地月空间站舱段精细化声振耦合建模与仿真

仲作阳，张海联，周建平

（1.载人航天总体研究论证中心，北京100094；2.中国载人航天工程办公室，北京100034）

地月空间站舱段精细化声振耦合建模与仿真

仲作阳1，2，张海联1，周建平2

（1.载人航天总体研究论证中心，北京100094；2.中国载人航天工程办公室，北京100034）

在地月空间站长期飞行中，持续、过度的噪声环境会危害航天员的身心健康，并影响工作效率。地月空间站设备功率大、噪声源数目多、噪声指标严苛，给噪声控制和设计带来很大的挑战。为确保舱段噪声指标满足要求，基于声学有限元方法，根据已掌握的噪声源频谱特性、舱段构型布局、设备安装方式等建立整舱复杂声振耦合精细化噪声仿真模型。对环控、热控及推进分系统等多种噪声源单独工作或同时工作时密封舱内的噪声进行仿真，得到舱内低频噪声水平特性分布。结果表明：声振耦合下舱内的总体噪声水平远高于不考虑声振耦合的情况，并导致三个航天员睡眠区头部的声压级分布差异较大。此外，睡眠区粘贴吸声材料后，对高频段的吸声降噪效果明显，对中频段有一定的降噪效果，但对低频段几乎不起作用。

地月空间站；声振耦合；噪声仿真与评价；声学有限元

1 引言

地月空间站环控通风系统、压气机/液冷模块以及控制力矩陀螺（CMG）等环境控制设备，热控制设备，姿态控制设备均会产生噪声，长时间持续、过度的噪声环境会危害航天员的身心健康，导致航天员的工作效率下降、睡眠质量差、易产生疲劳，还会造成航天员之间的交流障碍，从而影响日常操作，甚至造成航天员的听力损伤或听阈偏移［1］。此外，长期微重力环境下人体会发生一系列生理变化，低频噪声和次声波的振幅大、能量高、穿透能力强，会直接通过骨骼传导到人体，并与颅腔、内脏器官形成共振，对人体生理健康的伤害更加严重［2］。因此需要对地月空间站的舱内噪声进行评价、预测与控制。

NASA最早是从20世纪60年代“水星计划”开展载人航天器的噪声研究的［3］，主要针对火箭点火、发射入轨阶段和高速返回阶段噪声。NASA在航天飞机时代开始重视解决运行阶段的舱内噪声问题，但代号STS⁃57/SH⁃1任务的1/3倍频程噪声测量结果显示，驾驶舱内噪声为63 dBA，仪器舱内噪声为68 dBA，仍然超标［4］。在国际空间站时代，NASA对长期噪声控制给予了极大的重视，在设计阶段就提出了系统级和单机的噪声指标，将噪声作为一个系统设计因素来考虑，开始尝试建立国际空间站的声学仿真模型，使用有限元、边界元方法建立了低频段的声学仿真模型，使用声线和统计能量分析的方法建立了高频段声学仿真模型［5］。接着，发展了设备的声学测量、地面试验和振动控制理论［4］。在空间站的噪声评价与控制研究方面获得了宝贵的理论积累和工程经验。

目前，国内关于长期载人航天器的系统级噪声仿真未见报道。刘经建等［2］提出使用电子消声器等主动噪声控制技术以噪制噪的处理方法。金岩等［6］对热控分系统噪声控制进行了分析。魏传锋等［7］在地面模拟某正样载人航天器的飞行状态，并对其进行噪声测试。张帆等［1］采用统计能量分析法对全频段空间站密封舱噪声水平进行了初步仿真评估，初步得到空间站系统级不同工况下的噪声水平分布，为其降噪设计提供依据。

综上所述，我国地月空间站设计应积极吸取国际空间站已验证的经验和方法，在方案设计初期就充分重视噪声环境。本文研究结果将为解决地月空间站舱内噪声的复杂声振耦合问题、减振降噪的结构设计与优化、单机噪声指标要求的合理制定等提供理论基础和技术保证，对促进载人登月工程的顺利实施具有重要意义。

