推力轴承基座结构形式对潜艇振动噪声的影响

孙谦，刘文玺，周其斗，纪刚

1海军装备部，北京100841

2海军工程大学舰船与海洋学院，武汉430033

0 引 言

螺旋桨是潜艇的主要噪声源之一，它主要通过轴系及相连的基座结构引起艇体结构的振动，并由潜艇湿表面向水中辐射噪声。由此，导致了螺旋桨、轴系、基座、艇体结构的耦合振动问题。深入开展相关研究，对降低由螺旋桨引起的艇体结构振动和辐射噪声具有重要意义。

通常，在轴系设置纵向减振器和动力吸振器［1-4］来控制螺旋桨激振力通过轴系传递到艇体结构。Dylejko等［1］和 Merz等［2-3］针对轴系—艇体结构的耦合振动问题展开研究，通过在推力轴承位置使用动力吸振器来降低经由推力轴承传递到艇体结构的轴系纵向激振力，然后分别使用传递矩阵法、有限元法（FEM）、结构有限元耦合流体边界元法建立动力学系统模型，对动力吸振器的结构参数进行优化，以达到降低激振力传递的目的。曹贻鹏［5］和杨成春［6］为了降低由螺旋桨纵向激振力引起的艇体结构辐射噪声，采用横舱壁作为推力轴承基座，改变了纵向激振力的传递路径。结果表明，该方案不仅起到了一定的减振作用，还可以减小系统的纵—横耦合程度。不过，横舱壁主要用于分割内部空间，形成水密舱室以及支撑潜艇外壳等，采用横舱壁作为推力轴承基座有可能影响舱壁主要功能的实现，例如，舱室的水密性不好会影响舱内的总布置；另外，潜艇一般横向对称而垂向不对称，以舱壁为基座，力的传递路径太多，难以有效控制各个方向力的传递。李攀硕等［7］分析了轴—壳体耦合系统振动的固有特性及其随推力轴承刚度的变化规律，结果表明，推力轴承刚度改变了轴系纵振频率，对纵振能量传递有明显的影响，轴系纵向振动不仅会引起壳体的纵向共振，还会引起壳体的弯曲振动，形成轴—壳纵横耦合模态，轴的纵向振动控制可以减小耦合系统振动。Pan等［8］研究了螺旋桨激振力沿轴系到简支板的传递特性，螺旋桨的激振力通过试验方法得到，考虑推力轴承的油膜影响，测得推力轴承刚度与螺旋桨转速的关系，重点研究了伴流场引起的螺旋桨纵向激振力以及弹性板的振动响应。

上述研究聚焦于螺旋桨激振力经轴系传递到艇体的规律，采用横舱壁作为推力轴承基座以达到潜艇减振降噪的目的，通过在轴系安装减振器、给推力轴承基座安装动力吸振器等方式，降低螺旋桨纵向激振力向艇体结构的传递。为了降低由螺旋桨纵向激振力引起的艇体结构振动和辐射噪声，兼顾潜艇内部布置、推力轴承基座沿纵向的位移满足限制条件等要求，本文拟从结构振动传递路径的声学设计的角度出发，重新设计推力轴承基座的结构形式，使螺旋桨纵向激振力对称地作用到潜艇；并对整艇进行振动和辐射噪声分析，验证设计方法的有效性。

1 基本理论

1.1 结构—流体耦合方程

水下结构振动与辐射噪声问题是流体—结构相互作用的流固耦合问题。考虑如图1所示的结构—流体相互作用系统：S0表示弹性薄壳结构，Ω0表示流体外域，流体外域充满密度为ρ0的声介质，其声速为c0，若系统进入稳态，角频率为ω，则波数k0=ω2/c0。

图1 流体—结构相互作用系统Fig.1 Fluid-structure interaction system

对结构域进行有限元离散，对外域流体采用边界元法，以获得附加质量和阻尼系数，将附加质量和附加阻尼叠加至结构有限元质量矩阵和阻尼矩阵，建立考虑流体耦合作用的有限元结构动力响应方程，如式（1）所示，实现流固耦合计算，进而使用边界元方法计算结构的辐射声场：

式中：KS为结构刚度矩阵；MS为结构质量矩阵；CS为结构阻尼矩阵；为节点位移向量；为直接作用在结构上的节点力；矩阵MOA和NOA分别为外域流体作用在结构所产生的附加质量和附加阻尼矩阵。一旦得到结构位移，可提取结构—外域流体交界面上的节点位移，从而得到物面法向位移向量，计算声场声压［3］。

