量影響上已有較多應用[5-7]，一般是對單個CMG 或CMG集群進行隔振[8-10]，但對CMG隔振以控制密封艙噪聲尚未見報道。本文針對某載人密封艙CMG開展噪聲控制分析與驗證，首先在載人密封艙上開展CMG 噪聲測試，獲取密封艙噪聲量級及頻譜特性，分析噪聲與CMG擾振力的關(guān)聯(lián)性。之后確定隔振系統(tǒng)主要參數(shù)，開展隔振性能及密封艙噪聲振動耦合仿真，分析噪聲控制機理并預估控制效果。最后在載人密封艙開展隔振驗證試驗，對隔振設(shè)計及噪聲控制進行驗證。

1 CMG密封艙噪聲測試

某載人密封艙剖面示意圖見圖1，其外形為旋轉(zhuǎn)體，由直徑2.5 m和4.2 m的兩個柱段組成，總長約為10 m，外部為鋁合金薄壁蒙皮加隔框結(jié)構(gòu)，薄壁厚度為2.5 mm～3.5 mm。密封艙中部為通道，四周為儀器區(qū)，前端設(shè)置3個乘員睡眠區(qū)，整個航天器重量約18 t。CMG 通過鋁合金支架安裝在航天器中部艙外，CMG 重約130 kg，轉(zhuǎn)子工作轉(zhuǎn)速約為7 000 r/min，對應工頻約為117 Hz。

在密封艙上對CMG進行噪聲測試，測點位置見圖1，總聲級測試結(jié)果見表1，頻譜見圖2。睡眠區(qū)最大噪聲為57.8 dB（A），通道最大噪聲為68.4 dB（A），超過噪聲一般要求。CMG 噪聲主要為117 Hz 和233 Hz的單頻噪聲，與轉(zhuǎn)子工頻及2倍頻對應，且工頻處噪聲遠高于2 倍頻處，其他倍頻及寬頻噪聲能量較低。在測力臺測試1 kHz 以內(nèi)CMG 擾振力頻譜見圖3，主要為工頻及其倍頻處的單頻擾振力，工頻擾振力主要由轉(zhuǎn)子不平衡引起，軸承缺陷會產(chǎn)生與工頻的倍頻對應的擾振力，但工頻擾振力幅值較大[1,11]，這與CMG 艙內(nèi)噪聲頻譜特性相對應。睡眠區(qū)內(nèi)部采取吸聲處理措施，與國際空間站類似[12]，其中高頻噪聲低于通道。

圖1 某載人密封艙剖面示意圖及噪聲測點位置

圖2 噪聲頻譜

圖3 CMG擾振力頻譜

表1 CMG噪聲測試結(jié)果/dB（A）

在半消聲室中測得CMG 輻射聲達80 dB（A），載人密封艙噪聲測試在大氣環(huán)境中進行，相比真空環(huán)境，位于艙外的CMG自身輻射聲可透射進入密封艙。為評估其影響，在半消聲室中調(diào)試無指向聲源使其與CMG的輻射聲功率相當，將該無指向聲源放至艙外CMG 附近后測試密封艙噪聲，結(jié)果見表2。無指向聲源透射聲較CMG 工作時噪聲低25 dB 以上，表明CMG 密封艙噪聲主要由振動傳導引起，可排除在地面大氣環(huán)境中測試時CMG 自身輻射聲的影響。

表2 無指向聲源測試結(jié)果/dB（A）

2 CMG隔振性能分析

為降低CMG 引起的密封艙噪聲，在CMG 安裝面與支架間插入4 個三向隔振器。為有效隔離CMG擾振力輸出，應采用小的隔振剛度，但CMG會輸出控制力矩，隔振剛度過低會導致此力矩作用下隔振器發(fā)生較大靜變形從而影響指向精度。考慮擾振力頻率最低為117 Hz 及上述因素，選定隔振系統(tǒng)基頻為30 Hz。

CMG隔振系統(tǒng)如圖4所示，擾振力作用在CMG兩端，作用點集合為A，CMG 與隔振器連接處集合設(shè)為B，4 個隔振器底端集合為C。CMG 動力特性

圖4 CMG隔振系統(tǒng)

如下：

式中：FA為擾振力，F(xiàn)B為隔振器對CMG 的作用力，VA和VB為擾振力作用點及CMG 與隔振器界面速度，Z為CMG阻抗。隔振器兩端力與速度關(guān)系如下