2 地月空间站噪声源分析

为开展地月空间站的降噪工作，需要对舱内的噪声源进行分析，并掌握噪声源的噪声辐射及干扰力能量的频域分布。地月空间站上的主要噪声源包括三类：风机、泵和振动源。

不同性质的噪声源引起的噪声在舱内传播有不同的路径。气动噪声源的噪声辐射直接通过舱内气体介质传播到达接收者，而机械噪声源通过机械振动将振动能量传递至安装基座，并以舱体结构为媒介将振动能量传递至远处引起噪声辐射，最终通过舱内气体介质传播到达接受者。故而空间站全频域的动力学环境特性很复杂，在频率较低时主要呈现确定性的动力学特征，而在中高频段则呈现明显的随机特性，从而导致其声振环境预示的难度大大增加。准确的声振环境预示是指导空间站系统减振降噪设计、提出分系统设备减振降噪指标，以及设计地面试验方案与试验条件制定的重要依据。因此，载人航天器复杂声振系统的响应分析技术是制约地月空间站噪声控制设计的一项关键技术。

此外，针对不同类型的载荷和平台，美国对国际空间站制定了专门的指标要求和NC曲线［8］，其中平台的噪声控制要求为NC⁃50。根据载荷工作时间的不同，将噪声源分为稳态噪声源和间歇噪声源［9］。我国也制定了相应的航天医学噪声指标。

3 地月空间站舱段复杂声振耦合精细化声学有限元仿真模型

3.1 建模流程及仿真要素

地月空间站噪声控制是一个贯穿整个方案、初样、正样、运行全研制周期，要求总体、分系统、单机共同参与的系统工程。在实施途径上，总体主要进行噪声的指标分解、系统仿真分析，提出系统控制措施和对各分系统和单机的要求，开展系统试验验证和噪声的在轨检测。本文基于声学有限元方法，采用声振耦合分析软件 LMS Virtual Lab Acoustics进行整舱声振耦合建模与仿真分析。具体的建模流程及仿真要素如下：

1）FEM/BEM法原则上可以求解具有任意表面形状复杂弹性结构的振动和声辐射问题。首先基于三维几何建模软件Pro/E和网格划分软件HyperMesh建立其声腔有限元模型；

2）在不考虑结构和声场耦合效应的情况下，基于有限元分析软件MSC.Pantran/Nastran计算舱段的结构模态和载荷作用下的速度响应；

3）建立噪声分析模型所需的一些必要的材料声学特性参数或力学参数的参数库，包括弹性模量、阻尼损耗因子、吸声系数、穿孔率等；

4）将结构有限元模型、声腔有限元模型以及速度边界条件分别导入声学分析软件LMS Virtu⁃al lab Acoustics进行网格映射，并设置声学边界条件，求解舱内声场分布；

5）仿真模型后续根据航天器初样阶段的最终构型布局及噪声源分布，材料声学特性，单机噪声源声功率测试结果、整舱舱内噪声水平测试结果，修正噪声水平仿真分析模型，为未来正样研制阶段、运行阶段进行准确的噪声水平预测奠定基础。

限于网格密度和计算机配置水平，本文非耦合声腔噪声仿真分析频率范围为中心频率20～630 Hz的16个1/3倍频程频带。声振耦合噪声仿真分析频率范围为中心频率31.5～100 Hz的6个1/3倍频程频带。

3.2 结构模型

由于整舱声腔与振动耦合效应显著，压气机和CMG等扰动源引起的舱内噪声完全经舱体结构将振动能量传至舱内，因此对密封舱主结构、舱内结构（包括舱内次结构、睡眠区和卫生区）及资源舱结构均建立结构有限元模型，结构板均考虑结构承重的影响。整舱结构有限元分析模型共计743 178个节点、865 673个单元。

3.3 声腔模型

本文在Hypermesh软件中完成舱段声腔的有限元网格划分，在LMS Virtual lab Acoustics软件中建立地月空间站的精细化声振耦合有限元模型。舱段内部的有限元网格是气体网格，LMS Virtual lab Acoustic在进行流体模型分析时，会考虑声波的反射、衍射和折射等行为，因此结果与实际结果之间的误差只能是由于材料定义不准确、几何建模精度不够、边界条件定义不准确造成的，更重要的是在对声场划分网格时，网格划分过于粗糙也会产生较大的误差［10］。因此，为保证计算精度，对于线性模型划分的最大单元的边长应小于计算频率最短波长的1/6，或者要小于最高频率点波长的1/6。对于二次单元，最大单元的边长要小于最小波长的1/3，或者说要小于最高计算频率处波长的1/3，本文选择的是线性单元。

假设声音在某流体介质中的传播速度为c，某个单元的长度为L，给定单元是线性单元，那么这个单元可以计算的最大频率为fmax＝c/6L。如果知道该模型的最大计算频率fmax，那么所有单元的长度L满足L≤c/6fmax。