1.2 噪声辐射能力衡量指标

为了衡量艇体结构的噪声辐射能力，采用壳体表面均方法向速度和辐射声压作为主要衡量指标。

壳体表面的均方法向速度反映了壳体在流场中的结构响应，同时也表征了声源振动的平均速度，定义为

均方法向速度级定义为

式中，Vref=5×10-8m/s，为参考速度。

潜艇位于水下100 m，辐射声压计算点在潜艇中间平行段的水平对称面上，距离潜艇两侧分别为15 m，计算艇长直线段上的声压，并对该声压进行算术平均，以算术平均值作为潜艇的辐射声压。图2所示为辐射声压计算网格。

图2 辐射声压计算网格Fig.2 Calculation meshes of radiation noise pressure

设p为单位力作用下潜艇辐射声压的平均值，参考声压pref=1.0×10-6Pa，声压级定义为

1.3 螺旋桨纵向激振力引起的结构振动

传统的推力轴承基座是座式的，位于潜艇底部，如图3所示。螺旋桨纵向激振力F的作用过程为：螺旋桨→推力轴承→推力轴承基座→耐压艇体结构→非耐压艇体结构及整艇，从而激起艇体结构的振动。其中，F通过推力轴承基座作用到艇体，表现为纵向激振力F1和激振力矩M1，所以控制由F激起的艇体结构振动，就是要控制F1和M1。

限于篇幅，本文主要通过结构声学设计控制传递到潜艇的F1。

图3 螺旋桨纵向激振力传递路径Fig.3 Transfer path of propeller longitudinal exciting force

耐压艇体结构是潜艇的主体结构，在很大程度上能够反映整艇的振动特性，而且将耐压艇体结构设计成横向、垂向都对称的结构形式，有利于判断其振动规律。

1.3.1 计算模型

进行耐压艇体设计时，主要尺度参考法国“红宝石”级单壳体潜艇，外形参考单壳体SUBOFF［9］潜艇模型。耐压艇体的主要结构参数如表1所示，其尺度约为实艇的1/2，肋骨的截面为T型（图4）。对耐压艇体进行有限元建模，采用面单元模拟壳板，采用梁单元模拟肋骨及其他加强筋；沿潜艇纵向，1个肋骨间距至少包含4排单元、5个节点，保证能够模拟1个完整的肋骨间波形，模型处于自由状态。

表1 耐压艇体的结构参数Table 1 Structural parameters of pressure hull

图4 肋骨截面Fig.4 Frame section

图5为耐压艇体的有限元模型，由于耐压艇体结构左右对称，这里只给出了模型的左半部分。

图5 耐压艇体结构有限元模型Fig.5 Finite element model of pressure hull

表2 细长结构耐压艇体固有低频振动的基本形式Table 2 Basic modes of natural low-frequency vibration for slender structure

图6 纵向激振力作用点分布Fig.6 Distribution of acting points of longitudinal exciting force

1.3.2 耐压艇体固有低频振动的基本形式

耐压艇体的长度和直径比等于8.7，为细长体。细长结构耐压艇体固有低频振动的基本形式有3类［10-11］：1）整体弯曲振动，如表2中的1～3号；2）整体纵向振动，如表2中的4～5号，同时伴随径向呼吸振动；3）舱段范围的弯曲振动，如表2中的6号。

从表2可以看出，整体弯曲振动和整体纵向振动的结构振动波形表现为整体波长较长的结构波。

1.3.3 纵向激振力作用下的振动响应特征

采用有限元法，计算耐压艇体结构在空气中的振动响应，计算的频率范围为20～150 Hz，频率间隔为1 Hz。

纵向激振力作用在艉锥段一根肋骨所在耐压壳上的A，B，C，D这4个点的1个或几个上，如图6所示，其中，A点和C点关于Y轴对称，B点和D点关于Z轴对称。

研究了2种工况下耐压艇体结构的振动响应特征。

1）工况1：纵向激振力作用在A点，大小为F（图7）。

图7 工况1Fig.7 Case 1

2）工况2：纵向激振力作用在A，B，C，D点，每个点的作用力都为F/4，相当于把工况1的激振力均匀分布在4个点上（图8）。

图8 工况2Fig.8 Case 2

在这2种工况下，耐压艇体的壳体外表面均方法向速度随激振力频率变化的频响曲线如图9所示。根据图9，得到了工况1（表3）和工况2（表4）耐压艇体振动响应的峰值频率及其对应的振型。

