密封舱控制力矩陀螺振动噪声控制分析与验证

游 进，姚丽坤，王 昊，侯永青，金玮玮

（1.北京空间飞行器总体设计部，北京100094； 2.中国航天员科研训练中心, 北京100094）

控制力矩陀螺(Control Moment Gyroscope，CMG)是航天器空间飞行时调整姿态的执行部件，CMG通过高速旋转的转子获得角动量，通过改变角动量的方向以输出力矩，该力矩作用在航天器上使其姿态发生改变。CMG 转子的转速达每分钟数千转，由于转子不平衡及机械轴承存在缺陷等原因，CMG 在输出力矩的同时会在转子工频及其倍频上输出一定幅度的扰振力[1]。CMG也有采用磁悬浮轴承的情况，其扰振输出很小，曾用于和平号空间站[2]，但存在可靠性低等问题，国际空间站上使用的是含机械轴承的CMG。

空间站等在近地轨道飞行的载人航天器密封舱为薄壁隔框组合结构，薄壁厚度仅数毫米，与内部封闭声场形成声振耦合系统，非密封舱由金属或复合材料薄壁结构组成，舱段间为刚性连接，这类航天器一般安装多个CMG，后者通过支架安装在航天器结构上。由于CMG扰振频率较低，振动易在航天器舱段间传递，造成密封舱噪声过大[3]，一般要求航天员睡眠区及工作区噪声不超过50 dB（A）和60 dB（A）。将振源设备远离密封舱布置是减小振源影响的有效途径，如国际空间站4个CMG被布置在远离人员生活舱的中心桁架远端，长距离衰减使其未成为密封舱噪声的重要来源[4]。

CMG 被直接安装在载人密封舱时，CMG 扰振几乎无衰减传递至密封舱结构引起舱内噪声，在此情况下减小CMG噪声的有效途径是对其进行隔振。CMG 隔振对于光学卫星在消除微振动对成像质量影响上已有较多应用[5-7]，一般是对单个CMG 或CMG集群进行隔振[8-10]，但对CMG隔振以控制密封舱噪声尚未见报道。本文针对某载人密封舱CMG开展噪声控制分析与验证，首先在载人密封舱上开展CMG 噪声测试，获取密封舱噪声量级及频谱特性，分析噪声与CMG扰振力的关联性。之后确定隔振系统主要参数，开展隔振性能及密封舱噪声振动耦合仿真，分析噪声控制机理并预估控制效果。最后在载人密封舱开展隔振验证试验，对隔振设计及噪声控制进行验证。

1 CMG密封舱噪声测试

某载人密封舱剖面示意图见图1，其外形为旋转体，由直径2.5 m和4.2 m的两个柱段组成，总长约为10 m，外部为铝合金薄壁蒙皮加隔框结构，薄壁厚度为2.5 mm～3.5 mm。密封舱中部为通道，四周为仪器区，前端设置3个乘员睡眠区，整个航天器重量约18 t。CMG 通过铝合金支架安装在航天器中部舱外，CMG 重约130 kg，转子工作转速约为7 000 r/min，对应工频约为117 Hz。

在密封舱上对CMG进行噪声测试，测点位置见图1，总声级测试结果见表1，频谱见图2。睡眠区最大噪声为57.8 dB（A），通道最大噪声为68.4 dB（A），超过噪声一般要求。CMG 噪声主要为117 Hz 和233 Hz的单频噪声，与转子工频及2倍频对应，且工频处噪声远高于2 倍频处，其他倍频及宽频噪声能量较低。在测力台测试1 kHz 以内CMG 扰振力频谱见图3，主要为工频及其倍频处的单频扰振力，工频扰振力主要由转子不平衡引起，轴承缺陷会产生与工频的倍频对应的扰振力，但工频扰振力幅值较大[1,11]，这与CMG 舱内噪声频谱特性相对应。睡眠区内部采取吸声处理措施，与国际空间站类似[12]，其中高频噪声低于通道。