整舱声腔有限元分析轮廓模型如图1所示。综合考虑地月空间站的复杂构型和计算效率，本文将网格单位长度设置为50～60 mm，声腔共有节点数为112.5万个，体单元数为410万。利用软件统计可知，100%单元的计算上限频率都能达到460.2 Hz，有80%的单元能够计算到807 Hz。

图1 舱内声腔有限元分析模型Fig.1 The finite element analysis model of the a⁃coustic cavity

3.4 声振耦合分析

通常，声场和结构之间的耦合关系可以忽略，并不影响声场的计算精度，但在一些情况下必须考虑耦合关系，否则计算出的结果不准确，例如流体介质的密度比较大的时候，或者结构的尺寸非常大，结构比较软的时候，这时流体对结构的反作用比较大，需要考虑流体和结构的耦合关系［10］。

鉴于地月空间站舱段的结构尺寸非常大且为薄壁壳体结构，必然存在结构和流体之间的相互作用，即声振耦合的现象。本文在声振耦合模态分析方法的基础上研究地月空间站内部的声学性能。在具体的有限元模型中，结构的控制方程和声场控制方程通过运动（位移、速度、加速度）和压力这些参量进行耦合计算。然而，由于声振耦合模型包括结构网格和声学网格，且不同网格间的节点和单元通常不是一一对应的，也就是说结构网格和声学网格不匹配，所以需要定义网格之间的映射关系并进行数据转移计算。

如图2所示，本文采用映射节点数和最大距离两个参数来定义和表征两种网格间的映射关系，以此建立耦合关系并进行数据转移。

图2 声振耦合数据映射转移示意图Fig.2 Data transferring and mappings of the vibra⁃tion acoustics coupling model

4 噪声仿真分析结果与评估

4.1 仿真工况划分

由于声振耦合有限元对计算资源消耗巨大且耗时耗力，为便于分析各类噪声源/振动源对整舱噪声的影响并节省仿真时间，本文将噪声仿真划分为两大类共7个工况（见表1），并说明如下：

1）由于在不考虑声振耦合的情况下，声学有限元计算的临时存储文件相对较小，对计算机内存消耗亦较小，可以将响应上限截止频率提升至630 Hz左右；为了能在更宽的频带上分析和讨论，本文先以四种工况来计算非声振耦合情况下内声源对舱内噪声分布的影响；

2）环控通风系统噪声分析考虑主通风回路和睡眠区通风回路同时工作的情况；

3）再生生保系统噪声分析主要考虑CO2与微量模块、水处理模块和尿处理模块同时工作情况；

4）在内噪声源全部工作时，探讨现有吸声材料粘贴与否对舱内噪声的影响；

5）在内噪声源全部工作时，分别探讨非声振耦合和声振耦合两种情况下的舱内噪声水平分布；

表1 噪声仿真分析的典型工况Table 1 Typical simulation working condition of the noise analysis

6）由于压气机仅在推进剂补加时工作，且为稳态噪声源，因此舱内总体噪声分析时考虑包含及不包含压气机两种工况。

4.2 声振耦合对内噪声源的影响

声振耦合和未考虑声振耦合两种情况下，内声源同时工作时的舱内工作通道和睡眠区内的噪声分布云图见图3。其中左侧一列为未考虑声振耦合效应，右侧一列为考虑了声振耦合效应。

图3 内部声源同时工作时，舱内工作通道和睡眠区内部噪声分布云图Fig.3 Distributions of internal noise in working channel and sleep area as all internal source is at work

相应地，睡眠区航天员头部的声压级分布见图4所示。主要结论如下：

1）声振耦合下，内噪声源全部工作时，舱内总体噪声水平高于非声振耦合下的噪声水平；

2）从场点声压级频率响应函数可知，舱段壳体的辐射噪声随着频率的增大而增大；

3）在不考虑声振耦合效应时，其声压级分布几乎一致。然而在声振耦合效应下，其声压级分布差异较大。这与不同睡眠区舱外结构的质量分布和固有频率有关，当振动源（压气机）和内噪声源频率接近结构固有频率时，会产生较强的噪声辐射。