对比表2和表4，可以看出，在工况2中，结构的低频振动响应的第1个和第2个峰值频率（70和126 Hz）与其固有的一、二阶纵向振动频率（70和126 Hz）相对应，振型也对应，可以得出如下结论：在工况2中，纵向激振力对称作用在横截面，在低频段主要激发结构整体纵向振动，表现为整体范围内波长较长的结构纵振波，这种结构波所引起的振动水平较高，决定了振动响应的峰值［11］。

图9 耐压艇体的壳体外表面均方法向速度Fig.9 Mean square normal velocities of outer pressure shell

表3 工况1耐压艇体振动响应的峰值频率和振型Table 3 Peak frequencies and vibration modes of responses for pressure hull in case 1

对比表2和表3，可以看出，在工况1中，纵向激振力作用在横截面的局部，在低频段能够同时激发结构的整体弯曲振动和整体纵向振动；当激振力频率与结构振动的固有频率相同或非常接近时，虽然激振力同时激起结构的弯曲振动和纵向振动，但是，振动以与该频率下相应的结构固有振动形式为主，所以振动响应会出现与工况2类似的现象，即当激振力的频率为70和126 Hz时，振动响应出现峰值；不过与工况2不同的是，工况1在22，46和100 Hz时也出现了峰值，这些频率对应的结构固有振动形式为整体弯曲振动，表现为整体范围内波长较长的结构弯曲波，这种结构波所引起的振动水平较高，决定了振动响应的峰值［11］。

表4 工况2振动响应的峰值频率和振型Table 4 Peak frequencies and vibration modes of responses for pressure hull in case 2

对比工况1和工况2的结果可知，纵向激振力对称作用到艇体结构上时，可以很大程度上避免或减弱整体的弯曲振动，主要激起整体的纵向振动，同时伴随径向呼吸振动；而肋骨、舱壁对呼吸振动有较强的约束，因此，振动峰值相对较小。在低频段，结构振动减弱。所以，应设法使螺旋桨纵向激振力对称地作用到潜艇，避免引起整体范围内波长较长的结构弯曲波。

2 推力轴承基座结构设计

根据1.3节的分析可知，要减小结构振动，需重新设计推力轴承基座的结构形式，使螺旋桨纵向激振力对称作用到潜艇横截面上。在潜艇上，推力轴承基座有2种，分别为传统形式（图3）和对称结构形式。其中重新设计的推力轴承基座的对称结构形式如图10所示，用4根支柱结构支撑推力轴承。4根支柱的截面相同，截面形状为工字形，如图11所示。

图10 推力轴承基座的结构形式Fig.10 Structure of thrust bearing seating

图11 支柱截面Fig.11 Pillar section

整艇结构的有限元模型如图12所示。图13和图14分别为采用传统形式和对称结构形式的推力轴承基座的潜艇艉部结构。

图12 整艇结构的有限元模型Fig.12 Finite element model of submarine

图13 传统形式的推力轴承基座Fig.13 Conventional thrust bearing seating

图14 对称结构形式的推力轴承基座Fig.14 Thrust bearing seating with symmetric structure

在螺旋桨纵向激振力作用下，分别计算这2种模型在空气中的振动响应和在水中的辐射声压，结果如图15和图16所示。其中，图15为整艇外表面均方法向速度随激振力频率变化的频响曲线，图16为水中辐射声压随激振力频率变化的频响曲线。由图可见，与传统形式的推力轴承基座相比，采用对称结构形式的推力轴承基座，并尽量减小基座的纵向刚度，既能降低艇体结构的振动强度，又能降低艇体结构的辐射噪声水平。

图15 空气中整艇外表面的均方法向速度Fig.15 Mean square normal velocities of submarine in air

图16 整艇结构的水中辐射声压Fig.16 Radiated noise pressure of submarine in water

3 结 论

本文从螺旋桨纵向激振力传递路径的结构声学设计的角度出发，研究了推力轴承基座结构形式对潜艇振动声辐射的影响，得出如下结论：

1）传统形式的基座使纵向激振力从一侧作用到艇体结构，在低频段，激发起整艇范围的大尺度结构弯曲波，导致潜艇的振动和辐射噪声水平较高。

2）对称结构形式的推力轴承基座使纵向激振力对称地作用到艇体结构，避免或减小了整艇范围的大尺度结构弯曲波，从而降低了潜艇的振动和辐射噪声水平。