图1 某载人密封舱剖面示意图及噪声测点位置

图2 噪声频谱

图3 CMG扰振力频谱

表1 CMG噪声测试结果/dB（A）

在半消声室中测得CMG 辐射声达80 dB（A），载人密封舱噪声测试在大气环境中进行，相比真空环境，位于舱外的CMG自身辐射声可透射进入密封舱。为评估其影响，在半消声室中调试无指向声源使其与CMG的辐射声功率相当，将该无指向声源放至舱外CMG 附近后测试密封舱噪声，结果见表2。无指向声源透射声较CMG 工作时噪声低25 dB 以上，表明CMG 密封舱噪声主要由振动传导引起，可排除在地面大气环境中测试时CMG 自身辐射声的影响。

表2 无指向声源测试结果/dB（A）

2 CMG隔振性能分析

为降低CMG 引起的密封舱噪声，在CMG 安装面与支架间插入4 个三向隔振器。为有效隔离CMG扰振力输出，应采用小的隔振刚度，但CMG会输出控制力矩，隔振刚度过低会导致此力矩作用下隔振器发生较大静变形从而影响指向精度。考虑扰振力频率最低为117 Hz 及上述因素，选定隔振系统基频为30 Hz。

CMG隔振系统如图4所示，扰振力作用在CMG两端，作用点集合为A，CMG 与隔振器连接处集合设为B，4 个隔振器底端集合为C。CMG 动力特性

图4 CMG隔振系统

如下：

式中：FA为扰振力，FB为隔振器对CMG 的作用力，VA和VB为扰振力作用点及CMG 与隔振器界面速度，Z为CMG阻抗。隔振器两端力与速度关系如下

式中：FC和VC为隔振器底端力及速度，K*=K(1+jg)为隔振器复刚度，g为结构阻尼比。利用CMG与隔振器界面速度相等及力平衡条件，得到：

FC与FA的比值反映了经过隔振器的力传递率。

隔振器底端固支，在CMG 两端施加扰振力，计算底端约束力对扰振力的传递率。用有限元分析软件MSC Patran 建立CMG 有限元及隔振系统模型，其中CMG用壳单元及实体单元建模，隔振器用广义弹簧元建模，纵向刚度为2.2×106N/m，横向刚度为3.6×106N/m，结构阻尼比为0.1。将合力为1 N的扰振力施加在CMG 两端，见图5。为进行对比，计算未隔振时CMG 对扰振力的传递率。传递率对比见图6，隔振系统前6 阶刚体运动模态频率为31 Hz～76 Hz范围内，隔振后工频处力传递率显著下降。由于CMG 的弹性，隔振系统固有频率出现在较高频处，使力传递率曲线在200 Hz以上出现峰值，并与2倍频接近，导致2 倍频处隔振效果较工频处低。以上表明CMG弹性对较高频隔振有显著影响，将其视为刚体进行隔振设计会在较高频上出现错误结果。

图5 CMG及隔振系统有限元模型

图6 CMG隔振力传递率

3 密封舱振动噪声耦合分析

CMG振动所引起的密封舱噪声频率较低，适于用有限元法对密封舱封闭声场与薄壁结构耦合问题进行求解。封闭声场的有限元方程为：

式中：{p}是节点声压列向量，[Q]、[D]和[H]分别是声场质量阵、阻尼阵和刚度阵，{w}是封闭声场结构边界处节点位移。[S]是声场-结构耦合矩阵。耦合边界声压作用下结构振动有限元方程为：

式中：[M]、[C]和[K]分别是结构质量阵、阻尼阵和刚度阵，由密封舱结构模型、隔振集中参数单元及CMG 模型的相关矩阵组合而成，{f}是扰振力列向量，[S]=[R]T为结构-声场耦合矩阵。联立式(4)和式(5)可得到结构受力激励的声场-结构耦合方程见式(6)。

由于CMG扰振力频率较低，声场对密封舱柱状薄壁结构特性影响很小[13]，且密封舱气体质量约120 kg，仅为整舱质量的0.7%，因此进行声振耦合分析时采用间接耦合法，不考虑声场对结构的作用，即忽略式(5)中的结构-声场耦合项。声振耦合计算用VAOne声振分析软件完成，密封舱薄壁及支架用壳单元建模，隔框用梁单元建模，封闭声场用四面体单元建模。密封舱结构模态阻尼比为0.4%，在工频及2 倍频处将合力为1 N 的单频力同时沿3 个方向施加在CMG两端，在设密封舱具有自由边界条件下先计算密封舱结构响应，再根据声腔边界的薄壁振动完成声场响应计算。在对CMG 进行隔振前后两种状态下进行声振响应计算，以反映隔振引起的密封舱噪声级变化。