式中：FC和VC為隔振器底端力及速度，K*=K(1+jg)為隔振器復剛度，g為結(jié)構(gòu)阻尼比。利用CMG與隔振器界面速度相等及力平衡條件，得到：

FC與FA的比值反映了經(jīng)過隔振器的力傳遞率。

隔振器底端固支，在CMG 兩端施加擾振力，計算底端約束力對擾振力的傳遞率。用有限元分析軟件MSC Patran 建立CMG 有限元及隔振系統(tǒng)模型，其中CMG用殼單元及實體單元建模，隔振器用廣義彈簧元建模，縱向剛度為2.2×106N/m，橫向剛度為3.6×106N/m，結(jié)構(gòu)阻尼比為0.1。將合力為1 N的擾振力施加在CMG 兩端，見圖5。為進行對比，計算未隔振時CMG 對擾振力的傳遞率。傳遞率對比見圖6，隔振系統(tǒng)前6 階剛體運動模態(tài)頻率為31 Hz～76 Hz范圍內(nèi)，隔振后工頻處力傳遞率顯著下降。由于CMG 的彈性，隔振系統(tǒng)固有頻率出現(xiàn)在較高頻處，使力傳遞率曲線在200 Hz以上出現(xiàn)峰值，并與2倍頻接近，導致2 倍頻處隔振效果較工頻處低。以上表明CMG彈性對較高頻隔振有顯著影響，將其視為剛體進行隔振設(shè)計會在較高頻上出現(xiàn)錯誤結(jié)果。

圖5 CMG及隔振系統(tǒng)有限元模型

圖6 CMG隔振力傳遞率

3 密封艙振動噪聲耦合分析

CMG振動所引起的密封艙噪聲頻率較低，適于用有限元法對密封艙封閉聲場與薄壁結(jié)構(gòu)耦合問題進行求解。封閉聲場的有限元方程為：

式中：{p}是節(jié)點聲壓列向量，[Q]、[D]和[H]分別是聲場質(zhì)量陣、阻尼陣和剛度陣，{w}是封閉聲場結(jié)構(gòu)邊界處節(jié)點位移。[S]是聲場-結(jié)構(gòu)耦合矩陣。耦合邊界聲壓作用下結(jié)構(gòu)振動有限元方程為：

式中：[M]、[C]和[K]分別是結(jié)構(gòu)質(zhì)量陣、阻尼陣和剛度陣，由密封艙結(jié)構(gòu)模型、隔振集中參數(shù)單元及CMG 模型的相關(guān)矩陣組合而成，{f}是擾振力列向量，[S]=[R]T為結(jié)構(gòu)-聲場耦合矩陣。聯(lián)立式(4)和式(5)可得到結(jié)構(gòu)受力激勵的聲場-結(jié)構(gòu)耦合方程見式(6)。

由于CMG擾振力頻率較低，聲場對密封艙柱狀薄壁結(jié)構(gòu)特性影響很小[13]，且密封艙氣體質(zhì)量約120 kg，僅為整艙質(zhì)量的0.7%，因此進行聲振耦合分析時采用間接耦合法，不考慮聲場對結(jié)構(gòu)的作用，即忽略式(5)中的結(jié)構(gòu)-聲場耦合項。聲振耦合計算用VAOne聲振分析軟件完成，密封艙薄壁及支架用殼單元建模，隔框用梁單元建模，封閉聲場用四面體單元建模。密封艙結(jié)構(gòu)模態(tài)阻尼比為0.4%，在工頻及2 倍頻處將合力為1 N 的單頻力同時沿3 個方向施加在CMG兩端，在設(shè)密封艙具有自由邊界條件下先計算密封艙結(jié)構(gòu)響應，再根據(jù)聲腔邊界的薄壁振動完成聲場響應計算。在對CMG 進行隔振前后兩種狀態(tài)下進行聲振響應計算，以反映隔振引起的密封艙噪聲級變化。