4.3 吸声材料的影响

为便于对比，本节将工况3和工况4中舱壁未粘贴和粘贴吸声材料两种情况下，内噪声源全部工作时，舱内工作通道和睡眠区内各个频段的噪声分布云图集中给出于图5中。

图4 各工况下各睡眠区航天员头部的声压级频响曲线Fig.4 Response curves of the sound pressure level at the astronauts head in sleeping areas under all working conditions

图5 内部声源同时工作时，舱内工作通道和睡眠区内部噪声分布云图Fig.5 Distributions of internal noise in working channel and sleeping area as all internal sources are at work

由图5可见，吸声材料对315 Hz以上高频率段的吸声降噪效果非常明显，对160～315 Hz频率段有一定的降噪效果，然而对于160 Hz以下频段则几乎不起任何作用。表2给出了舱内睡眠区航天员头部的总声压级。在未粘贴吸声材料和粘贴吸声材料两种情况下，内噪声源全部工作时，舱内睡眠区航天员头部的声压级分布分别如图6a、图6b所示。主要结论如下：

1）睡眠区总声压级远超指标要求，吸声材料对睡眠区总的降噪效果较为明显，在睡眠区3高达12.4 dBA；

2）吸声材料对睡眠区高频段的降噪效果较为明显；

3）未粘贴吸声材料时，睡眠区最大噪声出现在40 Hz、160 Hz和315 Hz三个频率点；20 Hz、25 Hz、125 Hz、400 Hz和500 Hz满足指标要求；粘贴吸声材料后，睡眠区1和3在315 Hz亦满足指标要求，所有睡眠区在630 Hz处也满足指标要求。

表2 仿真频段内，睡眠区航天员头部的总声压级/dBATable 2 The total sound pressure level at the astronauts head in sleep areas

图6 睡眠区航天员头部的声压频率响应函数曲线Fig.6 Response curves of the sound pressure level at the astronauts head in different sleeping areas

5 结论

本文基于声学有限元法建立了地月空间站舱段的精细化声振耦合噪声仿真分析模型，对环控、热控及推进分系统的多种噪声源单独工作及同时工作时舱内噪声水平进行分析，结果表明：舱内工作通道及睡眠区的噪声水平均有所超标。主要结论有：

1）声振耦合下，内噪声源全部工作时，舱内的总体噪声水平要远高于不考虑声振耦合情况下的噪声水平，且在低频范围内，随着频率的升高，舱段壳体的辐射噪声也随之增大；

2）在不考虑声振耦合效应时，三个睡眠区航天员头部的声压级分布几乎一致。在声振耦合效应下，三个睡眠区航天员头部的声压级分布差异较大；

3）舱内睡眠区粘贴吸声材料后，对315 Hz以上高频率段的吸声降噪效果非常明显，对160～315 Hz频率段有一定的降噪效果，对160 Hz以下频段则几乎不起任何作用。

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Modeling and Simulation of Vibration⁃acoustics Coupling in Earth⁃Moon Space Station

ZHONG Zuoyang1，2，ZHANG Hailian1，ZHOU Jianping2
（1.Manned Space System Research Center，Beijing 100094，China；2.China Manned Space Agency，Beijing 100034，China）

During the long duration manned space missions of the Earth⁃Moon space station，the ex⁃cessive noise environment will harm the health of astronauts，and affect the work efficiency.Due to the fact that the equipment power of Earth⁃Moon space station is big，the quantity of noise source is many，and the noise index is harsh，the noise control and design face many challenges.To meet the noise index，the acoustic finite element method was adopted to establish the complicated vibration⁃a⁃coustics coupling simulation model.By multi⁃condition simulation，the characteristic distribution of the low frequency noise level was obtained.The result showed that the noise level under the condi⁃tion of vibration⁃acoustics coupling was obviously higher than that of the non⁃coupling condition.Meanwhile，the vibration⁃acoustics coupling led to the significant differences of the noise distribution among the three astronaut sleeping areas.In addition，the effect of sound absorption and noise re⁃duction was quite obvious in the high frequency band by pasting with the sound absorbing material on the sleeping area，but there was little effect on the low frequency band.

Earth⁃Moon space station；vibration⁃acoustics coupling；noise simulation and evalua⁃tion；acoustics finite element

TB53

A

1674⁃5825（2016）06⁃0700⁃06

2016⁃05⁃31；

2016⁃10⁃30

国家自然科学基金（11402303）；中国博士后基金（2016M592931）

仲作阳（1984－），男，博士，工程师，研究方向为空间站噪声评价与控制。E⁃mail：zhongzuoyang123＠163.com