对CMG 进行隔振前后密封舱薄壁振动速度对比见图7和图8。

图7 工频处薄壁振动速度（Ref=1×10-10 m/s）

图8 2倍频处薄壁振动速度（Ref=1×10-10 m/s）

由图7(a)可见，隔振前工频处振动幅值最大处为支架及其下方舱体结构处，且振动传递至大、小柱段较远处，使大面积薄壁蒙皮产生振动，这些位置的薄壁振动是密封舱噪声的直接来源。由图7(b)可见，隔振后密封舱薄壁振动的幅值降低，范围缩小至CMG 支架附近，支架下方薄壁振动速度下降94.7%。由图8可见，隔振后2倍频处振动幅值及范围有一定减小，支架下方薄壁振动速度下降22.8%，无工频处显著，其原因是2 倍频处隔振效果低于工频处。

对CMG 隔振前后密封舱通道声压分布对比见图9 和图10。工频处密封舱噪声分布不均匀，模态特性显著，中心轴线是噪声级最低的区域。2倍频声波波长为工频一半，该频率噪声分布相对均匀。隔振前后，工频噪声降低16 dB～22 dB，2倍频噪声降低2 dB～8 dB，后者低于前者，这与密封舱薄壁振动幅值及分布特性对应。

图9 工频处通道噪声

图10 2倍频处通道噪声

仿真结果表明，对CMG 进行隔振，减小了其扰振力输出，这使得密封舱薄壁振动幅值及范围大幅减小，从而使密封舱声场边界激励的幅值及范围减小，最终引起密封舱声压降低。

4 试验验证

为验证CMG隔振对噪声的控制效果，设计制造4 个钛合金隔振器，安装在CMG 与支架之间，见图11。在CMG安装面布置加速度传感器，用力锤在隔振器与CMG连接处进行3个方向的敲击试验，获取CMG安装面加速度对敲击力的传递函数，结果见图12。根据传递函数峰值确定隔振系统固有频率，测试结果与与第3 节中CMG 隔振系统固有频率仿真结果对比见表3，两者吻合较好，实测时隔振系统部分模态未被激发。

图11 CMG隔振试验设置

图12 Y方向敲击4个耳片时加速度对力的传函(g=9.8 m/s2)

表3 前6阶频率实测与仿真对比/Hz

启动CMG开展噪声测试，隔振前后噪声1/3 oct频谱分布对比见图13。由图13可见，工频所在频段噪声降低18 dB～21 dB，2倍频所在频段降低2 dB～7 dB，噪声减小量级与预测结果相当，总声压级降低16 dB～18 dB，隔振后中高频噪声也有一定程度下降。隔振在2 倍频处的降噪作用低于工频处，与前述仿真分析结论一致。

图13 隔振前后噪声1/3 oct声压级频谱对比

5 结语

对舱外安装CMG 的某载人密封舱开展噪声测试，频谱为CMG 工频及其2 倍频对应的单频噪声，通过无指向声源试验确定CMG 自身辐射声对测试结果的影响可忽略，明确噪声由CMG扰振力引起。

对CMG进行采取隔振并对系统特性进行分析，结果表明隔振使工频扰振力输出显著减小，但CMG弹性使隔振系统固有频率出现在2倍频附近，造成2倍频隔振效果低于工频，隔振设计不能忽视CMG弹性的影响。

采用间接耦合法完成隔振前后密封舱振动噪声耦合分析，获取工频及其2 倍频处结构及声场响应特性及噪声降幅，其表明隔振使密封舱薄壁振动的幅值及范围大幅减小，从而使密封舱声压降低，并表明2倍频处降噪效果低于工频处。

在载人密封舱内进行隔振验证试验，采用敲击法测试传递函数并获取隔振系统固有频率，与分析结果吻合较好。实测工频处噪声降幅为18 dB～21 dB，2倍频处噪声降幅为2 dB～7 dB，噪声降幅及特性与分析结果基本一致，验证了隔振设计与分析的有效性。

本文可为其他载人航天器振动噪声控制及航天器微振动控制设计提供参考。