對CMG 進行隔振前后密封艙薄壁振動速度對比見圖7和圖8。

圖7 工頻處薄壁振動速度（Ref=1×10-10 m/s）

圖8 2倍頻處薄壁振動速度（Ref=1×10-10 m/s）

由圖7(a)可見，隔振前工頻處振動幅值最大處為支架及其下方艙體結(jié)構(gòu)處，且振動傳遞至大、小柱段較遠處，使大面積薄壁蒙皮產(chǎn)生振動，這些位置的薄壁振動是密封艙噪聲的直接來源。由圖7(b)可見，隔振后密封艙薄壁振動的幅值降低，范圍縮小至CMG 支架附近，支架下方薄壁振動速度下降94.7%。由圖8可見，隔振后2倍頻處振動幅值及范圍有一定減小，支架下方薄壁振動速度下降22.8%，無工頻處顯著，其原因是2 倍頻處隔振效果低于工頻處。

對CMG 隔振前后密封艙通道聲壓分布對比見圖9 和圖10。工頻處密封艙噪聲分布不均勻，模態(tài)特性顯著，中心軸線是噪聲級最低的區(qū)域。2倍頻聲波波長為工頻一半，該頻率噪聲分布相對均勻。隔振前后，工頻噪聲降低16 dB～22 dB，2倍頻噪聲降低2 dB～8 dB，后者低于前者，這與密封艙薄壁振動幅值及分布特性對應。

圖9 工頻處通道噪聲

圖10 2倍頻處通道噪聲

仿真結(jié)果表明，對CMG 進行隔振，減小了其擾振力輸出，這使得密封艙薄壁振動幅值及范圍大幅減小，從而使密封艙聲場邊界激勵的幅值及范圍減小，最終引起密封艙聲壓降低。

4 試驗驗證

為驗證CMG隔振對噪聲的控制效果，設(shè)計制造4 個鈦合金隔振器，安裝在CMG 與支架之間，見圖11。在CMG安裝面布置加速度傳感器，用力錘在隔振器與CMG連接處進行3個方向的敲擊試驗，獲取CMG安裝面加速度對敲擊力的傳遞函數(shù)，結(jié)果見圖12。根據(jù)傳遞函數(shù)峰值確定隔振系統(tǒng)固有頻率，測試結(jié)果與與第3 節(jié)中CMG 隔振系統(tǒng)固有頻率仿真結(jié)果對比見表3，兩者吻合較好，實測時隔振系統(tǒng)部分模態(tài)未被激發(fā)。

圖11 CMG隔振試驗設(shè)置

圖12 Y方向敲擊4個耳片時加速度對力的傳函(g=9.8 m/s2)

表3 前6階頻率實測與仿真對比/Hz

啟動CMG開展噪聲測試，隔振前后噪聲1/3 oct頻譜分布對比見圖13。由圖13可見，工頻所在頻段噪聲降低18 dB～21 dB，2倍頻所在頻段降低2 dB～7 dB，噪聲減小量級與預測結(jié)果相當，總聲壓級降低16 dB～18 dB，隔振后中高頻噪聲也有一定程度下降。隔振在2 倍頻處的降噪作用低于工頻處，與前述仿真分析結(jié)論一致。

圖13 隔振前后噪聲1/3 oct聲壓級頻譜對比

5 結(jié)語

對艙外安裝CMG 的某載人密封艙開展噪聲測試，頻譜為CMG 工頻及其2 倍頻對應的單頻噪聲，通過無指向聲源試驗確定CMG 自身輻射聲對測試結(jié)果的影響可忽略，明確噪聲由CMG擾振力引起。

對CMG進行采取隔振并對系統(tǒng)特性進行分析，結(jié)果表明隔振使工頻擾振力輸出顯著減小，但CMG彈性使隔振系統(tǒng)固有頻率出現(xiàn)在2倍頻附近，造成2倍頻隔振效果低于工頻，隔振設(shè)計不能忽視CMG彈性的影響。

采用間接耦合法完成隔振前后密封艙振動噪聲耦合分析，獲取工頻及其2 倍頻處結(jié)構(gòu)及聲場響應特性及噪聲降幅，其表明隔振使密封艙薄壁振動的幅值及范圍大幅減小，從而使密封艙聲壓降低，并表明2倍頻處降噪效果低于工頻處。

在載人密封艙內(nèi)進行隔振驗證試驗，采用敲擊法測試傳遞函數(shù)并獲取隔振系統(tǒng)固有頻率，與分析結(jié)果吻合較好。實測工頻處噪聲降幅為18 dB～21 dB，2倍頻處噪聲降幅為2 dB～7 dB，噪聲降幅及特性與分析結(jié)果基本一致，驗證了隔振設(shè)計與分析的有效性。

本文可為其他載人航天器振動噪聲控制及航天器微振動控制設(shè)計提供參考。